WO2021230307A1 - 還元鉄の製造方法 - Google Patents

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Definitions

  • the method for producing reduced iron using a shaft furnace is a representative of the direct reduction process for producing reduced iron from iron oxide raw materials, mainly in areas (oil-producing countries) where natural gas can be obtained at low cost. It is widespread.
  • the iron oxide raw material for example, iron oxide pellets
  • the reducing gas 300 is blown from below the shaft furnace 100.
  • the reducing gas is heated to a predetermined temperature (for example, about 900 to 950 ° C.) and then blown into the shaft furnace 100.
  • Table 1 shows the preconditions (calculation conditions) provided for the case study. In light of the purpose of evaluating macroscopic heat and mass transfer, this calculation condition was set based on typical operating conditions so that the generality of the results would not be impaired.
  • the calculation target of the mathematical model was the space corresponding to the reduction reaction zone of the shaft furnace.
  • it is a method for producing reduced iron by reducing iron oxide charged in a shaft furnace, wherein the reduced iron contains 90% by volume or more of hydrogen gas.
  • a method for producing reduced iron which comprises a step of heating a mixed gas containing nitrogen gas and a step of blowing the heated mixed gas into a shaft furnace.
  • a step of separating and recovering at least unreacted hydrogen gas and nitrogen gas from the top gas of the shaft furnace and a step of reusing the separated and recovered hydrogen gas and nitrogen gas as a part of the mixed gas are included. You may go out.
  • the reducing gas intensity can be reduced even when a reducing gas containing a high concentration of hydrogen gas is used.
  • FIG. 2 shows the relationship between the blowing temperature (° C.) of the mixed gas 30 and the hydrogen gas intensity (Nm 3 / t—Fe) for each addition amount of the nitrogen gas 32.
  • Graph L1 shows the above relationship when nitrogen gas is not added
  • graph L2 shows the above relationship when nitrogen gas is added to the reducing gas 31 at 250 Nm 3 / t-Fe
  • graph L3 shows the relationship where nitrogen gas is added to the reduced gas 31 at 500 Nm 3.
  • the above relationship when / t-Fe is added is shown. Therefore, the graphs L2 and L3 correspond to the shaft furnace operation according to the first embodiment. Since the hydrogen gas concentration of the reducing gas 31 is 100% by volume here, the hydrogen gas basic unit can be read as the reduced gas basic unit.
  • the blowing temperatures of these graphs are 800 ° C., 840 ° C., 860 ° C., 880 ° C., 900 ° C., 920 ° C., 940 ° C., 960 ° C., 980 ° C., 1000 ° C., 1020 ° C., 1050 ° C., 1100 ° C. from the top. ing.
  • the furnace top gas 40 is introduced into the separation / recovery device 60, and the top gas 40 is cooled in the separation / recovery device 60.
  • the furnace top gas 40 is dust-removed.
  • water vapor is removed from the furnace top gas 40 as water 65, and unreacted hydrogen gas 31a and nitrogen gas 32 are separated and recovered as circulating gas 70.
  • the reducing gas 31 contains a reducing gas (CO or the like) other than hydrogen gas
  • the circulating gas 70 may contain an oxide of the reducing gas (CO 2 or the like) in addition to the unreacted reducing gas.
  • the circulating gas 70 contains these gases, there is no operational problem.
  • the process flow of the method for producing reduced iron (shaft furnace operation) according to the second embodiment will be described with reference to FIG. 7.
  • the second embodiment also contains the reducing gas 31 containing 90% by volume or more of hydrogen gas and the nitrogen gas 32, and blows the mixed gas 30 at a predetermined temperature into the shaft furnace 100. That is.
  • the method for producing reduced iron according to the second embodiment is different from the first embodiment in that the reducing gas 31 and the nitrogen gas 32 are individually heated and then mixed.
  • a step of individually heating the reducing gas 31 and the nitrogen gas 32 and a mixing of the heated reduced gas 31 and the nitrogen gas 32 are performed.
  • the steps other than these may be the same as those of the existing shaft furnace operation.
  • the heated reduction gas 31 and the nitrogen gas 32 are mixed in the mixing section 55 (for example, the confluence portion between the piping of the reduction gas 31 and the piping of the nitrogen gas 32). That is, the heated nitrogen gas 32 is added to the heated reducing gas 31. As a result, the mixed gas 30 having a predetermined temperature is produced. Then, the mixed gas 30 is blown into the shaft furnace 10. Subsequent steps are the same as in the first embodiment. Therefore, the heating temperature of the reducing gas 31 and the nitrogen gas 32 is adjusted so that the temperature of the mixed gas 30 after mixing becomes a predetermined temperature.
  • the predetermined temperature is preferably 900 ° C. or lower as described above.
  • the lower limit of the predetermined temperature is not particularly limited as long as the shaft furnace can be operated according to the second embodiment, but may be, for example, about 750 ° C.
  • the amount of nitrogen gas 32 added is set to 330 Nm 3 / t-Fe to generate a hydrogen gas source.
  • the blowing temperature of the mixed gas 30 can be reduced to 900 ° C. without increasing the unit (point P2).
  • the reducing gas 31 and the nitrogen gas 32 are individually heated, and the heating temperature of the nitrogen gas 32 is raised to about 1350 ° C. to raise the heating temperature of the reducing gas 31 to about 800 ° C. It can be reduced (point P3).

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Abstract

この還元鉄の製造方法は、シャフト炉に装入された酸化鉄を還元することで還元鉄を製造する還元鉄の製造方法であって、水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガスと窒素ガスとを含み、かつ所定温度の混合ガスをシャフト炉に吹き込む。

Description

還元鉄の製造方法
　本発明は、還元鉄の製造方法に関する。
　本願は、２０２０年５月１４日に、日本に出願された特願２０２０－８５０７８号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　シャフト炉を用いた還元鉄の製造方法（シャフト炉操業）は、酸化鉄原料から還元鉄を製造する直接還元プロセスの代表格であり、主に天然ガスを安価に入手できる地域（産油国）で広まっている。ここで、図１４に基づいて、既存のシャフト炉操業の概要を説明する。図１４の例では、シャフト炉１００の上方から酸化鉄原料（例えば酸化鉄ペレット）２００を装入し、シャフト炉１００の下方から還元ガス３００を吹き込む。ここで、還元ガスは所定温度（例えば９００～９５０℃程度）まで加熱された後、シャフト炉１００に吹き込まれる。そして、シャフト炉１００に吹き込まれた還元ガス３００がシャフト炉内の酸化鉄原料２００を還元する。このような直接還元プロセスにより、還元鉄２１０が製造される。還元鉄２１０はシャフト炉１００の下方から排出され、冷却される。シャフト炉１００の炉頂からは、水素ガス、ＣＯガス、水蒸気、及びＣＯ２ガスを含む炉頂ガス４００が排出される。
　シャフト炉１００で使用する還元ガス３００は、炭素分を含む原料ガス（例えば天然ガス、コークス炉ガス等）３１０を水蒸気や酸素などを用いて改質することで得られ、主成分は水素ガス（Ｈ２）３００ａとＣＯガス（ＣＯ）３００ｂである。
「ＤＩＲＥＣＴ　ＦＲＯＭ　ＭＩＤＲＥＸ　３ＲＤ　ＱＵＡＲＴＥＲ　２０１７」（ｈｔｔｐｓ：／／ｗｗｗ．ｍｉｄｒｅｘ．ｃｏｍ／ｄｆｍ－ｎｅｗｓｌｅｔｔｅｒ／３ｑ－２０１７－ｄｉｒｅｃｔ－ｆｒｏｍ－ｍｉｄｒｅｘ／）
　既存のシャフト炉操業では、還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比が概ね１．５～４．０の範囲となっている。したがって、シャフト炉操業は、既存のものであっても、ＣＯ２排出量削減の観点からは高炉－転炉法より優れた鉄鋼製造プロセスとされている。しかし、今後迫られるであろうＣＯ２ゼロ・エミッションの鉄鋼製造を目指すには、還元ガスに含まれる水素ガスの体積割合をさらに高めることが求められる。
　これまで、シャフト炉操業に関する様々な技術が提案されてきたが、ほとんどの技術において、還元ガスの原料となる原料ガスとして炭素分を含む天然ガスやコークス炉ガス等を使用している。しかし、最近になって、ＣＯ２ゼロ・エミッションを謳って、還元ガスの主要な原料ガスである天然ガスを水素ガスに置き換えたプロセス（つまり、水素ガスを１００体積％に近い高濃度で含む還元ガスを用いた操業）を提案する還元鉄メーカーが現れてきた（非特許文献１参照）。
　水素ガスを高濃度で含む還元ガスを用いる操業は、熱・物質収支に基づいた化学量論的議論では可能であっても、必ずしも実用上問題がないとは限られない。そこで、本発明者は、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを用いる操業が既存のシャフト炉操業の延長上で実用上問題なく達成できるかを検討した。この結果、解決すべき技術的課題が存在することが明らかになった。詳細は後述するが、既存のシャフト炉操業において単に水素ガスを高濃度で含む還元ガスを使用しただけでは、大量の水素ガスが還元に使用されずに炉頂より排出され、還元ガス原単位（還元鉄１トンの製造に必要な水素ガスの炉内吹込み量）が過剰に上昇するという問題が発生することが明らかになった。このような問題は非特許文献１では何ら考慮されていない。
　本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを使用する場合であっても、還元ガス原単位を減少させることが可能な、新規かつ改良された還元鉄の製造方法を提供することにある。
　本発明者は、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを用いる操業が既存のシャフト炉操業の延長上で実用上問題なく達成できるかを検討した。検討方法は、シャフト炉の数学的モデルを用いたシミュレーションとした。該モデルは非特許文献（例えば、原ほか：鉄と鋼，６２巻（１９７６），３号，ｐ．３１５；山岡ほか：鉄と鋼、７４巻（１９８８），１２号，ｐ．２２５４）に記載された化学工学的手法に基づいて構築されたものであり、還元ガスによる酸化鉄の還元反応をはじめとする化学反応や伝熱現象等、シャフト炉内の熱・物質移動を理論的に解析・推定できるものである。本数学的モデルを用いて、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを用いたシャフト炉操業をシミュレーションし、マクロな熱・物質移動を評価した。
　表１はケーススタディーのために設けた前提条件（計算条件）を示す。マクロな熱・物質移動を評価する目的に照らして、結果の一般性が損なわれないよう、本計算条件は代表的な操業条件を踏まえて設定した。また、数学的モデルの計算対象はシャフト炉の還元反応帯に相当する空間とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　図１０は、９００℃の還元ガスを用いて還元鉄１トン（還元率１００％）を製造するのに最低限必要な熱量（以下「熱量原単位」とも称する）（ＭＪ／ｔ－Ｆｅ）を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に示すグラフである。なお、本明細書において、「／ｔ－Ｆｅ」は、「還元鉄１トン（還元率１００％）あたりの値」を示す。図１０において、「成品ＤＲＩ持出し顕熱」は、成品である還元鉄によって炉外に持ち出される顕熱であり、「炉頂ガス持出し顕熱」は、炉頂ガスによって炉外に持ち出される顕熱であり、「還元反応熱」は、酸化鉄の還元反応に要する熱である。図１０から明らかな通り、還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比が高くなるに伴って熱量原単位は増加する。ここで、同比８０／２０～６６／３３は既存のシャフト炉操業の代表的な還元ガス組成に対応している。また、図１１は、９００℃の還元ガスを用いて還元鉄１トン（還元率１００％）を製造するのに最低限必要な還元ガス量（すなわち還元ガス原単位）（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に示すグラフである。図１１から明らかな通り、還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比が高くなるに伴って還元ガス原単位は増加する。
　図１０及び図１１のような結果になる理由は、以下の（１）式と（２）式で示す通り、ＣＯガスによる還元反応は発熱反応であるのに対して、水素ガスによる還元反応は吸熱反応となる点にある。
Ｆｅ２Ｏ３＋３Ｈ２→２Ｆｅ＋３Ｈ２Ｏ　－８５４ＭＪ／ｔ－Ｆｅ　・・・・・（１）
Ｆｅ２Ｏ３＋３ＣＯ→２Ｆｅ＋３ＣＯ２　＋２４６ＭＪ／ｔ－Ｆｅ　・・・・（２）
　すなわち、還元ガス中に占める水素ガスの体積割合が増加するほど、水素ガスによる還元反応熱を賄うための熱量投入量（還元反応熱）が増加する。そして、還元ガスの送風温度を変えない場合は、図１１に示すように、還元ガス原単位を増やさざるを得なくなる。
　ここで注目すべきは、還元ガス原単位の増加に伴って生ずる還元ガスの利用率の悪化である。炉頂ガス組成から計算される還元ガスの利用率を図１２に示す。ここで、図１２は、還元ガスの利用率（％）を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に示すグラフである。還元ガスの利用率は、炉頂ガスに含まれる水蒸気及びＣＯ２ガスの総体積を、炉頂ガスに含まれる水素ガス、水蒸気、ＣＯガス、及びＣＯ２ガスの総体積で除算することで得られる。還元鉄１トン（還元率１００％）を製造するのに必要な還元反応量（換言すれば、脱酸素量）は同じであるから、還元ガス原単位を増せば還元反応に与らない還元ガスが増えてしまうのは当然であり、熱供給のために還元ガス、すなわち水素ガスを無駄遣いしていることになる。すなわち、還元ガス中に占める水素ガスの体積割合が増加するほど、水素ガスによる還元反応熱を賄うために、熱供給源としての水素ガスを大量にシャフト炉内に供給する必要がある。さらには、大量の水素ガスをシャフト炉内に吹き込む結果、多くの水素ガスがシャフト炉内で反応せず、炉頂ガスとして排出される。したがって、還元ガスの利用率が下がる。このように、既存のシャフト炉操業において単に水素ガスを高濃度で含む還元ガスを使用しただけでは、大量の水素ガスが還元に使用されずに消費され、水素ガス原単位が過剰に上昇するという技術的課題が発生する。
　一方、還元ガスの送風温度を高めて水素ガスによる還元反応熱を賄うことも理論上は可能である。図１３は、還元ガス原単位（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）と還元ガスの送風温度（℃）との関係を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に示すグラフである。図１３に示される通り、水素ガスを９０体積％以上の高濃度で含む還元ガスを使用する場合、既存のシャフト炉操業と同程度の還元ガス原単位で操業を行うためには、大雑把ではあるが送風温度を既存のシャフト炉操業よりも少なくとも１００℃以上（Ｈ２／ＣＯ体積比が１００／０の時は２００℃以上）と大幅に高める必要がある。しかし、水素ガスを高濃度で含む還元ガスの送風温度を大幅に高める場合、炉内の還元鉄粒子が相互に固着する所謂スティッキング現象の発生が懸念される。さらに、高温の水素ガスを扱うことになるため、操業の安全性の確保及び水素脆化への対応のために設備コストが上昇するといった問題も生じうる。
　要するに、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを用いたシャフト炉操業を行う場合の根源的問題は、水素ガスによる還元反応熱を如何にして賄うか、という点に帰する。本発明者は、このような根源的問題を解決する方法として、シャフト炉内での還元反応に影響を与えない窒素ガスを還元ガスとともにシャフト炉内に吹き込むことに想到した。そして、本発明者は、水素ガスによる還元反応に必要な熱の少なくとも一部を窒素ガスに賄わせることにした。この結果、還元ガス原単位を削減することができ、かつ、還元ガスの送風温度も低減することができた。本発明は、このような知見によってなされたものである。
　すなわち、本発明のある観点によれば、シャフト炉に装入された酸化鉄を還元することで還元鉄を製造する還元鉄の製造方法であって、水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガスと窒素ガスとを含み、かつ加熱された混合ガスをシャフト炉に吹き込むことを特徴とする還元鉄の製造方法が提供される。
　本発明の他の観点によれば、シャフト炉に装入された酸化鉄を還元することで還元鉄を製造する還元鉄の製造方法であって、水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガスと窒素ガスとを含む混合ガスを加熱する工程と、加熱された混合ガスをシャフト炉に吹き込む工程と、を含むことを特徴とする、還元鉄の製造方法が提供される。
　ここで、シャフト炉の炉頂ガスから少なくとも未反応の水素ガス及び窒素ガスを分離回収する工程と、分離回収された水素ガス及び窒素ガスを混合ガスの一部として再使用する工程と、を含んでいてもよい。
　また、分離回収された水素ガス及び窒素ガスの一部を、混合ガスを加熱する際の燃料用ガスとして使用してもよい。
　本発明の他の観点によれば、シャフト炉に装入された酸化鉄を還元することで還元鉄を製造する還元鉄の製造方法であって、水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガスと窒素ガスとを個別に加熱する工程と、加熱された還元ガスと窒素ガスとを混合することで、混合ガスを作製する工程と、混合ガスをシャフト炉に吹き込む工程と、を含むことを特徴とする、還元鉄の製造方法が提供される。
　ここで、窒素ガスの加熱温度を還元ガスの加熱温度よりも高くしてもよい。
　また、シャフト炉の炉頂ガスから少なくとも未反応の水素ガス及び窒素ガスを個別に分離回収する工程と、分離回収された水素ガス及び窒素ガスを加熱対象の還元ガス及び窒素ガスとして再使用する工程と、を含んでいてもよい。
　また、混合ガスは、窒素ガスを水素ガスの９０体積％以下の割合で含有していてもよい。
　また、シャフト炉に吹き込まれる際の混合ガスの温度は９００℃以下であってもよい。
　本発明の上記観点によれば、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを使用する場合であっても、還元ガス原単位を減少させることができる。
第１の実施形態に係る還元鉄の製造方法のプロセスフローを示す説明図である。 混合ガスの送風温度と水素ガス原単位との関係を窒素ガスの添加量毎に示すグラフである。 窒素ガスの添加量と水素ガス原単位との関係を混合ガスの送風温度毎に示すグラフである。 窒素ガスの添加量と水素ガス原単位との関係を混合ガスの送風温度毎に示すグラフである。 第１の実施形態の第１の変形例に係る還元鉄の製造方法のプロセスフローを示す説明図である。 第１の実施形態の第２の変形例に係る還元鉄の製造方法のプロセスフローを示す説明図である。 第２の実施形態に係る還元鉄の製造方法のプロセスフローを示す説明図である。 水素ガスの加熱温度（℃）と窒素ガスの加熱温度（℃）との関係を示すグラフである。 第２の実施形態の変形例に係る還元鉄の製造方法のプロセスフローを示す説明図である。 ９００℃の還元ガスを用いて還元鉄１トンを製造する際の熱量原単位（ＭＪ／ｔ－Ｆｅ）を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に試算した結果を示すグラフである。 ９００℃の還元ガスを用いて還元鉄１トンを製造する際の還元ガス原単位（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に試算した結果を示すグラフである。 還元ガスの利用率（％）を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に示すグラフである。 還元ガス原単位（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）と還元ガスの送風温度（℃）との関係を還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比毎に示すグラフである。 既存のシャフト炉操業のプロセスフローを示す説明図である。
　以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、「～」を用いて表される数値限定範囲は、「～」の前後に記載される数値を下限値及び上限値として含む範囲を意味する。「超」または「未満」と示す数値は、その値が数値範囲に含まれない。
　＜１．第１の実施形態＞
　まず、図１に基づいて第１の実施形態に係る還元鉄の製造方法（シャフト炉操業）のプロセスフローを説明する。第１の実施形態は、概略的には、水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガス３１と窒素ガス３２とを含み、かつ加熱された混合ガス３０をシャフト炉１０に吹き込む、というものである。
　より詳細に説明すると、第１の実施形態に係る還元鉄の製造方法は、還元ガス３１と窒素ガス３２とを含む混合ガス３０を加熱する工程と、加熱された混合ガス３０をシャフト炉１０に吹き込む工程と、を含む。これら以外の工程は既存のシャフト炉操業と同様であればよい。
　例えば、図１に示すように、還元ガス３１と窒素ガス３２とを加熱炉５０に導入し、加熱炉５０内で還元ガス３１及び窒素ガス３２をまとめて加熱する。これにより、還元ガス３１及び窒素ガス３２が加熱炉５０内で混合されて混合ガス３０となり、混合ガス３０が所定温度まで加熱される。
　ここで、上述したように、還元ガス３１は水素ガスを９０体積％以上（還元ガス３１の総体積に対する質量％）含む。つまり、還元ガス３１の水素ガス濃度は９０体積％以上となる。ＣＯ２ゼロ・エミッションの観点からは、還元ガス３１の水素ガス濃度は９０体積％以上の範囲内でなるべく高いことが好ましく、１００体積％であることが好ましい。加えて、還元ガスを加熱する方法も電気的ヒーターによるのが好ましく、燃焼加熱による場合においては燃料ガスを水素主体にするのが好ましい。
　還元ガス３１の水素ガス濃度が９０体積％以上１００体積％未満となる場合、還元ガス３１には水素ガス以外の還元ガスが含まれてもよい。このような還元ガスとしては、例えばＣＯガスの他、炭化水素ガス等も含まれる。炭化水素ガスは、シャフト炉内でＣＯガスを生成する。
　窒素ガス３２はシャフト炉内における還元反応に直接関与しない不活性ガスであり、単に顕熱をシャフト炉１０内に運ぶキャリアとして機能する。したがって、第１の実施形態によれば、水素ガスだけに加熱負荷をかける必要がないため、適正な送風温度（所定温度）でシャフト炉操業を行うことが可能になる。
　還元ガス３１に対する窒素ガス３２の添加量についての詳細は後述するが、窒素ガス３２を還元ガス３１にわずかに添加するだけでも本実施形態の効果（水素ガス原単位の低減及び水素ガスの送風温度の低減）が得られる。一方、窒素ガス３２を過剰に添加すると、混合ガス３０中の水素濃度が低下することによる酸化鉄の還元反応速度の減速が、窒素ガス３２からの熱供給による還元反応熱の補填効果を上回る。この場合、本実施形態の効果が飽和する。このような観点から、窒素ガス３２の添加量は、還元ガス３１の９０体積％以下であることが好ましい。
　混合ガス３０は、上述した還元ガス３１及び窒素ガス３２のみで構成されることが好ましいが、本実施形態の効果に影響を与えない範囲で還元ガス３１及び窒素ガス３２以外のガスが含まれていてもよい。
　加熱炉５０内では、混合ガス３０が所定温度（シャフト炉に吹き込まれる際の混合ガスの温度、すなわち送風温度）まで加熱される。所定温度はシャフト炉操業の状況等に応じて適宜調整されればよいが、後述するように、窒素ガス３２を添加しない場合よりも所定温度を低減することができる。窒素ガス３２が顕熱のキャリアとして機能するからである。所定温度は好ましくは９００℃以下である。所定温度の下限値は第１の実施形態によるシャフト炉操業が可能な範囲であれば特に制限されないが、例えば７５０℃程度であってもよい。
　混合ガス３０は、所定温度まで加熱された後、シャフト炉１０に吹き込まれる。一方、シャフト炉１０の上方から酸化鉄原料２０が装入される。酸化鉄原料２０の種類は特に問われず、既存のシャフト炉操業と同様であればよい。酸化鉄原料２０としては、例えば酸化鉄ペレットが挙げられる。シャフト炉１０に吹き込まれた混合ガス３０は、シャフト炉１０内で上昇する。混合ガス３０中の還元ガス３１は、シャフト炉１０内の酸化鉄原料２０を還元し、還元鉄２１を作製する。水素ガスによる還元反応は吸熱反応であるが、還元反応熱は還元ガス３１が有する顕熱の他、窒素ガス３２が有する顕熱によって賄われる。還元鉄２１はシャフト炉１０の下方から排出され、冷却される。一方、シャフト炉１０の炉頂からは炉頂ガス４０が排出される。炉頂ガス４０には、未反応の水素ガスの他、水蒸気、窒素ガス３２が含まれる。
　次に、第１の実施形態による効果について説明する。本発明者は、上述した数学的モデルを用いて第１の実施形態に係るシャフト炉操業をシミュレーションした。また、比較のために窒素ガス３２を添加しないシャフト炉操業もシミュレーションした。なお、本シミュレーションは第１の実施形態の実施例及び比較例に相当するものである。結果を図２及び図３に示す。なお、計算条件は表１と同様とした。また、還元ガス３１の水素ガス濃度は１００体積％とした。
　図２は混合ガス３０の送風温度（℃）と水素ガス原単位（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）との関係を窒素ガス３２の添加量毎に示す。グラフＬ１は窒素ガスを添加しなかった時の上記関係、グラフＬ２は窒素ガスを還元ガス３１に２５０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ添加した時の上記関係、グラフＬ３は窒素ガスを還元ガス３１に５００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ添加した時の上記関係を示す。したがって、グラフＬ２、Ｌ３が第１の実施形態に係るシャフト炉操業に対応する。なお、ここでは還元ガス３１の水素ガス濃度が１００体積％なので、水素ガス原単位は還元ガス原単位と読み替えられる。図２のグラフＬ２、Ｌ３によれば、送風温度が９００℃となる際の還元ガス原単位は、概ね１５００～１７００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ程度となっている。一方、図１１を見ると、既存のシャフト炉操業（還元ガスのＨ２／ＣＯ体積比＝８０／２０～６６／３３）では、送風温度が９００℃となる際の還元ガス原単位は、概ね１２００～１４００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ程度となっている。したがって、還元ガス３１に窒素ガス３２を添加することで、還元ガス３１の水素ガス濃度が高濃度（ここでは１００体積％）であっても、既存のシャフト炉操業と同程度の送風温度レベル（例えば９００℃）、かつ還元ガス原単位レベル（例えば１５００～１７００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ程度）での還元鉄製造が可能となる。
　したがって、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを使用する場合であっても、還元ガス原単位を減少させることができ、かつ、混合ガス３０の送風温度（すなわち、還元ガス３１の送風温度）を低減することができる。さらに、窒素ガス３２の添加量が多いほど、還元ガス原単位が減少し、還元ガス３１の送風温度も低減することもわかる。還元ガス３１の送風温度が低減することで、例えばスティッキング等が抑制される。
　図３は、図２の関係を窒素ガス３２の添加量（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）と水素ガス原単位（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）との関係に整理しなおした図である。つまり、図３は、窒素ガス３２の添加量（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）と水素ガス原単位（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）との関係を混合ガス３０の送風温度（℃）毎に示す。グラフＬ４は送風温度が８００℃となる時の上記関係、グラフＬ５は送風温度が９００℃となる時の上記関係、グラフＬ６は送風温度が１０００℃となる時の上記関係を示す。グラフＬ４～Ｌ６によれば、いずれの送風温度においても、窒素ガス３２をわずかに添加するだけで水素ガス原単位が減少していることがわかる。
　さらに、グラフＬ５、Ｌ６に着目すると、３３０Ｎｍ３／ｔの窒素ガスを還元ガス３１に添加すれば、水素ガス原単位を維持しつつ混合ガス３０の送風温度を１０００℃→９００℃に下げることができる。したがって、窒素ガス３２を還元ガス３１に添加することで、送風温度を低減し、ひいてはスティッキングの抑制を図ることもできる。
　さらに、グラフＬ５（送風温度９００℃）に着目すると、窒素ガス３２を還元ガス３１に３３０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ付加することで水素ガス原単位を３００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ程度削減することができる。これは、３３０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅの窒素ガス３２と３００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅの水素ガスとは熱及び反応操作の観点で概ね等価であることを意味する。さらに見方を変えれば、送風温度一定の条件下で窒素ガス３２の添加量を調整することで、還元鉄の生産量も制御することができる。例えば、送風温度及び水素ガスの単位時間当たりの吹込み量を変えずに窒素ガス３２の添加量（Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅ）を増やせば還元鉄の単位時間当たりの生産量は増加する。
　このように、一見不可解に見える等価関係が成立し、あるいは一見不可思議な操業操作が可能なのは、水素ガスを高濃度で含む還元ガスを用いたシャフト炉操業を行う場合、シャフト炉１０内で熱が律速する還元反応が生じる（すなわち、シャフト炉１０に持ち込まれる熱量によって炉内温度が適正に保たれて還元反応が円滑に進行する）からである。
　以上説明したように、第１の実施形態によれば、還元ガス３１と窒素ガス３２との混合ガス３０をシャフト炉１０に吹き込むので、窒素ガス３２を顕熱のキャリアとして使用することができる。これにより、例えば図２及び図３に示すように、水素ガスを高濃度で含む還元ガス３１を用いてシャフト炉操業を行う場合であっても、還元ガス原単位を減少させることができ、混合ガス３０の送風温度を低減することができる。
　ここで、図４に基づいて、窒素ガス３２の過剰投入による効果の飽和について説明する。図４の縦軸、横軸の定義は図３と同様である。ただし、図４の横軸は図３よりも多くの窒素ガス添加量を示す。すなわち、図４の横軸は図３の横軸を延長したものである。図４に描かれるグラフは図３のグラフＬ４～Ｌ６と同様のものである。これらのグラフの送風温度は、上から８００℃、８４０℃、８６０℃、８８０℃、９００℃、９２０℃、９４０℃、９６０℃、９８０℃、１０００℃、１０２０℃、１０５０℃、１１００℃となっている。
　図４及び［００３６］に記載されているように、窒素ガス３２を過剰に還元ガス３１に添加すると、本実施形態の効果は飽和する。送風温度の条件によって飽和に達する条件は変化するが、概ね窒素ガス３２の体積流量（添加量）を還元ガス３１の体積流量の９０体積％以下にするという条件（すなわち、混合ガス３０が窒素ガス３２を還元ガス３１の９０体積％以下の割合で含有するという条件）を満たせば、本実施形態の効果を享受することができると言える。
　＜１－１．第１の変形例＞
　つぎに、図５に基づいて第１の実施形態の第１の変形例を説明する。実際のシャフト炉操業では、還元ガス３１及び窒素ガス３２を有効利用することも重要である。そこで、第１の変形例では、炉頂ガス４０から未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２を分離回収し、混合ガス３０の一部として再利用する。
　具体的には、炉頂ガス４０を分離回収装置６０に導入し、分離回収装置６０において炉頂ガス４０を冷却する。好ましくはさら炉頂ガス４０を除塵する。これにより、炉頂ガス４０から水蒸気を水６５として除去し、未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２を循環ガス７０として分離回収する。なお、還元ガス３１が水素ガス以外の還元ガス（ＣＯ等）を含む場合、循環ガス７０には未反応の当該還元ガスの他、当該還元ガスの酸化物（ＣＯ２等）が含まれる場合もあるが、循環ガス７０にこれらのガスが含まれていても操業上問題はない。分離回収装置６０としては、例えば高炉の炉頂ガスから未反応の還元ガスを分離回収する装置等を利用することができる。そして、循環ガス７０を混合ガス３０の一部として再利用する。すなわち、循環ガス７０を再度加熱炉５０に導入し、加熱する。
　なお、上述したように、窒素ガス３２は、顕熱をシャフト炉１０内に運ぶキャリアとして機能するため、シャフト炉１０内で消費されない。したがって、窒素ガス３２は、加熱炉５０、シャフト炉１０、及び分離回収装置６０を連結する循環系内を循環することになる。したがって、所望量の還元鉄の生産に必要な分の窒素ガス３２を一旦この循環系に導入すれば、その後は理想的には外部から窒素ガス３２を導入しなくてもよいことになる。もちろん、外部からさらに窒素ガス３２を供給してもよい。
　一方で、還元ガス３１はシャフト炉１０内で消費されるので、循環された水素ガス３１ａだけでは還元ガス３１が不足する。そこで、還元ガス３１については不足分だけ外部から供給すればよい。これにより、理想的には、化学量論的に最小量の還元ガス３１で還元鉄２１を製造することができる。もちろん、化学量論的な量を超えて外部から還元ガス３１を供給してもよい。
　以上説明したように、第１の変形例によれば、還元ガス３１及び窒素ガス３２を有効利用することができる。
　＜１－２．第２の変形例＞
　つぎに、図６に基づいて第１の実施形態の第２の変形例を説明する。第２の変形例も第１の変形例と同様に炉頂ガス４０から未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２を分離回収し、混合ガス３０の一部として再利用する。第２の変形例では、第１の変形例と同様の処理を行うほか、循環系内を循環する窒素ガス３２の量を調整することができる。
　より具体的に説明すると、第２の変形例では、分離回収装置６０で分離回収された循環ガス７０を分岐管８０に導入する。分岐管８０では、循環ガス７０の一部を加熱炉５０の燃料用ガス８５として加熱炉５０に供給する。加熱炉５０は、燃料用ガス８５を燃焼させることで熱を発生させ、この熱によって加熱炉５０内のガスを加熱する。燃焼後の排ガス８５ａ（水蒸気、窒素ガス３２を含む）は外部に放散される。残りの循環ガス７０は、第１の変形例と同様に、混合ガス３０の一部として再利用する。すなわち、循環ガス７０を再度加熱炉５０に導入する。他の処理は第１の変形例と同様である。なお、外部から窒素ガス３２を導入しない場合、循環系（循環ガス７０が循環する循環系）を循環する窒素ガス３２は徐々に減少していくことになる。逆に、外部から窒素ガス３２を導入することで、循環系を循環する窒素ガス３２の量を維持または増加させることができる。
　以上説明したように、第２の変形例によれば、還元ガス３１及び窒素ガス３２を有効利用することができる他、循環系を循環する窒素ガス３２の量を調整することができる。
　＜２．第２の実施形態＞
　つぎに、図７に基づいて第２の実施形態に係る還元鉄の製造方法（シャフト炉操業）のプロセスフローを説明する。第２の実施形態も、第１の実施形態と同様に、水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガス３１と窒素ガス３２とを含み、かつ所定温度の混合ガス３０をシャフト炉１００に吹き込む、というものである。ただし、第２の実施形態に係る還元鉄の製造方法は、還元ガス３１と窒素ガス３２とを個別に加熱した後に混合するという点で第１の実施形態と異なる。
　より具体的に説明すると、第２の実施形態に係る還元鉄の製造方法は、還元ガス３１と窒素ガス３２とを個別に加熱する工程と、加熱された還元ガス３１と窒素ガス３２とを混合することで、所定温度の混合ガス３０を作製する工程と、所定温度の混合ガス３０をシャフト炉１０に吹き込む工程と、を含む。これら以外の工程は既存のシャフト炉操業と同様であればよい。
　例えば、図７に示すように、還元ガス３１を還元ガス用加熱炉５１に導入して加熱し、窒素ガス３２を窒素ガス用加熱炉５２に導入して加熱する。これにより、還元ガス３１と窒素ガス３２とを個別に加熱する。なお、還元ガス３１及び窒素ガス３２の特性は第１の実施形態と同様である。例えば、還元ガス３１は水素ガスを９０体積％以上（還元ガス３１の総体積に対する質量％）含む。つまり、還元ガス３１の水素ガス濃度は９０体積％以上となる。還元ガス３１の水素ガス濃度は９０体積％以上の範囲内でなるべく高いことが好ましく、１００体積％であることが好ましい。還元ガス３１の水素ガス濃度が９０体積％以上１００体積％未満となる場合、還元ガス３１には水素ガス以外の還元ガスが含まれてもよい。このような還元ガスとしては、例えばＣＯガスの他、炭化水素ガス等も含まれる。混合ガス３０は、上述した還元ガス３１及び窒素ガス３２のみで構成されることが好ましいが、本実施形態の効果に影響を与えない範囲で還元ガス３１及び窒素ガス３２以外のガスが含まれていてもよい。
　ついで、加熱された還元ガス３１と窒素ガス３２とを混合部５５（例えば還元ガス３１の配管と窒素ガス３２の配管との合流部分）で混合する。すなわち、加熱された還元ガス３１に加熱された窒素ガス３２を添加する。これにより、所定温度の混合ガス３０を作製する。ついで、混合ガス３０をシャフト炉１０に吹き込む。その後の工程は第１の実施形態と同様である。したがって、還元ガス３１及び窒素ガス３２の加熱温度は、混合後の混合ガス３０の温度が所定温度となるように調整される。ここで、所定温度は上述した通り、好ましくは９００℃以下である。所定温度の下限値は第２の実施形態によるシャフト炉操業が可能な範囲であれば特に制限されないが、例えば７５０℃程度であってもよい。
　還元ガス３１の加熱温度及び窒素ガス３２の加熱温度は、混合ガス３０の温度が所定温度となる範囲であれば特に制限されないが、窒素ガス３２の加熱温度を還元ガス３１の加熱温度よりも高くすることが好ましい。これにより、還元ガス３１の加熱温度を低減することができるので、還元ガス３１への加熱負荷をより低減することができる。ここで、第１の実施形態で説明した通り、窒素ガス３２の添加量が多いほど、混合ガス３０の送風温度（すなわち所定温度）を低減することができる。したがって、窒素ガス３２の添加量が多いほど、還元ガス３１への加熱負荷をより低減することができる。さらに、詳細は後述するが、窒素ガス３２の添加量が多いほど、窒素ガス３２の加熱温度の上昇量に対する還元ガス３１の加熱温度の低減量が増加する。すなわち、窒素ガス３２の添加量が多いほど、窒素ガス３２の加熱温度をわずかに上昇させるだけで還元ガス３１の加熱温度を大きく低減させることができる。したがって、窒素ガス３２の添加量が多いほど、分離加熱の効果が大きくなる。もちろん、第１の実施形態で説明したように、窒素ガス３２の添加量は、還元ガス３１の総体積に対して９０体積％以下であることが好ましい。
　次に、第２の実施形態による効果について詳細に説明する。本発明者は、上述した数学的モデルを用いて第２の実施形態に係るシャフト炉操業をシミュレーションした。また、比較のために第１の実施形態と同様のシャフト炉操業、及び窒素ガス３２を添加しないシャフト炉操業もシミュレーションした。なお、本シミュレーションは第２の実施形態の実施例及び比較例に相当するものである。結果を図８に示す。なお、計算条件は表１と同様とした。また、還元ガス３１の水素ガス濃度は１００体積％とした。
　図８は、水素ガスの加熱温度（すなわち還元ガス３１の加熱温度）（℃）と窒素ガスの加熱温度（℃）との関係を示すグラフである。なお、図８では、水素ガス原単位（還元ガス原単位）は１６２０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅで一定とされている。グラフＬ１０は還元ガス３１と窒素ガス３２とを混合して加熱した（つまり第１の実施形態と同様の加熱処理を行った）場合の上記関係を示す。なお、水素ガス原単位が一定であることから、グラフＬ１０上の各点では、窒素ガス３２の添加量が異なっている（図２及び図３参照）。グラフＬ１０上の点Ｐ１では窒素ガスの添加量がゼロとなっている。グラフＬ１１、Ｌ１２はいずれも還元ガス３１と窒素ガス３２とを個別に加熱した場合の水素ガスの加熱温度（すなわち還元ガス３１の加熱温度）（℃）と窒素ガスの加熱温度（℃）との関係を示す。ただし、グラフＬ１１では窒素ガス３２の添加量が３３０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとなっており、グラフＬ１２では窒素ガス３２の添加量が５００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとなっている。
　水素ガス原単位が１６２０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとなり、かつ窒素ガス３２の添加量が３３０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとなる場合、図３で示したように、混合ガス３０の送風温度は９００℃程度となる。したがって、還元ガス３１と窒素ガス３２とを混合して加熱する場合、還元ガス３１及び窒素ガス３２の加熱温度は混合ガス３０の送風温度と同じ９００℃となる（点Ｐ２）。
　水素ガス原単位が１６２０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとなり、かつ窒素ガス３２の添加量が５００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとなる場合、図３で示したように、混合ガス３０の送風温度は９００℃以下（数学的モデルによる計算値は８７２℃）となる。したがって、還元ガス３１と窒素ガス３２とを混合して加熱する場合、還元ガス３１及び窒素ガス３２の加熱温度は混合ガス３０の送風温度と同じ８７２℃となる（点Ｐ４）。
　したがって、送風温度１０００℃の１００体積％水素ガスをシャフト炉１０に吹き込む場合（点Ｐ１）を起点に考えると、窒素ガス３２の添加量を３３０Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとすることで、水素ガス原単位を増やすことなく、混合ガス３０の送風温度を９００℃まで低減することができる（点Ｐ２）。さらに、グラフＬ１１が示すように、還元ガス３１と窒素ガス３２とを個別に加熱するとともに、窒素ガス３２の加熱温度を１３５０℃程度まで高めることで、還元ガス３１の加熱温度を８００℃程度まで低減することができる（点Ｐ３）。
　さらに、窒素ガス３２の添加量を５００Ｎｍ３／ｔ－Ｆｅとすることで、水素ガス原単位を増やすことなく、混合ガス３０の送風温度を９００℃以下の８７２℃まで低減することができる（点Ｐ４）。さらに、グラフＬ１２が示すように、還元ガス３１と窒素ガス３２とを個別に加熱するとともに、窒素ガス３２の加熱温度を１０８０℃程度まで高めることで、還元ガス３１の加熱温度を８００℃程度まで低減することができる（点Ｐ５）。
　さらに、グラフＬ１１とグラフＬ１２とを対比すると、グラフＬ１２の傾きはグラフＬ１１の傾きより小さい。これは、窒素ガス３２の添加量が多いほど、窒素ガス３２の加熱温度の上昇量に対する還元ガス３１の加熱温度の低減量が増加することを意味する。
　以上説明した通り、第２の実施形態によれば、還元ガス３１と窒素ガス３２とを個別に加熱するので、還元ガス３１の加熱負荷をより低減することができる。このような分離加熱の効果は、窒素ガス３２の加熱温度を還元ガス３１の加熱温度よりも高めることで大きくなる。さらに、分離加熱の効果は、窒素ガス３２の添加量が多いほど大きくなる。
　＜２－１．変形例＞
　つぎに、図９に基づいて第２の実施形態の変形例を説明する。本変形例は、概略的には、第１の実施形態の第１の変形例を第２の実施形態に適用したものである。つまり、本変形例では、炉頂ガス４０から未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２を個別に分離回収し、加熱対象の還元ガス３１及び窒素ガス３２として再利用する。
　具体的には、炉頂ガス４０を分離回収装置６０に導入し、分離回収装置６０において炉頂ガス４０を冷却する。好ましくはさら炉頂ガス４０を除塵する。これにより、炉頂ガス４０から水蒸気を水６５として除去し、未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２を分離回収する。分離回収されたガスは未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２の混合ガスとなっているので、この混合ガスに対して水素ガス分離処理、または窒素ガス分離処理を行う。これにより、未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２を個別に分離回収する。ここで、水素ガス分離処理及び窒素ガス分離処理としては、例えば圧力変動吸着法（ＰＳＡ法）（ｈｔｔｐｓ：／／ｗｗｗ．ｊｓｔａｇｅ．ｊｓｔ．ｇｏ．ｊｐ／ａｒｔｉｃｌｅ／ｊｖｓｊ１９５８／４３／１２／４３＿１２＿１０８８／＿ｐｄｆ）が挙げられる。分離回収された未反応の水素ガス３１ａは、還元ガス用加熱炉５１に導入され、分離回収された窒素ガス３２は、窒素ガス用加熱炉５２に導入される。これにより、未反応の水素ガス３１ａ及び窒素ガス３２が再利用される。
　なお、第１の実施形態の第１の変形例と同様に、窒素ガス３２は循環系（ここでは窒素ガス用加熱炉５２、シャフト炉１０、及び分離回収装置６０を連結する循環系）で消費されない。したがって、所望量の還元鉄の生産に必要な分の窒素ガス３２を一旦この循環系に導入すれば、その後は理想的には外部から窒素ガス３２を導入しなくてもよい。一方で、還元ガス３１は高炉内で消費されるので、循環された水素ガス３１ａだけでは還元ガス３１が不足する。そこで、還元ガス３１については不足分だけ外部から供給すればよい。
　以上説明したように、本変形例によれば、還元ガス３１及び窒素ガス３２を有効利用することができる。
　以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
１０　　シャフト炉
２０　　酸化鉄原料
３０　　混合ガス
３１　　還元ガス
３２　　窒素ガス
４０　　炉頂ガス
５０　　加熱炉
６０　　分離回収装置
７０　　循環ガス
８０　　分岐管
８５　　燃料用ガス

Claims (9)

  1. 　シャフト炉に装入された酸化鉄を還元することで還元鉄を製造する還元鉄の製造方法であって、
    　水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガスと窒素ガスとを含み、かつ加熱された混合ガスを前記シャフト炉に吹き込むことを特徴とする還元鉄の製造方法。
  2. 　シャフト炉に装入された酸化鉄を還元することで還元鉄を製造する還元鉄の製造方法であって、
    　水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガスと窒素ガスとを含む混合ガスを加熱する工程と、
    　前記加熱された混合ガスをシャフト炉に吹き込む工程と、を含むことを特徴とする、還元鉄の製造方法。
  3. 　前記シャフト炉の炉頂ガスから少なくとも未反応の前記水素ガス及び前記窒素ガスを分離回収する工程と、
    　分離回収された前記水素ガス及び前記窒素ガスを前記混合ガスの一部として再使用する工程と、を含むことを特徴とする、請求項２に記載の還元鉄の製造方法。
  4. 　分離回収された前記水素ガス及び前記窒素ガスの一部を、前記混合ガスを加熱する際の燃料用ガスとして使用することを特徴とする、請求項３に記載の還元鉄の製造方法。
  5. 　シャフト炉に装入された酸化鉄を還元することで還元鉄を製造する還元鉄の製造方法であって、
    　水素ガスを９０体積％以上含有する還元ガスと窒素ガスとを個別に加熱する工程と、
    　加熱された前記還元ガスと前記窒素ガスとを混合することで、混合ガスを作製する工程と、
    　前記混合ガスをシャフト炉に吹き込む工程と、を含むことを特徴とする、還元鉄の製造方法。
  6. 　前記窒素ガスの加熱温度を前記還元ガスの加熱温度よりも高くすることを特徴とする、請求項５記載の還元鉄の製造方法。
  7. 　前記シャフト炉の炉頂ガスから少なくとも未反応の前記水素ガス及び前記窒素ガスを個別に分離回収する工程と、
    　分離回収された前記水素ガス及び前記窒素ガスを加熱対象の前記還元ガス及び前記窒素ガスとして再使用する工程と、を含むことを特徴とする、請求項５または６に記載の還元鉄の製造方法。
  8. 　前記混合ガスは、前記窒素ガスを前記還元ガスの９０体積％以下の割合で含有することを特徴とする、請求項１～７の何れか１項に記載の還元鉄の製造方法。
  9. 　前記シャフト炉に吹き込まれる際の前記混合ガスの温度は９００℃以下であることを特徴とする、請求項１～８の何れか１項に記載の還元鉄の製造方法。
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