CN1283222A - 铁水精练方法及生产铁水的熔融还原方法 - Google Patents

铁水精练方法及生产铁水的熔融还原方法 Download PDF

Info

Publication number
CN1283222A
CN1283222A CN98812533A CN98812533A CN1283222A CN 1283222 A CN1283222 A CN 1283222A CN 98812533 A CN98812533 A CN 98812533A CN 98812533 A CN98812533 A CN 98812533A CN 1283222 A CN1283222 A CN 1283222A
Authority
CN
China
Prior art keywords
molten iron
iron
desulfurization
carbonaceous material
ore
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Pending
Application number
CN98812533A
Other languages
English (en)
Inventor
川上正弘
泽田辉俊
关口毅
渡部雅之
岩崎克博
矶崎进市
福味纯一
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Engineering Corp
Original Assignee
Nippon Steel Corp
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Priority claimed from JP36843097A external-priority patent/JPH11193406A/ja
Priority claimed from JP36842997A external-priority patent/JPH11193410A/ja
Priority claimed from JP36843197A external-priority patent/JPH11193411A/ja
Priority claimed from JP10019997A external-priority patent/JPH11217614A/ja
Priority claimed from JP11971598A external-priority patent/JPH11310812A/ja
Priority claimed from JP11971498A external-priority patent/JPH11310811A/ja
Application filed by Nippon Steel Corp filed Critical Nippon Steel Corp
Publication of CN1283222A publication Critical patent/CN1283222A/zh
Pending legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21B—MANUFACTURE OF IRON OR STEEL
    • C21B13/00—Making spongy iron or liquid steel, by direct processes
    • C21B13/0006—Making spongy iron or liquid steel, by direct processes obtaining iron or steel in a molten state
    • C21B13/0013—Making spongy iron or liquid steel, by direct processes obtaining iron or steel in a molten state introduction of iron oxide into a bath of molten iron containing a carbon reductant
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21B—MANUFACTURE OF IRON OR STEEL
    • C21B13/00—Making spongy iron or liquid steel, by direct processes
    • C21B13/14—Multi-stage processes processes carried out in different vessels or furnaces
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/02—Dephosphorising or desulfurising
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/42—Constructional features of converters
    • C21C5/46—Details or accessories
    • C21C5/50—Tilting mechanisms for converters
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/56—Manufacture of steel by other methods
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/0025—Adding carbon material
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/064—Dephosphorising; Desulfurising
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/068—Decarburising
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21B—MANUFACTURE OF IRON OR STEEL
    • C21B2100/00—Handling of exhaust gases produced during the manufacture of iron or steel
    • C21B2100/60—Process control or energy utilisation in the manufacture of iron or steel
    • C21B2100/62—Energy conversion other than by heat exchange, e.g. by use of exhaust gas in energy production
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21B—MANUFACTURE OF IRON OR STEEL
    • C21B2100/00—Handling of exhaust gases produced during the manufacture of iron or steel
    • C21B2100/60—Process control or energy utilisation in the manufacture of iron or steel
    • C21B2100/66—Heat exchange
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/10—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions
    • Y02P10/134—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions by avoiding CO2, e.g. using hydrogen
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/25—Process efficiency

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
  • Manufacture Of Iron (AREA)
  • Refinement Of Pig-Iron, Manufacture Of Cast Iron, And Steel Manufacture Other Than In Revolving Furnaces (AREA)

Abstract

本发明涉及低碳铁水的精炼方法,包括步骤:向铁水中供给脱硫剂和对其搅拌以进行脱硫处理;在脱硫步骤之前或之后加热铁水并给铁水增碳;以及在脱碳炉中对脱硫后的铁水进行脱碳处理等。通过在熔融还原炉中还原矿石直至其金属化来生产铁水。作为合碳材料,可使用焦炭粉末、油焦和废塑料。作为铁资源,可使用小颗粒尺寸的烧结矿。

Description

铁水精炼方法及生产铁水的熔融还原方法
发明领域
本发明涉及铁水精炼方法及生产铁水的熔融还原方法。
发明背景
在由铁熔池型的熔融还原方法生产的铁水中，碳更经常的是在重量百分比为4wt％或以下的低范围，而在这种情况下，熔点较高。一般，碳含量是3～4wt％。在下文中，由铁熔池型的熔融还原方法生产的铁水，称为“熔融和还原的铁水”。即，假设在高炉中铁水的熔点一般约为1150℃，而如果碳含量相差1wt％，则熔点相差为近70～100℃的范围，并因此作为在熔融和还原的铁水中的碳含量是在3wt％，且熔点约为1300℃。在碳含量低的铁水中，金属或渣容易在铁水处理中粘结渣包或钢包，这种状态使铁水处理非常困难。
在熔融和还原的铁水中，硫含量为0．3～0．4wt％，这大约是十倍于炉子中铁水的硫。因此在一般应用于炉子中铁水的炉外脱硫处理中，由于处理的有效性和费用，很难将硫含量降低到针对生产一般薄板的炼钢工序的0．01wt％以下。在铁矿石直接熔融和还原的铁水中，Si低于0．1wt％，且经常少于0．01wt％，并且后工序的容许热储备(heatallowance margin)比炉子中铁水的要低。
在这种常规炉外脱硫处理中，必须设置专门用来在输送铁水到转炉跨的途中实行脱硫处理的设备，不可避免地增加设备投资。此外，由于用来实行脱硫处理的容器净空必须很大，相应地铁水输送容器尺寸很大，且用于其中的耐火材料的费用增加，设备投资很高。此外，当进行炉外脱硫处理时铁水温度降低，以至于转炉中的铁水容许热储备下降且在转炉中废钢料的可能消耗量下降。
常规已有一系列作为不按照炉子工艺步骤的生产铁水工艺技术的研究与开发。
由日本钢铁协会的炼铁工艺论坛(Iron Making Process Forum ofthe Iron and Steel Institute of Japan)提出的“新型铁资源的最新动态(Recent Tendencies of new iron sources)”(1996年9月29日)42～51页，和由日本钢铁联盟(The Japan Iron and Steel Federation)提出的“直接用煤的炼铁技术研究(Studies on iron making technique of directly usingcoal)”(1996年6月)(两者均称为“现有技术1”)公开了别名为“DIOS”的工艺(直接铁矿石熔融还原工艺(Direct Iron Ore Smelting reductionprocess))。DIOS在流化床型炉中将细铁矿石预热到700～800℃并将该细铁矿石在预还原炉中还原至20％的预热还原比例，然后将预还原的矿石装载到熔融还原炉中，并向熔融还原炉中喷吹氧气和作为含碳材料及加热源的煤。该熔融还原炉为铁熔池型，且平常可以使用煤作为含碳材料。该工艺可以连续作业。
在此工艺中，作为预还原炉使用的流化床型炉不会造成像在竖炉中所看到的渗透问题，而且具有使用称为输入烧结矿尺寸的、铁矿石颗粒直径在8mm以下的优点。但是，由于只能使用来自二次燃烧型熔融还原炉的废气作为还原材料，在流化床型炉中实现的预还原不能超过热力学的33％。在流化床型炉中煤的净单位耗量为700kg／t或更高，氧气的净单位耗量为500Nm3／t或以上，且产生气体的显热和潜热为1～2Gcal／t。在这种条件下的氧气厂或气体处理与能量转换厂是规格非常大的，并且引发一个问题，即用于次要设备的投资高得与熔融还原炉本身相等(问题1)。
DIOS工艺在原材料自由度方面是非常优秀的且燃料自由度很大，但是由于设备投资象问题1一样巨大，实际利用褐煤、次烟煤、和作为低质量矿的褐铁矿石或氢氧化铁矿石是困难的。
针对上述的DIOS工艺的问题的改善和，例如，降低煤或氧气的净单位耗量和提高生成率，如果增加在熔融还原炉中的二次燃烧率并使用如平常的熔炼炉中的炉墙耐火材料，则炉子的寿命为从几十到几百个小时。因此必须为炉墙应用水冷结构。如果作为其措施，在炉墙使用水冷板，使用挥发份为30wt％或以上的高挥发份的煤，产生气体中总共将包含体积比20vol％或以上的H2和H2O，而二次燃烧率将提高到将近40％，如在现有技术2中，炉墙的热负荷将增加到300Mcal／m2／h或以上，且由于炉子的热损失增加和为维持水冷结构所需的冷却水量很大，假想更多增加二次燃烧率是不现实的(问题2)。如果使用低挥发份的煤，允许的二次燃烧率为40～50％，而假如其挥发份是在焦炭的范围，则大约60～80％的二次燃烧不会引起问题。
另一方面，在1997年165届和166届Nishiyama纪念讲演(Nishiyama Commemorative Lecture)的149页介绍了别称“ROMEL”的工艺(下文称为“现有技术2”)。在“ROMEL”工艺中，不设置预还原炉，且由于操作是在一个大气压下由单独的熔融还原炉进行，不必干燥煤和矿石，在这些方面，该工艺比DIOS工艺优越。然而，由于煤的净单位耗量为至少1250kg／t，氧气的净单位耗量为至少1000Nm3／t且从几G到10Gcal／t的显热和潜热是很大的，需要巨大的氧气生产和能源转换的设备(问题1)。
在现有技术2中，如果增加二次燃烧，可以预期减少煤的净单位耗量，但是炉墙的热负荷将象现有技术1一样增加而生产率限制在约lt／h／m2(炉子横截面积)(问题2)。
在1997年的165届和166届Nishiyama纪念讲演的117页介绍了别称“FASTME”的工艺和“INMETCO”的工艺(下文称为“现有技术3”)。现有技术3是作为煤基的DRI(直接还原铁)生成技术介绍的，不用天然气，使其煤粉末和细铁矿石球团化，并在回转炉床式炉中还原直到产生金属化铁。此外，MPT国际(MPT International)(1997)的50～61页介绍了在回转炉床式炉中，不球化细铁矿石和煤的直接生产DRI的技术(下文称为“现有技术4”)。
但是在现有技术3和现有技术4的熔炼工艺中，由于煤中含有约0．5～0．6％的S成分受到部分清除，在DRI的产品中[S]浓度依然在至少约0．1％。因此，当DRI作为铁原材料应用于直接生产钢的炼钢炉例如电炉中时，引起大的问题，即钢水的脱硫处理非常昂贵(问题3)。在炼钢炉中的铁资源使用量，不能100％的直接还原，且该铁资源只能部分的供给炼钢生产(问题4)。CAMP-ISIJ(1997年)，723介绍一种用从煤中分离的挥发份预还原的技术(下文称为“现有技术5”)。由于报告的分析是在不考虑将C燃烧到CO时的燃烧热的条件下进行的，其热量材料的平衡不能符合。矿石还原比例不会有约40％那样高。由于这个不符合，不能对在熔融还原炉中使用煤和碎焦时进行适当对比。
上述问题综合如下。
问题1[与现有技术1和2有关]：由于在熔炼过程中产生气体中的显热和潜热非常大，必须要巨大的氧气产生设备和能量转换设备，且设备的投资很高很昂贵。
问题2[与现有技术1和2有关]：由于如果提高二次燃烧，使小规格的氧气产生设备和能量转换设备足够使用，在熔炼炉中的炉墙热负荷显著增加并由此增加因炉子的热损失。为了维持水冷结构，需要大量的冷却水且工艺是不现实的。
问题3[与现有技术3和4有关]：当使用DRI(直接还原铁)作为铁原材料时，脱硫费用非常高。
问题4[与现有技术3和4有关]：鉴于投资，在DRI中的铁资源仅部分供给炼钢生产。
在熔融还原工艺中解决这些问题遍布很宽的范围，并且在熔融还原工艺被许多工厂使用时，即除了拥有从炉子直到轧机的所谓从铁水到钢铁产品的统一制造厂外的短流程钢厂，需要那些低设备投资的熔融还原工艺以降低熔炼和还原铁矿石所需的氧气消耗量和其中产生的气体量，并且设备投资经济。此外，注意到熔融还原工艺要顾及与环境协调，二氧化碳气体的产生量要与高炉工艺相等，或作为可能的情况，对其的高产生量的担忧可能增长。即使其可能缩减，这个与高炉的铁水相比的极端比例为5％。即，就用煤作为在熔融还原过程中的主要还原材料或燃料来说，不能指望对二氧化碳产生量有大量的缩减。
拥有高炉的炼铁厂，设置了烧结机和焦炉，并且在烧结机和焦炉中各自生产的烧结矿和焦炭被装载到高炉中以生产铁水。在使用高炉的熔炼过程中(高炉工艺)，小颗粒尺寸的烧结矿不能用来保持炉中的渗透性。因此，由烧结机生产的烧结矿要进行筛选，那些小颗粒尺寸的烧结矿要作为返回矿再烧结。一般烧结矿的生产率限制在85％左右。由于同样理由，小颗粒尺寸的焦炭不能在高炉中使用，而是将小颗粒尺寸的焦炭粉用于生产烧结矿。
另一方面，在使用铁熔池型熔融还原炉的铁水生产工艺(熔融还原工艺或铁熔池型)中，对矿石和含碳材料不需要向高炉工艺那样的预处理，矿石和煤本身就可以作为原材料。但由于装载到炉子中的矿石或煤是在密闭条件下进行操作的，当使用粉末矿石或粉末焦炭时，需要预先的干燥工序和相应的设备，以便矿石或煤不会粘结在装炉途中。
本发明技术方案
本发明的目的是提供一种用于有效和经济地精炼碳不饱和铁水的精炼方法及设备投资便宜的熔融还原方法。
为了达到此目的，首先，本发明提供用来精炼含碳不饱和铁水的方法，包括步骤：
将与渣分离的铁水装载到铁水精炼容器中；
通过为在铁水精炼容器中的铁水供给脱硫剂和搅拌铁水进行脱硫处理；
在脱硫处理之前或之后加热铁水；和
在脱碳炉中对脱硫后的铁水进行脱碳。
在上述含碳不饱和铁水中，最好碳为4wt％或以下。
铁水加热的步骤最好通过向铁水中喷吹惰性气体而由气体沸腾铁水，同时通过电弧生热来加热铁水。在铁水加热的步骤中可以在加热铁水时进行增碳。在铁水加热和增碳的时候，理想的是向铁水中喷吹惰性气体以使铁水沸腾，向铁水熔池上喷吹氧气加热铁水并且向铁水中喷射含碳材料来供给增碳。代替向铁水熔池上喷吹氧气，将氧气吹到铁水中也可以。最好向铁水中供给脱硫剂和脱氧剂以进行脱硫的搅拌。
其次，本发明提供精炼含碳不饱和铁水的方法，包括步骤：
将与渣分离的铁水装载到铁水精炼容器中；
通过为在铁水精炼容器中的铁水供给脱硫剂和搅拌铁水进行脱硫处理；
在脱硫处理之前或之后给铁水增碳；和
在脱碳炉中对脱硫后的铁水进行脱碳。
在上述的铁水增碳的步骤中，可以在给铁水增碳时进行对铁水的加热。当铁水加热和增碳时，希望向铁水中喷吹惰性气体以使铁水沸腾，向铁水熔池上喷吹氧气加热铁水并且向铁水中喷射含碳材料来供给增碳。代替向铁水熔池上喷吹氧气，将氧气吹到铁水中也可以。最好向铁水中供给脱硫剂和脱氧剂以进行脱硫的搅拌。
在上述的含碳不饱和铁水中，最好碳为4wt％或以下。
第三，本发明提供精炼含碳不饱和铁水的方法，包括步骤：
在至少一个第一转炉型反应容器中进行脱硫处理；和
在第二转炉型反应容器中进行脱碳处理。
脱硫处理最好通过在铁水中加入脱硫剂和喷吹每吨铁水0．05Nm3／min或以上的搅拌气体来实施。在脱硫处理中，希望输入每吨铁水2．5Nm3／min或以下的氧气，和进一步，向铁水中与含碳材料一起充分供给脱硫剂。铁水与固态铁资源一起加入到铁水精炼容器中，输入氧气、供给含碳材料，且在固态铁资源熔化后，进行脱硫处理。
第四，本发明提供用于生产铁水的熔融还原方法，包括步骤：
(a)将含碳材料和矿石装载到具有与该含碳材料和矿石直接接触功能的反应炉中；
(b)将矿石还原直到至少部分矿石被金属化，得到包含至少部分金属化金属的矿石；
(c)将来自还原步骤(b)的含碳材料和包含至少部分金属化金属的矿石装载到金属熔池型熔炼炉中；及
(d)向金属熔池型熔炼炉中喷吹含有20％或以上氧气的气体以生产铁水。
该熔融还原工艺可以具有装载含碳材料和预还原矿的步骤。希望装载到反应炉中的含碳材料具有，对所有装载到反应炉中的矿石量实施还原和金属化的足够的化学计量的量。理想的反应炉为回回转窑式或回转炉床式。
第五，本发明提供熔融还原的方法，包括步骤：
(a)将含碳材料和矿石装载到具有与该含碳材料和矿石直接接触功能的反应炉中；
(b)将反应炉中的矿石部分还原，并将含碳材料的挥发份去除，直到少于20％；
(c)将来自步骤(b)的去除挥发份含碳材料和部分还原的矿石装载到金属熔池型熔炼炉中；及
(d)向金属熔池型熔炼炉中喷吹含有20％或以上氧气的气体以生产铁水。
第六，本发明提供熔融还原的方法，包括步骤：
预备至少部分去除挥发份的含碳材料；
将含碳材料和矿石装载到金属熔池型熔炼炉中；及
向金属熔池型熔炼炉中喷吹含有20％或以上氧气的气体以生产铁水。
最好矿石为预热或预还原后的。
第七，本发明提供熔融还原的方法，包括步骤：
将含有至少一种选自由金属氧化物和金属氢氧化物组成的原材料和造渣剂材料装载到熔融还原炉中；
作为燃料和还原剂，将至少一种选自由煤和焦炭组成的材料和至少一种选自由油焦和废塑料组成的材料装载到熔融还原炉中；及
通过燃料和还原材料与含氧气体燃烧产生的热量加热和熔化原材料和造渣剂材料。
第八，本发明提供改进的使用高炉和铁熔池型熔融还原炉的炼铁方法。
在设置高炉、铁熔池型熔融还原炉和烧结机的炼铁工艺中，烧结机生产的大尺寸烧结矿供给到高炉中，而小尺寸的那些矿供给到铁熔池型的熔融还原炉之中。
在设置高炉、铁熔池型熔融还原炉的炼铁工艺中，大尺寸的炼铁焦炭供给到高炉中，而小尺寸的焦炭供给到铁熔池型的熔融还原炉之中。
附图的简要说明
图1A是表示实施例1的精炼流程的示意图；
图1B是表示实施例1的另一个精炼流程的示意图。
图2A是表示用于实施例1的脱硫处理工艺的使用机械搅拌的铁水精炼容器视图。
图2B是表示图2A的铁水精炼容器的精炼条件的图。
图3是表示在实施例1的脱硫处理工艺中使用的铁水精炼容器中的精炼条件的示意图。
图4是表示在实施例1的另一个脱硫处理工艺中使用的另外的铁水精炼容器中的精炼条件的示意图。
图5是表示在以实施例2的顶吹转炉的方式脱硫时，底吹气体量与精炼条件之间关系的曲线图。
图6是表示在以实施例2的顶吹转炉的方式脱硫时，氧气输入量与脱硫效果之间关系的曲线图。
图7是表示在实施例3中含碳材料去除挥发份程度对炉墙热负荷和熔融还原炉二次燃烧率影响的曲线图。
图8是在实施例3的例子2～4中使用的设备流程图。
图9是在实施例3的例子1中使用的设备流程图。
图10是在实施例3的例子5中使用的设备流程图。
图11是在实施例3的例子6中使用的设备流程图。
图12是在实施例3的例子7中使用的设备流程图。
图13是在实施例3的例子8中使用的设备流程图。
图14是在实施例3的例子10中使用的设备流程图。
图15是在实施例3的例子1和2中使用的设备流程图。
图16是在实施例3的例3中使用的设备流程图。
图17是表示在实施例3的例子和对比例的试验结果的曲线图。
图18是在实施例4中使用的示意设备流程图。
图19是表示在实施例4中使用的熔融还原炉主要部件的示意图。
图20是表示在给定铁水中[S]、同样的铁水中[C]和渣中[FeO]的浓度和浓度误差时，实施例4中进入到熔融还原炉中的全部硫输入影响的曲线图。
图21是表示在给定从实施例4的熔融还原炉中的油焦带出损失时，所有装载材料的垂直动量影响与带出损失和炉气的塔式上升速度之间关系的曲线图。
图22是在实施例5中使用的示意设备流程图。
图23是表示在实施例5中使用的熔融还原炉的主要部件的示意图。
图24是表示在给定铁水中[S]、同样的铁水中[C]和渣中[FeO]的浓度和浓度误差时，实施例5中进入到熔融还原炉中的全部硫输入影响的曲线图。
图25是表示在给定从实施例5的熔融还原炉中的废塑料带出损失时，所有装载材料的垂直动量影响与带出损失和炉气的塔式上升速度之间关系的曲线图；以及
图26是表示实施例6中的烧结矿颗粒分布情况的图。
实施本发明的最好方式实施例1
实施例1的精炼工艺针对含C为4wt％或以下的低碳铁水。对这样的低碳铁水，本精炼工艺可以满意地应用到对S含量比较高的铁水精炼当中(一般，S：0．2wt％或以上)。作为低碳铁水或低碳高S铁水的一般的代表，在此列举的是：铁矿石直接熔融还原铁水，或铁水中的废钢等固态铁资源部分溶解的铁矿石直接熔融还原铁水称为初次铁资源(通过使用如煤那样的高含S的还原材料所生产的铁资源)，但不局限于此。特别的，在从铁水制造炉向炼钢炉长时间运输的情况下，就脱硫的要求而言，不考虑高碳铁水本工艺是很有用的。
实施例1是对与浇铸铁水渣及铁水渣分离后的低碳铁水进行精炼的工艺，包括步骤：在铁水精炼容器中向铁水加入脱硫剂，如果必要还要加入脱氧剂搅拌铁水并脱硫；在脱硫之前或之后将该铁水精炼容器或另外的铁水精炼容器中的铁水加热和／或增碳；和将经历这些步骤处理后的铁水进行脱碳。
图1A和1B表示精炼熔融还原铁水的流程。
在图1A的精炼流程中，熔融还原铁水从熔融还原炉1中注入并将渣分离，然后，如必要时，通过扒渣将剩余的渣除掉，此后该铁水转移到用于脱硫的铁水精炼容器2中，加入脱硫剂和必要时加入脱氧剂，以便搅拌铁水进行脱硫。
在这个脱硫处理之中，根据铁水中的含S量，加入的脱硫剂为约5～30kg／t铁水。一般，20kg／t左右是一个在金属中有效悬浮并与金属混合的剂量。通常使用的脱硫剂包含成分为，以CaO为主，约5～10％的CaF2和一定量的CaCo3。
加入脱氧剂用来降低氧的活性a0，并加速脱硫反应，平常使用的脱氧剂是Al，Al的混合物或FeSi或SiMn的铁合金。最好加入的脱氧剂是那种按Henry标准的氧活性a0为1／104或以下，1／105或以下更好。例如在用Al脱氧时，加入量为0．5～2kg／t铁水的范围最好。
脱硫的搅拌可以是任意的气体搅拌和机械搅拌，但是在使铁水弥散方面，机械搅拌比气体搅拌更好。在气体搅拌时，容器中的铁水产生的滞流部分得不到搅拌，而在机械搅拌中，这种滞流很难产生。由于这个原因，即因为机械搅拌能够实现强力搅拌，所以是优选的。
图2表示用来实行机械搅拌的铁水精炼容器的例子(机械搅拌系统的精炼装置)，图2A是非工作状态而图2B是工作状态。该铁水精炼容器2配备铁水搅拌叶轮5而且还配备了叶轮垂直移动装置，用来供应脱硫剂和脱氧剂的溜槽装置，并附带配备集尘器、测温计和取样装置(以上这些未示出)。
在使用铁水精炼容器2进行脱硫处理当中，脱硫剂和必要时的脱氧剂供给到容器中的铁水中，并将搅拌叶轮浸入铁水中旋转。提高转速直至获得预定的搅拌力，并随后进行3～5分钟的搅拌作为脱硫时间。例如，当容器中的铁水装载量为150t时，搅拌叶轮5在转矩：900～1000kg-m及转速：100～110rpm的条件下驱动，以此能提供充分的脱硫处理。当铁水精炼容器比上述容器小时，该搅拌叶轮5要以比上述工作条件更高的速度旋转，而当容器比上述的容器更大时，该速度要比上述工作条件低，以便能造成如上所述的相同效果。
作为驱动搅拌叶轮5的条件，如图2B中所示，叶轮5的上部暴露在由于搅拌形成的凹形熔池表面中，而最好，该叶轮5的上部能直接从容器的上部观察到，且脱硫剂充分陷入到铁水之中，并且脱硫剂和铁水得到完全搅拌。因此，希望依提供的叶轮5的作用情况来调节转数。
当实行气体搅拌时，如喷入脱硫剂的粉末，可以利用粉末的喷入能量，能够实现比简单喷入气体更理想的强力搅拌。作为铁水精炼容器，作为例子，使用配备气体喷吹装置，如沸腾喷吹枪或底吹喷嘴的容器。
在实施例1的精炼过程中，如实施精炼的对象是含有高含量S的铁水，例如铁矿石直接熔融还原铁水，最理想的是在脱硫过程中，与脱硫剂一起加入脱氧剂，在此铁水中的S即使高到如0．3～0．4wt％那样，也能在短时间里有效地降低到0．01wt％以下。像熔融还原铁水那样的低碳且高S的铁水，与高炉铁水不同，由于Si较低而不起脱氧剂的作用，在仅仅加入脱硫剂的时候脱硫效果较差。该低碳高S铁水的熔点高且脱硫度大，所以就要求急速有效的脱硫。因此在低碳高S的铁水脱硫当中，最理想的是与脱硫剂一起加入脱氧剂，并实施机械搅拌以有效脱硫。
实施例1在脱硫步骤之前或之后，进行对铁水加热和／或增碳的操作步骤，以造成巨大的铁水温度与熔点之间的温差。用这种处理方法，改善了低碳铁水的金属粘性，并能够保证在如脱碳的后工序中的容许热储备。该加热和／或增碳的操作步骤，可以在脱硫工序之前或之后，并可以在用于脱硫的铁水精炼容器之中或在另外的铁水精炼容器中实施。
如果在脱硫步骤之后操作加热和／或增碳的步骤，同一步骤的温度可能比在脱硫之前进行此步骤的温度低，且热损失较小并可抑制设备耐火材料和沸腾喷吹枪的磨损。另一方面，如果在脱硫步骤之前进行加热和／或增碳的操作步骤，还没有从注入金属中分离的热渣能够用来作为加热的渣，并能代替供给该步骤的全部或部分造渣剂。那么，造渣剂或燃料的净单位耗量可以降低。
在图1A中的精炼流程图中，铁水精炼容器2中的脱硫铁水转移到铁水精炼容器3中进行对铁水的加热和／或增碳。另一方面，在图1B中的精炼流程图中，对铁水的加热和／或增碳是在于铁水精炼容器2中实施脱硫之前进行。即，从渣中分离的铁水，必要时经过扒渣去除残留的渣，然后纳入到铁水精炼容器3中，在此进行铁水的加热和／或增碳，并在铁水精炼容器2中进行脱硫。
实施这个处理的目的在于，对铁水的加热和／或增碳，既不妨碍脱磷，也不阻止伴随脱磷或脱硫反应的精炼作用。
加热及升温的程度与增碳的程度，通过考虑铁水熔点和后工序的容许热储备来确定。在增碳时，一般增碳范围为0．1～1wt％，而特别地，如果增碳0．5wt％或以上，在该转炉中进行后工序脱碳处理期间的废钢料混合比自由度将理想地增加。当对铁水增碳时，根据处理的方式(作为例子，在合并脱磷时)，处理后铁水的温度经常比处理之前低，而在此情况下铁水温度的下降部分通过加热铁水来补偿，且因为这个(铁水加热和／或增碳)的应急工序的目的是最大程度地利用基于铁水熔点的容许热储备，所以这个情况属于本发明的范围。
理想的，铁水的加热和／或增碳是在具有电弧加热和气体沸腾功能的铁水精炼容器中，或是在另一种具有通过喷吹氧气和喷射粉末的方法加热的功能和／或气体沸腾功能的铁水精炼容器中来实施。作为前一个铁水精炼容器，可以利用用于铁水处理中的众所周知的称为LF工艺的钢包精炼装置，而作为后一个铁水精炼容器，可以利用用于铁水处理中的众所周知的称为NRP工艺的铁水处理装置。
图3表示一个具有电弧加热和气体沸腾功能的铁水精炼容器3a的例子，图中6是电极(三相石墨电极)，7是沸腾喷吹枪，该枪不仅能用于气体沸腾操作，而且能喷射粉末。
在图3所示的铁水精炼容器3a中，从沸腾喷吹枪7中在熔渣存在的情况下，向铁水喷吹惰性气体，例如N2或Ar，渣量(CaO／SiO2：为1到4的范围)约为10～20kg／t铁水，而在产生沸腾的同时，铁水通过端部浸入渣中的电极6的电弧来加热。沸腾气体的量没有特别限制，一般在0．001～0．01Nm3／t／min就够了。
用于此处理步骤的渣，可以通过供给造渣剂来产生(一般，以CaO为主要成分)，另外也可以利用与铁水一起加入的残留渣作为全部或部分的所供给造渣剂的替代物。在此处理步骤中更进一步，如必要时，可以供给含碳材料用来提供增碳作用，或给予冷却材料用来控制温度。供给含碳材料、造渣剂及冷却材料，可以依靠通过重量的下落或通过沸腾喷吹枪7的喷射。
一般，在铁水由铁水精炼容器3加热和／或增碳的步骤中，脱硫反应也同时进行。
图4表示一具有通过喷吹氧气和喷射粉末的方法加热的功能和／或沸腾功能的铁水精炼容器的例子，图中8是氧气喷吹枪而9是能够实行喷射粉末和气体沸腾的沸腾喷吹枪。
在图4所示的铁水精炼容器中，从沸腾喷吹枪9中在熔渣存在的情况下，向铁水喷吹惰性气体，例如N2或Ar，渣量(CaO／SiO2：为1到4的范围)为10～20kg／t铁水，而在产生沸腾的同时，从氧气喷吹枪8中喷吹氧气(喷吹氧气或含氧的气体)，加热铁水。或者，在从氧气喷吹枪8中喷吹氧气的同时，通过沸腾喷吹枪9喷入含碳材料来补偿因喷吹氧气造成的铁水中C的降低，且更理想的通过沸腾喷吹枪9来降低铁水的熔点，并实施增碳。
通过沸腾喷吹枪9的喷射，不仅可以用来供给含碳材料，而且可以提供造渣剂或冷却材料。通过沸腾喷吹枪9的沸腾气体量和通过氧气喷吹枪8的喷吹氧气量没有特别限制，一般沸腾气体量约在0．05～0．2Nm3／t铁水／min的范围，喷吹氧气量约在5～10Nm3／t的范围就够了。
用于此处理步骤的渣，可以通过供给造渣剂来产生(一般，以CaO为主要成分)，另外也可以利用与铁水一起加入的残留渣作为全部或部分的所供给造渣剂的替代物。在铁水的加热和／或增碳步骤中，希望由于喷吹氧气，脱硫反应和脱磷反应在同时进行。
在利用图4所示的铁水精炼容器进行处理中，轧机铁皮、氧化铁、铁矿石、烧结矿或Mn矿团，可以作为固态氧资源装入，来调节温度，例如，如果供给Mn矿团，可以增加铁水中的含Mn量。
在经过一系列的处理过程，包括上述的脱硫步骤和铁水的加热和／或增碳步骤的铁水，投入后续的脱碳，但是如果脱硫步骤(假定在铁水加热和／或增碳步骤中发生脱硫反应的情况下，这个步骤也包括在内)的渣被带进脱碳步骤，由于会发生再增硫，这些渣必须以这样的方式，即至少在脱硫中的渣在没有发生脱碳的条件下去除(扒渣)。
因此，在图1A中的精炼流程中，在通过至少是铁水精炼容器2脱硫，或通过铁水精炼容器3加热和／或增碳之后，将渣去除是必不可少的，在图1B中的精炼流程中，在通过至少是铁水精炼容器2脱硫之后，将渣去除是必不可少的。
此外，如果低碱性的渣会带进脱硫步骤，由于不能提供高效率的脱硫，所以在脱硫之前应除去低碱性的渣。
将已经过上述一系列处理的铁水投入到脱碳炉4例如转炉或电炉中来脱碳。这个脱碳处理可以按照平常的工艺实施。
如果希望铁水温度在一系列步骤的中途下降到液态相以下，将铁水投入到在途中或两个适当步骤之间的铸铁机上生产冷铸造铁块，该冷铸造铁块还要装载到熔融还原炉或脱碳炉中，在此情况下，冷铸造铁块的形状最好是相当小，如100mm或以下，50mm或以下更理想。例子1
按照图1B所示的精炼流程，实施所述铁矿石直接熔融还原铁水的精炼处理。即铁矿石直接熔融还原铁水从熔融还原炉1注入并将渣分离，通过扒渣将铁水中剩余的渣除掉，然后该铁水转移到图4所示的铁水精炼容器3中，加入12kg／t的造渣剂，其主要成分是锻烧石灰且CaO／SiO2调节到约为3(2～4)，喷吹氧气、喷射10kg／t的含碳材料(焦炭)和脱磷剂(CaO：84wt％，CaCO3：10wt％，CaF2：6wt％)使铁水加热和增碳(此外脱磷)。然后，铁水转移到如图2所示的具有搅拌叶轮的铁水精炼容器2中，并向其中加入脱硫剂(锻烧石灰：19kg/t和萤石：lkg/t)和脱氧剂(Al：2kg/t)，并通过机械搅拌实施脱硫。随后，铁水中的脱硫渣通过扒渣去除，并将铁水转移到脱碳炉(电炉)4中，以实施脱碳。
表1显示在各步骤中，每个步骤之前和之后的铁水温度和[C]、[P]及[S]，和处理时间。
表1
铁水温度     铁水成分(wt％) 备注
    [C]     [P]     [S]
还原铁水 浇入铁水时 1510℃  3.00  0.120  0.400       -
接收铁水时 1420℃  3.00  0.120  0.400 从铁水除渣之后
加热+增碳(还实行脱磷) 工序之前 1400℃  3.00  0.120  0.400
工序之后 1380℃  3.50  0.050  0.250 工序时间：30分
除渣之后 1370℃  3.50  0.050  0.250 扒渣时间：15分
脱硫工序 工序之前 1360℃  3.50  0.050  0.250
工序之后 1330℃  3.50  0.050  0.010 工序时间：30分
除渣之后 1320℃  3.50  0.050  0.010 扒渣时间：15分
脱碳工序 工序之前 1300℃  3.50  0.050  0.010      -
工序之后 1620℃  0.05  0.015  0.010 工序时间：60分
由此表可以看出，作为低碳且高S的铁水，铁矿石直接熔融还原铁水采用本发明，能够在短时间内得到高效率的精炼处理。此外，铁水中的金属在一系列过程中不会产生粘结。例子2
按照图1A所示的精炼流程，实施所述铁矿石直接熔融还原铁水的精炼处理。即铁矿石直接熔融还原铁水从熔融还原炉1注入并将渣分离，通过扒渣将铁水中剩余的渣除掉，然后，该铁水转移到如图2所示的具有搅拌叶轮的铁水精炼容器2中，并向其中加入脱硫剂(锻烧石灰：19kg/t和萤石：1kg/t)和脱氧剂(Al：2kg/t)，并通过机械搅拌实施脱硫。随后，铁水中的脱硫渣通过扒渣去除，且将铁水转移到图3所示的铁水精炼容器3，在此加入10kg/t以锻烧石灰为主要成分且CaO／SiO2调节到约为1.5的造渣剂，加入7kg/t的含碳材料(焦炭)，通过浸入造渣剂中的电极和电弧热将造渣剂熔化，并进一步加热和增碳铁水。为了加速热传导和防止热偏差，在处理过程中，从沸腾喷吹枪中喷吹0.004Nm3/t/min的N2气体。
表2显示在各步骤之前和之后的铁水温度和[C]、[P]、[S]及处理时间。
表2
铁水温度     铁水成分(wt％) 备注
    [C]     [P]     [s]
还原铁水 浇入铁水时 1510℃ 3.00  0.120  0.400        -
接收铁水时 1420℃ 3.00  0.120  0.400 从铁水中除渣之后
脱硫工序 工序之前 1400℃ 3.00  0.120  0.400        -
工序之后 1360℃ 3.00  0.120  0.009 工序时间：30分
除渣之后 1350℃ 3.00  0.120  0.009 扒渣时间：15分
加热+增碳 工序之前 1340℃ 3.00  0.120  0.009        -
工序之后 1350℃ 3.50  0.120  0.007 工序时间：30分
除渣之后 1340℃ 3.50  0.120  0.007 扒渣时间：15分
脱碳工序 工序之前 1320℃ 3.50  0.120  0.007        -
工序之后 1620℃ 0.10  0.015  0.007 工序时间：60分
由此表可以看出，作为低碳且高S的铁水，铁矿石直接熔融还原铁水采用本发明，能够在短时间内得到高效率的精炼处理。此外，铁水中的金属在一系列过程中不会产生粘结。实施例2
本发明的发明人依据的概念是，为修理炉砖而设置的备用转炉型反应容器设备，应用于脱硫工序，且仅仅用一组转炉型反应容器的用旧的部分实施脱硫处理并认为应在另外的转炉型反应容器中完成脱碳处理。在此涉及的转炉型反应容器，包括侧吹型转炉，顶-侧复吹型转炉和与一般使用的顶-底复吹型转炉不同的其它类型的设备。
由于转炉型反应容器的容积很大且具有充分的净空，在脱硫处理当中，不会引起问题，且由于净空足够，高反应性的钢渣或熔渣，可以作为脱硫剂而大量使用，从而可以有效的实施脱硫，并能将渣中的总Fe合并还原，有利于提高产出率。
由于脱硫反应是还原反应，且由于在脱硫处理中供给氧气会引起对脱硫反应的阻碍，常规认为，在脱硫处理中应避免喷吹氧气，但现已发现，当在转炉型反应容器中，处在强力搅拌下实施脱硫时，即使喷射一定量的氧气，对脱硫反应几乎没有妨碍。含碳材料例如焦炭，含有硫，而在平常的转炉操作中，由于其增硫的问题，使供给含碳材料受到很大限制，但是在使用转炉型反应容器进行脱硫来作为脱碳处理的前处理工序时，由于供给含碳材料的步骤是脱硫处理步骤，且脱硫是在转炉型反应容器中，在强力搅拌之下有效实施，任何由供给含碳材料引起的对铁水增硫的问题几乎不发生，且现已发现，可以供给相对较多的含碳材料。
因此在用转炉型反应容器进行脱硫处理当中，喷吹氧气和供给含碳材料是方便的，并且高温处理可以有利于实施脱硫。另外，在铁水中维持温度不变，便于照顾到在后续工序中的容许热储备。此外，通过加入含碳材料可有效防止铁水中[C]的降低，以便后续的脱碳处理能够在保证容许热储备的状态下，非常有利的实施。
在用转炉型反应容器进行脱硫处理当中，可以装入废钢料等固态铁资源，且如果适当供给氧气和含碳材料，不会在本处理工序和后续工序的脱碳工序之后对铁水温度产生妨碍，且该固态铁资源能有效熔化。因为该固态铁资源是在脱硫处理工序中供给，高硫的还原铁可以用作固态铁资源，没有任何的问题。
在如上所述的平常转炉精炼装置中，配置备用转炉型反应容器设备以用来修理炉砖，而且该备用设备除了一个周期非常短的炉砖维修期外，处于停工状态。因此如果使用备用转炉型反应容器的设备，该脱硫处理能够不加重任何设备的负荷，而不像常规炉外脱硫处理那样。
使用一组转炉型反应容器的一部分(最好是转炉型反应容器)实施脱硫处理的铁水精炼工艺实施方式2，现已发现，在处理效率和便利两方面具有现有技术不具备的巨大优点，并带来以下特点。
[1]铁水精炼工艺，其特征在于：使用两个或两个以上的转炉型反应容器，铁水在至少一个转炉型反应容器中脱硫，并且对转炉型反应容器中的脱硫铁水脱碳，以便生产液态钢。
[2]以上铁水精炼工艺[1]所述的铁水精炼工艺，其特征在于：在用来脱硫的转炉型反应容器中，用来搅拌铁水的喷吹气体量为0．05Nm3／t铁水／min或以上。
[3]以上铁水精炼工艺[1]或[2]所述的铁水精炼工艺，其特征在于：在用来脱硫的转炉型反应容器中喷吹的氧气量为2．5Nm3／t铁水／min或以上。
[4]以上铁水精炼工艺[1]到[3]之一所述的铁水精炼工艺，其特征在于：在脱硫处理中加入含碳材料。
[5]以上铁水精炼工艺[1]到[4]之一所述的铁水精炼工艺，其特征在于：脱硫剂和／或含碳材料是从用于脱硫的转炉型反应容器的搅拌气体喷吹喷嘴中喷射的。
[6]以上铁水精炼工艺[1]到[5]之一所述的铁水精炼工艺，其特征在于：固态铁资源与铁水一起加入到用于脱硫的转炉型反应容器当中，喷吹氧气和装入含碳材料来熔化固态铁资源，随后进行脱硫处理。
[7]以上铁水精炼工艺[1]到[6]之一所述的铁水精炼工艺，其特征在于：在脱硫处理中加入钢渣和／或熔渣。
实施例2是使用两个或两个以上的转炉型反应容器的铁水精炼工艺，铁水在至少一个转炉型反应容器中脱硫，并且对转炉型反应容器中的脱硫铁水脱碳，以便生产液态钢。从而，本发明的工艺，除了对超低S钢这样特殊的情况外，不再需要像常规实行的炉外脱硫。
实施例2中的脱硫工艺和脱碳工艺，可以用任选的不同转炉型反应容器实施，并由此能够由分别设置用于脱硫的转炉型反应容器和用于脱碳的转炉型反应容器进行处理。但本发明最理想和最有用的实施方式是利用两个或两个以上转炉型反应容器，包括设置在转炉精炼装置中的备用设备，以便分别进行脱硫和脱碳处理。
平常的转炉精炼装置中配备多个转炉型反应容器(平常为2个或3个)，包括用来修理炉砖的备用设备。一般，平常转炉型反应容器每次的工作周期约为4～5个月，而这个工作周期之后，经过一个非常短的炉砖修理周期(平常约为两周，并且在这个修理周期期间，备用转炉型反应容器工作)之后，操作进入下一个工作周期。另外备用设备的转炉型反应容器的替代操作直至此时，然后该转炉型反应容器作为备用设备处于停工状态。因此，在设置有两个转炉型反应容器的装置的情况下，在全部工作周期中，除了以上修理周期之外，这种备用设备的转炉型反应容器存在停工状态。
那么，如果这种停工状态的备用设备的转炉型反应容器应用于铁水脱硫，则不需提供专门用于炉外脱硫处理的装置，且在有效利用装置的同时，可以实行脱硫处理。对于在设置两个转炉型反应容器时的修理周期，只在这个周期里不实行脱硫(在这种情况下，浇注的钢作为高S钢)或更换转炉型反应容器的炉体用于修理炉砖(修理备用的炉体，只更换炉体)，使两个转炉型反应容器均作好工作准备。
对使用实施例2的铁水种类没有任何特别的限制，且实施例2可以用于对由高炉生产的铁水或熔融还原炉生产的铁水的精炼。实施例2作为对由熔融还原炉生产的铁水的精炼工艺特别有用。即，在高炉生产的铁水中，[S]约为0．03wt％，而这对将其降低到0．01wt％以下是足够的。另一方面，在熔融还原炉生产的铁水中，[S]约为0．3～0．4wt％，远远高于高炉铁水的硫。因此，将高[S]降低直到0．01wt％以下是非常困难的。由于这个缘故，本发明的工艺以使用强力搅拌的转炉型反应容器来操作，并根据以下条件进行脱硫，从而可以没有任何问题的实施脱硫处理，而不必顾及由熔融还原炉生产的高[S]铁水，并能有效实施包含后续在另外转炉型反应容器中操作的脱碳处理的精炼。
实施例2以使用在转炉型反应容器中施行强力搅拌的操作，以使铁水脱硫，为此在转炉型反应容器中供给如N2的搅拌气体，(在顶一底复吹型转炉的情况下，气体为底吹)最好该搅拌气体的喷吹量为0．05Nm3／t铁水／min或以上，为了提供要求的强力搅拌，希望为0．1Nm3／t铁水／min或以上。
图5表示用来搅拌的底吹气体量(氮气)与在顶一底复吹型转炉(喷吹氧气量1．0Nm3／t铁水／min)中进行脱硫时的脱硫速度之间的关系，并可看出，通过确定底吹气体量在0．05Nm3／t铁水／min或以上，获得很高的脱硫速度。
在脱硫处理中，如必要时，通过氧气喷吹枪喷射氧气(喷吹氧气)。通过喷氧，可以进行对脱硫的高温处理，并考虑铁水在后序工序中的容许热储备，容易保证铁水的温度，使后序脱碳处理能够有效实施。因为脱硫反应如上所述是还原反应，且由于在脱硫反应处理中供给氧气或氧化物会引起对脱硫反应的阻碍，常规认为基本应避免在脱硫处理中的喷吹氧气，但本发明人已发现，当在转炉型反应容器中，在强力搅拌下实施脱硫时，即使喷射一定量的氧气，对脱硫反应几乎没有妨碍。
顾及在脱硫后的铁水温度和在后工序中的容许热储备，供给的氧气量2．5Nm3／t铁水／min或以下，最好为2．0Nm3／t铁水／min或以下，1．5Nm3／t铁水／min或以下更好。以此，脱硫反应不受妨碍，脱碳反应不会过量进行，且脱硫可以在高温铁水中操作。鉴于处理温度、处理后的铁水温度、和后工序的容许热储备，也可以不喷吹氧气。
如果喷吹氧气量超过2．5Nm3／t铁水／min，就引起这样的问题，即，脱硫反应受阻，且脱硫效率下降，进一步还由于脱硫反应提前和铁水中[C]下降，在另外的转炉型反应容器中实施后续的脱硫反应时，不存在容许热储备，而废钢料几乎不熔化，且铁水中的金属粘结到装置上。
图6表示喷吹氧气量与进行脱硫处理时的脱硫速度之间的关系(底吹量0．1Nm3／t铁水／min)，并可看出，如果喷吹氧气量超过2．5Nm3／t铁水／min，脱硫效率极度恶化。
在实施方式2中，供给上述范围的氧对脱硫反应的影响很小，并鉴于因高温而缩短了处理时间并确保处理后的铁水温度，最好氧的供给量限制在上述范围之内。
在实施方式2的处理中，作为加热源可以加入例如焦炭那样的含碳材料，以防止由于供氧造成的铁水中[C]的降低。通过供给含碳材料能够在伴随喷吹氧气的作用下，实现有利于脱硫的高温处理，并容易保证考虑了后工序中的容许热储备和应避免的铁水中[C]降低之后的铁水温度，以确保能有利地实施脱碳处理。所供给的例如焦炭那样的含碳材料量的确定，要考虑供氧量并根据脱硫处理后的铁水目标[C]量来定。
在脱硫处理中，可随意加入脱硫剂，并且最好是在本发明的脱硫处理几乎实施结束，同时在实施脱碳处理(平常为约15分钟)时，与脱碳处理操作的工作点相交接。为了增加脱硫效果，以石灰粉末为主要成分的脱硫剂(一般为煅烧石灰)从搅拌气体喷吹喷嘴中喷吹。
作为脱硫剂，可以加入一种或两种或更多的钢渣或铁渣，如上所述，转炉型反应容器是大容积且具有充分的净空，在脱硫处理当中，不会引起问题，且具有高反应性的钢渣或熔渣作为脱硫剂，因为净空足够可大量使用，所以能有效的实施脱硫，并能将渣中的总Fe合并还原，有利于提高产出率。例如使用总Fe约为5wt％的渣，处理后渣中的总Fe可以降低到约为0．05wt％。
所以，当熔融还原炉中生产的铁水受到脱硫处理时，如果铁矿石直接熔融还原渣作为脱硫剂加入时，高S的铁水能有效脱硫且产出率可以提高。
含碳材料或脱硫剂通过任意的方式加入，例如由加料机构从炉子上部靠重力落下或从搅拌气体喷嘴中喷吹(喷射)，且按照以下的观点，从搅拌气体喷嘴中喷吹更为优越，(1)在喷吹方式中，由于作为含碳材料或脱硫剂使用的粉末具有很大的比表面积，可以提高其与铁水的反应活性，(2)由于喷粉(含碳材料、脱硫剂)的能量，能够达到比单纯喷吹搅拌气体更有效的强力搅拌并由于这种效果，可以提高反应效率，及(3)作为含碳材料或脱硫剂的粉末穿过铁水，直到其浮到渣之上，通过这种效果，可以提高反应活性或搅拌作用。
关于搅拌气体喷嘴，作为例子，在顶-底复吹型转炉的情况时，是作为底吹喷嘴，从中喷吹含碳材料或脱硫剂。
为增大脱硫效率，在喷吹氧气后，金属Al，含Al物质，FeSi或SiMn的合金，或SiC作为脱氧剂供给，并通过供给这些物质，搅拌渣-金属，以能提供更高的脱硫效率。依靠从炉子上部通过重力落下可加入这些脱氧剂，但是如果从搅拌气体喷嘴喷吹，可有效的降低由渣所造成的损失。
由于实施方式2的脱硫处理，利用转炉型反应容器，固态铁资源例如废钢料，可以在脱硫处理步骤装入并熔化，而为了熔化这些固态铁资源，通过加入氧或含碳材料提供热量，使其对处理后及后工序的脱碳处理后的铁水温度的不良影响不起作用。
由于固态铁资源在脱硫处理中熔化，如果固态铁资源如还原铁，具有高的硫含量，不会产生问题，并且能够应用。作为固态铁资源，高S含量的还原铁或在脱硫处理前在铸铁机中凝固的铁水，其在常规炼钢工艺中使用是很困难的。
因此在实施例2中，一种或更多的选自还原铁、废钢料的固态铁资源或铁水，装载到转炉型反应容器中进行脱硫，并通过供给氧气或含碳材料使其熔化，随后脱硫。
在至少一个转炉型反应容器中脱硫的铁水，通过转移容器转移到另外的转炉型反应容器中，并受到脱碳处理(如必要时，在同时脱磷处理)。这个脱碳没有特别的限制，而遵循平常的条件。
在实施方式2中，作为转炉型反应容器所使用的，有顶--底复吹型转炉，侧吹型转炉，或顶--侧复吹型转炉。对于特别适合于脱硫的转炉型反应容器，顶--底复吹转炉在反应效率上更为优秀，因为与侧吹型转炉或顶--侧复吹型转炉相比，其渣--金属界面的反应区域更宽，且可以预期脱硫效率的理想改善。
实施方式2的铁水精炼工艺，在与实行炉外脱硫处理的现有技术比较下，具有如下所述的优势。
(1)由于平常停工的转炉型反应容器的备用设备，可以被利用来进行脱硫处理，与常规炉外脱硫处理不同，可以在不加重任何设备的负荷的条件下，实施脱硫处理。
(2)由于用来脱硫的转炉型反应容器具有充分的净空，在脱硫处理当中不会引起问题，且高反应性的钢渣或熔渣可以作为脱硫剂而大量使用，使得脱硫可以有效的实施，而且在渣中的总Fe可以合并还原，有利于提高产出率。
(3)在脱硫处理时，通过使用转炉型反应容器的氧气喷吹枪可以供给氧气和含碳材料。在现有技术中，由于在脱硫处理中供给氧会引起对脱硫反应的阻碍，已认为在脱硫处理中应基本避免喷吹氧气，但是在强力搅拌下，在转炉型反应容器中实施脱硫时，尽管喷射一定的氧气量，脱硫反应几乎没有受到妨碍。含碳材料例如焦炭含有硫，在平常的转炉操作中，由于增硫的问题，使供给含碳材料受到很大限制，但由于供给含碳材料的步骤是脱硫处理步骤，且脱硫是在强力搅拌之下的转炉型反应容器中有效实施，任何由供给含碳材料对铁水的增硫的问题，几乎不会发生，而且含碳材料可以相对大量的供给。
那么，在使用转炉型反应容器实施脱硫当中，供给氧气和含碳材料相对容易，而且能够在有利于脱硫的高温下处理，并且铁水温度容易照顾在后工序的容许热储备。因此，在脱硫步骤中，废钢料可以相对大量的加入。
(4)由于在脱硫处理中，可以加入含碳材料，例如焦炭，防止铁水中[C]的下降且可以保证在其后非常有效的实行脱碳作业。伴随着铁水温度得到保证，废钢料的加入量也大幅度增加。此外通过供给使铁水增碳的含碳材料，在脱硫中可以得到大量的高质量生成气。
(5)由于应用转炉型反应容器进行脱硫处理，可以装载如废钢料那样的固态铁资源，并通过如上所述适当加入氧气或含碳材料，对在处理后及后工序的脱碳处理后的铁水温度的不良影响不起作用，而该固态铁资源可以得到熔化。其结果是，在包括脱碳处理步骤的全部精练过程中，能够大量增加像废钢料那样的固态铁资源的耗用量。此外由于是在脱硫步骤中加入固态铁资源，即使是像还原铁那样具有高的硫含量的固态铁资源，也不会产生问题，并且能够加以应用。作为固态铁资源，高S含量的还原铁或在脱硫处理前在铸铁机中凝固的铁水，其在常规炼钢工艺中使用是很困难的。
(6)本实施方式2的铁水精炼工艺，对由熔融还原炉生产的铁水进行精炼是特别有用的。即，在熔融还原炉生产的铁水中[S]远比高炉铁水中的[S]要高，在常规炉外脱硫中，将高含量的[S]降低到预定的范围是困难的。另一方面，本发明的工艺使用转炉型反应容器的强力搅拌并根据上述条件实施脱硫来工作，从而能没有任何问题的实施脱硫处理，而不必顾及由熔融还原炉生产的高[S]铁水，而且包含在另外转炉型反应容器中操作的后续脱碳处理在内的高效精炼可以得到有效的实施。
理想应用在脱硫和脱碳的本实施方式2中所用的两个或更多的转炉型反应容器，在假设以常规的方式操作时，作为转炉型反应容器的耐火材料，所用具有在脱硫和脱碳中都很高的使用寿命的MgO-C类型的耐火砖最好。例子1
将100t铁水装载到100t转炉中(砌耐火砖后的容积为90m3)，底吹入气体量为0．1Nm3／t铁水／min，通过重力下落加入5kg／t铁水的锻烧石灰，并且进行脱硫处理。在此脱硫处理之中，从开始处理到15分钟之后，如下所示，[S]从0．032wt％降到0．010wt％。
         [C]          [S]      铁水温度处理前    4．5wt％    0．032wt％    1400℃处理后    4．5wt％    0．010wt％    1360℃
随后，在另一转炉中，将脱硫后的铁水实行脱碳处理，且生产出[C]：0．05wt％，而[S]：0．010wt％的钢。例子2
将100t铁水装载到100t转炉中(砌耐火砖后的容积为90m3)，底吹入气体量为0．5Nm3／t铁水／min，通过重力下落加入5kg／t铁水的锻烧石灰，并且进行脱硫处理。在此脱硫处理之中，从开始处理到10分钟之后，如下所示，[S]从0．032wt％下降到0．007wt％。
            [C]          [S]       铁水温度
处理前    4．5wt％    0．032wt％    1400℃
处理后    4．5wt％    0．007wt％    1360℃
随后，在另一转炉中，将脱硫后的铁水实行脱碳处理，且生产出[C]：0．05wt％，而[S]：0．007wt％的钢。例子3
将200t[C]约3wt％和[S]约0．3wt％的铁水装载到100t转炉中(砌耐火砖后的容积为90m3)，装入60t[总Fe]约5wt％和[CaO]／[SiO2]1．2在所述铁水生产步骤产生的渣，来自喷吹枪的喷吹氧气量为10000Nm3／h，底吹气体量为1Nm3／h，焦炭装入量为7t，并且进行脱硫处理。在此脱硫处理之中，从开始处理到约30分钟之后，如下所示，[S]从0．305wt％降到0．010wt％，铁水温度可以增加50℃。
             [C]        [S]      铁水温度
处理前    3．1wt％    0．305wt％    1400℃
处理后    4．5wt％    0．010wt％    1450℃
随后，在另一转炉中，将脱硫后的铁水分出100t实行脱碳处理，且生产出[C]：0．05wt％，而[S]：0．010wt％的钢。例子4
将100t铁水装载到100t转炉中(砌耐火砖后的容积为90m3)，底吹入气体量为0．5Nm3／t铁水／min，从底吹喷嘴喷吹5kg／t铁水的锻烧石灰并实行脱硫处理，在此脱硫处理中，从开始处理到约5分钟之后，如下所示，[S]从0．032wt％降到0．002wt％。
            [C]         [S]      铁水温度
处理前    4．5wt％    0．032wt％    1400℃
处理后    4．5wt％    0．002wt％    1380℃
随后，在另一转炉中，将脱硫后的铁水实行脱碳处理，且生产出[C]：0．05wt％，而[S]：0．002wt％的钢。例子5
将100t铁水装载到100t铁炉中(砌耐火砖后的容积为90m3)，底吹入气体量为0．1Nm3／t铁水／min，加入5kg／t铁水的锻烧石灰和0．2kg／t铁水的Al，并且进行脱硫处理。在此脱硫处理之中，从开始处理到约5分钟之后，如下所示，[S]从0．032wt％降到0．002wt％。
            [C]          [S]      铁水温度
处理前    4．5wt％    0．032wt％    1380℃
处理后    4．5wt％    0．002wt％    1400℃
随后，在另一转炉中，将脱硫后的铁水实行脱碳处理，且生产出[C]：0．05wt％，而[S]：0．002wt％的钢。例子6
将100t铁水装载到100t转炉中(砌耐火砖后的容积为90m3)，底吹入气体量为0．5Nm3／t铁水／min，装入5kg／t铁水的锻烧石灰和20kg／t铁水的焦炭，并从氧气喷吹枪中喷吹5000Nm3／t铁水／min的氧气，并且进行脱硫处理。在此脱硫处理之中，从开始处理到约10分钟之后，如下所示，[S]从0．032wt％下降到0．015wt％，并且[C]从3．2wt％增加到4．5wt％。
             [C]        [S]        铁水温度
处理前    3．2wt％    0．032wt％    1380℃
处理后    4．5wt％    0．015wt％    1400℃
随后，在另一转炉中，将脱硫后的铁水实行脱碳处理，且生产出[C]：0．05wt％，而[S]：0．015wt％的钢。实施例3
从上述的观点，本发明人进行研究以开发金属的熔融还原工艺并随后完成了下述的发现。
在通过喷吹包含20％或以上氧气的，室温或预热的气体来生产铁水的工艺中，在将铁矿石和含碳材料装载到铁熔池性熔炼炉，即铁矿石直接熔融和还原炉中的同时，事先将煤作去除挥发份的处理，置备碎焦作为含碳材料装载到熔融还原炉中，并且通过使用碎焦，即使其在熔融还原炉中的二次燃烧率比现有技术的程度明显提高，在炉墙中的热负荷能够控制的很低。本发明人的测试表明，在将去除挥发份煤作为含碳材料装载到熔融还原炉中时，炉墙的热负荷根据二次燃烧率的增加和残留挥发物质含有率(VM)的减少而改变，并将所得结果表示在图7中。
如图7中所看到的，如果装载到熔融还原炉中的煤中的挥发份含量低于10wt％，炉墙热负荷比使用根本未去除挥发份煤(VM：30～45％)时显著降低。降低程度平均约在1／3。
为了实现本发明的目的，本发明人注意到，作为含碳材料装载到上述的DIOS工艺的熔融还原中间的是使用通过去除煤的挥发份产生的碎焦。随着对这点的注意，设想在DIOS工艺中的预还原炉中使用碎焦，并且本发明人得到了绝对新颖的想法，即，在预还原工序中，预还原率将提高到常规水平之上，并在同时，必须使用具有通过挥发将煤改变成为碎焦的功能的反应炉作为预还原炉。
这个实施例3就是基于上述发现和最初设想的。
第一个金属熔融还原工艺中，将含碳材料和氧化或氢氧化矿装载到预还原炉中，利用含碳材料预还原氧化或氢氧化矿，将预还原的氧化或氢氧化矿与含碳材料装载到金属熔池型熔融还原炉中，并在同时喷吹室温或预热的含有20％或以上氧气的气体，从而生产直接还原或熔融还原铁水，该工艺的特征在于，在以下步骤(a)中使用的预还原材料为预还原的氧化或氧氧化矿。
步骤(a)：所用的是其内部装载含碳材料和氧化或氢氧化矿，且具有与该含碳材料和氧化或氢氧化矿直接接触功能的反应炉，并且至少部分的氧化或氢氧化矿被还原至金属化，而所置备的该氧化或氢氧化矿包含至少部分这种金属化的金属。
第二个金属熔融还原工艺中，将含碳材料和预还原的氧化或氢氧化矿装载到金属熔池型熔炼炉中，并在同时喷吹室温或预热的含有20％或以上氧气的气体，从而生产熔融铁水，该工艺的特征在于，装载到熔池型熔炼炉中的含碳材料与预还原的氧化或氢氧化矿分别包含在以下步骤(b)中的预还原氧化或氢氧化矿和含碳材料。
步骤(b)：所用的是其内部装载含碳材料和氧化或氢氧化矿，且具有与该含碳材料和氧化或氢氧化矿直接接触功能的反应炉，并且至少部分的氧化或氢氧化矿被还原至金属化，而所置备的该氧化或氢氧化矿包含至少部分这种金属化的金属，且含碳材料包含至少部分通过去除煤的挥发份而产生的碎焦。
第三个金属熔融还原工艺，如第一个和第二个工艺所述，其特征在于，装载到预还原炉中的含碳材料的量高于化学计量所需的量，以便通过预还原，使所有量的氧化或氢氧化矿金属化。
第四个金属熔融还原工艺，如第一个到第三个工艺之中的任意一个所述，其特征在于，装载到预还原炉中的含碳材料包括通过对煤去除挥发份而产生的碎焦。
第五个金属熔融还原工艺，如第一个和第四个工艺之中的任意一个所述，其特征在于，预还原炉是回回转窑式或回转炉床式反应炉。
第六个金属熔融还原工艺中，将含碳材料和预还原的氧化或氢氧化矿装载到金属熔池型熔炼炉中，并在同时喷吹室温或预热的含有20％或以上氧气的气体，从而生产直接还原铁或熔融还原铁水，其特征在于，装载到金属熔池型熔融还原炉中的含碳材料，其中至少部分被预先去除挥发份。
第七个金属熔融还原工艺，如第六个工艺所述，其特征在于，预加热和/或预还原氧化或氢氧化矿，并且将所得的预加热和/或预还原氧化或氢氧化矿装载到金属熔池型熔炼炉中。
第八个金属熔融还原工艺，如第七个工艺所述，其特征在于，装载到金属熔池型熔炼炉中的含碳材料为在预加热和/或预还原时，至少部分地去除了挥发份。
第九个金属熔融还原工艺，如第七个或第八个工艺所述，其特征在于，预还原炉是回回转窑式或回转炉床式反应炉。
下面涉及本发明的还原反应的实施方式，兼及其实施、操作和效果。(1)方式[第一方式]
图8表示在实施本发明时所使用设备的流程图的一个例子。如图所示，原矿石111和原煤121依次装载入作为预还原炉用来与预还原含碳材料和矿石直接接触的炉子103内，(例如，除回回转窑式或回转炉床式炉以外的那种炉子，该炉将在熔融还原炉中产生的气体引到预还原流化床，进行还原处理，并且在其中矿石周围的大气不受含碳材料的影响)，供给高热值的燃料120，并将氧气146和预热空气150的混合气体喷吹到其中，以便预还原原矿石111。辅助原材料125，例如锻烧石灰或粗白云石随后被装载到直接接触的炉子103中，根据预还原条件(粗含碳材料的喂入速度或预还原温度)，粗含碳材料121进行去除挥发份的处理并成为碎焦。在这样的方式中，原矿石111受到预还原且达到预定的还原率，并持续生成包含碎焦的还原铁115，其碎焦中含有根据还原率而变化的金属化铁。
含有在直接接触的炉子103中预还原的碎焦的还原铁115，连续装载到熔融还原炉101中，在熔融还原炉101中，还适当的喷吹辅助原材料126例如锻烧石灰或轻锻烧白云石、含碳材料、氧气和空气，使得还原铁受到直接的熔融还原处理。在进入熔融还原过程时，将氮气148喷吹到直接熔融还原炉101中，以便强化熔池搅拌。以此在炉101中形成铁熔池和渣熔池，并将铁水136和渣137排出。
另一方面，如图8所示，作为次要的设备，配有集尘器153、蒸气回收锅炉156、蒸气发生器154，和预热空气热交换器158，这些装置处理从炉101排出的发生气体131和从直接接触的炉子103中排出的生成气体132。来自于发生气体131和生成气体132之中的回收灰尘138循环到炉101中，而气体显热通过蒸气回收锅炉156回收。此外生成气体132在一个储气柜152中储存并供给发生器装置154用来产生能量。[第二方式]
图12表示在实施本发明时，所使用设备的流程图的一个例子。如图所示，不设置预还原炉，而是设置去除含碳材料挥发份的炉子105。在这个炉子105中，装载粗含碳材料121，并供给高热值的燃料120，并将氧气146和预热空气150的混合气体喷吹到其中，以便去除粗含碳材料121的挥发份。去除挥发份的含碳材料122与原矿石111，持续装载到炉101之中，且随后装载辅助原材料125，例如锻烧石灰或粗白云石。适当喷吹氧气146和预热空气150的混合气体与去除挥发份含碳材料122，且原矿石111受到熔融还原处理。在进入熔融还原过程时，将氮气148喷吹到直接熔融还原炉101中，以便强化熔池搅拌。以此在炉101中形成铁熔池和渣熔池，并将铁水136和渣137排出。
另一方面，如图12所示，作为次要的设备，配有集尘器153、蒸气回收锅炉156、蒸气发生器154，和空气预热及热交换器158，这些装置处理从炉101排出的发生气131和从去除挥发份炉105中排出的去除挥发性气体133。来自于发生气体131和去除挥发性气体133之中的由集尘器151收集的回收灰尘138循环到炉101中，而由炉排出的发生气体131的气体显热通过蒸气回收锅炉156回收。此外生成气体133在一个储气柜152中储存并供给发生器装置154用来产生能量。[第三方式]
图13表示在实施本发明时，所使用设备的流程图的一个例子。如图所示，在这个作为例子的设备中，设置预加热预还原流化床102作为预还原炉，在其中，将原矿石111还原成为含有预还原矿石114的碎焦并装入熔融还原炉101中。辅助原材料126例如锻烧石灰或轻锻烧白云石，也被装载到此炉101之中，并且将在去除挥发份炉105中去除挥发份的含碳材料122装入，并通过喷吹氧气146直接熔融还原这些材料。然后，喷吹氮气148以便强化熔池搅拌。以此，在炉101中形成铁熔池和渣熔池，并将铁水136和渣137排出。作为次要的设备，配有集尘器153、蒸气回收锅炉156、蒸气发生器154，和第二方式相似。[第四方式]
图14表示在实施本发明时，所使用设备的流程图的一个例子。如图所示，在这个作为例子的设备中，代替前面图13中的预加热和预还原流化床102，设置与含碳材料和预还原矿石直接接触的炉子103，在其中，将在去除挥发份的炉子105中去除挥发份的含碳材料122(碎焦)和原矿石111装入，其设备与第三方式的相同。(2)还原反应，操作与效果
首先定义说明书中的词和短语。[二次燃烧率]
二次燃烧率指的是在熔融还原炉的炉喉或在喂料管处测定的气体氧化度。
二次燃烧率(％)=SRF炉喉周围的气体氧化度(％)
气体氧化度(％)={(CO2+H2O)／(CO+CO2+H2+H2O)}×100
平常在熔融还原炉的熔池部分中，气体氧化度比炉喉处要高，但是由于实际测量很困难，采用以上的定义。
由于二次燃烧率是一个CO燃烧后→CO2和H2燃烧后→H2O的比值，而气体氧化度包含在H2O分子中，在该分子中吸附的水成分蒸发或分解并产生CO2，严格说这是不一样的。在SRF熔池中的气体由于铁水挥发份中的碳而产生质变或带有在上部气体空间中的灰尘，且在SRF炉的炉喉的气体氧化度经常比在熔池部分的最大值约低10％。[含碳材料]
含碳材料指的是含有碳的物质，包含所谓的煤、焦炭、碎焦、RDF油焦、作为固体的可燃废料的废塑料、还有重油或含有碳氢化合物的材料。[高热值燃料]
高热值燃料指的是含有至少2500kcal／Nm3或10000kcal／kg热值的那些燃料，例如重油或丙烷气。[矿石金属化所需的含碳材料的化学计量的量]
当在熔融还原炉中加入的铁水，超过使矿石金属化所需的铁水化学计量的量时，如在例子2～4中，在预还原炉中产生的材料中的C浓度，应为至少5％，最好是10％或以上。关于在预还原炉中的所需碳量，二次燃烧率越低，所需的量就越高，并至少，在预还原炉中产生的材料中的C浓度不超过40％，且平常最好是30％或以下。
在熔融还原炉操作期间，炉墙的热负荷随着炉内的二次燃烧的增加而加大，并假设，这是由从高温下气体的辐射的热传递性造成的，在气体辐射中，H2O、CO2和CO的影响很大，而N2和H2的影响可以忽略。关于这三种成分，H2O具有特别大的影响，且这从化学工程师手册中描述的辐射系数是可以预计的。本发明人可以实际确定其在熔融还原炉中的高温下包含灰尘的气体中的贡献率。从研究结果中已经发现，如果煤中的挥发份(VM)被去除挥发份直至小于10％，二次燃烧对熔融还原炉中炉墙热负荷过高的影响，能够减小直到现有技术水平的一半(见图7)。
上述结果是由于存在至少10％的C，平常为20％，由于煤中的氢含量约为5％，且吸附到原材料或燃料的水成分是1／10或低于这个值。
平常包含在一般称其为锅炉用煤的非炼焦煤中的氢成分，通过将其暴露在高温中，能够成为挥发份而去除直到1％或以下，而在炉墙的热负荷方面，熔融还原炉的极端二次燃烧率为30％～40％，而根据本发明，能够获得这样的结果，即二次燃烧率能够在40％～80％的范围操作，且没有非常引人注意的大量热损失，并能降低煤的净单位耗量、氧气的净单位耗量和设备的费用。
为了进一步降低这些净单位耗量和设备费用，如果煤与矿石的混合物在大约1200℃高温的大气中去除挥发份，矿石必然产生金属铁，且金属化程度为60％或以上，平常大约80％～90％是容易的。如果与矿石混合的煤的比例超过了金属化矿石的所需量，以满足在以后的炉子中的铁水的需要量，由于煤的挥发增加二次燃烧的作用和通过比在流化床中还原更高的矿石还原率降低煤和氧气的净单位耗量的作用，实现了直到现有技术工艺的数值的1／2～1／3。只有在这种情况下，铁水[S]的浓度不可避免地增加0．1％或更多。但是，熔融还原炉是最后的铁水制造工艺，而且在铁水制造期间，能够比铁水的脱硫工艺，例如所谓的KR工艺更容易和更经济的脱硫。当然，如果钢水的[S]含量是大约0．1％，要生产[S]=0．01％的产品，需要巨大的处理费用用于耐火砖或造渣剂(好几×1000日元／t)，而且此工艺不会成立。另一方面，在铁水中温度比钢水低且能够有效进行精炼操作的阶段中，实际的处理所用的费用是以上的1／10或更低。因此，通过供给本发明的铁水，能够实现那样的结果，即能够供给100％的铁资源代替高炉。例子
本发明将参照有关的例子。
试验应用的设备流程是那些在实施方式中叙述的。在使用回回转窑式、回转炉床式和流化床型炉的情况下，在不使用预还原炉而使用含碳材料去除挥发份炉的情况下，和在含碳材料去除挥发份炉和回回转窑式炉都使用的情况下，试验预还原炉。在熔融还原炉中的二次燃烧率，以每种水平设定，使用在预还原炉中的还原率以每种水平变化的矿石，和改变去除挥发份水平的煤，装载到熔融还原炉中。
表3～6示出属于本发明范围的例子1～10和发明范围以外的对比例1～3的详细试验条件。各个试验的流程图示于图8～16之中。相应的试验数与设备流程图(图号)之间的关系如下。表7表示平均分析结果和在试验中使用的低质矿石和煤。上述试验结果示于表3～6，图17画出了例子和对比例的结果。
例子1：图9，例子2～4：图8，例子5：图10，例子6：图11，例子7：图12，例子8和9：图13，例子10：14，对比例1和2：图15，对比例3：图16。
例子8和9是含碳材料在对比例2中去除挥发份，并装载到熔融还原炉中的情况。但是，例子8是在接近室温下，将去除挥发份的含碳材料装到熔融还原炉中，而例子9是在保持不冷却的同时，将去除挥发份的含碳材料装到熔融还原炉中，并显示出由于热装载碎焦使得到的热收益很大。
在对比例3及例子6和7中(图16、11和12)，使熔融还原炉中的搅拌氮气几乎不存在，而作为替代，喷吹空气或热风，且由于含碳材料与低浓度氧的气体进行燃烧，所以CO2气不会被由熔融还原炉中的金属-渣流化床里产生的微粒铁的金属中的C成分再还原，并因此更易于获得高的二次燃烧。特别的，在例子7中(图12)，因使用了预热空气，预热温度越高，熔融还原炉中的氧和含碳材料的净单位耗量的降低效果就越大。
对比例1是能够应用于高炉中的粗燃料(煤是气煤)的平均水平。对比例2与3和这些例子是所有不利于含碳材料和氧的净单位耗量的低质矿石和煤。当然，高质量的粗燃料在本发明的工艺中更有利。
在这些例子中，熔融还原炉中的二次燃烧率和预还原率可以提高。由于能够提高二次燃烧率和／或预还原率，从而可以降低氧的净单位耗量和气体发生量。
图8～16中的标号如下。
101：熔融还原炉，102：预热和预还原流化床型炉，103：与预还原的含碳材料和矿石直接接触的炉子，105：煤去除挥发份的炉子，106：辅助原料燃烧炉，111：原矿石，112：预还原的矿石，113：预还原的铁，114：含有预还原矿石的碎焦，115：含有预还原铁的碎焦，120：高热值燃料，121：粗铁水，122：去除挥发份的含碳材料(碎焦)，125：辅助天然原材料，126：辅助原材料，131：在熔融还原炉中产生的气体，132：在预还原炉中产生的气体，133：在去除挥发份炉中产生的气体，134：回收气体，135：回收蒸汽，136：铁水，137：渣，138：回收灰尘，146：氧气，147：空气，148：氮气，149：调整气体热值的燃料，150：热风，151：集尘器，152：气体储存柜，153：增压器，154：发生器，156：蒸汽回收锅炉，157：释放到空气中的气体，158：热交换器，及160：气体处理装置。
表3熔融还原炉  预热和预还原炉
              项目                         例子                对比例
    1     2     3     4     5     1     2     3
原料及燃料条件铁矿石  总Fe              ％     57     57     57     57     57     63     57     57
    铁矿石CaO                 ％     1     1     1     1     1     0     1     1
    铁矿石SiO2                ％     4     4     4     4     4     2     4     4
    铁矿石  粘结湿气          ％     9     9     9     9     9     6     9     9
    煤VM                     ％     44     44     44     44     44     30     44     44
    煤  灰份                 ％     5     5     5     5     5     10     5     5
    煤 较低的热值       Kcal／kg    6500    6500    6500    6500    6500    7200    6500    6500
    煤 煤的总水分             ％     21     21     21     21     21     7     21     21
 PRF操作条件 炉子模式              ％引入SRF气    无窑   无回转炉床    无窑   无回转炉床   接到回转炉床   接到流化床   接到流化床     无-
处理期矿石温度        ℃    1000   1200    950    1250    1200     780     750      -
还原百分比RD          ％     87     87     73     97     83     26     25      -
金属化百分比          ％     80     80     60     95     75     0     0      -
 SRF操作条件 二次燃烧百分比       ％     30     30     30     30     40     38     30     50
装载含碳材料的平均VM％     39     7     9     5     3     40     40     40
装载含碳材料的平均温度℃     50     800     730     800     800     40     40     40
矿石装载温度          ℃     750     800     730     800     800     770     740     25
铁水温度              ℃    1510    1510    1510    1510    1510    1500    1510    1510
铁水                  ％     3．2     3．2     3．5     3．3     3．2     3．5     3．2     3．3
渣碱性                -     1．0     1．0     1．2     1．1     1．1     1．2     1．2     1．0
表4
            项目                       例子                对比例
    6     7     8     9     10     1     2     3
原料及燃料条件铁矿石  总Fe              ％     57     57     63     57     57
    铁矿石  CaO               ％     1     1     0     1     1
    铁矿石  SiO2             ％     4     4     2     4     4
    铁矿石  粘结湿气           ％     9     9     6     9     9
    煤 VM                     ％     44     44     30     44     44
    煤 灰份                   ％     5     5     10     5     5
    煤，较低的热值    kcal／kg    6500    6500    7200    6500    6500
    煤，煤的总水  分             ％     21     21     7     21     21
 PRF操作条件 炉子模式                 ％引入SRF气   无窑     无-   接到流化床   接到流化床   无窑   接到流化床   接到流化床     无-
处理期矿石温度     ℃    1000      -     750     750    1000     780     750       -
还原百分比RD       ％     83      -     25     25     73     26     25       -
金属化百分比       ％     75      -     0     0     60     0     0       -
 SRF操作条件 二次燃烧百分比     ％     95     60     30     30     30     38     30     50
装载含碳材料的平均 VM％     1     2     3     3     1     40     40     40
装载含碳材料的平均温度 ℃     750     640     25     640     750     40     40     40
矿石装载温度           ℃     750     25     740     740     750     770     740     25
铁水温度               ℃     1510     1510     1510     1510    1510    1500    1510    1510
铁水                   ％     3．0     3．0     3．5     3．5     3．5     3．5     3．2     3．3
渣碱性                 -     1．3     1．0     1．2     1．2     1．2     1．2     1．2     1．0
表5熔融还原炉  预热和预还原炉
项目                      例子            对比例
    1     2     3     4     5     1     2     3
原材料/燃料/其它 矿石净单位耗量                  kg/t  1740  1740  1740  1740  1740  1510  1740  1740
含碳材料净单位耗量
装载到去除挥发份的炉子中的煤    kg/t装载到PRF中的碎焦               kg/t装载到PRF中的煤                 kg/t装载到SRF中的碎焦               kg/t装载到SRF中的煤                 kg/t总耗煤                          kg/t     0        0           0        0          0          0            0           00        0           0        0          0          0            0           0460     1020        1180      920        1000        0            0           020       300         380      230         290        0            0           0540       0           0        0           0        730          1300       20001000   1020          1180      920        1000      730          1300       2000
氧净单位耗量                    Nm3/t    410  230  270  190  230  480  860  1350
搅拌气净单位耗量                Nm3/t    100  100  200  100  100  150  200     0
辅助原材料净单位耗量            kg/t     70  70  76  73  73  200  70  100
SRF炉墙热负荷                               Mcal/m2/h     130  130  130  130  160  300  250  400
主/副产品 铁水产量指数                ％     210  370  320  450  370  180  100  63
产生渣的净单位耗量          kg/t     440  450  450  440  450  330  480  520
在去除挥发份的炉子中产生气量    Nm3/t在去除挥发份的炉子中回收的潜热  Mcal/t     --  --  --  --  --  --   --  --
在SRF中产生的气体量         Nm3/t回收气体的潜热              Mcal/t  16202060  1030930  11801220  920710  1020-  1500- 3100- 45007600
在PRF中产生的气体量         Nm3/t回收气体的潜热              Mcal/t  800200  14401600  16002000  13801450  24403500  15002000  31005000  --
回收气体的总潜热            Mcal/t  2260  2530  3220  2160  780  2000  5000  7600
备注 SRF铁水 含碳材料变成碎焦 低的金属化百分比 高的金属化百分比 与SRF接触，高的二次燃烧率 DIOS工艺平均粗燃料 DIOS工艺低质矿石低质煤 ROMELT工艺低质矿石低质煤
表6
项目                               例子     对比例
    6     7     8     9     10     1     2     3
原料/燃烧/其它 矿石净单位耗量                   kg/t   1740   1740   1740   1740   1740   1510   1740   1740
含碳材料净单位耗量
装载到去除挥发份炉中的煤         kg/t装载到PRF中的碎焦                kg/t装载到PRF中的煤                  kg/t装载到SRF中的碎焦                kg/t装载到SRF中的煤                  kg/t总耗煤                           kg/t   0        1320      2000     1600       1640       0           0           00         0         0        0         820        0           0           0840        0         0        0          0         0           0           0210       660       1000     800        380        0           0           00         0         0        0          0        730         1300        2000840       1320      2000     1600       1640      730         1300        2000
氧净单位耗量                     Nm3/t  200  560  700  560  270  480  860  1350
搅拌气净单位耗量                 Nm3/t   0   0  200  200  200  150  200   0
辅助原材料净单位耗量             kg/t  77  77  77  77  76  200  70  100
SRF炉墙热负荷                           Mcal/m2/h  300  180  100  100  130  300  250  400
主/副产品 铁水产量指数                     ％  430  150  120  150  320  180  100  63
产生渣的净单位耗量               kg/t  440  440  440  440  440  330  480  520
在去除挥发份的炉子中产生气量    Nm3/t在去除挥发份的炉子中回收的潜热  Mcal/t  --  13203300  20005000  16004000  16404100  --  --  --
在SRF中产生的气体量             Nm3/t回收气体的潜热                  Mcal/t  90050  14601310  2500-  2000-  11801220  1500-  3100-  45007600
在PRF中产生的气体量             Nm3/t回收气体的潜热                  Mcal/t  12601150  --  25004000  20003200  16402100  15002000  31005000  --
回收气体的总潜热                Mcal/t  50  4610  9000  7200  7420  2000  5000  7600
备注 超量二次燃烧 超量二次燃烧 冷却的碎焦装载到SRF中 热的碎焦装载到SRF中 碎焦装载到PRF DIOS工艺平均粗燃料 DIOS工艺低质矿石低质煤 ROMELT工艺低质矿石低质煤
表7
    品种    平均 低质矿石的例子
    矿石组成     总Fe       ％     63     57
    CaO        ％     0     1
    SiO2       ％     2     4
    lg.损失    ％     2     8
    吸附水份   ％     6     9
煤的工业分析煤的元素分析     VM         ％     30     40
    灰份       ％     10     5
    FC         ％     60     55
    T.S        ％     0.5     0.2
    C          ％     73     73
    H          ％     5     5
    N          ％     2     2
    O          ％     10     15
低的热值    kcal/kg    7200     6500
吸附水份       ％     3     3
煤的总含水量   ％     7     21
    备注 对比例     其他
实施例4
以DIOS工艺为代表的熔融还原工艺，在对于加大原材料和燃料的自由度上是优秀的工艺，然而，在此工艺中产生的二氧化碳的量，与高炉相比远远的没能减少。因此，进行了一项研究以开发一种熔融还原工艺，其在设备与操作中的费用是经济的，并能更多的减少二氧化碳的量。
研究的一个观点是，拥有比煤的热值更高、花费更少的能源是必不可少的。作为在熔融还原工艺中的含碳材料，选择了能够用来至少部分地代替煤的那些材料。作为其结果，油焦满足了本发明人的开发目的。为了大量的在这个工艺中将油焦作为用来代替煤的含碳材料使用，更希望解决下述的问题。
①作为在石油提炼过程中的副产品，油焦几乎被直径约为1mm的细小颗粒所充满，煤或焦炭的平均颗粒直径约是10mm。平常，在熔融还原炉中，气体以2～3m／s上升。因而，当将油焦装载到熔融还原炉中时，必须使油焦不管气体的上升，而下降到渣熔池中达到满意的效率。
②油焦中的硫含量较高，为1．5～3．0wt％，是煤中硫的几倍。那么，为了使油焦大量替代煤，对应于所生产的金属中提高了硫的浓度，必须开发一种有效的铁水脱硫工艺。
③如②中所述的，油焦的硫含量明显的比煤中的要高，且如果大量使用油焦，则在熔融还原炉中的硫含量增加，妨碍碳进入金属的增碳。对比在渣(下文以MxOy代表)中的Fe，Cr，Mn，Ni的氧化物的增加，金属中的C浓度却不增加，且由于在渣中的矿石还原的推迟，引起了在渣中的MxOy的增加或出现或渣的溅出。
④当油焦装载到熔融还原炉中时，确定将理想的载体气体从供料溜槽送入，引导到渣熔池，且为了避免①的问题，如果该溜槽的前端与渣熔池的表面靠得太近，就会被溅出和堆积的粘性喷溅物堵塞，而不能继续工作。
⑤在油焦中包含的大量烃族的物质，除非加热到高温，否则不会分解，并产生对操作有害的焦油和其他物质。例如焦油会关闭管路或排泄装置。
以上②的问题已经通过本发明人开发的脱硫技术解决，为了更有效的利用油焦，以上问题①、③和⑤必须要解决。
为开发一种使用油焦作为含碳材料的与环境融洽的熔融还原工艺而进行了研究，并得到以下的发现。
当油焦装载到熔融还原炉中时，使用载体气体，如果粉末矿石或含有在炼钢或其他熔炼工作中产生的金属成分的灰尘的原材料，与造渣剂例如石灰一起从预定的溜槽连续装载到熔融还原炉中，能够将油焦加入到炉中渣的中间。当然，可以将油焦与以上粗燃料或造渣剂混合并成型。如果在此进行预热和预还原处理，该燃料的净单位耗量将大大降低。该粗燃料或造渣剂可以从溜槽中以其他的流动方式加入。例如，能够将其与编织的、网状的物质、吸附或粘性的物质加入。
如果限制油焦的使用量以使装载到炉中的所有硫成分降低到预定值以下，通过阻止在金属熔池中的增碳，解决了渣的溅出问题，而且炉子的操作能够理想的继续。此外，如果确保在与上述值的油焦一起装载粗燃料或造渣剂时的动量，通过防止炉中的急速上升能够以满意效率将油焦装入。
如果供料溜槽前端的高度定位在一预定值以上，且该前端周围的大气温度设定在一预定值以上，阻止了渣成为喷溅和堆积的粘性喷溅物，所以油焦完全热分解，没有如在供料溜槽或密闭管路的前端区域产生堵塞的问题发生。
本发明建立在上述发现的基础之上，且其内容如下。
第一熔融还原工艺包括，装载含有金属氧化物和／或金属氢氧化物的原材料和造渣剂到熔融还原炉中，使用含有煤和／或焦炭的含碳材料作为燃料和还原剂，并伴随含碳材料与气体所含的氧气加热燃烧，将上述原材料和上述造渣剂加热和熔化，使得熔融还原在上述的熔融还原炉中得以实施，该工艺的特征在于，油焦用来至少部分代替以上的煤和／或焦炭进行操作。
第二熔融还原工艺，如上第一工艺所述，其特征在于，带到炉子之中的、包含在含碳材料、其中至少部分是油焦及原材料和造渣剂中的所有硫含量，应限制在20kg／吨铁水以下，该铁水为在用于操作的炉子内产生的。
第三熔融还原工艺，如上第一或第二工艺所述，其特征在于，将油焦装载到熔融还原炉中的方法应满足以下(a)、(b)和(c)的条件，其(a)、(b)和(c)的条件为：
(a)油焦从熔融还原炉中渣熔池表面以上2m的高度或以上装载，
(b)油焦从熔融还原炉中大气温度在1000℃或以上的大气中位置装载，且
(c)油焦通过从供料溜槽射出载体气体的方式装载，其中，相对于每一个溜槽装载的油焦(P)，除油焦以外的含碳材料(Q)与油焦、原材料(R)和造渣剂(S)一起射入，所有固态物质(P+Q+R+S)的方向向下的动量操作在100kgm／s或以上。
在以上所述中，作为含有金属氧化物和／或金属氢氧化物的原材料，可利用以下任何的物质作为矿石，在炼钢或其他熔炼工作中产生的含有金属成分的灰尘，直接还原铁(DRI)，热结块铁(HBI)，还原、半还原、未还原的各种球化金属，及铁、并且还有含有金属元素的垃圾。这些材料显示了作为原材料的相似的用处或作用。
下面参照附图解释本发明。本发明的特征在于，在铁熔池型熔融还原炉中进行熔融还原过程中的熔化过程。
图18是表示一个实际实施例的示意简图。粗糙颗粒的预还原矿石213a从流化床型预还原炉202中排出，细颗粒的预还原矿石213b从预还原炉202和熔融还原炉201中产生并由旋风集尘器(未示出)回收，作为部分为油焦222和余下的为煤221的含碳材料或100％油焦，和造渣剂226，从设置在熔融还原炉201上部的供料溜槽装载。
图19是表示熔融还原炉的单元部件的示意简图。作为原材料，除粗糙颗粒的预还原矿石和细颗粒的预还原矿石(213a和213b)以外，可以适当混合并装载含有金属的物质，例如在炼钢或其他熔炼工作中产生的含有金属成分的灰尘。如铁水、废塑料、和其他含有碳的物质都可利用。原材料，含碳材料和造渣剂，从溜槽261的前端由载体气体例如氮气208以向下的方向装载。装载的周期是连续的。根据设备条件，可以依靠利用重力从溜槽261落下来装载。在这种情况下，使吹扫气体流动以防止溜槽的堵塞。另一方面，从顶吹氧气喷吹枪262中将氧气246吹入炉中，而熔池搅拌气体，例如氮气248由底部吹入。装载到熔融还原炉201中的矿石由含碳材料的燃烧热熔化并进入渣熔池237a，并被碳还原和转移到铁水熔池236a中。
如果使用废塑料或油焦作为含碳材料替代部分或全部的煤或煤和焦炭，会显示以下结果。
油焦的热值约是8440kcal／kg，明显比煤的约7000--7700kcal／kg和焦炭的约7000kcal／kg的数值大，因此熔炼所需的含碳材料和氧气的净单位耗量降低，而且在熔融还原过程系统中产生的二氧化碳的量大大降低。从而，用油焦作为煤或焦炭的替代品，有希望扩散到环保和改善工艺的生产和加热的效率。
充分说明上述的效果和作为熔融还原工艺实际操作的满意实施是必须的。从这些观点看，将油焦加入到渣熔池中是重要的，不会引起随炉中的热风高高向上漂浮和逸出到还原反应系统之外，控制包含在油焦中的硫成分在对矿石还原反应有促进的高浓度，以使炉子操作条件良好，并防止供料溜槽和管路的关闭，用来持续操作熔融还原工艺的所有密闭系统。
由于以上关系，在本发明中，希望规定油焦的装载方式如下。此外，应参照在此的理由和其中的效果。
(1)从包含油焦的含碳材料、原材料和造渣剂中，带到炉子之中的所有硫含量(下文称为，全部硫输入)，应限制在20kg／吨铁水或以下，因为增加全部硫输入，将提高铁水中的硫浓度，并使通过加入含碳材料在铁水中增碳的作用受到阻碍，使金属中的碳浓度不能充分增加。其结果是，渣(MxOy)中的金属氧化物由于延缓矿石的还原而增加，且由于出现渣的溅出，使操作不稳定。本发明人进行了关于全部硫输入对于[S]和铁水中碳[C]和(MxOy)的浓度的影响的试验。
图20表示铁矿石在熔炼过程中的结果。如在此图所看到的，当全部硫输入增加超过了20kg／吨铁水，操作进入对出现渣的溅出担忧的区间。因此，在本发明中，希望全部硫输入限制在20kg／吨-铁水以下。
如上所述，从油焦的加入量对还原反应的影响来说，希望全部硫输入限制在20kg／吨铁水以下。但是，为了降低不利二氧化碳的产生量，希望尽可能的多用油焦。变换观点，当油焦作为平常的燃料使用时，由于其硫含量高，增加了SOx的产生量。然而，按照本发明的工艺，在油焦中的硫大量转移到金属相或渣相并固定。最终金属中的硫，通过铁水脱硫以CaS的形式固定在渣中。因此，从可能避免硫成分以SOx的形式释放到空气中的方面说，是个优点。
(2)油焦从熔融还原炉中渣熔池表面以上2m的高度或以上装载。
根据熔融还原炉的实际操作经验，本发明人已使之明确，在从如图19中所示的溜槽中利用载体气体与其他装载物一起射出油焦的情况下，除非溜槽的前端与渣表面分开2m或以上，由于渣的飞沫粘结，引起有关在溜槽的前端发生堵塞的问题。更理想的，将其分开3m或以上，而且在5m以上，没有问题。
(3)油焦是从熔融还原炉中大气温度在1000℃或以上的大气中位置装载的。
当油焦装载到熔融还原炉中时，被分成为溶解和气化的部分，液化的部分和成为固体的部分。当油焦通过载体气体与其他装载物装载时，除非溜槽的前端是在2m以上，并且大气温度在1000℃以上，在油焦中烃族物质不能充分分解，并产生对操作有害的焦油和其他物质。由于环境问题，希望油焦是从高于1000℃的大气处装载。
(4)油焦是通过从供料溜槽射出载体气体的方式装载，相对于每一个溜槽装载的油焦(P)，除油焦以外的含碳材料(Q)与油焦、原材料(R)和造渣剂(S)一起射入，所有固态物质(P+Q+R+S)的方向向下的操作动量在100kgm／s或以上。如果所有固态物质的垂直向下的动量在100kgm／s以上，该物质可以靠重力下落来装载。
如上所述，油焦颗粒尺寸比一般煤的更小。一般，在熔融还原炉中的气体的塔式上升流速约为2～3m／s的范围，且油焦容易离开其粘附的炉内部件。本发明人从供料溜槽在载体气体上将油焦与其他的装载物一起射出到炉子的垂直方向，并获得所有的装载物流作为物流运动。注意到所有装载物的向下动量，发明人试验了以上动量对油焦漂浮损失的影响。
图21表示所有装载给予油焦的带出损失的垂直动量与炉气的带出损失及炉气的塔式上升速度之间的关系。
从结果可见，油焦的漂浮损失通过使载体气体和其它装载物一起从溜槽形成物料流，并将所有装载物的向下的动量调节为100kgm／s或以上的方法，控制到2～3％。例子
本发明的熔融还原工艺，将参考例子详细说明。
例子1～10使用铁水生产率500t／d的如图18和19所示的熔融还原设备，并通过连续利用本发明范围的工艺，进行生产铁水的操作。对比例1和2使用同样的铁水生产率500t／d的如图22所示的仿照例中所用的设备，并通过连续利用本发明范围以外的工艺，进行生产铁水的操作。
表8表示使用铁矿石的分析结果而表9表示使用油焦的分析结果。
表8
铁矿石                                            矿石组成
总Fe Fe2O3  FeO  CaO  SiO2 Al2O3  MgO  Mn     P     S  TiO2 大的损失(lg.Loss) 其他 (脉石) 水成分
66.0  94.0  0.30  0.00  1.90  1.60  0.00  0.10  0.04  0.01  0.10     1.00     1.0     5.7     6.00
表9
    工业分析值(％)     分子分析(％) 较低的热值(kcal/kg)     灰份组成(％)
    煤    灰份     VM     FC     TS  水成分     C     H     N     O     CaO   SiO2 Al2O3     FeO
    煤     9.4     25.8     64.8     0.50     9.1  78.50  4.60  1.80  5.30     7,450     2.5     56.5     27.4     6.6
    油焦     0.6     11.4     88.0     2.00     7.8  89.00  3.85  2.54  2.49     8,440     如煤
煤+油焦50％     5.0     18.6     76.4     1.25     8.5  83.75  4.23  2.17  3.90     7,945     如煤
图18～19中的标号如下。
201：熔融还原炉，202：预还原流化床型炉，203：矿石预热炉，206：造渣剂燃烧炉，208：氮气(载体气体)，211：原矿石，212：预加热的矿石(粗糙颗粒和细颗粒)，213：预还原的矿石(粗糙颗粒和细颗粒)，214：原材料，220：高热值燃料，221：煤，222：油焦，225：造渣剂的原材料，226：造渣剂，231：产生气体，232：生成气体，234：回收气体，235：回收蒸汽，236：铁水，236a：铁水熔池，237：渣，237a：渣熔池，238：回收灰尘，246：氧气，247：空气，248：氮气(搅拌气体)，249：调整气体热值的燃料，251：集尘器，252：气体储存柜，253：增压器，254：发生器，256：蒸汽回收锅炉，257：气体，261：供料溜槽，262：喷吹枪，263：装载物。(1)例子的试验条件
例子的试验条件粗略分为使用油焦占据含碳材料的比例为50％(例子1～4)、60％(例子9)及100％(例子5～8和10)。在本发明范围之内的操作因素的水平(a)～(h)按以下确定，且在对这些因素适当组合后进行试验操作。表10～13表示试验条件。
例子1 例子2 例子3 例子4
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     5050     5050     5050     5050
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     250     25     260
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％)     60510     70320     6009     69919
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     1475444444888平均0.61368126243015101.15104.51200150200     1475389389779平均0.61265115393015151.1265.11210300200     1475407407815平均0.61366105883515171.1374.21240600200     1475358358715平均0.6126395083515321.1494.912801000200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
例子5 例子6 例子7 例子8
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     0100     0100     0100     0100
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     270     25     280
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％)     5989     70521     5968     70220
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     14750739739平均1.0444185323115251.1105.21230200200     14750647647平均1.0443164583115271.0983.81250500200     14750688688平均1.0544155093615191.2194.112901000200     14750604604平均1.0443144393615151.0964.913302000200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
表12
    例子9     例子10
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     4060     0100
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     25
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％)     60010     60010
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     1480381571952平均1.02493227103215651.1192.3116050200     14800970970平均0.62286257892715351.1273.6121060200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
表13
    对比例1     对比例2
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     1000     1000
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     240
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％)     60010     70020
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     1481105201052-269877232915051.14114.51080靠重力下落200     14809220922-249166262915451.13101.71120靠重力下落200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
[操作因素及其水平]
(a)在预还原炉中的矿石预还原率：
当使用在预还原炉中预还原和烘干的矿石时，还原率约为20％。另一方面，当矿石装载到直接预还原炉中时，还原约达到10％。
(b)油焦的颗粒直径：
油焦颗粒直径是支配油焦漂浮损失量和油焦的分解、气化和燃烧进行程度的控制因素。试验是在平均颗粒直径0．6mm和1．0mm上实施的。
(c)全部硫输入：
其水平越高，则铁水中和渣中的[S]浓度越高，而其对铁水中增碳的阻碍和渣中的[FeO]浓度的上升起加剧作用，且其还导致操作延迟铁矿石的还原率并发生渣的溅出。在9～25kg／t的范围之中，试验是在10kg／t、15kg／t和20kg／t三个水平上实施的。
(d)二次燃烧率：
试验是通过控制该比率为30％和35％实施的。
(e)渣熔池以上的供料溜槽高度：
越高，带出的损失和渣在溜槽前端粘结及堵塞引起的操作困难越小。试验是通过从2m～5m变化来进行的。
(f)供料溜槽前端处的大气温度：
其通过离渣熔池的供料溜槽高度和精炼条件决定，且如果太低，阻碍操作的物质，例如焦油产生。试验是在1160℃和1330℃之间的范围进行的。
(g)供料溜槽的装载动量：
这是个与油焦的颗粒直径一起支配油焦带出损失的因素。试验是在50～2000kgm／s的宽范围中一系列水平上进行的。
(2)对比例的试验条件
对比例的试验条件是不使用矿石预还原炉作为常规DIOS工艺的代表(对比例1)和使用该炉的情况(对比例2)，和不使用油焦作为含碳材料而是100％的煤的情况。在对比例1中，依靠重力下落从溜槽中装料。对比例2中，类似的依靠重力下落从溜槽中装料，且渣表面以上的溜槽高度较低，为1．7m。
(3)试验结果
试验结果示于表14～17。
表14
    例子1     例子2     例子3     例子4
熔融还原炉 炉腹的空气塔式上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     2．23．63．50．315．1     2．43．23．60．293．3     2．82．43．850．284．2     6．61．84．150．273．6
渣的溅出指数     0     0     0     0
相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg／t)用于产生氧气(kg／t)造渣剂，利用的和其他的(kg／t)总和(kg／t)     744827289838234416     652717179431312325     682787183132133354     599677073626011271
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg／t)总和(kg／t)
所用C的扣除量(kg／t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值(kg／t)     482     469     477     465
    1767     1720     1749     1705
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t)     -10015015040239034501440130     501001501504021502830132045    -10015015040223029001300124     501001501504020202350116040
产生渣量(kg／t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal／t)     2303．943．11     2203．792．39     2203．882．6     2103．741．94
表15
    例子5     例子6     例子7     例子8
熔融还原炉 炉腹的空气塔式上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     3．23．33．650．494．5     2．32．43．70．515．3     2．21．74．050．522．9     8．21．94，250．535．8
渣的溅出指数     0     0     0     0
相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg/t)用于产生氧气(kg/t)造渣剂，利用的和其他的(kg/t)总和(kg/t)     657706479132522347     57660647002630263     612676474327722299     53758646592220222
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg/t)总和(kg/t)
所用C的扣除量(kg/t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值(kg/t)     444     437     444     437
    1628     1602     1628     1602
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t)     -1001501504021202940139083     501001501504019102380124013     -1001501504020102510124082     501001501504018202010110012
产生渣量(kg/t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal／t)     1403．732．6     1403．61．95     1403．692．2     1403．571．6
表16
    例子9     例子10
熔融还原炉 炉腹的空气塔式上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     3．110．230．6221     2．416．12．50．6911
渣的溅出指数     3     2
    相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg／t)用于产生氧气(kg／t)造渣剂，利用的和其他的(kg／t)总和(kg／t)     797948097143946485     8121048299853264596
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg／t)总和(kg／t)
所用C的扣除量(kg／t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值(kg／t)     486     402
    1782     1474
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t)     -10015015040265039801500180     5010015015040294048101640250
产生渣量(kg／t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal／t)     2704．23．64     2504．63．89
表17
    对比例1     对比例2
熔融还原炉 炉腹的空气塔式上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     2．43．33．60．296．9     2．74．23．70．317．3
渣的溅出指数     0     10
    相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg／t)用于产生氧气(kg／t)造渣剂，利用的和其他的(kg／t)总和(kg／t)     8269582100344349492     724838088736725392
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg／t)总和(kg／t)
所用C的扣除量(kg／t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值(kg／t)     511     495
    1870     1815
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t)     -10015015040267040101500190     501001501504024103320138090
产生渣量(kg／t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal／t)     3304．173．67     3003．992．88
①二氧化碳排出量的计算
为知道C的输入量(A)，通过从含碳材料中的C含量、造渣剂中的C含量，和用来产生进入熔融还原炉中的顶吹O2气的发电能的燃料消耗折合的C含量的总和中，扣除消耗在除了喷吹O2气发生装置以外所用的发电能的燃料的折合C成分，得到一个数值。这样得到的数值定义为C输入量(A)。另一方面，作为从C输入量(A)中扣除的C量(B)，找出分别由回收气体的能源发生量折合的C量和由回收蒸气的能源发生量折合的C量的综合值，并且以从C输入量(A)中减去C量(B)的值((A)-(B))表示消耗的C量(C)。用该消耗的C量(C)计算出折合的二氧化碳并示于表10～13。
在比较例子与对比例的二氧化碳排出量时，如果使用油焦作为含碳材料，二氧化碳的排出量大大降低。从例子1～4(油焦比例50％)与例子5～8(油焦比例100％)之间的对比中可以看出，在含碳材料中油焦的替代比例越大，排出到操作路径之外的二氧化碳量越小。
②从熔融还原炉中带出的油焦损失
关于油焦的带出率，当装载原材料中的油焦占据含碳材料的比例相同时，油焦的带出比例可以从含碳材料的平均带出比例中得到对比。一般，油焦的颗粒直径越大，油焦的带出损失越小。如果油焦的颗粒直径是在同一水平，在这时的带出损失主要受从供料溜槽装载的动量支配，且动量越大，油焦从炉子中带出的损失就越小(从例子1到4的情况，平均颗粒直径：0．6mm，从例子5到8的情况，平均颗粒直径：1．0mm)。
如果将例子9和10的油焦带出比例和例子1～4和5～8的油焦的这个项目进行对比，前者明显小于后者。这是由于在例子9和10中，包括油焦的装载物的动量较小(50～60kgm／s)。另一方面，在对比例1和2中，装载是当吹扫气体流动时，通过重力下落实现的，其煤的带出损失理想的偏低。在这种情况下，在供料溜槽前端的总的计算装载动量是，每一个溜槽约200kgm／s。
因此，关于含碳材料的带出损失，如果在供料溜槽前端的总的装载动量是，每一个溜槽约100kgm／s或以上，有利的是，这是非常小的，不论是空气射出，或是重力下落。
从炉子中带出的油焦，通过在炉子上安装的集尘器捕获、回收和重新使用。即使油焦的带出损失增加，炼铁过程的二氧化碳排出量并不增加。但是，属于C输入量(A)的，含碳材料中的油焦的净单位耗量，在带出量加大时变得更多，如同在相同水平的油焦比例中，从C输入量(A)中的含碳材料的净单位耗量的对比中所看到的那样。
③在炉子中的全部硫输入和溜槽操作高度的影响
当全部硫输入增加时，铁水中的[S]浓度增加，同时[C]浓度同步减少。这个趋势满足图20所示的关系。此外，当全部硫输入增加时，渣中的[FeO]浓度增加，且发生渣的溅出。当全部硫输入超过40kg／t铁水的程度时，操作到达担忧渣的溅出的范围。当发生渣的溅出时，溜槽的前端可能堵塞。这种堵塞必须避免。不发生堵塞的全部硫输入的期望量为20kg／t铁水的范围。在例子1～8中的每个例子中，所有的全部硫输入量在20kg／t铁水以下，并且溜槽离渣表面的高度超过4m，而溜槽在其前端不会堵塞。
在例子9和10中，全部硫输入的量提高为22和25kg／t铁水，且因为来自供料溜槽的装载动量降低为50～60kgm／s，铁水中的[S]浓度较高，而油焦的带出损失也大。因此铁水中的[C]浓度较少(少于3％)，渣中的[FeO]浓度很高(约10～20％)。结果渣的溅出指数忽大忽小。而在这种情况下，由于确保溜槽的前端从渣表面以上的高度为2m或以上，在其前端没有发生堵塞的问题。
④在供料溜槽前端操作点的大气温度的影响
对所有的例子和对比例，因为在供料溜槽前端的大气温度确保为1000℃或以上，避免了因油焦的不充分分解产生的物质，例如焦油且不会引起这些物质堵塞管道系统的操作问题。
在所有例子1～10中，由于确保溜槽的前端离渣表面以上的高度为2m或以上，没有发生将其堵塞的问题。
⑤渣产生量和能源净消耗
例子中的渣产生量比对比例要低，且例子1～8中的能源净消耗理想的低于对比例。例子9和10中的能源净消耗与对比例在相同水平或比其更高，但是如果将该例子的能源净消耗与剩余能源综合与对比例比较，两者之间看不出差别。
⑥生产率
在例子1～8中的铁水[C]浓度确保为3．5％或以上，与对比例中的水平保持一致，而渣中的(FeO)浓度维持与对比例的相应数据相等或较低。其结果是，在例子1～8中，与对比例相似，铁矿石还原率保持在高水平上，且还是在这些例子中，维持连续操作没有任何问题，并能实现500t／d的铁水生产率目标水平。
⑦防止生成SOx
在油焦中含有的比煤或焦炭含有更高浓度的S，转移到铁水和渣中并固定，并且很难排除到熔融还原过程以外，尽管经受了灰尘回收和矿石预热和预还原。
以上例子涉及熔融还原工艺，且本发明也可类似的用于Ni、Cr或Mn的金属和金属氧化物在炉中的熔炼，或含有其金属元素的灰尘的熔炼，和另外在流化床型装置中的预还原处理。实施例5
因而，以DIOS工艺为代表的熔融还原工艺，在对于加大原材料和燃料的自由度上是优秀的工艺，然而，在此工艺中产生的二氧化碳的量，与高炉相比远远的没能减少。因此，进行了一项研究，以开发一种熔融还原工艺，其在设备与操作中的费用是经济的，并能更多的减少二氧化碳的量。
研究的一个观点是，拥有比煤的热值更高、花费更少的能源是必不可少的。作为在熔融还原工艺中的含碳材料，选择了能够用来至少部分地代替煤的那些材料。作为其结果，废塑料满足了本发明人的开发目的。即，废塑料拥有比煤更高的热值，而且成分中碳∶氢的比例更小。所以，如果其能够作为在熔融还原工艺中的含碳材料有效使用，将是非常优秀的再生资源利用工艺并对降低二氧化碳的产生量做出很大的贡献。为了大量的在这个工艺中将废塑料作为用来代替煤的含碳材料使用，更希望解决下述的问题。
①作为社会或家庭废物的废塑料，从家用电器、各种车辆部件、民用容器、饮料或食品的罐子、包装材料和其它许多种类物品中产生，且塑料的形式为固体、薄膜形状和其它形状，尺寸、重量和其它情况是各种各样的。此外混合了金属、陶瓷、化学物质、食物残渣及其他东西。存在用于回收后的分级工作花费资金，及卫生的问题。因此最好是应用已经解决这些问题的技术。
②在熔融还原炉中，平常，气体流速约为2～3m／s的高温的形式，并且当将废塑料装载到熔融还原炉中时，确定使用加入到渣熔池的载体气体。因而，尽管存在气体的上升气流，必须使废塑料下降，并以满意的效率进入到渣熔池中。
③如果用来利用载体气体喷射废塑料的供料溜槽的前端与渣熔池的表面靠得太近，就会被溅出和堆积的粘性喷溅物堵塞，而不能继续工作。
④废塑料是烃族物质，除非加热到高温，否则不能充分分解，并产生对操作有害的焦油和其他物质。例如焦油会关闭管路或排泄装置。
从上述观点中，本发明人进行了用以开发一种使用废塑料作为含碳材料的与环境融洽的熔融还原工艺的研究，并得到以下的发现。
当废塑料装载到熔融还原炉中时，使用载体气体，且如果粉末矿石或可利用的金属成分，如含有在炼钢或其他熔炼工作中产生的金属成分的灰尘的原材料，与造渣剂例如石灰一起从预定的溜槽连续装载到熔融还原炉中，能够将废塑料加入到炉中渣的中间。当然，可以将废塑料与以上粗燃料或造渣剂混合并成型。如果在此进行预热和预还原处理，该燃料的净单位耗量将大大降低。该粗燃料或造渣剂可以从溜槽中以其他的物料流动方式加入。例如，能够将其与编织的、网状的物质、吸附或粘性的物质一起加入。
本发明建立在上述发现的基础之上，且其内容如下。
第一熔融还原工艺包括，装载含有金属氧化物和／或金属氢氧化物的原材料和造渣剂到熔融还原炉中，使用含有煤和／或焦炭的含碳材料作为燃料和还原剂，并靠含碳材料与气体所含的氧气的燃烧产生的热，将上述原材料和造渣剂加热和熔化，使得熔融还原在上述熔融还原炉中得以实施，该工艺的特征在于，废塑料用来至少部分代替以上的煤和／或焦炭进行操作。
第二熔融还原工艺，如上第一工艺所述，其特征在于，将废塑料装载到熔融还原炉中的方法应满足以下(a)、(b)和(c)的条件，其(a)、(b)和(c)的条件为：
(a)废塑料从熔融还原炉中的渣熔池表面以上2m的高度或以上装载，
(b)废塑料从熔融还原炉中大气温度在1000℃或以上的大气中位置装载，且
(c)废塑料通过从供料溜槽射出载体气体的方式装载，其中，相对于每一个溜槽装载的废塑料(P)，除废塑料以外的含碳材料(Q)与废塑料、原材料(R)和造渣剂(S)一起射入，所有固态物质(P+Q+R+S)的方向向下的动量操作在100kgm／s或以上。
在以上所述中，作为含有金属氧化物和／或金属氢氧化物的原材料，可利用以下任何物质作为矿石，如在炼钢或其他熔炼工作中产生的含有金属成分的灰尘，直接还原铁(DRI)，热结块铁(HBI)，还原、半还原、未还原的各种球化金属，及铁，并且还有含有金属元素的垃圾。这些材料显示了作为原材料的相似的用处或作用。
下面参照附图来说明本发明。本发明的特征，特别在于在铁水熔池型熔融还原炉中的，在直接粉碎矿石的熔融还原工艺中的熔炼工艺。图22是表示一个实际实施例的示意简图。粗糙颗粒的预还原矿石313a从流化床型预还原炉302中排出，细颗粒的预还原矿石313b从预还原炉302和熔融还原炉301中产生并由旋风集尘器(未示出)回收，部分是废塑料322和余下的为煤或100％废塑料作为含碳材料，与造渣剂326一起，从设置在熔融还原炉301上部的供料溜槽装载。
图23是表示在图22中的熔融还原炉的单元部件的简图。作为原材料，除粗糙颗粒的预还原矿石和细颗粒的预还原矿石(313a和313b)以外，可以适当混合并装载含有金属的物质，例如在炼钢或其他熔炼工作中产生的含有金属的灰尘。油焦、废塑料、和其他含有碳的物质都可作为含碳材料。原材料，含碳材料和造渣剂，从溜槽361的前端由载体气体例如氮气308以向下的方向装载。装载的周期是连续的。根据设备条件，可以依靠利用重力从溜槽361落下来装载。在这种情况下，使吹扫气体流动以防止溜槽的堵塞。另一方面，从顶喷吹枪362中将氧气346吹入炉中，而熔池搅拌气体，例如氮气348由底部吹入。装载到熔融还原炉301中的矿石由含碳材料的燃烧热熔化并进入渣熔池337a，并被碳还原和转移到铁水熔池336a中。
图23中的附图标记说明如下：
301：熔融还原炉，302：预还原流化床型炉，303：矿石预热炉，306：造渣剂燃烧炉，308：氮气(载体气体)，311原矿石，312：预加热的矿石(粗糙颗粒和细颗粒)，313：预还原的矿石(粗糙颗粒和细颗粒)，314：原材料，320：高热值燃料，321：煤，322：废塑料，325：造渣剂的原材料，326：造渣剂，331：产生气体，332：生成气体，333：生成气体，334：回收气体，335：回收蒸汽，336：铁水，336a：铁水熔池，337：渣，337a：渣熔池，338：回收灰尘，346：氧气，347：空气，348：氮气(搅拌气体)，349：调整气体热值的燃料，351：集尘器，352：气体储存柜，353：增压器，354：发生器，356：蒸汽回收锅炉，357：气体，361：供料溜槽，362：喷吹枪，和363：装载物。
如果使用废塑料作为含碳材料替代部分或全部的煤或煤和焦炭，会显示以下结果。
废塑料的热值约是8440kcal／kg，明显比煤的7000--7700kcal／kg和焦炭的7000kcal／kg的数值大，因此熔炼所需的含碳材料和氧气的净单位耗量降低，而且在熔融还原过程系统中产生的二氧化碳的量大大降低。从而，用废塑料作为煤或焦炭的替代品，有益于环保和改善工艺的生产和加热的效率。
充分说明上述的效果和作为熔融还原工艺实际操作的满意实施是必须的。从这些观点看，将废塑料加入到渣熔池中是重要的，不会引起随炉中的热风高高向上漂浮和逸出到还原反应系统之外，并防止供料溜槽和管路的关闭，用来持续操作熔融还原工艺的所有密闭系统。
由上可见，在本发明中，希望规定废塑料的装载方式如下。下面还说明其理由和效果。
(1)废塑料从熔融还原炉中的渣熔池表面以上2m的高度或以上装载。
根据熔融还原炉的实际操作经验，本发明人已使之明确，在从如图2中所示的溜槽中利用载体气体与其他装载物一起射出废塑料的情况下，除非溜槽的前端与渣表面分开2m或以上，否则，由于渣的飞沫粘结，引起有关在溜槽的前端发生堵塞的问题。更理想的，将其分开3m或以上，甚至在5m以上，没有问题。
(2)废塑料是从熔融还原炉中大气温度在1000℃或以上的大气中位置装载的。
当废塑料装载到熔融还原炉中时，被分成为分解和气化的部分，液化的部分和固体的部分。当废塑料通过载体气体与其他装载物装载时，除非溜槽的前端是在2m以上，并且大气温度在1000℃以上，在废塑料中烃族物质不能充分分解，并产生对操作有害的焦油和其他物质。由于环境问题，希望废塑料是从大气温度高于1000℃的范围处装载。
(3)废塑料是通过从供料溜槽射出载体气体的方式装载。相对于每一个溜槽装载的废塑料(P)，除废塑料以外的含碳材料(Q)与废塑料、原材料(R)和造渣剂(S)一起射入，所有固态物质(P+Q+R+S)的方向向下的操作动量在100kgm／s或以上。如果固态物质的垂直向下的动量在100kgm／s以上，该物质可以靠重力下落来装载。
如上所述，废塑料的形态为固体或薄膜形状，尺寸和重量或大或小，各种各样，并混合了金属、陶瓷、食物残渣和其他杂质。在颗粒形状中，废塑料与一般的煤有很大的不同。一般，在熔融还原炉中的气体的塔式上升流速为约2～3m／s的范围，且废塑料容易离开炉子。发明人从供料溜槽用载体气体将废塑料与其他的装载物一起射出到炉子的垂直方向，并获得所有的装载物流作为物流运动。注意到所有装载物的向下动量，发明人试验了以上动量对废塑料漂浮损失的影响。
图24表示所有装载给予废塑料的带出损失的垂直动量的影响与炉气的带出损失及炉气的塔式上升速度之间的关系。
从结果可见，废塑料的漂浮损失通过使载体气体和其它装载物一起从溜槽形成物料流，并将所有装载物的向下的动量调节为100kgm／s或以上的方法，控制到2～3％。
下面说明使用废塑料代替煤作为矿石直接熔融还原炉中的含碳材料的情况。
关于废塑料的形状可以不作特别的限制，至于尺寸，能够没有任何问题的从料斗中通过一个中间漏斗来剔除。Fe因其作为铁资源的原材料，是有用的。蒸气压力高的金属，例如Zn或Sn在熔炼期间不会混合而是排除到灰尘中间。容易氧化的金属，如Cr转移到高氧化潜力的渣中且陶瓷也转移到渣中，不会引起问题。由于存在于铁水中的金属例如Cu不易氧化，大量混合的这种金属应选出。最优越的，多数废塑料几乎不需要处理。
废塑料中的S含量为0．1wt％，且比煤中的0．5wt％低。因此废塑料的替代量越大，其减少铁水脱硫负荷的优点越大。图25表示从含碳材料、原材料和造渣剂中，带到炉子之中的所有硫含量(下文称为，全部硫输入)与包含废塑料的渣中的(FeO)浓度，渣的溅出的条件(定义为“指数”)，金属中[C]和渣中的[S]浓度之间的关系。如在同一图中所看到的，当全部硫输入增加，金属中的[S]浓度变高了，且因而，使通过加入含碳材料在铁水中增碳的作用受到阻碍，并金属中的碳浓度不能充分增加。其结果是，渣中的金属氧化物(MxOy)量由于延缓了矿石的还原而增加，或出现渣的溅出，因而使操作不稳定。但是，由于废塑料中的S含量远远比煤的低，如果大量装载废塑料，这些不稳定操作不会发生，且操作是稳定的。
此外，在废塑料中的水含量为2wt％左右，显著比煤中的10wt％低，不需要对水含量进行干燥。
由于S含量较低，如果废塑料作为纯燃料使用或燃烧，几乎没有SOx，并几乎全部转移到渣和铁水中并固定，而最有利于防止将其排放到大气当中。例子
下面参考例子详细说明本发明的熔融还原工艺。
例子1～10使用铁水生产率500t／d的如图22和23所示的熔融还原设备，并通过连续利用本发明范围的工艺，进行生产铁水的操作。对比例1和2使用同样的铁水生产率500t／d的如图25所示的仿照例子中所用的设备，并通过连续利用本发明范围以外的工艺，进行生产铁水的操作。
表18表示使用铁矿石的分析结果而表19表示使用废塑料的分析结果。在废塑料中，存在称为所谓的原生颗粒的，超过10000kcal／kg的高热值和低灰份的高质量的聚乙烯，但是存在零散的产物，通过风选落下的物体，包含热值为1000kcal／kg的低热值树脂材料的薄材料例如磁卡，及其他。不可避免的具有各种各样的颗粒度或成分。从其使用的平均值来看，它们就几乎如表19中所示的。与煤的数值比较，其发热值没有那么高但是硫含量非常低。
表18
铁矿石     矿石组成
总Fe Fe2O3  FeO  CaO  SiO2 Al2O3  MgO  Mn      P        S      TiO2 大的损失    其他 (脉石)       水成分
66.0    94.0  0.30  0.00  1.90  1.60  0.00  0.10   O.04    O.01     O.10    1.00     1.0  5.7           6.00
表19
    分析值 (％)     分子分析(％) C/H比 较低的热值(kcal/kg)     灰份组成(％) 比重
    煤   灰份 TS 水成分    C  H  N  O  CaO  SiO2 Al2O3 Fe2O3
    煤     9.4  0.50     9.1  78.5  4.6  1.8  5.3  17     7450     2.5     56.5     27.4     6.6     0.7
    废塑料     7.0 ＜0.1     1.1  70  10  2  10   7     7900     7.3     16.7     29.4     2.0     0.4
煤+废塑料50％     8.2  0.25     5.1  74.3  7.3  1.9  7.7   12     7675     49     366     284     43     0.6
废塑料不需要依靠任何设施，像喷射或吹出空气来转移到熔融还原过程系统中或装载到炉子中的设备。在管路中将装载物溜滑直到熔融还原炉中，如果管子的直径未堵塞部分约为1／3或可达到100mm的直径，工作没有问题。如果混入或吸附外来物，像金属或陶瓷等，不会发生明显问题。
(1)例子的试验条件
例子的试验条件粗略分为使用废塑料占据含碳材料的比例为50％(例子1～4)、60％(例子9)及100％(例子5～8和10)。在本发明范围之内的操作因素的水平(a)～(f)按以下确定，且在对这些因素适当组合后进行试验操作。
表20～23表示试验条件。
表20
例子1 例子2 例子3 例子4
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     5050     5050     5050     5050
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     250     25     260
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％)     60510     70320     6009     69919
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     1475452452894平均1136836283015101.15104.51200150200     1475393393786平均2126535413015151.1265.11210300200     1475410410820平均3136635923515171.1374.21240600200     1475363363726平均5126335133515321.1494.912801000200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
表21
例子5 例子6 例子7 例子8
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     0100     0100     0100     0100
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     270     25     280
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％)     5989     70521     5968     70220
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     14750750750平均544415363115251.1105.21230200200     14750670670平均544314633115271.0983.81250500200     14750700700平均1054415153615191.2194.112901000200     14750630630平均1544314403615151.0964.913302000200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
表22
    例子9     例子10
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     4060     0100
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     25
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％) 60010     60010
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     1480385577962平均20147337203215651.1192.3116050200     148001,0001,000平均30167538002715351.1273.6121060200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
表23
    对比例1     对比例2
装载到熔炼和还原炉中的含碳材料的结构 煤(％)油焦(％)     1000     1000
    预热炉 矿石预热温度(℃)     25     240
预热和预还原炉 矿石排出温度(粗糙的颗粒和细粉末的平均温度)(℃)矿石的预还原百分比(％)     60110     70220
熔融还原炉 作为原材料的铁矿石     1481105201052-269877252915061.14114.51090靠重力下落200     14809220922-249166263115461.13101.71110靠重力下落200
含碳材料 煤(kg/t)油焦(kg/t)总和(kg/t)
油焦的颗粒直径(mm)
造渣剂 锻烧石灰(kg/t)轻锻烧白云石(kg/t)
全部硫输入(kg/t)喷吹氧气(折合纯氧)二次燃烧的百分比(％)铁水温度(℃)渣碱度(CaO/SiO2)渣中(MgO)(％)供料溜槽前端的高度(m)在供料溜槽前端处的大气温度(℃)从溜槽装载的材料的动量(kgm/s)用来搅拌熔池和保护炉墙的氮气(Nm3/t)
[操作因素及其水平]
(a)在预还原炉中的矿石预还原率：
当使用在预还原炉中预还原和烘干的矿石时，还原率约为20％。另一方面，当矿石装载到直接预还原炉中时，还原增加到约10％。
(b)废塑料的颗粒直径：
从降低废塑料从熔融还原炉中的带出损失的观点出发，颗粒直径越大越好，必须1／3管道的直径不被堵塞。颗粒直径越小，废塑料的分解、气化和燃烧进行程度越好。其中，使用1～15mm的各种水平数值。
(c)二次燃烧率：
试验是通过控制该比率为30％和35％实施的。
(d)渣熔池以上的供料溜槽高度：
越高，带出的损失和渣在溜槽前端粘结及堵塞引起的操作困难越小。试验是通过从2m～5m变化来进行的。
(e)供料溜槽前端处的大气温度：
其通过离渣熔池的供料溜槽高度和精炼条件决定，且如果太低，阻碍操作的物质，例如焦油产生。试验是在1160℃和1330℃之间的范围进行的。
(f)供料溜槽的装载动量：
这是个与废塑料的颗粒直径一起支配废塑料带出损失的因素。试验是在50～2000kgm／s的宽范围中一系列水平上进行的。
(2)对比例的试验条件
对比例的试验条件是不使用矿石预还原炉作为常规DIOS工艺的代表(对比例1)和使用该炉的情况(对比例2)，和不使用废塑料作为含碳材料而是100％的煤的情况。在对比例1中，依靠重力下落用溜槽装料。对比例2中，类似的依靠重力下落用溜槽装料，且从渣的表面的溜槽高度为1．7m。
(3)试验结果
试验结果示于表24～27。
表24
    例子1     例子2     例子3     例子4
熔融还原炉 炉腹的空气塔式上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     2．33．73．90．152．9     2．53．34．10．143．3     2．72．24．150．164．2     6．51．74．050．153．6
渣的溅出指数     0     0     0     0
    相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg／t)用于产生氧气(kg／t)造渣剂，利用的和其他的(kg／t)总和(kg／t)     671827282538234416     583717172531312325     609787175832133354     539677067626011271
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg／t)总和(kg／t)
所用C的扣除量(kg／t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值(kg／t)     482     400     404     405
    1767     1467     1481     1485
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t)     -10015015040239034501440130     501001501504021502830132045     -10015015040223029001300124     501001501504020202350116040
产生渣量(kg／t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal／t)     2313．963．12     2223．812．4     2213．92．61     2123．761．95
表25
    例子5     例子6     例子7     例子8
熔融还原炉 炉腹的空气急速上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     3．43．24．050．074．4     2．42．54．10．063．6     2．51．84．250．072．2     8．32．14．30．061．8
渣的溅出指数     0     0     0     0
    相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg／t)用于产生氧气(kg／t)造渣剂，利用的和其他的(kg／t)总和(kg／t)     525706465932522347     46960645932630263     490676462127722299     44158645632220222
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg／t)总和(kg／t)
所用C的扣除量(kg／t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值低(kg／t)     312     330     322     341
    1144     1210     1181     1250
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t)     -1001501504021202940139083     501001501504019102380124013     -1001501504020102510124082     501001501504018202010110012
产生渣量(kg／t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal／t)     2203．752．61     2133．621．96     2323．72．21     2243．591．61
表26
    例子9     例子10
熔融还原炉 炉腹的空气塔式上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     3．212．24．30．162．1     2．317．84．350．171．5
渣的溅出指数     0     0
    相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg／t)用于产生氧气(kg／t)造渣剂，利用的和其他的(kg／t)总和(kg／t)     706948088043946485     7001048288653264596
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg／t)总和(kg／t)
所用C的扣除量(kg／t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值(kg／t)     395     290
    1448     1063
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t)     -10015015040265039801500180     5010015015040294048101640250
产生渣量(kg／t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal/t)     2504．223．65     2604．623．9
表27
    对比例1     对比例2
熔融还原炉 炉腹的空气塔式上升的气体速度(m／s)含碳材料的平均带出率(％)铁水[C](％)铁水[S](％)渣浓度(FeO)(％)     2．33．23．50．317．1     2．84．33．60．327．4
渣的溅出指数     0     10
相关C消耗 输入C(A) 含碳材料中(kg／t)用于产生氧气(kg／t)造渣剂，利用的和其他的(kg／t)总和(kg／t)     8269582100344349492     724838088736725392
    扣除C量(B) 发电能利用的回收气体(kg／t)发电能利用的回收蒸汽(kg／t)总和(kg／t)
所用C的扣除量(kg／t)(A)-(B)所用C的扣除量中二氧化碳折扣值(kg／t)     511     495
    1874     1815
    热损失回收气体回收蒸汽量 预热炉(Mcal／t)预热和还原炉(Mcal／t)装料和管道部分(Mcal／t)熔融还原炉的上部(Mcal／t)熔融还原炉的熔池部分(Mcal／t)气体量(Nm3／t)(Mcal／t)气体潜热(kcal／m3)(Mcal／t) 10015015040267040101500190     501001501504024103320138090
产生渣量(kg／t)能量纯消耗(Gcal／t)额外的能源(Gcal／t)     3304．23．68     3004．022．9
①二氧化碳排出量的计算
为知道C的输入量(A)，通过从含碳材料中的C含量、造渣剂中的C含量，和用来产生进入熔融还原炉中的顶吹O2气的发电能的燃料消耗折合的C含量的总和中，扣除消耗在除了喷吹O2气发生装置以外所用的发电能的燃料的折合C含量，得到一个数值。这样得到的数值定义为，C输入量(A)。另一方面，从C输入量(A)中扣除的C量(B)，为由回收气体的能源发生量折合的C量和由回收蒸气的能源发生量折合的C量的综合值，并且以从C输入量(A)中减去C量(B)的值((A)-(B))表示消耗的C量(C)。该消耗的C量(C)计算出折合的二氧化碳并示于表24～27。
比较例子与对比例的二氧化碳排出量时，如果使用废塑料作为含碳材料，二氧化碳的排出量大大降低。从例子1～4(废塑料比例50％)与例子5～8(废塑料比例100％)之间的对比中可以看出，在含碳材料中废塑料替代的比例越大，排出到操作系统之外的二氧化碳量越小。
②废塑料从熔融还原炉中的带出损失
关于废塑料的带出率，当装载原材料中的废塑料占据含碳材料的比例相同时，废塑料的带出比例可以从含碳材料的平均带出比例中得到对比。一般，废塑料的颗粒直径越大，废塑料的带出损失越小。废塑料与其他装载物一起在由载体气体从供料溜槽的前端形成物流向下喷射。动量越大，废塑料从熔融还原炉中带出的损失就越小。在例子1～4中，颗粒直径的平均值按照1～5mm的顺序加大，在同时，动量从150增加到1000kgm／s。在例子5～8中，颗粒直径的平均值按照5～15mm的顺序加大，在同时，动量从200增加到2000kgm／s。颗粒直径的平均值和动量越大，废塑料的带出损失越小。
当将例子9和10的废塑料带出比例和例子1～4和5～8的废塑料的这个项目进行对比时，前者明显小于后者。这是由于在例子9和10中，包括废塑料的装载物的动量较小(50～60kgm／s)。另一方面，在对比例1和2中，当使吹扫气体流动时，以重力下落实现煤的装载，其煤的带出损失比例理想的偏低。在这种情况下，在供料溜槽前端的总的计算装载动量是，每一个溜槽约200kgm／s。
因此看出，如果在供料溜槽前端的总的装载动量是，每一个溜槽约100kgm／s，含碳材料的带出损失比例明显的小且有利，不论是空气射出，或是重力下落。
从炉子中带出的废塑料，通过在炉子上安装的集尘器捕获、回收和重新使用。因此如果废塑料的带出损失增加，熔融还原过程系统的二氧化碳排出量并不增加。但是，属于C输入量(A)的，含碳材料中的废塑料的净单位耗量，在带出量加大时变得更多，如同在相同水平的废塑料比例中，从C输入量(A)中的含碳材料的净单位耗量的对比中所看到的那样。
③溜槽操作高度的影响
供料溜槽离渣表面的高度越高，渣在供料溜槽前端的粘结和堆积越少。在例子1～8中，该高度确保在4m或以上，而在例子9和10中，维持其在2m或以上，且在此不会发生如关闭供料溜槽那样的问题。但是，在对比例2中，溜槽的高度或多或少的偏小，并且靠重力下落来装载，所以，由于在溜槽的前端的粘结和堆积并延迟了进入渣熔池的装载物的附加速度，渣中的(FeO)浓度略微偏高，且渣的溅出的指数较大。
④在供料溜槽前端操作点的大气温度的影响
对所有的例子和对比例，因为在供料溜槽前端的大气温度确保为1000℃或以上，避免因废塑料的不充分分解产生的物质，例如焦油且不会引起这些物质堵塞管道系统的操作问题。
⑤渣产生量和能源净消耗
最好是例子中的渣产生量比对比例要低，且例子1～8中的能源净消耗理想的低于对比例。例子9和10中的能源净消耗与对比例在相同水平或比其更高，但是如果将该例子的能源净消耗与剩余能源综合与对比例比较，两者之间看不出差别。
⑥生产率
在例子1～8中的铁水[C]浓度确保为4％或以上，而渣中的(FeO)浓度也低，铁矿石还原率维持在高水平。生产率等于或高于对比例，且维持连续操作没有任何问题，并能实现500t／d的铁水生成率目标水平。
⑦防止生成SOx
在废塑料中含有的S如表2中所示的，比煤的低得多，当在本发明的工艺中使用时，这些S转移到铁水和渣中并固定其中，虽然经受了灰尘回收和矿石预热和预还原，但几乎没有排除到熔融还原过程以外。
以上例子涉及熔融还原工艺，且本发明也可类似的用于Ni、Cr或Mn的金属和金属氧化物或包含这些金属化元素的灰尘在炉中的熔炼，和另外在流化床型装置中的预还原处理。实施例6
铁熔池型的熔融还原工艺具有一个最优越的优点，即不需要对含碳材料做长时间的预处理，这与在常规的高炉工艺中所看到的不同，而由于这个优点，作为将来替代高炉工艺的熔炼工艺，近来该直接工艺受到注意。本发明人已经注意到，该直接工艺与高炉工艺不同，对原材料的颗粒直径没有限制，这是和一般认为的关于铁熔池型的熔融还原工艺不同的优点，并考虑在一个实施例中使用铁熔池型的熔融还原工艺来补偿高炉，将其中在高炉工艺中不能应用或应用时操作困难的小颗粒尺寸的烧结矿(作为返回矿颗粒尺寸的烧结矿)，作为原材料在铁熔池型的熔融还原工艺中使用。
在这种熔炼工艺中，由于铁熔池型的熔融还原炉承担了使细颗粒烧结矿作为原材料的这部分熔炼过程的工作，所有烧结矿本身，能够作为原材料使用，即不产生返回矿，并且比常规单一高炉操作工艺，铁水增加量更多或生产铁水更多。另一方面，这种操作用来控制高炉中铁水的生产率系数在较低值，从而降低高炉的热损失和极大延长其寿命。而且，在使用烧结矿的情况下，由于铁熔池型的熔融还原工艺能够非常有效的实施，不需要任何的矿石干燥过程。因为烧结矿的CaO／SiO2的比调节到约为2，如果其作为铁熔池型的熔融还原工艺中的铁资源而应用，不需要用来调节渣成分的造渣剂，例如煅烧石灰或白云石等。
关于用来炼铁的焦炭，本发明人还注意到，铁熔池型的熔融还原工艺与高炉工艺不同，对于其中的原材料颗粒尺寸没有限制，并考虑将在高炉工艺中不能应用或应用时操作困难的小颗粒尺寸的烧结矿，作为原材料在铁熔池型的熔融还原工艺中使用。根据这个焦炭使用实施例，不但能够在生产烧结矿的过程中几乎没有损耗的有效利用焦炭粉末，而且在铁熔池型的熔融还原工艺中使用焦炭时，由于不需要对含碳材料的焦炭进行干燥，能够非常有效的进行铁熔池型的熔融还原工艺。与使用煤作为含碳材料的情况对比，二次燃烧率可以极大的提高而且能够降低炉子的热负荷，因此能够降低燃料的净单位耗量和提高铁熔池型的熔融还原工艺中的生产率。
在将如上所述的小颗粒尺寸的烧结矿，作为原材料供给到熔融还原炉中的熔炼工艺中，因为基本不存在返回矿，与单一高炉操作的情况比较，在烧结过程中使用的焦炭粉末量下降，且焦炭粉末拥有按照这个数量的余量。因此，如果使用炼铁焦炭的焦炭粉末部分作为熔融还原工艺的含碳材料，包括焦炭粉末的焦炭可以在配置熔融还原炉和烧结机的炼铁厂中，以良好的平衡有效利用。
本发明依据上述的概念和实际发现已经实现，并具有以下特征。
[1]该熔炼工艺的特征为，烧结机生产的烧结矿中，大颗粒直径的烧结矿装载到高炉中，而小颗粒直径的烧结矿装载到配置有高炉、熔融还原炉和烧结机的炼铁厂中的铁熔池型的熔融还原炉之中。
[2]该熔炼工艺的特征为，炼铁焦炭的大颗粒直径焦炭装载到高炉中，而小颗粒直径的焦炭装载到配置有高炉、熔融还原炉和烧结机的炼铁厂中的铁熔池型的熔融还原炉之中。
[3]该熔炼工艺的特征为，烧结机生产的烧结矿中，大颗粒直径的烧结矿装载到高炉中，而小颗粒直径的烧结矿装载到铁熔池型的熔融还原炉之中，而同时炼铁焦炭的大颗粒直径焦炭装载到高炉中，而小颗粒直径的焦炭装载到配置有高炉、熔融还原炉和烧结机的炼铁厂中的铁熔池型的熔融还原炉之中。
本发明的第一实施例是以设置有高炉、熔融还原炉和烧结机的炼铁厂为前提的熔炼工艺，其中烧结过程(烧结机)中生产的烧结矿中，大颗粒直径的烧结矿(以大块烧结矿为主)装载到高炉中，而小颗粒直径的烧结矿(以烧结矿粉末为主)装载到铁熔池型的熔融还原炉之中，以便在各炉子中生产铁水。
一般，在上述熔炼工艺中，烧结机中生产的烧结矿通过适当的筛孔筛分并分类成包含大块烧结矿的大颗粒直径的烧结矿和那些小颗粒直径的矿，并分别装载到高炉和铁熔池型的熔融还原炉之中。
将烧结矿装载到高炉和铁熔池型的熔融还原炉之中的颗粒区分点，可以是一般挑选返回矿时的筛分度范围，另外也可以更大。在高炉中，如果使用极端大尺寸的烧结矿，其操作容易达到渗透性且经济性和生产率优秀。
对于高炉，筛分的颗粒尺寸为3mm或以上，所以装载到高炉和铁熔池型的熔融还原炉之中的颗粒区分点就是3mm或以上的筛分度，即最好，烧结机中生产的烧结矿，通过筛孔为3mm或以上的筛子进行筛分，且留在筛子上面的矿石是用于高炉而那些在筛子下面的则是用于铁熔池型的熔融还原炉的矿石。此外该烧结矿颗粒尺寸区分点(筛分度)为5mm或以上更好，8mm或以上特别理想，由此能够为高炉提供合适颗粒尺寸的烧结矿。
但是，不需要供给所有对高炉可利用颗粒尺寸的烧结矿，而且不禁止在高炉使用的烧结矿中包括在筛子下面的颗粒尺寸的烧结矿。简言之，将这些作为符合返回矿而尺寸不合适装载到高炉的烧结矿，不装载到高炉就足够了。就满足这个条件来说，考虑到两个炉子都装载，区分点可以随意确定。
在筛子上面的烧结矿，不可避免的包含尺寸小于筛分颗粒尺寸的那些颗粒，且在本发明的工艺中，供给到高炉的烧结矿中，当然包括这种颗粒分布。
图26表示在供给矿石的原矿石(喂入烧结机)中颗粒尺寸的分布和一个举例的、来自粗矿并留在筛子上面和下面的烧结矿的颗粒尺寸分布。在这个例子中，烧结矿的筛分度(筛孔)设定为6mm，且同图中“A”表示供给矿石的颗粒尺寸分布，“B”表示在筛子下面的供给矿石的颗粒尺寸分布，而“C”示意留在筛子上面的供给矿石的颗粒尺寸分布。在本发明的工艺中，具有在筛子下面供给矿石颗粒尺寸中分布的烧结矿装载到熔融还原炉中，而同时具有在筛子上面供给矿石颗粒尺寸中分布的烧结矿装载到高炉中。
在熔融还原炉中，装载到炉子中的铁资源由于氧气燃烧含碳材料而迅速熔化，而在同时，含碳材料和其中的C被增碳的铁水和颗粒熔融铁迅速还原，且由此产生的CO通过氧气立即产生二次燃烧，从而在高热效率和低燃料及能源净单位耗量的条件下生产出铁水。
一般，熔融还原炉配置用来预还原矿石的预还原炉(流化床型预还原炉)，并在此预还原炉中预热和预还原矿石(预还原10～30％)，然后将预还原后的矿石装到熔融还原炉中，从而减少煤和氧气的净单位耗量，并将生产率比没有进行预还原的情况提高10～50％。因此在本发明的工艺中，最好在预还原炉中预还原烧结矿，然后装载到熔融还原炉中。如果在预还原之前进行矿石的预热，生产率提高更多。
在这个熔融还原工艺中，熔融还原炉和预还原炉都不限制作为铁资源的矿石颗粒直径，这不同于高炉，因而，作为本发明如果装载小颗粒直径的烧结矿，熔炼和还原可以没有任何问题地实施。
进一步，如果应用烧结矿作为在后面所述的熔融还原炉工艺中的铁资源，与常规的熔融还原炉工艺不同，不再需要矿石的干燥，但是必须在烧结矿装载到熔融还原炉以前，没有大量吸收水汽(例如，水吸收率：1％或以下)。因此，关于供给到熔融还原炉中的烧结矿，应注意在运输直到装载到熔融还原炉中的途中，不吸收过量的水汽，例如设置储存用的防雨棚。
本发明上述实施例的熔炼工艺，在与单一炉子操作的工艺对比时，具有以下的优点。
首先，由于铁熔池型的熔融还原炉承担了使烧结机中的细颗粒烧结矿作为原材料的这部分熔炼过程的工作，所有烧结矿的量本身能够作为原材料使用，即不产生返回矿。因此，如果烧结机的生产能力与常规的单一高炉操作工艺等效，由于常规生产的返回矿的量使原矿石的供给量增加，因此增加量更多或更多生产铁水。
如果铁水的生产量与常规的单一高炉操作工艺等效，操作能够控制高炉中铁水的出铁比在较低值，从而降低高炉的热负荷和有效的压缩在高炉中的损害而其结果是延长高炉的寿命。在这种情况下，最好高炉的出铁比在1．0～1．7t／m3／天的范围操作(1．4t／m3／天特别理想)。在常规的超过2000m3的高炉中，通过使氧气富足，在出铁比为2．0t／m3／天或以上的范围进行操作，但是如果应用本发明的工艺，能够保证铁水生产量与常规的单一高炉操作工艺等效，即使是出铁比在1．7t／m3／天或以下。而且如果出铁比在1．7t／m3／天或以下，能够降低高炉的热负荷和有效的压缩在高炉中的损害而其结果是延长高炉的寿命。但是如果高炉的出铁比在1．0t／m3／天以下，对炉子寿命的提高作用饱和，操作的生产率不经济。从上述观点出发，出铁比最佳值应为1．4t／m3／天左右。
如果烧结矿以这种方式装载到熔融还原炉中，即烧结矿没有吸收水汽，本发明上述实施例的熔炼工艺，不需要在常规的熔融还原炉工艺中必须的矿石干燥过程，使得此工艺能够在低费用下进行。
如果烧结矿作为熔融还原工艺中的铁资源而应用，因为烧结矿的CaO／SiO2的比调节为约2，渣的碱性可以容易的调节而不需要加入造渣剂，例如煅烧石灰或白云石等作为辅助原材料，且与应用矿石作为铁资源比较，原材料的费用和燃料的净单位耗量可以降低，而在这方面使生产力提高。
本工艺当然可以使用例如矿石、废钢料、直接还原铁、碳化铁和其他除烧结矿以外的铁资源。
本发明的第二实施例是，作为含碳材料，采用大颗粒直径的焦炭(以大块焦炭为主)装载到高炉中，而小颗粒直径的焦炭(以焦炭粉末为主)装载到配置在高炉、熔融还原炉和烧结机的炼铁厂中的铁熔池型的熔融还原炉之中。炼铁焦炭足可与任何在炼铁厂以内或以外的焦炉中生产的焦炭一起使用。
一般，在如上所述的熔炼工艺中，炼铁焦炭通过适当的筛子的筛孔筛分，分类成包含大块焦炭的大颗粒直径焦炭和那些小颗粒直径的焦炭，并分别装载到高炉和铁熔池型的熔融还原炉之中。
将焦炭装载到高炉和铁熔池型的熔融还原炉之中的颗粒区分点，与上述的类似，可以是一般挑选不适合装载的筛分度范围，另外也可以比其大。
对于高炉，筛分的颗粒尺寸为20mm或以上，所以装载到高炉和铁熔池型的熔融还原炉之中的颗粒区分点就是20mm或以上的筛分度，即炼铁焦炭最好通过筛孔为20mm或以上的筛子进行筛分，且留在筛子上面的焦炭是用于高炉而那些在筛子下面的则是用于铁熔池型的熔融还原炉的焦炭。此外该焦炭颗粒尺寸区分点(筛分度)为25mm或以上更好，30mm或以上特别理想，由此能够为高炉提供合适颗粒尺寸的焦炭。
但是，不需要将所有高炉可利用颗粒尺寸的焦炭都供给，而且不禁止高炉使用的焦炭中包括在筛子下面的颗粒尺寸的焦炭。简言之，将这些尺寸不符合装载到高炉的焦炭，可不供给到高炉。就满足这个条件来说，考虑到两个炉子都装载，区分点可以随意确定，
在筛子上面的烧结焦炭，不可避免的包含尺寸小于筛分颗粒尺寸的那些颗粒，且在本发明的工艺中，供给到高炉的焦炭中，当然包括这种颗粒分布。
进一步，如果应用焦炭作为在后面所述的熔融还原炉工艺中的含碳材料，与常规的熔融还原炉工艺不同，不再需要含碳材料的干燥，但是必须在焦炭装载到熔融还原炉以前，没有大量吸收水汽(例如，水吸收率：1％或以下)。因此，关于供给到熔融还原炉中的焦炭，应注在运输直到装载到熔融还原炉中的途中，不吸收过量的水汽，例如设置储存用的防雨棚。
本发明上述实施例的熔炼工艺，在与单一炉子操作的工艺对比时，具有以下的优点。
即，存在大量的包含有细颗粒的在炼铁厂中的焦炉中生产的，或从炼铁厂以外供给的焦炭，这些焦炭不能在高炉中使用，而本发明的熔炼工艺可以使这些不能在烧结矿生产过程中消耗的细颗粒焦炭投入使用。
如果生产后的焦炭装载到熔融还原炉中，使其没有吸收水汽，本发明上述实施例的熔炼工艺，不需要在常规的熔融还原工艺中必须的含碳材料干燥过程，使得此工艺能够在低费用下进行。
此外，如果焦炭作为含碳材料用于熔融还原工艺中，与使用煤作为含碳材料的情况对比，炉子中产生气体的二次燃烧率可以极大的提高。即，当使用煤作为含碳材料用于熔融还原工艺中时，最大二次燃烧率为30％～40％的范围，而当焦炭作为含碳材料用于熔融还原工艺时，二次燃烧率能够增加到50％～80％，因此能够降低熔融还原中燃料的净单位耗量和提高生产率。此外，由于焦炭的固态碳远远高于煤的，热爆裂几乎不发生，且焦炭很难从炉子中漂浮到外面，这对于加速熔融还原中的增碳是有利的，并有效保持高生产率和操作的稳定。由于焦炭中的氢含量比煤中的低，废气中的H2O浓度为几％到10％，与此对比用煤时为10～25％，而因为H2O浓度在CO、CO2和H2O中对气体辐射具有最大的影响，与使用煤的情况相比，焦炭对气体辐射施加的影响非常小，如果二次燃烧率等价，可以使炉子的热负荷降低，使这方面的热损失很小，且燃料的净单位耗量也能得到降低。
本发明的第三实施例是，在配置高炉的炼铁厂中，为了同时进行第一和第二实施例操作，其中在烧结过程中生产的烧结矿中，大颗粒直径的烧结矿(以大块烧结矿为主)装载到高炉中，而小颗粒直径的烧结矿(以烧结矿粉末为主)装载到铁熔池型的熔融还原炉之中，大颗粒直径的焦炭(以大块焦炭为主)装载到高炉中，而小颗粒直径的焦炭(以焦炭粉末为主)装载到配置有高炉、熔融还原炉和烧结机的炼铁厂中的铁熔池型的熔融还原炉之中，以便在各炉子中生产出铁水。
在上述的熔炼工艺中，烧结矿和焦炭的选择和操作条件与第一和第二实施例的情况相似。在将小颗粒直径的烧结矿作为铁资源供给到熔融还原炉中的熔炼工艺中，因为在烧结机中基本不存在返回矿，与单一高炉操作的情况比较，在烧结过程中使用的焦炭粉末量减少，并使得在焦炭粉末中将存在按此减少量的余量。因此，在如此的示范熔炼工艺中，如果使用炼铁焦炭中的部分焦炭粉末作为熔融还原工艺的含碳材料，焦炭，特别是焦炭粉末为主要部分的小颗粒焦炭，可以在配置熔融高炉、还原炉和烧结机的炼铁厂中，以良好的平衡有效利用。
实施方式6中所使用的熔融还原工艺是铁熔池型的熔融还原工艺，其中产生的气体在密闭的炉子中以二次燃烧产生，并由于熔融还原工艺中，例如COREX工艺需要在竖炉中还原大块原材料，并随后装载到气化熔炼炉中，该实施方式6在这种情况下无法应用。
表28示意在铁熔池型的熔融还原炉中的操作例子。在这些例子中，发明的例子1使用符合返回矿的烧结粉末(筛孔小于5mm的烧结矿)作为铁资源并使用煤作为含碳材料，以生产铁水；发明的例子2使用铁矿石作为铁资源，并使用煤作为含碳材料(筛孔小于20mm的焦炭)，来生产铁水；而发明的例子3使用符合返回矿的烧结粉末(筛孔小于4mm的烧结矿)作为铁资源，并使用煤作为含碳材料(筛孔小于20mm的焦炭)，以生产铁水。对比例使用铁矿石作为铁资源，并使用煤作为含碳材料来生产铁水。
根据表28，在发明的例子1中，使用符合返回矿的烧结粉末作为铁资源，矿石完全不需要干燥工序(用蒸汽干燥矿石)，且由于不需要煅烧石灰或轻白云石，经济效益也很大。此外，与对比例比较，可以降低燃料的净单位耗量，并由于这个量，可以提高生产率。在发明的例子2中，使用焦炭粉末作为含碳材料，煤完全不需要干燥处理(用蒸汽干燥煤)，且由于燃料的净单位耗量可以比发明的例子1降得更低，可以使经济效益很大。
此外，在发明的例子3中，使用符合返回矿的烧结粉末作为铁资源，并使用焦炭粉末作为含碳材料，完全不需要矿石和煤的干燥工序，且由于燃料的净单位耗量可以比发明的例子1降得更低，生产率可以增加。
表28
    No. 对比例 发明1的例子
操作条件 二次燃烧百分比        (％)     30     30
 RD预还原率           (％)     21     21
 PRF矿石的预热温度    (℃)     700     700
 PRF装载矿石的温度    (℃)     25     25
搅拌气体量(N2)       (Nm3/t)     200     200
粗燃料和气体 装载矿石量(kg/t) 烧结机装入矿     1585      -
返回烧结矿     -     1734
装载含碳材料量(kg/t) 煤     1024     1005
焦炭     -      -
烘干石灰装载量      (kg/t)     57      -
轻泥浆装载量        (kg/t)     64      -
供氧量(纯度95％)    (Nm3/t)     741     722
用来干燥原材料的蒸汽使用量(kg/t) 用于矿石     80      -
用于煤     109     107
废气 回收气体量          (Nm3/t)     2606     2453
潜热                (Mcal/t)     3570     3542
潜热                (kcal/Nm3)     1370     1444
渣量                        (kg/t)     403     440
基汽 高温蒸汽回收量*1    (kg/t)     373     384
低温蒸汽回收量*2    (kg/t)     538     501
产量                        (t/天)     3000     3100
*1：689kcal／kg    *2：658 kcal／kg
表29 *1：689kcal／kg    *2：658kcal／kg

Claims (37)

1．精炼含碳不饱和铁水的方法，包括步骤：
将与渣分离的铁水装载到铁水精炼容器中；
通过给铁水精炼容器中的铁水供给脱硫剂和搅拌铁水进行脱硫处理；
在脱硫处理之前或之后加热铁水；及
在脱碳炉中对脱硫后的铁水进行脱碳处理。
2．如权利要求1所述的方法，其中铁水加热是在脱硫处理之前进行的。
3．如权利要求1所述的方法，其中铁水加热是在脱硫处理之后进行的。
4．如权利要求1所述的方法，其中铁水的加热步骤包括对铁水进行加热和增碳。
5．如权利要求1所述的方法，其中铁水的加热步骤包括通过向铁水中喷吹惰性气体而使铁水沸腾，同时通过电弧生热来加热铁水。
6．如权利要求4所述的方法，其中铁水的加热和增碳步骤包括向铁水中喷吹惰性气体以实现铁水沸腾，向铁水熔池上喷吹氧气加热铁水，并且向铁水中喷射含碳材料来给铁水增碳。
7．如权利要求4所述的方法，其中铁水的加热和增碳步骤包括向铁水中喷吹惰性气体以实现铁水沸腾，向铁水熔池中喷吹氧气来加热铁水，并且向铁水中喷射含碳材料来给铁水增碳。
8．如权利要求1所述的方法，其中脱硫处理的步骤包括为铁水供给脱硫剂和脱氧剂并同时搅拌。
9．精炼含碳不饱和铁水的方法，包括步骤：
将与渣分离的铁水装载到铁水精炼容器中；
通过给铁水精炼容器中的铁水供给脱硫剂和搅拌铁水进行脱硫处理；
在脱硫处理之前或之后给铁水增碳；和
在脱碳炉中对脱硫后的铁水进行脱碳处理。
10．如权利要求9所述的方法，其中铁水的增碳是在脱硫处理之前进行的。
11．如权利要求9所述的方法，其中铁水的增碳是在脱硫处理之后进行的。
12．如权利要求9所述的方法，其中铁水的增碳步骤包括对铁水的加热和增碳。
13．如权利要求12所述的方法，其中铁水的加热和增碳步骤包括向铁水中喷吹惰性气体以实现铁水沸腾，向铁水熔池喷吹氧气加热铁水，并且向铁水中喷射含碳材料来给铁水增碳。
14．如权利要求12所述的方法，其中铁水的加热和增碳步骤包括向铁水中喷吹惰性气体以实现铁水沸腾，向铁水熔池中喷吹氧气加热铁水，并且向铁水中喷射含碳材料来给铁水增碳。
15．如权利要求9所述的方法，其中脱硫处理的步骤包括供给脱硫剂和脱氧剂并搅拌铁水。
16．精炼含碳不饱和铁水的方法，包括步骤：
在至少一个第一转炉型反应容器中进行脱硫处理；和
在第二转炉型反应容器中进行脱碳处理。
17．如权利要求16所述的方法，其中脱硫处理包括给铁水加入脱硫剂和喷吹每吨铁水0．05Nm3／min或以上的搅拌气体。
18．如权利要求16所述的方法，其中脱硫处理包括向铁水加入脱硫剂和输入每吨铁水2．5Nm3／min或以下的氧气。
19．如权利要求16所述的方法，其中脱硫处理包括向铁水供给脱硫剂和含碳材料。
20．如权利要求19所述的方法，其中脱硫剂是从搅拌气体喷吹喷嘴中喷吹的。
21．如权利要求19所述的方法，其中含碳材料是从搅拌气体喷吹喷嘴中喷吹的。
22．如权利要求16所述的方法，其中铁水与固态铁资源一起加入到铁水精炼容器中，供给氧气和含碳材料，且在固态铁资源熔化后，进行脱硫处理。
23．如权利要求16所述的方法，其中使用炼钢渣或高炉炼铁渣作为脱硫剂来进行脱硫处理。
24．熔融还原的方法，包括步骤：
(a)将含碳材料和矿石装载到具有与该含碳材料和矿石直接接触功能的反应炉中；
(b)将矿石还原直到至少部分矿石被金属化，生产出至少包含部分金属化金属的矿石；
(c)将来自还原步骤(b)的含碳材料和至少包含部分金属化金属的矿石装载到金属熔池型熔炼炉中；及
(d)向金属熔池型熔炼炉中喷吹含有20％或以上氧气的气体以生产铁水。
25．如权利要求24所述的方法，还包括将含碳材料和预还原矿装载到金属熔池型熔炼炉中的步骤。
26．如权利要求24所述的方法，其中装载到反应炉中的含碳材料具有这样的化学计量的量，即，足够对所有装载到反应炉中的矿石量实施还原和金属化。
27．如权利要求24所述的方法，其中反应炉为回回转窑式或回转炉床式反应炉。
28．熔融还原的方法，包括步骤：
(a)将含碳材料和矿石装载到具有与该含碳材料和矿石直接接触功能的反应炉中；
(b)将反应炉中的矿石部分还原，并去除含碳材料的挥发份，直到其少于20％；
(c)将来自步骤(b)的去除挥发份的含碳材料和部分还原后的矿石装载到金属熔池型熔炼炉中；及
(d)向金属熔池型熔炼炉中喷吹含有20％或以上氧气的气体以生产铁水。
29．熔融还原的方法，包括步骤：
预备至少部分去除挥发份的含碳材料；
将含碳材料和矿石装载到金属熔池型熔炼炉中；及
向金属熔池型熔炼炉中喷吹含有20％或以上氧气的气体以生产铁水。
30．如权利要求29所述的方法，其中矿石是预热或预还原后的。
31．熔融还原的方法，包括步骤：
将含有至少一种选自金属氧化物和金属氢氧化物的原材料和造渣剂材料装载到熔融还原炉中；
作为燃料和还原剂，将至少一种选自煤和焦炭及至少一种选自油焦和废塑料的材料装载到熔融还原炉中；及
靠燃料和还原材料与氧气发生反应而燃烧的热量加热和熔化原材料和造渣剂材料。
32．如权利要求31所述的方法，还包括将包含在燃料、还原剂、原材料和造渣剂中并带到熔融还原炉之中的所有硫含量限制在每吨熔融还原炉生产的铁水中20kg或以下。
33．如权利要求31所述的方法，其中将油焦供给到熔融还原炉中时满足以下条件：
(a)油焦的供给在离熔融还原炉中的渣熔池表面以上2m或更高的高度进行，
(b)油焦的供给在熔融还原炉中温度在1000℃或以上的大气中位置进行，且
(c)油焦的供给通过从供料溜槽射出载体气体的方式进行，对于每一个溜槽装载的油焦(P)，除油焦以外的含碳材料(Q)与油焦、原材料(R)和造渣剂(S)一起射入，所有固态物质(P+Q+R+S)的方向向下的动量控制在100kgm／s或以上。
34．如权利要求31所述的方法，其中将塑料供给到熔融还原炉中时满足以下条件：
(a)废塑料的供给在离熔融还原炉中的渣熔池表面以上2m或更高的高度进行，
(b)废塑料的供给在熔融还原炉中温度在1000℃或以上的大气中位置进行，且
(c)废塑料的供给通过从供料溜槽射出载体气体的方式进行，对于每一个溜槽装载的废塑料(P)，除废塑料以外的含碳材料(Q)与废塑料、原材料(R)和造渣剂(S)一起射入，所有固态物质(P+Q+R+S)的方向向下的动量控制在100kgm／s或以上。
35．在使用高炉、铁熔池型熔融还原炉和烧结机的炼铁方法中生产铁水的方法，其中，把烧结机生产的大尺寸烧结矿供给到高炉中，而把小尺寸的那些矿供给到铁熔池型的熔融还原炉之中。
36．在使用高炉、铁熔池型熔融还原炉的炼铁方法中生产铁水的方法，其中，把大尺寸的炼铁焦炭供给到高炉中，而把小尺寸的焦炭供给到铁熔池型的熔融还原炉之中。
37．在使用高炉、铁熔池型熔融还原炉和烧结机的炼铁方法中生产铁水的方法，其中，把烧结机生产的大尺寸烧结矿供给到高炉中，而把小尺寸的那些矿供给到铁熔池型的熔融还原炉之中，同时把大尺寸的炼铁焦炭供给到高炉中，而小尺寸的焦炭供给到铁熔池型的熔融还原炉之中。
CN98812533A 1997-12-26 1998-12-24 铁水精练方法及生产铁水的熔融还原方法 Pending CN1283222A (zh)

Applications Claiming Priority (12)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP1997/368431 1997-12-26
JP36843097A JPH11193406A (ja) 1997-12-26 1997-12-26 製銑方法
JP1997/368429 1997-12-26
JP1997/368430 1997-12-26
JP36842997A JPH11193410A (ja) 1997-12-26 1997-12-26 溶銑精錬法
JP36843197A JPH11193411A (ja) 1997-12-26 1997-12-26 低炭素溶銑の精錬方法
JP10019997A JPH11217614A (ja) 1998-01-30 1998-01-30 金属の溶融還元製錬方法
JP1998/19997 1998-01-30
JP1998/119715 1998-04-28
JP11971598A JPH11310812A (ja) 1998-04-28 1998-04-28 廃プラスチックを用いた環境調和型の溶融還元製錬法
JP11971498A JPH11310811A (ja) 1998-04-28 1998-04-28 オイルコークスを用いた環境調和型の溶融還元製錬法
JP1998/119714 1998-04-28

Publications (1)

Publication Number Publication Date
CN1283222A true CN1283222A (zh) 2001-02-07

Family

ID=27548900

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
CN98812533A Pending CN1283222A (zh) 1997-12-26 1998-12-24 铁水精练方法及生产铁水的熔融还原方法

Country Status (8)

Country Link
US (1) US6837916B2 (zh)
KR (1) KR100370920B1 (zh)
CN (1) CN1283222A (zh)
AU (1) AU755341B2 (zh)
BR (1) BR9814479A (zh)
CA (1) CA2315031A1 (zh)
ID (1) ID26484A (zh)
WO (1) WO1999034022A1 (zh)

Cited By (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN103602877A (zh) * 2004-09-03 2014-02-26 纽索思创新有限公司 铁合金的生产
CN110317610A (zh) * 2019-07-30 2019-10-11 江苏极易新材料有限公司 一种具有低挥发份圆球形抗氧化剂颗粒的制备方法及其制造系统
CN110396593A (zh) * 2019-09-05 2019-11-01 东北大学 一种高磷铁精矿高温水蒸气焙烧-酸浸脱磷的方法
CN111304397A (zh) * 2020-03-31 2020-06-19 鞍钢股份有限公司 一种减少kr脱硫过程铁水温降方法
CN111961785A (zh) * 2020-08-27 2020-11-20 山东墨龙石油机械股份有限公司 一种铁浴熔融还原法生产超高纯生铁的方法
CN113981248A (zh) * 2021-10-09 2022-01-28 济南恒誉环保科技股份有限公司 一种利用固废热解产物处理钛铁矿矿石的装置

Families Citing this family (13)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
MY133537A (en) 2002-01-24 2007-11-30 Kobe Steel Ltd Method for making molten iron
AU2005279678B2 (en) * 2004-09-03 2011-06-23 Newsouth Innovations Pty Limited Production of ferro-alloys
MX2007006785A (es) * 2004-12-07 2007-10-08 Nu Iron Technology Llc Metodo y sistema para producir pepitas de hierro metalicas.
BRPI0810043B1 (pt) * 2007-04-04 2016-09-27 Corus Technology Bv processo para produção de um metal fundido pela redução direta de minério metálico, equipamento para a produção de ferro fundido pela redução direta do minério de ferro e uso do equipamento
EA017444B1 (ru) * 2007-12-12 2012-12-28 Оутотек Ойй Способ и установка для производства полукокса и горючего газа
WO2010015041A1 (en) * 2008-08-07 2010-02-11 Newsouth Innovations Pty Limited Recarburisation method
WO2010022473A1 (en) * 2008-08-29 2010-03-04 Newsouth Innovations Pty Limited Production of ferro-alloys
US8587138B2 (en) * 2009-06-04 2013-11-19 Kevin Statler Systems for the recovery of gas and/or heat from the melting of metals and/or the smelting of ores and conversion thereof to electricity
KR101366720B1 (ko) * 2009-06-30 2014-02-24 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 용선의 탈황 방법
CN102031326B (zh) * 2010-12-20 2012-05-02 张成顺 铁精矿粉直接熔融还原炼铁工艺
US8287621B2 (en) * 2010-12-22 2012-10-16 Nu-Iron Technology, Llc Use of bimodal carbon distribution in compacts for producing metallic iron nodules
CN110064246B (zh) * 2019-05-09 2021-07-20 唐山伟德船用设备有限公司 一种船舶废气洗涤用脱硫渣处理装置
CN110672458B (zh) * 2019-09-04 2022-05-24 攀钢集团攀枝花钢铁研究院有限公司 一种钒钛磁铁精矿造块经济性快速评价方法

Family Cites Families (21)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS4993209A (zh) * 1973-01-09 1974-09-05
US4295882A (en) 1978-10-24 1981-10-20 Nippon Steel Corporation Steel making process
JPS56115670A (en) * 1980-02-20 1981-09-10 Hitachi Ltd Classifying storing device for bulky treating material
US4701214A (en) * 1986-04-30 1987-10-20 Midrex International B.V. Rotterdam Method of producing iron using rotary hearth and apparatus
JPH01147012A (ja) * 1987-12-01 1989-06-08 Sumitomo Metal Ind Ltd 製鋼方法
JP2579785B2 (ja) * 1987-12-08 1997-02-12 川崎重工業株式会社 溶融還元用予備還元装置
US4842642A (en) 1988-01-19 1989-06-27 Hamilton Specialty Bar Division Of Slater Industries Inc. Additive for promoting slag formation in steel refining ladle
JP2691744B2 (ja) * 1988-09-10 1997-12-17 新日本製鐵株式会社 鉄溶融還元製錬操業方法
JP2683406B2 (ja) * 1989-03-07 1997-11-26 川崎製鉄株式会社 ステンレス鋼の溶製方法
JPH0483815A (ja) * 1990-07-27 1992-03-17 Nippon Steel Corp 石炭を使用した溶融還元製鉄法
JPH06271919A (ja) * 1993-03-22 1994-09-27 Nippon Steel Corp 溶融還元炉用の石炭、鉱石の前処理方法
JPH07316618A (ja) * 1994-05-17 1995-12-05 Nkk Corp 溶融還元溶銑の予備精錬方法
AU7624594A (en) * 1994-09-12 1996-03-29 Aikoh Co. Ltd. Temperature increasing agent and temperature increasing method
US5730775A (en) * 1994-12-16 1998-03-24 Midrex International B.V. Rotterdam, Zurich Branch Method for rapid reduction of iron oxide in a rotary hearth furnace
US5567224A (en) * 1995-06-06 1996-10-22 Armco Inc. Method of reducing metal oxide in a rotary hearth furnace heated by an oxidizing flame
JPH09143525A (ja) * 1995-11-17 1997-06-03 Kawasaki Steel Corp 鉄浴式溶融還元炉の操業方法
JP3580059B2 (ja) * 1995-12-13 2004-10-20 Ｊｆｅスチール株式会社 クロム鉱石の溶融還元方法
JPH09217105A (ja) * 1996-02-09 1997-08-19 Sumitomo Metal Ind Ltd 溶銑の製造方法
JPH09256009A (ja) * 1996-03-15 1997-09-30 Kawasaki Steel Corp 高炉装入物の分別装置
US6171364B1 (en) * 1996-03-22 2001-01-09 Steel Technology Corporation Method for stable operation of a smelter reactor
US5938815A (en) * 1997-03-13 1999-08-17 The Boc Company, Inc. Iron ore refining method

Cited By (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN103602877A (zh) * 2004-09-03 2014-02-26 纽索思创新有限公司 铁合金的生产
CN103911539A (zh) * 2004-09-03 2014-07-09 纽索思创新有限公司 铁合金的生产
CN110317610A (zh) * 2019-07-30 2019-10-11 江苏极易新材料有限公司 一种具有低挥发份圆球形抗氧化剂颗粒的制备方法及其制造系统
CN110396593A (zh) * 2019-09-05 2019-11-01 东北大学 一种高磷铁精矿高温水蒸气焙烧-酸浸脱磷的方法
CN110396593B (zh) * 2019-09-05 2020-10-23 东北大学 一种高磷铁精矿高温水蒸气焙烧-酸浸脱磷的方法
CN111304397A (zh) * 2020-03-31 2020-06-19 鞍钢股份有限公司 一种减少kr脱硫过程铁水温降方法
CN111961785A (zh) * 2020-08-27 2020-11-20 山东墨龙石油机械股份有限公司 一种铁浴熔融还原法生产超高纯生铁的方法
CN111961785B (zh) * 2020-08-27 2021-12-24 山东墨龙石油机械股份有限公司 一种铁浴熔融还原法生产超高纯生铁的方法
CN113981248A (zh) * 2021-10-09 2022-01-28 济南恒誉环保科技股份有限公司 一种利用固废热解产物处理钛铁矿矿石的装置
CN113981248B (zh) * 2021-10-09 2022-09-13 济南恒誉环保科技股份有限公司 一种利用固废热解产物处理钛铁矿矿石的装置

Also Published As

Publication number Publication date
AU755341B2 (en) 2002-12-12
US6837916B2 (en) 2005-01-04
KR20010033077A (ko) 2001-04-25
US20020112567A1 (en) 2002-08-22
AU1687799A (en) 1999-07-19
ID26484A (id) 2001-01-11
CA2315031A1 (en) 1999-07-08
BR9814479A (pt) 2000-10-10
WO1999034022A1 (fr) 1999-07-08
KR100370920B1 (ko) 2003-02-05

Similar Documents

Publication Publication Date Title
CN1082548C (zh) 用于生产金属熔体的设备及方法
CN1283222A (zh) 铁水精练方法及生产铁水的熔融还原方法
CN1308464C (zh) 精炼剂以及精炼方法
CN1198945C (zh) 生产金属铁的方法及设备
CN1055729C (zh) 还原铁和铁水的制造方法及还原铁的制造装置
CN1061945C (zh) 生产碳化三铁的方法
CN1019136B (zh) 制备炼钢用生铁的方法和设备
CN1181113A (zh) 按多段熔炼法生产铁水的设备和方法
CN1212022A (zh) 钢水的真空脱碳精炼方法及装置
CN1158145A (zh) 制备熔融生铁或半成品钢的方法和实施该方法的设备
CN1681949A (zh) 金属氧化物或炼铁废弃物的还原处理方法以及锌和/或铅的浓缩回收方法
CN1013279B (zh) 制造含铬生铁的方法
CN1047631C (zh) 由碳化铁制造钢的方法和装置
CN1055126C (zh) 含铁废料熔化方法
CN1596316A (zh) 低磷铁水的制造方法
CN1217753A (zh) 熔融还原装置以及操作该装置的方法
CN1042444C (zh) 铬矿的冶炼还原方法
Jain COREX & FINEX-New Developments in Utilization of Low Grade Raw Materials
CN1046562A (zh) 常用钢种的生产方法
CN1155532C (zh) 煤灰的处理方法
CN86106417A (zh) 高炉连续炼钢与制钢生产的连续化
CA2770947C (en) Method for reducing the carbon dioxide emissions of a blast furnace, and associated device
RU2207381C1 (ru) Способ выплавки чугуна в доменной печи
CN86106699A (zh) 钒渣的生产方法
JPH11310812A (ja) 廃プラスチックを用いた環境調和型の溶融還元製錬法

Legal Events

Date Code Title Description
C06 Publication
PB01 Publication
C10 Entry into substantive examination
SE01 Entry into force of request for substantive examination
ASS Succession or assignment of patent right

Owner name: JFE STEEL CORP.

Free format text: FORMER OWNER: ITALY-RICH ENGINEERING CO., LTD.

Effective date: 20040423

C41 Transfer of patent application or patent right or utility model
TA01 Transfer of patent application right

Effective date of registration: 20040423

Address after: Tokyo, Japan

Applicant after: NKK Corporation

Address before: Tokyo, Japan

Applicant before: JFE Engineering Corporation

C02 Deemed withdrawal of patent application after publication (patent law 2001)
WD01 Invention patent application deemed withdrawn after publication