铁矿石压块 本发明涉及适合于在炼铁工艺中运输和使用的铁矿石压块的制备。
自从19世纪后期就已经开发了团聚铁矿石的方法。然而，在所有可以得到的方法中，现在只有造粒(pelletising)和烧成工艺是意义重大的，但是这些工艺也受到其缺陷的困扰。
造粒包含两个不同的操作：用湿矿石粉末形成小球然后在1300℃的温度区域烧成这些小球。为了制备合适的小球，关键是将矿石研磨的非常细，通常使得矿石的60％能够通过45μm的筛子。然后在水平滚筒或者是在倾斜的盘内，通常使用附加的适当粘合剂使其形成小球。然后在有时候被称作是竖窑中的硬化、水平移动焙烧炉或者是移动焙烧炉与旋转窑的结合工艺中烧成这些形成的小球。造粒是团聚细精矿的可行的并且是在商业上具有吸引力的方法，但是为了得到所需的颗粒尺寸需要充分研磨，而这是非常消耗能源的工艺。用针铁矿-赤铁矿矿石制备地小球需要较长的硬化时间，而这些影响了工艺的经济性。常常加入焦炭形式的固体燃料以降低硬化时间，而这造成了在生产工艺中的有害物质的排放(包括二氧化物、NOx和SOx)。
烧成包括造粒湿铁矿石粉末和其他具有固体燃料的微细材料，通常是焦炭粉，并且包括将该造粒的混合物装载到透气性的移动焙烧炉上。当升温时，空气向下通过该移动焙烧炉。经过短暂的烧成时间，停止对床的外部加热并且当床中的固体燃料燃烧时，一个窄的燃烧区向下通过该床，每一层被依次加热到大约1300℃。在燃烧期间，颗粒之间产生粘合并且形成了强的聚集体。然而传统的烧成工艺造成大量有害物质的排放，特别是硫的氧化物和二噁英，因此从环境的立场来讲该工艺是不理想的并且是无法忍受的。
压块工艺在19世纪后期和20世纪的早期是具有商业利益的的方法，但是生产作为高炉原料物质的铁矿石压块从来没有达到有意义的水平，在1950年之后生产量下降，并且在大约1960年中止。该方法实际上涉及将矿石细粉压成某些合适尺寸和形状的块，然后将这些块进行硬化。试验了许多种粘合剂诸如焦油和沥青和/或其他添加剂诸如有机制品、硅酸钠、硫酸亚铁、氯化镁、石灰石和水泥。然而早期的压块方法，Grondal法，是简单地将铁矿石与水混合并且将其压成建筑砖大小的长方形块。通过将这些建筑砖在隧道窑中加热到1350℃而进行硬化。
虽然压块法的开发通常是朝着开发合适的粘合剂而努力，但是JP60-243232描述了具有平面形状的压块以便在高炉中提供稳定的分布。具体地说，该日本说明书公开了平面形状的压块在较高的温度下比传统的球形小球更容易还原。制备的压块体积在2和30cc之间，以便使相对高的耐压强度与随着尺寸的增大而产生旋转或翻动强度差以及冲击阻力差相平衡。该日本说明书公开了较大的压块在高炉中不太容易还原。然而除说明压块的尺寸和形状外，没有再说明其他关键的因素，并且也没有详细地说明压块生产的任何其他方面。
本申请人对于用铁矿石制备压块开展了深入的研究工作，并且发明一种方法，该方法能够制备用在高炉和其他直接还原器中的具有合适性质的压块。
本申请人在研究工作中解决的重要问题之一是，工业上可行的铁矿石压块工厂必须具有显著的材料产量。为了做到这一点，本申请人相信对于压块机需要每台压块机每小时处理70-100吨量级的铁矿石。在研究工作中，本申请人发现有可能在惊人的低轧制压力下来操作压块机，并且制备具有足够生坯强度以承受随后处理的生坯压块。这是惊人的发现，因为由压块机制造商提供的信息表明将需要比本申请人发现的合适压力明显更高的轧制压力。可以低轧制压力操作的发现是意义重大的，这是因为低压力操作有可能使用更多类型的压块机并且从而使压块机具有更高生产率。
本发明涉及选择压块的成型参数。
根据本发明，提供了一种制备适合于在高炉中使用或者在其他直接还原炉原料中使用的铁矿石压块的方法，该方法包括步骤：
(1)混合矿石和助熔剂以形成矿石/助熔剂混合物；
(2)使用低轧制压力将该矿石/助熔剂混合物压制成生坯压块；以及
(3)硬化该生坯压块以形成烧成压块。
在步骤(b)中说明的对于铁矿石压块的低压力操作是有重大意义的，并且有可能通过在压块机上使用长度达到1.6m的宽辊而实现高生产率。
优选的是，低轧制压力是足够制备具有至少为2kgf的生坯耐压强度的轧制压力所产生的。
优选的是，该生坯耐压强度至少为4kgf。
更优选的是，该生坯耐压强度至少为5kgf。
更优选的是，该生坯耐压强度为5-30kgf。
更优选的是，该生坯耐压强度为15-30kgf。
优选的是，低轧制压力是在矿石/助熔剂的混合物上的辊筒轧制压力为10-140kN/cm所产生的低轧制压力。
更优选的是，该辊筒轧制压力为10-60kN/cm。
更优选的是，该辊筒轧制压力为10-40kN/cm。
优选的是，步骤(a)包含将矿石和助熔剂颗粒混合，该矿石具有预定颗粒尺寸分布。
可以不需要研磨矿石就能产生制备在步骤(a)中与助溶剂混合的矿石颗粒的预定颗粒尺寸分布。
优选的是，该方法包括破碎和筛分矿石以形成在步骤(a)与助熔剂混合的预定颗粒尺寸分布。
优选的是，在步骤(a)与助熔剂混合的矿石的预定颗粒尺寸分布其最大尺寸为4.0mm或者更少。
更优选的是，该最大尺寸为3.5mm或者更小。
更优选的是，该最大尺寸为3.0mm或者更小。
更优选的是，该最大尺寸为2.5mm或者更小。
更优选的是，该最大尺寸为1.5mm或者更小。
更优选的是，该最大尺寸为1.0mm或者更小。
优选的是，在步骤(a)与助熔剂混合的矿石的预定颗粒尺寸分布包括通过45μm筛子的比例小于50％。
更优选的是，该颗粒尺寸分布包括通过45μm筛子的比例小于30％。
更优选的是，该颗粒尺寸分布包括通过45μm筛子的比例小于10％。
优选的是该矿石为含水的铁矿石。
优选的是该含水的矿石是含有针铁矿的矿石。
优选的是助熔剂的颗粒尺寸分布中大部分小于100μm。
优选的是助熔剂的颗粒尺寸分布包括通过250μm筛子的比例大于95％。
优选的是助熔剂为石灰石。
优选的是选择在步骤(a)中制备的矿石/助熔剂的混合物以便烧成压块的碱性度大于0.2。
更优选的是该碱性度大于0.6。
在此可以理解的术语“碱性度”指的是该烧成压块的(％CaO+％MgO)/(％SiO2+％Al2O3)。
优选的是在矿石/助熔剂的混合物中没有粘合剂。
优选的是该方法包括在混合步骤(a)之前或者是在步骤(a)期间调整矿石的水含量以优化压块质量和产量。
优选的是调整矿石的水含量步骤包括调整水含量，以便使该矿石/助熔剂的混合物中的水含量占该矿石/助熔剂的混合物总重量的2-12重量％。
术语“该矿石/助熔剂的混合物总重量”指的是(a)、(b)和(c)的总量，其中(a)是该矿石/助熔剂的干重，(b)是该混合物的固有水分的重量，(c)是在该方法中添加给该混合物的水分(如果有)的重量。
术语“水分含量”指的是上面(b)和(c)的总量。
优选的是，调整矿石的水含量的步骤包括调整水含量，以便对于致密的赤铁矿矿石其矿石/助熔剂的混合物中水分含量占该矿石/助熔剂的混合物总重量的2-5重量％。
优选的是，步骤(b)包括调整矿石的水含量，以便对于针铁矿含量最高50％的矿石，其矿石/助熔剂的混合物中水分含量占该矿石/助熔剂的混合物总重量的4-8重量％。
优选的是，步骤(b)包括调整矿石的水含量，以便对于绝大部分是针铁矿的矿石，即针铁矿含量超过50％的矿石，其矿石/助熔剂的混合物中水分含量占该矿石/助熔剂的混合物总重量的6-12重量％。
优选的是压制步骤(c)制备体积为10cc或者更小的压块。
更优选的是压制步骤(c)制备体积为8.5cc或者更小的压块。
更优选的是压制步骤(b)制备体积为6.5cc或者更小的压块。
优选的是，硬化步骤(c)包括用40分钟将压块加热到烧成温度。
优选的是，硬化步骤(d)包括在35分钟之内将压块加热到烧成温度。
更优选的是，硬化步骤(d)包括在30分钟之内将压块加热到烧成温度。
更优选的是，步骤(c)包括在20分钟之内将压块加热到烧成温度。
更优选的是，步骤(c)包括在15分钟之内将压块加热到烧成温度。
优选的是烧成温度至少为1200℃。
更优选的是烧成温度至少为1260℃。
更优选的是烧成温度至少为1320℃。
更优选的是烧成温度至少为1350℃。
更优选的是该烧成温度至少为1380℃。
优选的是烧成压块的破碎强度至少为200kgf。
优选的是烧成压块的破碎强度至少为250kgf。
根据岩石学特征诸如矿物学特性、矿物组合和颗粒结构、孔隙率、尺寸分布以及化学组成，铁矿石广义地表征为四组，这些组是：
a)HC-致密的赤铁矿/磁铁矿矿石；
b)GC-针铁矿含量最高50％的矿石；以及
c)G-含有绝大多数是针铁矿的矿石，即针铁矿含量大于50％的矿石，诸如豆石、岩屑(detritals)以及河床(channel)铁矿藏。
在下面的说明中涉及到两种特殊的GC矿石的小组，即：
HG-赤铁矿为主的含针铁矿矿石；以及
GH-针铁矿和赤铁矿含量近似相等的矿石。
虽然没有希望从理论上进行限制，但是可以认为生坯压块中的结合机制涉及结合的组合，包含颗粒的机械联锁、范德瓦尔斯力，并且在原料为GC和G类型的情况下，氢键结合程度取决于含水的铁物质例如针铁矿存在的百分比。已经识别的原料物质的几个特征对这些结合的形成具有显著影响，这些结合影响生坯和烧成压块的质量和处理性能。这些特征是原料的水分含量和流动特性、矿石的化学组成、矿石的尺寸分布以及岩石学特征和孔隙率。
优选的是该原料具有尽可能宽的尺寸分布以便获得高的堆积密度并且提高矿石颗粒的结合。正如上面说明的，认为生坯压块的结合机制是通过由颗粒的机械联锁、范德瓦尔斯力和在原料为GC和G类型的情况下的氢键结合产生的结合的组合。尽管宽的尺寸分布提高堆积密度并且改进生坯压块的强度，但是有可能对尺寸接近的铁矿石进行压块。
该颗粒的最大尺寸是由破碎方法决定的并且优选的是小于2.5mm，以便在硬化过程之后制备出可接受烧成性能的压块。通常，由于这些原料的热要求较低，矿石类型HC和HG可以以较粗的最大尺寸进行压块以得到可以接受的烧成强度。通过破碎或者过筛处理可以降低原料的最大尺寸。颗粒的最小尺寸没有绝对的限制，但是根据本发明没有必要或者需要将矿石破碎成非常细的颗粒(如造粒所需要的)，这是因为造成了没有必要的经济负担。优选的是通过45μm筛子的颗粒少于10％。
有利的是应当根据将被压块的最大颗粒尺寸以及合适的硬化性能来选择压块装置的模腔(pocket)尺寸，以便确保能够得到满意的压块。典型的是，为了得到满意的压块，最大颗粒尺寸是最小模腔尺寸的25-30％。如果最大颗粒尺寸超出了这个规格，则需要选择较大的模腔尺寸。
需要的是控制原料水分以便优化生坯压块质量和产量。水分的加入不应当超过液体桥接变成颗粒间结合的主要形式的程度。否则造成生坯强度降低并且对于热稳定性产生不利影响。水分不足会导致在压块压制步骤中的过压并且对于生坯压块的质量和产量产生不良影响。
根据将被处理的矿石的原料特性，对于原料使用水分含量为2-12wt％来优化生坯压块质量和产量。致密的赤铁矿精矿(HC)具有低的最佳压块水分，通常是在2-5wt％的范围内。这些精矿通常是由具有光滑表面结构的大小接近的颗粒构成，由于减少了颗粒联锁而产生低强度的压块。具有更多孔的含有针铁矿的矿石，其针铁矿含量最高50％的针铁矿(GC)压块在4-8wt％的水分范围是合适的，而更多孔的主要是针铁矿(G)的矿石压块其在6-12wt％的水分范围是合适的。这样的矿石具有增强压块特性的粗糙表面结构以及形状。
传统的压块装置可以用在本发明的方法中。从本质上讲，这样的装置包含两个具有模腔的相邻辊筒，这些模腔在压制区域结合在一起将原料物质压入相邻的对齐的模腔中而制备出压块。在本发明的情况下，这些辊筒优选的是水平对齐的以便获得具有经济可行性的所需要的生产量。
尽管根据用途可以在宽轧制压力范围进行压块，但是优选的是铁矿石的压块是在辊筒轧制压力为10-140kN/cm下进行，并且更优选的是在该范围的下限进行，典型的是在10-60kN/cm下进行。正如上面说明的，这种低压力操作对铁矿石压块意义重大，并且通过使用最高1.6m长的压块机上的宽辊通有可能获得高生产率。
优选的是仔细控制轧制压力在低压力范围，以便优化压块操作。如果轧制压力太低，则辊筒被强迫分开而产生了厚网状物和变形的压块，这影响生产量和压块质量，特别是在硬化阶段之后更是这样。如果轧制压力超出了最佳值，则由于模腔释放压块的“蛤壳(clamshell)”效应使得压块的封闭(closure)差。对于小的辊筒直径蛤壳效应更加明显并且超出轧制压力，这些造成模腔结合/阻塞。尽管将提高生坯压块的密度和破碎强度，但是烧成压块的冲击阻力将受到严重影响。
优选的是，选择水分含量来影响通过供料系统的的流动特性，并且通常原料的水分含量为2-12wt％是合适的。如果水分含量对于供料系统来说太高，则不利地影响供料压力而造成产量降低并且损害压块质量，其特征为较低的生坯强度。如果对于送料系统原料的水分太低，则所产生的供料压力将引起蛤壳，而这造成产量降低，增加辊筒模腔的磨损率并且烧成性能差。
可以使用预压实机供料系统或者是重力供料系统来操作压块装置。其中重力供料系统是有优越性的，原因在于可以压块高的吨数，正如在铁矿石工业中的那样。
关于压块压力，选择辊筒直径以便确保以经济的生产率获得压块质量。大直径的辊筒增加生产率，然而它们也增加挤压区域的面积。仔细控制挤压区域有助于制备合格的生坯压块并且避免形成具有过厚网状物的压块。辊筒直径的改变还可以改变用于原料的最佳水分含量，增加辊筒直径表示原料水分增加。辊筒直径典型的是在250mm-1200mm范围内变化。为了生产率的最大化，优选的是该辊筒尽可能以最快的速度工作，同时保持压块质量。然而如果生产率是次要考虑的因素，则可以使用非常低的辊筒速度。
典型的是，使用1rpm-20rpm范围的辊筒速度。特别是在高辊筒速度的情况下，为了保持质量，期望的是将原料以与压块生产率匹配的速度提供给辊筒，并且辊筒具有产生形成合格压块所需要的力的压块区域面积。
只要该辊筒宽度位于压块机的压力能力内，可以选择任何合适的辊筒宽度。由于铁矿石压块是低压操作，所以宽辊筒是优选的，增加了机器的生产能力。辊筒优选的是水平对齐的以允许与重力供料系统一起使用。对于每个分类，在上面说明的水分范围内，铁矿石的流动特性对于重力送料都是合适的，不管是HC、GC(包含HG和GH)或者G。
通常模腔的形状不应当具有尖锐的角，而是应当更光滑和圆滑以改进处理特性。通过实例，近似为0.65的长度/宽度和宽度/深度的比例是合适的。模腔形状还具有特定的110-120°的脱模角，该脱模角阻止模腔中的粘附趋势。
根据硬化方法和原料最大尺寸以及制铁的高炉的要求，可以优化模腔尺寸。典型的是压块体积在2和30cc之间。优选的是该体积为10cc或者更小。更优选的是该体积为8.5cc或者更小。更优选的是该体积小于6.5cc。
交错排列的模腔结构是优选的，这是因为该构型最优化地使用辊筒面上可利用的空间，因此使产量最大。
优选的是考虑原料特性与压块尺寸的影响之间的复杂关系来选择硬化方法和条件。
需要考虑压块体积、形状以及原料的岩石学特征之间的关系。原料的化学成分对烧成压块的性能有显著影响。除了水分之外，原料包含氧化铁和脉石矿物(gangue mineral)构成的铁矿石，以及所需要的助溶剂，所加的助熔剂是为了在烧成压块中获得所需要的碱性度。试验结果表明为了在烧成的压块中得到所需的性质，该助熔剂优选的是细尺寸，典型的是该助熔剂有95％能够通过250μm筛子。
虽然没有希望从理论上进行限定，但是可以认为，对于烧成压块的结合机制涉及扩散结合以及氧化铁颗粒的重结晶和在较高助熔剂含量情况下的熔渣结合。因此助熔剂含量和烧成温度并且在一定程度上烧成时间对于压块的性质都具有强烈影响。增加碱性度可能增强还原强度以及硬化强度，这是因为较高的助熔剂含量有助于结合相的形成，而该结合相在还原条件下防止变形。
可以使用带式焙烧机、链篦机回转窑或者是连续的回转窑类型工艺来进行硬化。
已经发现在优化的条件下制备的生坯压块与用相同材料制备的小球，其热稳性是非常高的。用于造粒的原料矿石必须研磨到小尺寸，典型的是最高60％通过45μm筛子，并且将小球在低温下缓慢干燥，典型的是在小于200℃进行干燥以避免散裂。相比之下，正如上面说明的，用于本发明的可以成功硬化的原料矿石可以非常粗，优选的是其最大尺寸最大为2.5mm，因此不需要研磨到制备小球所需要的相同的程度。这些特性表明压块操作相对于传统的小球制备工厂大幅度地降低了成本。
本发明压块的一个重要特征在于在快速加热时具有承受高温的能力，例如在30分钟内加热到烧成温度，更优选的是在20分钟内加热到烧成温度。这就与针铁矿矿石在硬化形式下如何响应的传统理解形成直接对比，已经表明传统的针铁矿矿石在硬化形式下，当加热太快时在它们通过脱水和自由脱水区域时会散裂。
正如上面所说明的，已经发现本发明压块的热稳定性比小球的热稳定性高，并且它们可以比小球更快的速度加热而不会造成散裂。这就得到了更短的加热循环。因此，压块的生产率比使用相同材料的小球的生产率要高的多。例如，在带式焙烧机回转窑中可以实现30吨/平方米每天(t/m2·day)量级的可能压块生产率，相比较的是对于在相同的窑中的HG矿石的小球生产率为16吨/平方米每天(t/m2·day)量级。
可以清楚理解的是，尽管在此提到了现有技术的出版物，但是这些参考文件并没有构成这些文件中的任一个形成本领域公知技术的一部分的承认，无论是在澳大利亚还是在任何其他的国家都是这样。
【附图说明】
仅仅借助于实施例，并且参考附图说明本发明的优选实施方案，其中：
图1示意表示用于进行本发明方法的具有250mm直径辊筒和预压供料系统的合适装置；
图2示意表示用于进行本发明方法的具有450mm直径辊筒和重力供料系统的合适装置；
图3示意表示用于进行本发明方法的具有650mm直径辊筒和重力供料系统的合适装置；
图4是对于HG材料，在具有6cc杏仁形和4cc长杏仁形膜腔的450mm的辊筒上的全部压块产量与进料水分的关系曲线；
图5是表示对于HG材料，在具有变化模腔尺寸的450mm的辊筒上进料水分对生坯压块强度的影响的关系曲线；
图6是表示对于HG材料，使用650mm辊筒和7.5cc“枕”的进料水分对生坯压块强度的影响的关系曲线；
图7表示在450mm辊筒和9cc杏仁形上辊筒轧制压力对于压块性能；厚度、生坯强度和生坯密度的影响；
图8是表示对于HG材料，使用650mm辊筒和7.5cc“枕”时，轧制压力对于生坯强度的影响的关系曲线；
图9是表示对于HG材料，使用650mm辊筒和7.5cc“枕”时，轧制压力对于生坯强度的影响的形貌；
图10是表示使用450mm辊筒和9cc杏仁形模腔，对于轧制压力为90kg/cm2并且进料水分为6wt％的情况下，辊筒速度对于压块性能；厚度、生坯强度和生坯密度的影响；
图11是压块机的操作范围，该压块机具有预压机、250mm辊筒、4cc杏仁形模腔以及HG材料；
图12表示在500mm的深床中用于压块硬化的温度制度；
图13表示对于高生产率生产压块用于压块硬化的温度制度和用于低生产率生产小球的小球硬化的典型温度制度；
图14是表示平均床温度对在间歇式链篦式回转窑中的焙烧炉循环端部使用650mm辊筒和7.5cc“枕”、由GH材料制备的压块的影响的关系曲线；
图15是表示平均床温度对在间歇式链篦式回转窑中的链篦式回转窑烧成循环端部使用650mm辊筒和7.5cc“枕”、由GH材料制备压块的影响的关系曲线；
图16是表示在烧成温度(1380℃)的时间对在间歇式链篦式回转窑中试验循环期间使用650mm辊筒和7.5cc“枕”、由GH材料制备压块的影响的关系曲线；
图17是表示在烧成温度(1380℃)的时间对在间歇式链篦式回转窑中试验循环期间使用650mm辊筒和7.5cc“枕”、由GH材料制备压块的影响的关系曲线；
图18是表示仅仅在回转窑试验循环期间，在回转窑中停留时间对于7.5ccGH压块影响的关系曲线。
图19是表示床高度和焙烧机烧成制度对在间歇式链篦式回转窑中试验循环期间使用650mm辊筒和7.5cc“枕”、由GH材料制备压块的影响的关系曲线；
图20是表示床高度和焙烧机烧成制度对在间歇式链篦式回转窑中试验循环期间使用650mm辊筒和7.5cc“枕”、由GH材料制备压块的影响的关系曲线；
图21是表示碱性度和烧成温度对使用250mm辊筒和4cc杏仁形模腔、由HG材料制备压块的烧成破碎强度影响的关系曲线；
图22表示碱性度对使用250mm辊筒和4cc杏仁形模腔、由HG材料制备的压块的压块还原性质；膨胀、还原之后的破碎强度(CSAR)以及压块的还原系数的影响；
实施例1
使用三种不同的辊式压制机来制备压块，所述压制机具有变化的辊筒直径、宽度和供料系统。
使用Taiyo K-102A双辊筒压制机来进行初始试验，该双辊筒压制机的额定能力为300kg/hr。该机器具有250mm直径的辊筒，该辊筒宽度为36mm并且特征是具有螺旋式预压制机。在图1中可以见到其主要部件的示意表示。
制备的压块其额定尺寸为13×19×28并且体积为4cc的枕形。在每个辊筒的周围具有30个单行的模腔。
在两个辊筒中，一个是固定的，而另一个是“不固定辊筒”，该不固定辊筒通过油和气填充的动力缸而保持与固定辊筒靠近。加压动力缸中的油以提供辊筒之间的希望的加载力。
使用Komarek BH400双辊压制机也可以压块，其辊筒直径为450mm并且辊筒宽度为75mm。原料是从位于辊筒上的供料漏斗而被重力送料进入挤压区域。在图2中可以见到其主要部件。
制备各种尺寸的压块，详情如下：
(1)额定的是17.5×28×34.3mm，其体积为8.9cc。在每行的圆周上以交错对齐方式布置双行的48个模腔(9cc杏仁形)。
(2)额定的是14.5×22.1×33.9mm，其体积为6.3cc。在每个辊筒的圆周上以交错对齐方式布置双行的60个模腔(6cc杏仁形)。
(3)额定的是15.2×21.7×22.9mm，其体积为3.9cc。在每行的圆周上以交错对齐方式布置三行的58个模腔(4cc球形)。
(4)额定的是11.2×17.3×32.1mm，其体积为3.9cc。在每个辊筒的圆周上以交错对齐方式布置双行的72个模腔(4cc长条形)。
在这两个辊筒中，一个是固定的，而另一个是“不固定辊筒”，该不固定辊筒通过油和气填充的动力缸而保持与固定辊筒靠近。对动力缸中的油加压以提供辊筒之间的希望的特定压制力。
使用Koppern52/6.5双辊压制机也可以进行压块，该双辊压制机的辊筒直径为650mm并且辊筒宽度为130mm。原料从位于上面的漏斗而被重力送料进挤压区域。通过使用“挤压区域调节器”来控制挤压区域的面积。在图3中可以见到其主要部件的示意表示。
制备的压块为“枕”形，其额定尺寸为30×24×16mm，其形成的体积为7.5cc。在跨越辊筒的面上配置有对称的四行77个模腔。
在这两个辊筒中，一个是固定的，而另一个是“不固定辊筒”，该不固定辊筒通过油和气填充的动力缸而保持与固定辊筒靠近。对动力缸中的油加压以便提供辊筒之间所期望的特定压制力。
实施例2
研究了原料水分含量的影响。
图4说明原料水分对于6cc和4cc压块的产量具有显著影响，该6cc和4cc压块是使用如实施例1中所描述的具有450mm辊筒的压块机制备的。原料是重力送进辊筒的，同时辊筒是在固定辊筒速度为20rpm和轧制压力为90kg/cm2的条件下进行操作的。
控制原料水分也是重要的，这是因为水分含量的变化影响生坯性质如生坯强度、抗磨损性以及损伤强度。在图5和6中已经示出。
图5表示对于由HG材料、使用450mm的辊筒、重力送料系统以及变化模腔尺寸而制备的压块，其原料水分含量与压块强度之间的关系；
图6表示对于由HG材料、使用650mm的辊筒以及7.5cc模腔而制备的压块，其原料水分含量和压块强度之间的关系；
对于近似为6％的最佳水分含量，生坯强度趋向于增加到最大值。在水分含量超过7.5％时，生坯强度低得不能接受。
原料水分对于压块的损伤强度和生坯抗磨损性影响较小。
实施例3
正如上面说明的，尽管压块操作可以在宽范围的轧制压力下进行，但是优选的是该压块在低压力下进行。这种对于铁矿石压块的低压力操作意义重大并且开拓了在压块机上用宽辊筒实现高生产率的可能性。
然而，正如上面所表明的，如果需要优化压块操作的话，则必须仔细控制轧制压力在该低压力范围。如果轧制压力太低并且没有仔细控制挤压区域面积的话，则该辊筒被强行分开而产生了厚网状物和变形的压块，该厚网状物和变形的压块影响生产量和压块质量，特别是在硬化阶段之后更是这样。如果轧制压力超出了最佳值，则由于模腔释放压块的“蛤壳(clamshell)”效应使得压块的闭合质量差。尽管生坯压块的密度和破碎强度将被提高，但是烧成压块的冲击阻力将受到严重影响。
图7是说明在具有450mm直径辊筒和额定9cc模腔的重力送料机中制备的原料HG，轧制压力对于压块厚度和质量(根据破碎强度的测量)的影响。该图表明，在轧制压力低到60kg/cm2时，获得了可以接受的生坯强度。
图8和9表示压制力与使用650mm直径辊筒得到的最终生坯强度的影响。对于HG和GH原料类型进行研究并且表明，这两种原料的轧制压力和生坯强度之间的关系与使用450mm辊筒工作时类似。具体的说，这些图表明在压制力为20kN/cm情况下得到可以接受的生坯强度。
还发现轧制压力对于损伤强度和生坯压块的抗磨损性具有显著影响，在增加轧制压力时，这两个变量相应增大。
实施例4
还研究了辊筒速度
已经发现以rpm测量的辊筒速度对于施加给原料的压制力有影响。
增加辊筒速度导致在辊筒挤压区域的较短的停留时间，并且因此较小的压制力施加较长的时间。基本可以使用轧制压力来控制施加给原料的压制力并且可以改变辊筒速度以将生产率最大化。然而，当优化生坯压块操作时，考虑辊筒速度对于压块厚度和生坯强度的影响是重要的。
对于具有450mm直径辊筒的重力送料机，在图10中示出了对于原料HG，辊筒速度对于压块厚度和质量的影响(用破碎强度来测量)。
该图表明当辊筒速度增加时，厚度和生坯强度降低。
实施例5
如在实施例1中所说明的，使用该压块机的工艺变量即，辊筒速度、预压机速度和轧制压力以及压块密度来确定用于这种特定压块系统的操作范围。
在图11中示出的图是在Taiyo挤压机上，用250mm辊筒由HG材料形成额定4cc压块的用于进行压块的操作范围的实例。
为了简化该曲线，轧制压力固定在150kg/cm2并且预压制机速度固定在20rpm。对于4wt％到12wt％的原料水分，表示了一系列曲线。每个曲线表示导致全部压块形成的条件。
在曲线的右边是低供料压力区域，在该区域内，模腔没有被填充或者压块脆弱容易分裂。在该曲线的左边是供料压力太高的区域。发生压块切变和模腔阻塞。跨越这个强度范围，小于6kgf，则压块太脆弱而不能承受模腔脱出或者残留在模腔中或在脱模时分裂。在高于30kgf时，不能实现进一步的压制。该压块厚并且开始“蛤壳”。6-30kgf的强度范围限定了极限，在该极限内，使用样品材料和Taiyo压块机可以形成全部压块。
为了确定操作范围，需要考虑某些生产和质量参数，包含产量、密度、破碎强度和下落/损伤强度。一旦考虑这些性质，就限定了较小的区域，该区域是压块工艺的操作区域。
在图11中，该区域是在辊筒速度为5-9rpm之间并且生坯强度为6kgf-18kgf之间出现的。
实施例6
已经发现在优化条件下制备的生坯压块相比于由相同材料制备的小球具有非常稳定的热稳定性。在图12和13中已经示出。
图12说明在实验室规模硬化试验期间，该硬化试验是模拟带式焙烧机工艺，对于进口和出口气体和位于压块的床内部的三个位置处的温度制度。
该床温度是通过放置在离该床的顶部100、250和500mm处的热电偶来测量的。
已经发现当以图中所示进行快速加热时，该压块具有热稳定性。优良的干燥特性使得进口气体温度在10分钟内从环境温度加热到1340℃，而没有散裂压块。
图13说明用于压块硬化的温度制度，用于以32t/m2.d和25t/m2.d的生产率由HG矿石制备的额定4cc压块。通过比较，该图还表示了用于小球的硬化温度制度。该小球的制度是最优化的制度以便小球散裂最小化并且烧成性质被最大化。该小球制度以生产率为16t/m2.d生产小球，该生产率明显低于压块的生产率。该压块和小球是由相同类型的矿石制备的。
压块的生产率高是由于生坯压块的热稳定性，该热稳定性使得压块被快速地加热。
已经发现压块的热稳定性并不是一种硬化方法和一种矿石类型所独有的。
实施例7
当压块退出焙烧炉而进入回转窑之前时，使用试验规模的链篦式回转窑系统来确定压块的性质。
该设备包括罐式焙烧炉(pot grate)和间歇式回转窑。为了模拟移动焙烧炉，使用LGP气体燃烧器以产生该火焰温度。该罐式焙烧炉可以使得气体向上和向下流动。通过使用热电耦的床来测量材料的温度，该热电耦被设置在该罐式焙烧炉内并且穿过这些壁。假定这些测量结果是在烧成循环期间的压块温度。由于所试验的压块的尺寸，该温度测量值说明的可能会是压块外部温度而不是内部温度。所测量的温度最可能是压块外部温度和在床中该位置处的气体温度的混合温度。
图14表示由GH材料(d95＝1mm)制备的生坯额定尺寸为7.5cc的压块的温度如何在约为300-400℃的平均床温开始增加到最大值，并且然后在～700℃下降到最低温度。然后在更高的温度强度又开始增大。在～700℃强度降低到最小值，该最小值小于生坯强度。这对于将材料从炉篦运送到回转窑中是关键的因素。因为在该温度范围内强度是最低的，所以如果烧成制度包括在该温度处从炉篦到回转窑的输送，则有望具有最大的性能降低量。
对于带式焙烧机工艺，已经发现对于硬化过程所选择的床高度并不是关键的，并且不受气体渗透性的限制，通常选择该气体渗透性以避免在该床的下部造成压块的变形，同时获得合理的生产率。另外，在压块体积超过6cc时，并没有因为床的高度而大大损伤床的渗透性。因此，硬化工艺没有象造粒操作的情况下受到该变量的限制。可以选择生坯压块的床深度以最优化生产率而不会损害质量。
链篦式回转窑法相比于从其他硬化方法得到的制品来讲，在制备较好的烧成制品方面具有一些优点。该链篦式回转窑法也是通过降低压块内部温度梯度的方式在高温范围内更加均匀地加热压块，并且避免压块有差别的收缩，有差别的收缩会造成破裂。另外，在旋转窑中，当所有的压块都经受相似的烧成温度和时间时，相比于带式焙烧机工艺来讲压块质量更加均匀。
只要使用合适级别的原材料，对于制备适合于直接还原法的压块的可能性也是存在的。
实施例8
研究烧成温度。
在链篦式回转窑试验装备中烧成GH材料(d95＝1mm)7.5cc的压块，对于炉篦部分都使用相同的烧成制度。在转移到回转窑中之后，对于烧成，使用相同的制度，但是如所示的改变所达到的烧成温度。在图15中示出该结果。
在图15中清晰地表明为了在该尺寸的压块中获得合适的烧成后强度，在回转窑中的烧成温度应当至少为1380℃。
图15还表明随着烧成温度提高，摇摆强度(tunble strength)(摇摆系数-TI)和耐磨性(磨损系数-AI)增大。
实施例9
研究烧成温度和保温时间(time at temperature)
在一系列的链篦式回转窑的试验中，烧成额定大小为7.5cc的由GH材料(d95＝1mm)制备的压块。炉篦烧成制度是相同的，只是在回转窑中的烧成温度下的烧成时间是从6分钟变化到9分钟。在回转窑中的总烧成时间保持相同，烧成的额外时间来自窑内的烧成速度，因此9分钟烧成时间比6分钟烧成时间达到1380℃的烧成速度快。
使用对于7.5cc情况下相同的烧成制度来进行6.5cc的GH压块的试验。
在图16和17中示出结果。
对于额定7.5cc大小的GH压块，在回转窑中的较长的烧成时间使得烧成强度有相当大增加。这是由于在烧成循环中压块的较大的热渗透造成的。
6.3cc GH压块的烧成性能优于7.5cc情况下制作的压块的烧成性能，这表示热渗透因素对于压块的烧成性能产生是重要的影响因素。该结果同样表明当压块中的热渗透不充分时，那么在烧成的制品中就不能产生合适的强度。
实施例10
研究链篦机回转窑中的停留时间的影响
在试验规模间歇式链篦机回转窑中烧成额定7.5cc的由GH材料(d95＝1mm)制备的压块。将生坯压块迅速送进已经预热到500或者1000℃的回转窑中。对于该压块施加烧成制度并且报告总的停留时间。在图18中示出这些结果。
图18示出烧成性能随着增加停留时间而得到改进，表明制品的完全加热对于获得最终所需要的性质的重要性。
较大的焙烧炉床深度没有减少快速加热的效果。这一点在图19和20中示出。生坯压块床具有较高的渗透性并且不限制空气流动，而对于小球来讲通常会发生这种情况。没有限定可以使用的最大床深度，但是有可能大于300mm。在链篦机回转窑系统中这个床深度远超过甚至于最好的小球床可能的床深度。
实施例11
研究压块的化学组成的效果
通过在马弗炉中，在特定的温度和时间下烧成压块确定碱性度和温度对于由HG材料制备的烧成压块性质的影响。在图21中示出了这些结果。
在不同碱性度制备的烧成压块中进行烧成压块的化学分析，该烧成压块从在碱性度为1.2时63.81％的Fe含量变化到碱性度为0.2时最多65.93％的Fe含量，其反映助熔剂的加入量。
如在图21可见，随着温度升高和碱性度从0.2增加到0.8，破碎强度增加。当温度在所研究的范围内升高时这个效果变得更加明显，并且有可能对于0.6的碱性度在1295℃和对于0.8的碱性度在1280℃获得300kgf。
对于增加碱性度导致强度增加的解释涉及到结合机制的变化。在低碱性度的情况下，由于氧化铁的重结晶和氧化铁-氧化铁键的形成，造成颗粒的结合。在增加碱性度的情况下，在较低温度下发生熔化，增强氧化铁晶体的熔化，并且对于相同的温度，炉渣结合变得更加重要，提供较高的强度。
实施例12
对于在1300℃烧成10分钟的HG压块进行还原试验，该还原试验使用全部压块和标准还原试验方法JIS8713/IS07215。在图22中示出在还原之后(CSAR)还原性、膨胀以及破碎强度的结果。
在该碱性度的范围内还原系数(RI)保持相对稳定。该RI从碱性度为0.20时的53.8％变化到碱性度为1.00时的刚刚超过62.2％。
膨胀指数表示一些响应，从在最低碱性度时的11％变化到在中间碱性度范围时的14.8％，在碱性度为1.20时减少到0。在还原之后(CSAR)的破碎强度表明对于碱性度的变化有大的响应，变化范围是在0.20碱性度的22kgf变化到在1.20碱性度的121kgf。这种还原后强度的变化反映烧成破碎强度的结果并且还与烧成压块的结合相的变化有关。该低碱性度的压块主要是通过氧化铁-氧化铁键而结合的，该键在还原期间裂解。在增加碱性度的情况下，熔渣结合变得更加重要。在还原期间这些结合更加稳定，说明在碱性度为1.20时有较高的还原强度并且膨胀小或者是没有膨胀。在由GH和G制备的压块中，熔渣结合变成更加重要的结合形式，在该压块中较高的SiO2和Al2O3含量导致助熔剂加入量增大。这种压块通常在还原之后有更高的强度，这是由于该还原工艺没有造成非铁结合相的破裂。高级的矿石，诸如HC，需要低的助熔剂加入量，几乎单独取决于氧化物-氧化物结合并且因此在还原后具有较低的强度。
在没有背离本发明的精神和范围的情况下，可以进行上述的本发明实施方案的许多改变。