铁矿石压团 本发明涉及生产适合于炼铁工艺中输送和使用的铁矿石团块(briquettes)。
自19世纪后期，铁矿石制团(agglomerating iron ores)方法已发展起来。但是，在所有已有工艺中，现在仅造球和烧结工艺有重大意义，而这些工艺却存在某些缺点。
造球包括两种不同的操作：由湿矿粉形成球团矿(pellets)，然后在1300℃区域的温度下对其焙烧(firing)。制造适宜球团矿，关键是应将矿石碾磨得非常细，一般粒度达到约60％矿石通过45微米。然后一般借助添加适宜粘合剂，在水平转筒或在倾斜圆盘中，将其成型为球团矿。接着将成型后的球团矿在竖炉、水平带式烧结机(horizontal travelling grates)、或带式烧结机与旋转炉的组合中通过有时被称为固结(induration)的工艺进行焙烧。造球是一种对细粒精矿砂进行制团的可行和工业上有吸引力的方法，但需要大量碾磨，以达到所需球团矿筛分，这是耗能很多的工艺。由针铁矿-赤铁矿矿石制成的球团矿需要长时间的固结，影响了工艺经济性。通常添加焦炭型的固体燃料，以减少固结时间，这又导致产生有毒排放物(包括二恶英、NOX和SOx)。
烧结包括用固体燃料(通常为焦粉)对湿铁矿粉及其它粉末材料进行造粒，并把造粒后的混合物装进透气带式烧结机中。因温度升高，要通过炉箅(grate)向下抽空气。经短的点燃期后，中断对床层的外部加热，而且因床层内固体燃料燃烧，有一个狭窄燃烧区向下移动穿过床层，并使各层依次加热至约1300℃。在燃烧过程中球团矿之间发生粘结，形成坚固的结块。但是，常规的烧结过程导致高含量的有毒排放物，尤其硫氧化物和二恶英，因此，该工艺由于环境原因是不理想和不能接受的。
压团(Briquetting)是19世纪晚期和20世纪早期有工业意义的一种工艺，但是，生产的铁矿石团块用作鼓风炉进料，从未达到任何有意义的程度，1950年之后就减少了，并在约1960年已经中止。这种工艺实施起来涉及把矿粉压制成某种大小与形状适宜的块状体，然后固结这种块状体。曾经试验过各种各样地粘合剂，诸如焦油和沥青，及/或其它添加剂诸如有机产物、硅酸钠、硫酸亚铁、氯化镁、石灰石和水泥。但是，最早的压团工艺即格伦达尔(Grnda)工艺，只包括混合铁矿石与水，并压制成长方块为建筑用砖尺寸。然后把它们输送穿过隧道窑，加热到1350℃，使之硬化。
尽管压团工艺的发展一般致力于发展适宜的粘合剂，但是JP 60-243232描述了扁平形团块，以构成鼓风炉内稳定分布。具体地说，该日本专利说明书披露，扁平形团块比常规球形球团矿在较高温度下更容易还原得多。这种团块被制成为2至30立方厘米之间的体积，以平衡较高的压缩强度，对抗随增大尺寸而造成的低劣旋转或翻滚强度和冲击强度。该日本专利说明书披露，在鼓风炉中较大团块不太易被还原。但是，除了团块的尺寸和形状外，没有说明其它是关键性的因素，而实际上没有对生产这种团块的任何其它方面进行详细说明。
本申请人对由铁矿石生产团块进行了深入研究，并已经发明了一种可生产其性能适用于鼓风炉及其它直接还原容器的团块的方法。
本申请人已发现，这种生产方法的成功有许多关键因素。这些因素包括基于矿物学、孔隙度、粒径分布和化学组成而表征原材料，及接着利用这种信息确定制成适宜最终产品所需的各种参数，包括最适宜团块的成型参数和固结参数。
按照本发明，提供了一种生产适用作鼓风炉或其它直接还原炉进料的铁矿石团块的方法，该方法包括如下步骤：
(a)混合：(i)具有预定粒度分布的矿石，其上限粒度为4.0毫米或以下，和(ii)一种熔剂(flux)，以形成一种矿石/熔剂混合物；
(b)在混合步骤(a)之前或期间调节矿石含水量，以优化团块质量和产品收率；
(c)压制所述矿石/熔剂混合物为生团块(green briquette)；和
(d)固结该生团块，形成焙烧后的团块(fired briquette)。
上述方法的一个特征是，可以不用研磨矿石而制成在步骤(a)中与熔剂混合的矿石微粒的预定粒度分布。
优选该方法包括粉碎和筛分矿石，以形成在步骤(a)中与熔剂混合的预定粒度分布。
优选在步骤(a)中与熔剂混合的预定粒度分布的上限粒度是3.5毫米。
优选所述上限粒度是3.0毫米。
更优选所述上限粒度是2.5毫米。
更优选所述上限粒度是1.5毫米。
更优选所述上限粒度是1.0毫米。
优选在步骤(a)中与熔剂混合的预定粒度分布包括穿过45微米筛网的不足50％。
更优选所述粒度分布包括穿过45微米筛网的不足30％。
更优选所述粒度分布包括穿过45微米筛网的不足10％。
优选所述矿石是一种水合铁矿石。
优选所述水合矿石是含针铁矿的矿石。
优选所述熔剂粒度分布主要为小于100微米。
优选所述熔剂粒度分布包括穿过250微米筛网的在95％以上。
优选所述熔剂是石灰石。
优选的是，选择步骤(a)中产生的矿石/熔剂混合物，以使焙烧后的团块的基性度(basicity)大于0.2。
更优选的是所述基性度大于0.6。
术语“基性度”这里被理解为是指焙烧后团块的(％CaO+％MgO)/(％SiO2+Al2O3％)。
优选在该矿石/熔剂混合物中没有粘合剂。
优选的是，步骤(b)包括调节矿石的含水量，以使所述矿石/熔剂混合物含水量为该矿石/熔剂混合物总重量的2-12重量％。
术语“矿石/熔剂混合物的总重量”指的是(a)该矿石/熔剂混合物干重、(b)该混合物固有水分重量和(c)在该方法中加至该混合物的水分(如果有的话)的重量的总量。
术语“含水量”是以上(b)和(c)项的总量。
优选的是，步骤(b)包括调节矿石含水量，使得对于致密赤铁矿石，所述矿石/熔剂混合物的含水量为矿石/熔剂混合物总重量的2-5重量％。
优选的是，步骤(b)包括调节矿石含水量，使得对于含最多50％针铁矿的矿石，所述该矿石/熔剂混合物的含水量为矿石/熔剂混合物总重量的4-8重量％。
优选的是，步骤(b)包括调节矿石含水量，使得对于主要为、即含50％以上针铁矿的矿石，所述矿石/熔剂混合物的含水量为该矿石/熔剂混合物总重量的6-12重量％。
优选的是，压制步骤(c)制造体积为10立方厘米或以下的团块。
更优选，压制步骤(c)制造体积为8.5立方厘米或以下的团块。
更优选，压制步骤(c)制造体积为6.5立方厘米或以下的团块。
优选的是，压制步骤(c)包括利用低轧制压力压制所述矿石/熔剂混合物。
优选的是，该所述轧制压力足以制造生球抗压强度为至少2千克力的团块。
更优选，所述生球抗压强度是至少4千克力。
更优选，所述生球抗压强度是至少5千克力。
优选的是，通过对矿石/熔剂混合物施加10-140千牛顿/厘米(kN/cm)的轧压制力的方法，产生所述低轧制压力。
更优选，所述轧压制力是10-60千牛顿/厘米。
更优选，所述轧压制力是10-40千牛顿/厘米。
优选的是，固结步骤(d)包括于40分钟内加热所述团块至焙烧温度。
优选的是，固结步骤(d)包括在35分钟内加热所述团块至焙烧温度。
更优选，烧结步骤(d)包括在30分钟内加热所述团块至焙烧温度。
更优选，烧结步骤(d)包括在20分钟内加热所述团块至焙烧温度。
更优选，烧结步骤(d)包括在15分钟内加热所述团块至焙烧温度。
优选的是，焙烧温度为至少1200℃。
更优选，焙烧温度为至少1260℃。
更优选，焙烧温度为至少1320℃。
更优选，焙烧温度为至少1350℃。
更优选，焙烧温度为至少1380℃。
优选的是，焙烧后的团块的压碎强度为至少200千克力(kgf)。
更优选，焙烧后的团块的压碎强度为至少200千克力。
基于岩石学特性如矿物学、矿物共生与微粒结构、孔隙率、粒径分布及化学，铁矿石粉末大致被表征为四组。这些组是：
(a)HC-致密赤铁矿/磁铁矿石；
(b)GC-含最多50％针铁矿的矿石；及
(c)G-含针铁矿为主的矿石，即50％以上的针铁矿，诸如豆石、岩屑及槽铁沉积物。
本说明书以下数页涉及GC矿石的两种特殊子族，即：
(i)HG-以赤铁矿为主含针铁矿的矿石；及
(ii)GH-赤铁矿与针铁矿含量近似相同的矿石。
尽管不希望受理论的约束，但人们认为，生团块中的粘结机理涉及包括微粒机械嵌合(interlocking)、范德华作用力的几种键的组合，且在GC及G型原料情况下，不同程度的氢键合取决于水合铁物种存在的百分比，例如针铁矿。现已确定，进料的几种特性对形成这些粘结有重要影响，影响生团块及焙烧后团块的品质及加工性能。这些特性是进料含水量及其流动特性、矿石化学组成、其粒径分布及岩石学特性以及孔隙性。
优选的是，这些进料具有最宽可能的粒径分布，以达到矿石微粒的高堆积密度及增强粘结。如上所述，生团块的粘结机理被认为是在原料为GC及G型情况下通过由于微粒机械嵌合、范德华作用力及氢键合所引起的几种粘结的组合。尽管宽粒径分布增加了堆积密度，并改进了生团块的强度，但有可能团块为精密筛分后的铁矿石。
微粒上限粒度由粉碎工艺确定，但优选小于2.5毫米，以便在进行固结过程后制造焙烧后性能合格的团块。一般，HC及HG型矿石可以被压团达到较粗的上限粒度，因为使这些原材料达到合格焙烧后的强度所需热量较低。可通过粉碎或筛选过程，降低这种原料的上限粒度。对微粒的下限粒度没有绝对限制，但不需要或不希望把矿石碾磨成非常细的微粒(如造球所需要的)，因为这样对本发明不必构成另外的经济负担。优选的是，不足10％的微粒穿过45微米的筛子。
有利的是应基于被压团的最大粒度选择压团装置的矿袋(pocket)尺寸，其选择也是为了使固结性能适宜，以保证可获得令人满意的压团。一般，取得令人满意的压团的最大粒度为最小矿袋尺寸的25-30％。如果最大粒度超过此规格，则可能必需选择更大矿袋尺寸。
最好要控制进料含水量，以优化生团块品质及产品收率。加水量不应超过使液体桥接(liquid bridging)变成粒间粘结的主要形式的程度。这将导致生(团块)强度降低及对热稳定性的不利影响。含水量不足，会导致团块压制步骤中的过度增压，并而对生团块品质及收率产生不利影响。
根据受处理矿石的进料特性，在2-12重量％之间的进料含水量用于优化生团块品质而产品收率。致密赤铁矿精矿砂(HC)具有低的最佳压团含水量，一般在2-5重量％范围。这些精矿砂通常由精密筛分的微粒组成，其光滑表面结构产生低强度团块，因为微粒嵌合减少。含最多50％针铁矿(GC)的更高孔隙的针铁矿石，在4-8重量％含水量范围，其压团好，而以针铁矿为主的更高孔隙的矿石(G)，在6-12重量％含水量范围，其压团好。这些矿石具有粗糙表面结构和形状，增强了其压团特性。
本发明方法可采用常规压团装置。大体上，这种装置包括带矿袋的两个相邻轧辊，此两相邻轧辊在辊隙区会合，压缩进料进入相邻对中的矿袋，制造团块。对于本发明案例，此二轧辊优选水平对中，以取得经济合理所需的处理能力。
尽管压团可以根据用途在宽范围轧制压力下进行，但对铁矿石的压团优选在10-140千牛顿/厘米的轧辊压制力(roll pressing force)下操作，更优选在此范围的低端操作，一般10-60千牛顿/厘米范围。对于铁矿石压团，这种低压操作是重要的，且使之有可能利用宽轧辊，在最高1.6m长度的压团机上取得高生产率。
优选的是，在低压范围内小心控制轧制压力，以优化压团操作。如果轧制压力太低，会迫使轧辊分开，产出厚腹板(thick web)和变形团块，降低了团块的产率和品质，尤其在固结之后。如果轧制压力超过最佳值，则因对团块脱离矿袋的“蛤壳”(clamshell)效应，出现团块闭合不佳。这种蛤壳效应对小直径辊和过高轧制压力会更明显，这又会引起矿袋粘结/堵塞(jamming)。尽管生团块的密度和压碎强度将会增大，但焙烧后团块的冲击强度会受到严重损害。
优选的是，选择含水量来影响通过进料系统的材料的流动特性，该进料含水量在2-12重量％一般是适宜的。如果进料系统含水量过高，对进料压力有不利影响，导致收率降低和团块品质部分下降(以生球团强度较低为特征)。如果进料系统中进料水分太低，则所得进料压力将引起蛤壳(clamshelling)，导致收率降低、轧辊矿袋的磨损速率增大、且焙烧性能低劣。
对所述压团装置可用一种预压实机进料系统或用一种重力式进料系统操作。重力式进料系统对进行如在铁矿石工业中的高吨位压团有利。
对于压团机，选择轧辊直径，以保证在经济的生产率下达到团块品质。大直径的轧辊可提高生产率，但又增大了两辊之间辊隙区的面积。小心控制两辊之间的辊隙区域，有利于形成优质生团块，避免形成过厚腹板(web)的团块。改变轧辊直径也可改变进料的最佳含水量，在此轧辊直径增大表示增加了进料含水量。轧辊直径一般变化于250-1200毫米。为了使产量达到最大，优选的是，轧辊应在保持团块品质的同时以尽可能最快的速度操作。但是，如果生产率属于次要关注的，则可以采用非常慢的轧辊速度。
一般，采用轧辊速度在1-20转/分(rpm)范围。为了保持品质，尤其在高轧辊速度下，最好对轧辊提供进料的速率应与团块生产速率相匹配，且两辊间的辊隙面积可产生形成优质团块所需要的作用力。
可以选择任何适宜的辊宽度，只要它处于压团机加压能力范围内。由于铁矿石压团属于低压操作，宽轧辊是优选的，增大了轧辊机的能力。这种轧辊优选被水平向对中，以使用重力进料系统。不论是HC、GC(包括HG和GH)，或G的铁矿石，其流动特性在对各分类具体规定的上述含水量范围内均适合重力进料。
矿袋形状一般不应是锐角性的，而应是更平滑和圆形的，以改善操纵特性。例如，约0.65的长度/宽度和宽度/深度比是适宜的。矿袋形状也具有特殊的脱离角(release angles)，110-120°，以对抗矿袋粘着的趋势。
可以按照对固结过程和原料上限粒度和炼铁鼓风炉的要求，使矿袋尺寸优化。一般团块体积在2-30立方厘米之间。优选该体积在10立方厘米或以下。更优选该体积在8.5立方厘米或以下。更优选该体积在6.5立方厘米以下。
交错排列的矿袋结构是优选的，因为这样会使轧辊面上有效空间利用最佳，并因此使处理能力最大化。
优选的是，针对原料特性间的复杂关系和团块尺寸的影响而选择固结方法及条件。
需要考虑到团块体积、形状和原料岩石学特性间的关系。进料化学组成会对焙烧后团块性能有重要影响。除含水量外，进料还包括由氧化铁与脉石料所构成的铁矿石，其中加有为使焙烧后的团块达到所需的基性所需的熔剂。试验结果表明，所述熔剂应该优选是经细筛分的，一般穿过250微米的＞95％，以达到焙烧后团块所需的性能。
尽管不希望受理论的约束，但人们认为，焙烧后团块的粘结机理涉及氧化铁微粒的扩散粘结和再结晶，以及在较高熔剂含量下的结渣(slag bonding)。因此，熔剂含量和焙烧温度和在某程度上的焙烧时间，对团块性能都有强烈影响。升高基性水平可提高还原强度以及固结强度，因为较高的熔剂含量会促使形成粘结相，防止还原条件下的变形。
固结可利用带式焙烧机(straight grate)、链箅机回转窑(grate-kiln)或连续回转窑型工艺完成。
已经发现，与由同样材料制造的球团矿相比较，在优化焙烧分布条件下制造的生团块是非常热稳定的。必须把进行造球的进料矿石研磨成极细粒度，一般使穿过45微米的多达60％，而且这些球团矿一般在＜200℃的低温下缓慢干燥，以避免散裂(spalling)。相反，如上所指出，用于本发明的可成功进行固结的进料矿石却可以是粗得多的，其上限粒度优选高达2.5毫米，因此不需被研磨到与制造球团矿所需要的相同程度。这种特性表示压团操作投资费用降低，而优于常规球团矿制造装置。
本发明团块的一个重要特性是能够在快速加热时耐受高温，诸如在30分钟内，更优选20分钟内，加热至焙烧温度。这正好不同于常规了解到的针铁矿石如何对固结条件响应的情况，即此刻已出现针铁矿石在通过脱羟基和游离水脱除区时加热太快而散裂。
如上所指出，现已发现，本发明团块热稳定性比球团矿高很多，可以以比球团矿快很多的速率被加热而不致散裂。这可使加热周期短很多。因此，团块生产率可以明显高于利用同样材料的球团矿。例如，在带式链箅机回转窑中，团块生产率可达约30吨/平方米·日，而与HG矿石在同样窑炉中16吨/平方米·日的球团矿生产率形成对照。
应当清楚理解，尽管这里参考了已有技术的出版物，但这种参考在澳大利亚或任何其它国家并未构成本领域对所有这些文件形成了部分一般常识的认可。
现仅通过举例方法，参考附图，描述本发明的优选实施方案，其中：
图1是用于实施本发明方法的带有250毫米直径轧辊和预压实进料系统的适宜装置示意图；
图2是用于实施本发明方法的带有450毫米直径轧辊和重力进料系统的适宜装置示意图；
图3是用于实施本发明方法的带有650毫米直径轧辊和重力进料系统的适宜装置示意图；
图4是对于HG原料在450毫米轧辊上用6方立厘米杏仁型和4立方厘米长杏仁型矿袋的所有团块收率对进料含水量的关系图；
图5是对于HG圆料在450毫米轧辊上用不同尺寸矿袋时，进料含水量对生团块强度影响的关系图；
图6是对于HG材料用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”时，进料含水量对生团块强度影响的关系图；
图7表明对于450毫米轧辊和9立方厘米杏仁型轧辊压制力对团块性能；厚度、生球团强度和生材密度的影响；
图8是对HG材料用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”时表明轧辊轧制对生球团强度的影响图；
图9表明对GH材料用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”时轧辊压制力对生球团强度的影响图；
图10对于轧制压力90千克/平方厘米和进料含水量6重量％，利用450毫米轧辊和9立方厘米杏仁型矿袋时，表明轧辊速度对团块性能：厚度、生球团强度和生材密度的影响；
图11是对于带有预压实机、250毫米轧辊、4立方厘米杏仁型矿袋的压团机和HG材料的操作最佳范围(operating window)。
图12表明在500毫米深床层中团块固结的温度分布；
图13表明在高生产率下制造团块的团块固结温度分布图和在较低生产率下制造球团矿的球团矿典型固结温度分布；
图14是利用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”，表明在间隙链箅机回转窑中链箅机周期(grate cycle)结束时平均床层温度对用GH材料制成的团块的影响图；
图15是利用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”，表明在间隙链箅机回转窑中链箅机回转窑焙烧周期结束时平均床层温度对用GH材料制成的团块的影响图；
图16是利用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”，表明在间隙链箅机回转窑的试验周期过程中，在(1380℃)焙烧温度下时间对用GH材料制成的团块的影响图；
图17是利用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”，表明在间隙链箅机回转窑试验周期过程中，在(1380℃)焙烧温度下时间对用GH材料制成的团块的影响图；
图18是说明仅在回转窑的试验周期过程中停留时间对回转窑中7.5立方厘米GH团块的影响图。
图19是利用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”，说明在间隙链箅机回转窑试验周期过程中床层高度及链箅机层燃分布(gratefiring profile)对用GH材料制成的团块的影响图；
图20是利用650毫米轧辊和7.5立方厘米“枕座”，说明在间隙链箅机回转窑试验周期过程中床层高度及链箅机层燃分布对用GH材料制成的团块的影响图；
图21说明基性和焙烧温度对用HG材料、250毫米轧辊和4立方厘米杏仁型矿袋制成的团块的焙烧后压碎强度的影响；
图22对于用HG材料、250毫米轧辊和4毫升杏仁型矿袋制成的团块，说明基性对团块还原性能；还原后膨胀、还原后压碎强度(CSAR)和还原性能指数的影响。
实施例1
用不同辊直径、宽度和进料系统的三种不同辊压机完成压团。
初期试验利用Taiyo K-102A双辊压机进行，其标称能力为300千克/小时。此机器轧辊直径250毫米，宽度36毫米，以螺旋型预压实机为特征。说明其主要部件的示意图，可参见图1。
所制造的团块为枕座形，其标称尺寸为13×19×28毫米，体积为4立方厘米。环绕各辊周边有一排30个矿袋。
两辊之一被固定，而另一个“浮动辊”用一个油汽充填顶杆(anoiland gas filled ram)衬托靠在该固定辊上。对该顶杆中的油加压，以提供轧辊间所需负载力。
还利用Komarek BH400双辊压机，进行压团，其辊直径为450毫米，宽度75毫米。从设置在轧辊上方的进料斗靠重力将进料加入两辊间的辊隙区。其主要部件示意图，可参见图2。
制造不同尺寸的团块，其细节如下：
(1)标称17.5×28×34.3毫米，体积8.9立方厘米。环绕各排周边交错对中安排有双排48个矿袋(9立方厘米杏仁型)。
(2)标称14.5×22.1×33.9毫米，体积6.3立方厘米。环绕各辊周边交错对中安排有双排60个矿袋(6立方厘米杏仁型)。
(3)标称15.2×21.7×22.9毫米，体积3.9立方厘米。环绕各排周边交错对中安排有三排58个矿袋(4立方厘米球形)。
(4)标称11.2×17.3×32.1毫米，体积3.9立方厘米。环绕各辊周边对称对中安排有双排72个矿袋(4立方厘米细长形)。
两辊之一被固定，而另一个“浮动辊”用油汽充填顶杆衬托靠在该固定辊上。对顶杆中的油加压，以提供轧辊间所需特定的压制力。
也利用了一种直径650毫米和辊宽度130毫米的Kpern 52/6.5双辊压机，进行压团。从设置在上方的进料斗，靠重力将进料加入两辊间的辊隙区。通过利用一种“辊隙区调节器”控制两辊间的辊隙区面积。其主要部件示意图，可参见图3。
制造的团块为“枕座”形状，其标称尺寸30×24×16毫米，形成体积7.5立方厘米。对称横贯轧辊面安排有四排77个矿袋。
两辊之一被固定，而同时另一个“浮动辊”用油汽充填顶杆衬托靠在该固定辊上。对顶杆中的油加压，以提供轧辊间所需特定的压制力。
实施例2
研究了进料含水量的影响。
图4说明，进料含水量对用如实施例1所述带450毫米轧辊的压团机制造的6立方厘米和4立方厘米团块的收率有重要影响。靠重力对轧辊加入进料，同时轧辊在20rpm的固定辊速和90千克/平方厘米的轧制压力下操作。
对进料含水量的控制也是重要的，因为含水量变化影响生团块性能，诸如生团块强度、抗磨性和震烈强度。图5和6说明了这一点。
图5说明，用450毫米轧辊、重力进料系统和各种各样尺寸的矿袋时，进料含水量与由HG制成的团块的强度间的关系。
图6说明，对于HG材料，用650毫米轧辊和7.5立方厘米矿袋制成的团块具有同样关系。
在最优含水量约6％下，生团块强度趋于增加至最大。含水量超过7.5％，生团块强度低，不合格。
进料含水量对团块的震烈强度和生抗磨性影响较小。
实施例3
如上所指出，尽管压团操作可在很宽范围的轧制压力下完成，但优选的是，压团应在低压力下完成。对于铁矿石的压团，这种低压操作是重要的，并开创了在压团机上用宽轧辊实现高生产速率的可能。
但是，如上所指出，如果要优化压团操作，则应该小心地控制轧制压力在此低压范围内。如果轧制压力太低，又不小心地控制两辊之间的辊隙区面积，则两辊被迫分离，产出厚腹板(thick web)和被扭曲的团块，损害了产品收率和团块品质，尤其是在固结之后。如果轧制压力超过最佳值，则因对团块脱离矿袋的“蛤壳”效应，会出现团块闭合不良。尽管生团块的密度和压碎强度会增大，但焙烧后团块的冲击强度将严重受损害。
图7说明，对于原料HG，用450毫米直径轧辊及标称9立方厘米的矿袋，在重力加料机中制造时，轧制压力对团块厚度和品质(以压碎强度量度)的影响。此图说明，在轧制压力低到60千克/平方厘米时，得到了合格的生团块强度。
图8和9说明，利用直径650毫米的轧辊所获得的压制力和生团块强度的影响。此工作是用HG和GH型原料完成的，说明在轧制压力和生(团块)强度间的关系类似于用450毫米(直径的轧辊)工作的一样。具体地说，此图表明，在压紧力为20千牛顿/厘米下获得了合格的生团块强度。
也发现了压紧力对团块的震烈强度和生抗磨性会产生重要影响，轧制压力增加时，两变数均响应增大。
实施例4
也研究了辊速。
发现了以每分钟转数(rpm)量度的辊速会对施加于进料的压力值产生影响。
增大辊速，使两辊之间辊隙区内的停留时间缩短，因此，施加较低压力，则时间更长一些。轧制压力主要可用于控制施加于进料的压力值，并可改变辊速以使生产率达到最大。但是，重要的是，要考虑在优化生压团操作时辊速对团块厚度和生团块强度的影响。
对于原料HG，具有直径450毫米轧辊的重力供料机，辊速对团块厚度和品质(以压碎强度量度)的影响示于图10中。
此图说明，随辊速增大，厚度和生团块强度降低。
实施例5
采用如实施例1所述压团机的过程变量，即辊速、预压实机速度和轧制压力、和团块密度，确定这种具体压团体系的操作最佳范围。
图11所示略图，是在Taiyo压机上，用250毫米轧辊，由HG材料形成标称4立方厘米团块的压团操作最佳范围的一个实施例。
为简化曲线，轧制压力被固定在150千克/平方厘米，预压实机速度被固定在20转/分。按4-12重量％的进料含水量表示了一系列曲线。各曲线表示导致形成所有团块的条件。
曲线右边有一个低进料压力区，此区没有充填矿袋，或团块不牢和易于破裂。曲线左边有一进料压力过高区。出现团块剪断和矿袋堵塞。越过此强度范围，在6千克力以下，团块太弱，承受不住矿袋脱离，并保留于矿袋中，或脱离时破裂。在30千克力以上，不能达到进一步压实。团块厚，而且开始“蛤壳”。6-30千克力的强度范围，限定了其内可用试样材料和Taiyo压团机形成全部团块的外限界。
为确定操作最佳范围，必须考虑某些产品和质量参数，包括收率、密度、压碎强度和下落(drop)/震烈强度。只要考虑了这些性能，就可定义一个属于压团法操作区的较小区域。
在图11中，这个区域出现在辊速5和9转/分之间和在生团块强度为6-18千克力之间。
实施例6
发现了与由同样材料形成的球团矿相比，在优化条件下制造的生团块对热是非常稳定的。这一点示于图12和13中。
图12表明了在模拟带式焙烧机法(straight grate process)的实验室规模固结试验过程中入口气体及出口气体和团块床层内三个位点的温度分布图。
床层温度通过放在离床层顶部100、250和500毫米处的热电偶测定。
发现了当以按图所示速率快速加热时，这些团块是热稳定的。这种极好的干燥性能允许入口气温度在10分钟内从环境温度升高至1340℃而不致使团块散裂。
图13表明团块固结温度分布图，制造标称4立方厘米的HG矿石团块，其生产率为32吨/平方米·日和25吨/平方米·日。作为比较，此图也表示了对球团矿的典型固结温度分布。此球团矿分布是一种最优化后的分布，以使球团矿散裂最小，而焙烧后性能最大。这种球团矿分布制造球团矿的生产率达16吨/平方米·日，大大低于对团块的生产率。这些团块和球团矿是由同样类型的矿石制造的。
团块生产率高是由于生团块的热稳定性，它能使团块可被快速加热。
发现了这些团块的热稳定性对某一固结方法和某一矿石类型不是唯一的。
实施例7
采用了一种中试规模的链箅机-回转窑系统，以确定团块进入回转窑(kiln)之前流出链箅机(grate)时的性能。
这种设备由一个罐式炉箅(pot grate)和一个间歇窑(batch kiln)构成。为模拟带式烧结机(travelling grate)，采用了LGP气体燃烧器形成火焰温度。这种罐式炉箅能够上下通气流。利用设置在罐壁内和通过罐壁的热电偶，测定整个床层的材料温度。这些测定被认为是在焙烧周期过程中团块的温度。由于所测试团块的尺寸，可能这些温度测定显示的是团块外部温度而非内部温度。所测温度很可能是团块外部温度和处于床层内该位置的气体温度的一种混合温度。
图14表明由GH材料(d95＝1毫米)制成的生标称尺寸为7.5立方厘米的团块的温度是如何起初升高到最大值约300-400℃的平均床层温度然后又下降到最低温度为～700℃的。接着在较高温度下强度再次增大。而在～700℃下其强度又下降到低于生团块强度的最低值。这对于从链箅机至回转窑的材料传送是一个关键性因素。因为在这个温度范围其强度最低，只要焙烧分布包括在此温度下从链箅机至窑炉的传送，可以预计其降解量最大。
对于带式焙烧机法(straight grate process)，发现了对固结过程所选床层高度不是关键性的，而且也不受为避免床层下部团块变形又同时达到合理生产率一般所选的气体渗透率的约束。此外，在团块体积超过6立方厘米时，床层透气率受床高连累不大。因此，这种固结方法不会受这个变量的限制，而如同造球操作情况一样。可以选择生团块床层深度以优化生产率，而不致连累品质。
就制造一种比其它固结方法获得更好的焙烧产品而言，链箅机-回转窑法可能有某些优点。它也可以以某种方式通过高温范围更均匀地加热团块，该方式降低了团块内的温度梯度，并避免了可能导致团块破裂的不均匀收缩。此外，由于所有团块均在该旋转窑中经受同样焙烧温度和时间，团块品质比带式焙烧机法的更均匀。
存在生产适合于直接还原法的团块的可能性，只要采用适宜品级的原材料。
实施例8
研究了焙烧温度。
在链箅机-回转窑中试装备中，全部采用同样的炉箅段(gratesection)的焙烧分布，焙烧GH材料(d95＝1毫米)7.5立方厘米的团块。在传送至该回转窑后，施加同样的焙烧分布，但不同的是按所示改变了所达到的焙烧温度。结果示于图15。
图15中明显表明，对这这种尺寸的团块要达到适宜的焙烧后强度，窑炉中的焙烧温度应该至少为1380℃。
图15也表明了滚动强度(滚动指数-TI)和抗磨性(磨蚀指数-AI)随焙烧温度而提高。
实施例9
研究了焙烧温度和在该温度下的焙烧时间。
对由GH材料(d95＝1毫米)制成的标称7.5立方厘米的团块，在一系列链箅机-回转窑试验中进行焙烧。链箅机层燃分布相同，在该焙烧温度下仅是窑内焙烧时间从6分钟变化为9分钟。保持窑内总焙烧时间相同，根据窑内加热速率取得额外的焙烧时间，以使到1380℃的9分钟焙烧时间具有比6分钟焙烧时间更快的加热速率。
此外，采用对7.5立方厘米案例所用的相同焙烧分布，对6.3立方厘米GH团块也进行了试验。
结果说明于图16和17中。
对于标称7.5立方厘米的GH团块，因窑炉内焙烧时间更长，焙烧强度增大明显。这是由于在焙烧周期过程中对团块的热穿透较大。
6.3立方厘米GH团块的焙烧性能优于7.5立方厘米案例制造的团块，意味着热穿透因素对团块焙烧性能的形成是重要因素。这个结果也说明当团块中热穿透不足时，对焙烧产品不会形成足够的强度。
实施例10
研究了链箅机回转窑中停留时间的影响。
在中试规模的间隙链箅机回转窑中，对由GH材料(d95＝1毫米)和标称7.5立方厘米制成的团块，进行了焙烧。将生团块装入被预热至500或1000℃的窑中。对团块施加焙烧分布，并记录总停留时间。结果示于图18中。
图18表明，焙烧后的性能随停留时间增加而提高，表明了充分加热产品对达到所需最终性能的重要性。
快速加热的影响并不因链箅机床层深度较大而减弱。这一点示于图19和20中。该生团块床层是高透气性的，并不限制空气流，与球团矿时常常出现的情况一样。对可用的最大床层深度并没有限定，但很可能在300毫米以上。这远远超过了在链箅机-回转窑烧结系统中甚至最好的球团床层所可能达到的。
实施例11
研究了团块化学的影响。
通过在马弗炉中在特定温度及时间下对团块进行焙烧，确定基性和温度对由HG材料制成的焙烧后团块的性能的影响。其结果示于图21。
化学分析在不同基性下制备的焙烧后团块，得到焙烧后团块的结果，其品级从基性1.2时63.81％的Fe变化至在基性0.2时高达65.93％的Fe，反映了熔剂添加程度。
如从图21中可看出，随温度增加及随基性从0.2至0.8的增加，压碎强度增加。由于温度在所有研究范围内升高，这个影响变得更为明显，且在1295℃及0.6基性下和在1280℃及0.8基性下(压碎强度)有可能达到300千克力。
对基性增加导致强度增加的解释是与粘结机理变化有关的。低基笥水平下发生微粒粘结，这是由于氧化铁再结晶及形成氧化铁-氧化铁键的结果。升高基性水平，低温度下发生熔体形成，增强了氧化铁晶体的熔化，并使结渣变得更明显，在同样温度下造成更高的强度。
实施例12
利用所有团块和标准还原试验方法JIS 8713/IS07215，对在1300℃下焙烧10分钟的HG团块进行还原试验。还原能力、还原后的膨胀和压碎强度(CSAR)的结果示于图22。
还原能力指数(RI)在所述基性范围内保持相对稳定。RI从基性0.20下的53.8％变化至在基性1.00时刚超过62.2％。
膨胀指数显示了某些响应，并从最低基性下的11％变化至中间范围的14.8％，在基性1.20时降低至零。还原后压碎强度(CSAR)表现对基性水平变化的响应大，范围从基性0.20下为22千克力至基性1.20下为121千克力。还原强度的这种变化反映了焙烧后的压碎强度结果，而且也与焙烧后团块粘结相中的变化相关。低基性团块是以氧化铁-氧化铁键的粘结为主，而在还原过程中衰减。基性水平升高，结渣变得更明显。还原期间这些键更稳定，说明基性在1.20时还原强度更高和几乎没有或没有膨胀。对于由GH和G制成的团块，结渣也变成一种更重要的粘结形式，此刻较高的SiO2和Al2O3含量导致了熔剂添加增多。这种团块一般证明还原后更稳固，因为还原过程并不导致非铁粘结相的破环。优质矿诸如HC，需要添加熔剂少，几乎仅取决于氧化物-氧化物的粘结，因此具有较低的还原后强度值。
可以对上述本发明实施方案进行许多修改而不致偏离本发明精神和范围。