專利名稱：由碳化鐵制造鋼的方法和裝置的制作方法
技術領域：
本發(fā)明涉及經兩個緊密聯系的階段由碳化鐵制造鋼的裝置和方法，這兩個階段包括在第一階段的反應器中通過燃燒高能氣體而產生中等碳含量的鐵碳合金，該高能氣體除了包括在第一個反應器中產生的高能氣體之外，還包括來自第二階段反應器的氣體，這種鐵碳合金被用作原料裝入第二階段反應器中，在第二階段反應器中生產具有最終要求碳含量的鋼。
相關現有技術的描述Stellung等美國專利No.2,780,537公開了一種生產碳化鐵的方法，并聲明該產品可在已知結構的煉鋼爐中氧化成鐵。
Kalling等美國專利No.2,978,318公開了將含有碳化鐵的粉末原料連續(xù)地裝入“Kaldo”式回轉爐以生產鋼。該專利聲明裝入的原料提供了反應所需的全部熱量，但不會將硫引入該工藝中。
Raquin等美國專利No.3,486,882公開了一種鋼的連續(xù)生產方法，它包括將經過預先還原的成鋼材料連續(xù)裝入精煉爐內的熔池中，并同時將生熱材料和氣態(tài)氧引入爐中。這種經預先還原的成鋼材料是已還原到40％-100％的鐵礦石。該材料以升高的溫度裝入爐中，且可能包括碳或足量的其它生熱元素以提供反應過程所需的熱量。
Rouanet美國專利No.3,527,598公開了一種利用碳化或未碳化的預先還原球團礦在反應器中連續(xù)煉鋼的方法。碳化的或未碳化的球團礦的全部碳含量使得與氧反應可提供實現該過程所需的全部熱量。
Stephens Reissue專利No.32,247公開了一種利用流化床方法從鐵礦中制造碳化鐵的方法。碳化鐵產物隨后裝入煉鋼爐、例如煉鋼用的堿性氧氣轉爐或電爐中。
雖然Stephens的原始專利U.S.No.4,053,301描述的爐子為堿性氧氣轉爐或電爐，但上述Stephens Reissue專利廣泛地要求保護“煉鋼爐”。Stephens Reissue的專利實施情況也表明，該發(fā)明煉鋼方法中應用的爐子類型與該專利的主要新穎性無關。因此，Stephens Reissue專利的實施情況表明，Stephens方法不限于具體的煉鋼爐，而也可以包括其它現有技術的煉鋼爐，例如象反應器。
另外，Stephens Reissue專利中第2欄、第20-22行表明碳化鐵的生成和隨后向鋼的轉變可以是“一個連續(xù)過程”。在第4欄、第16-21行Stephens聲明當熱的碳化鐵被直接加入爐中時，這一過程是“連續(xù)的和自熱的”。Stephens也聲明，爐中產生的廢氣含有約90％的一氧化碳，它可以被收集起來和氧一起燃燒而產生熱能。
例如以鐵礦石為原料連續(xù)煉鋼的構思，由Queneau在金屬雜志(Journal of Metals)，1989年12月，30-35頁“用于鉛的QSL反應器及其用于鎳、銅、鐵的前景”(“The QSL Reactor for Leadand its Prospects for Ni，Cu，Fe”)中已討論過，Worner在下列文獻中也討論過WORCRA(連續(xù))煉鋼、平爐論文集(WORCRA(Continous)Steelmaking，Open Hearth Proceedings，)1969，57-63頁，以及礦物、金屬和材料協會Savard/Lee國際熔池熔煉研討會論文集(Proceedings ofthe Savard/Lee International Symposium on Bath smelting，Minerals，Metal&materials Society，1992)，83-101頁。
Queneau或Queneau-schuhmann的連續(xù)煉鋼方法在本質上與所謂“QSL”生產有色金屬例如鉛和鎳的方法是相似的。參見例如美國專利Nos.3,941,587、3,988,148和4,085,923及上面提到的Jounal ofMetals的論文。后者公開了從氧化鐵礦直接且連續(xù)煉鋼的密閉反應器。QSL反應器是一個密閉系統(tǒng)，它能限制大氣和氣態(tài)反應產品的進出。
WORCRA方法及類似方法、例如Rudziki等在平爐論文集(OpenHearth Proceedings)，1969，48-56頁描述的方法，以頂吹氧氣或頂低復合吹氧來燃燒熔體上面產生的CO而為反應提供附加的熱量。Rudziki的方法用于碳飽和的液態(tài)生鐵的脫碳。
在由A.Berthet等在鋼鐵科學技術國際會議(InternationalConference of Science and technology of Iron and steel)東京，1970年9月第60頁及以后所描述的所謂“IRSID”方法中，熱金屬例如生鐵連續(xù)裝入反應器中，在該反應器中氧氣被頂吹至金屬熔池上而導致熔渣/金屬/氣體乳狀液的生成，從而達到金屬的快速精煉。精煉后的鋼隨后移到分離槽(decanter vessel)進行熔渣/金屬的分離和放出。進料金屬中的碳含量為4-5％，并且從反應器的入口到出口沒有碳含量的梯度變化。這種方法在法國專利2,244,822中也有描述。
蓋氏(Geiger)美國專利5,139,568公開了一種接受固態(tài)礦物原料的反應容器。礦物原料進入金屬熔池中，該熔池包括較重的鐵碳合金或金屬層和較輕的熔渣上層(6欄35-37行)。氧氣通過浸入液面的噴嘴噴入熔融金屬并與碳化鐵中的碳進行反應生成一氧化碳。一氧化碳進入熔池上部的蒸汽空間(6欄51-55行)，在這里與噴入蒸汽空間的氧進行反應，蒸汽空間中的一氧化碳燃燒產生的熱量據說可提供反應器中連續(xù)反應所需的約100％的熱能(7欄11-22行)。
在蓋氏′568專利中提到的結構中，經反應器底部噴入熔融金屬的氧氣量是沿反應器的長度方向而變化的(9欄63-68行)。以這種方式，沿反應器長度方向形成了碳含量梯度，并且在出料端形成低碳合金供出料。若未形成碳含量梯度，則也不能在反應器的出料端形成足夠低碳的鐵碳合金。
另外，在蓋氏′568專利所描述的反應器中，一氧化碳反應產物進入蒸汽空間，氧氣也被噴入蒸汽空間以與一氧化碳燃燒?！?68專利表明一氧化碳的燃燒隨噴入蒸汽空間的氧氣而發(fā)生。來源于熔池的氧氣對于一氧化碳的燃燒是一種“高度不可能”的氧源。大量的一氧化碳和氧必須在蒸汽空間反應以產生足夠熱量而使反應過程自行持續(xù)或自動生熱。因此，所有或基本上所有的一氧化碳反應產物必須進入蒸汽空間并在那里燃燒以產生足夠的熱能，從而進一步推動反應并使反應過程自行持續(xù)或自動生熱。
盡管蓋氏反應的總體熱平衡對于其目的而言基本上是正確的，但是采用單一容器和伴隨的對碳濃度梯度的需求而產生的問題在于熱平衡并未反映出在該方法中何處存在能量不足和能量過剩、以及如何控制并回收一氧化碳燃燒為二氧化碳造成的熱量釋放——這是在反應器中所需位置處達到能量供給所必需的。
蓋氏′568專利認為為了連續(xù)操作這樣一種單個反應器以達到所需的低含碳量，碳濃度梯度必須從碳化鐵裝料端保持到反應器的放出端。該專利表明，為了使反應過程自動生熱，氧氣必須被引入反應器的蒸汽空間以燃燒金屬熔池中產生的CO，從而產生熱量和CO2。這樣產生的熱量被視為基本上傳遞到金屬熔池中，且這是保持自生熱過程的必要條件。但是公開內容顯示出嚴重的缺陷。在反應器的碳化鐵裝料端，主要的化學反應具有吸熱性，因而為了使反應繼續(xù)下去是需要外來熱量的。在同樣的區(qū)域，氣體析出量(gas evolution volume)較高，導致金屬熔池中紊流擴散的高速率，這將形成一個充分混合的反應區(qū)域。在反應器的剩余部分，主要的化學反應是放熱的(脫碳)并且伴隨著產生了可在燃燒成二氧化碳時提供高能燃料的一氧化碳。由于蓋氏反應器的長形幾何形狀，大量的一氧化碳被釋放進入蒸氣空間中并不接近能量缺乏區(qū)域的位置，而碳化鐵被裝入反應器中的所述能量缺乏區(qū)域。因此，在遠離碳化鐵裝入區(qū)域的位置處通過燃燒一氧化碳所釋放能量的大部分都不能達到這一區(qū)域，因為在這一區(qū)域和反應器剩余表面之間的熱輻射傳導率是低的。(在熱傳導技術中采用熱輻射傳導率來表征表面之間以及氣體與表面之間熱輻射傳導效率。)因此，從在缺乏能量的碳化鐵裝入區(qū)中利用大部分一氧化碳能量的觀點來看，在蓋氏公開的方法中不可能達到熱的自生。蓋氏專利的另一個問題是就來源于在反應器碳化鐵裝入區(qū)直接生成的一氧化碳燃燒熱量的利用率而言的。因為在蓋氏方法中，所有這些一氧化碳都是在反應器的蒸氣空間內燃燒的，燃燒釋放的熱量趨向于向熔池表面和形成蒸氣空間的反應器圓頂耐火墻同樣順利傳導。以這種方式，反應器圓頂耐火墻會非常熱，在實際中需要水冷。但是因為園頂墻比熔池表面擁有更多的表面積，所以在反應器的園頂墻會出現顯著的熱損失。這樣，從直接產生的一氧化碳的燃燒而產生的到達熔池的能量將只是所產生總能量的一部分。這一額外因素將進一步說明蓋氏專利中描述的方法無法使反應自熱。
Sohn等在礦物、金屬和材料協會的Savard/Lee國際熔池熔煉研討會論文集(Proceedings of the savard/Lee International Symposiumon Bath Smelting，Minerals，Metals&Materials socioty)1992年377-412頁中提供了關于底吹連續(xù)精煉反應器的尺寸之間關系的信息，以使返混作用最小。
發(fā)明概述本發(fā)明提供了一種對如上述Stephens專利提及的在煉鋼爐中由碳化鐵煉鋼方法的改進。與Stephens、Kalling、Queneau和Geiger專利提及的單一步驟反應器不同，本發(fā)明提供了一種將碳化鐵轉化成鐵碳合金的兩步驟方法。本發(fā)明的方法利用兩個獨立而又緊密聯系的反應器。
在本發(fā)明一個實施方案的第一階段，可能含有一些殘余氧化鐵的已加熱的碳化鐵和造渣材料一起被裝入第一反應器的熔池。熔化的和溶解的碳化鐵在熔池中形成一層較低的熔融金屬層。在溶池中熔融金屬的上面形成了一層單獨的泡沫熔渣層。泡沫熔渣的特征在于，它是比較厚的一層氣狀液體或泡沫。
氧氣優(yōu)選地通過設置在反應器底部的幾個浸入式氧氣風口而被注入金屬熔池。與蓋氏′568專利描述的沿單一反應器的長度方向形成的碳含量梯度不同的是，注入的氣體與一氧化碳氣體反應產物一起提供了高攪拌能量以在本發(fā)明的第一階段反應器中獲得充分混合的、無梯度的熔池。充分混勻的反應也受到容器幾何形狀的促進(例如金屬熔池的寬高度之比)。為產生泡沫熔渣所需的攪拌動作防止了在熔池中形成碳梯度。
在第一個反應器中，至少一股氧氣流被引入泡沫溶渣以燃燒一氧化碳，所述一氧氣化碳是在金屬熔池中產生的并且已進入和產生了泡沫溶渣。在熔池中產生的一氧化碳優(yōu)選至少70％、更優(yōu)選至少90％、最優(yōu)選盡可能接近100％在泡沫熔渣中燃燒。通過在泡沫熔渣中燃燒一氧化碳，反應所產生的大部分熱量得以保留在泡沫熔渣中并直接傳遞回金屬熔池中。不同于蓋氏′568專利的反應器，第一階段反應并不包括將氧氣注入反應器的蒸氣空間，而是旨在阻止一氧化碳進入蒸氣空間而燃燒。然而，在發(fā)明的另一實施例中，氧氣可以被頂吹到第一階段反應器的液態(tài)金屬熔池上以助于液態(tài)金屬的脫碳。
第一階段反應器內產生的鐵碳合金含有例如大約0.5-2％的碳，隨后用作第二階段反應器的熔態(tài)原料。氧氣通過第二階段反應器底部的浸入式風口注入金屬熔池。第二階段反應器中的反應是放熱的，并且第二階段反應器的反應產物，即一氧化碳和二氧化碳的混合物被收集、冷卻、處理，然后返回到第一階段反應器，在第一階段反應器中被優(yōu)選注入泡沫熔渣層；一氧化碳在此與注入的氧氣燃燒，這與在第一反應器的金屬熔池中產生的一氧化碳的燃燒相似，以促進從熔渣到金屬熔池良好的熱量傳遞。(在本發(fā)明的一個實施方案中，氧氣也可以注入第二階段反應器的蒸氣空間，以燃燒掉一部分一氧化碳，以提供保持所期望熔池溫度所需的任何額外熱量。)從而雙反應器系統(tǒng)可保證基本上是自熱的。第二階段反應器的產物是碳含量例如大約為0.01-0.5％的鐵碳合金(鋼)。
附圖簡述

圖1是本發(fā)明的煉鋼設備的立體圖。
圖2是鐵碳系統(tǒng)的溫度—成分圖，表示對應于本發(fā)明中間產物鐵碳合金的溫度和組成的液相區(qū)的鐵碳合金的范圍。
圖3是第二階段反應器的一部分的速度斷面，表示在液面下風口區(qū)域的高金屬熔池速度。
圖4是本發(fā)明第一階段反應器的平面圖。
圖5是沿圖4AA線的第一階段反應器的側視圖。
圖6是沿圖4BB線的第一階段反應器的端視圖。
圖7A是本發(fā)明第二階段反應器的縱向剖面圖。
圖7B是本發(fā)明第二階段反應器的截面平面圖，以及圖8是第二階段反應器中金屬駐留時間和反應器中氧氣風口數量的關系圖。
優(yōu)選實施方案描述在圖1中，數字1總體表示有耐火襯的、長型的第一反應器，它有裝料端2和出料端3。具有例如91％Fe3C、5％Fe3O4、3％SiO2和1％Fe組成的碳化鐵裝入料，在預熱器6中加熱到預熱溫度例如550℃后，通過管道4裝入，并被氮或CO2的氣流5直接帶入包含在第一反應器中的熔融金屬9中，在第一反應器中碳化鐵的熔化和溶解極大地推動了該反應器中充分混勻的反應。造渣材料例如石灰石，通過適合的設備在7被裝入，可任選地在8裝入廢鋼。金屬熔池9被保持在反應器1中并且被泡沫熔渣層11覆蓋。燃燒器12安裝在反應器1的裝料端附近，并通過管道13吹入氧氣，通過管道14吹入諸如天然氣之類的烴類燃料等燃料。如果需要的話，燃燒器12可用于提供額外的熱能以加熱或熔化廢鋼或者在開車時加熱反應器1(或者為了啟動反應，還可以從象鋼包或電弧爐一類的外部源引入液態(tài)金屬。)脫碳劑氧通過集氣管16吹入多個風口17，風口被例如烴氣體(例如甲烷)一類吸熱分解性氣體，或者被例如二氧化碳、氬氣、氮氣或蒸汽一類的冷卻氣體所屏蔽。用于脫碳的氧氣風口可以安裝在金屬熔池管道之下或金屬熔池管道之上，或者兩者結合起來。全部或一部分的脫碳劑氧可以供給到熔池之上的一個或多個氧槍(未示出)，以產生高速度的噴氣沖擊金屬熔池。后燃燒氧氣通過一條或多條管道18供入反應器壁中的氧槍，以在鐵碳熔池上方在泡沫熔渣中將產生的一氧化碳燃燒成二氧化碳。后燃燒氧槍可以有多種不同的設計，例如圖示的穿墻氧槍，或者是可以經反應器開口引入的可移動氧槍。燃燒器19被安裝在反應器1的一個端壁上，并通過管道21供給氧氣且通過管道22供給一氧化碳(含有少量的二氧化碳)。如果需要，可以通過管道20給燃燒器19供應補充燃料氣體。主要含有CO2和一些水蒸氣及CO(取決于后燃燒的程度)的廢氣通過排出口23在例如約1700℃的溫度除去。在泡沫熔渣中未被燃燒的任何多余的CO在外部被燃燒到0％CO，廢氣在后燃燒室/熱交換器24中被冷卻到例如大約1100℃的溫度，其中冷卻水通過管道10引入到熱交換器中并通過管道15引出熱交換器。經部分冷卻的氣體通過管道26輸入預熱器6，并從這里通過管道27輸出到集塵室28。凈化后的富含CO2的廢氣然后從集塵室通過管道29到風扇31和煙囪32(或者可以收集起來用作它用或出售)。來自集塵室中的固體通過管道33返回到碳化鐵裝料管道以重新裝入第一反應器。
爐渣被例如連續(xù)地從出渣口34排出，如圖所示，渣口可以位于第一反應器的金屬出口端。
第一反應器中脫渣后的鐵碳產物被裝入總體以數字36表示的有耐火襯的長型第二反應器的裝料端?；蛘?，具有中等碳含量的鐵碳合金可以如在45處從第一階段反應器排出并用適當的容器(未顯示)收集起來。
當第一反應器的鐵碳產物被裝入第二反應器中時，氧氣從集氣管37供入多個氣體屏蔽的浸入式風口38，主要含有例如80％或更多CO的廢氣在例如大約1630℃的溫度被收集起來，并且通過管道39送入間接熱交換器41，其中冷卻水通過管道25送入該熱交換器并通過管道30送出該熱交換器。待預熱的氧氣通過管道35引入交換器41，從這里通過管道21進入第一反應器1中的燃燒器19。被冷卻至大約300℃的溫度并處于約20psig(磅/英寸2)壓力的一氧化碳通過管道22進入燃燒器19。在第二反應器36中生成的煙塵大部分是細小的鐵滴，它和氣體一起進入第一反應器。如果存在較大尺寸的顆粒，則可以利用例如熱旋風除塵器(未示出)將其除去。如果需要保持反應器36中的熔池溫度，氧氣也可以通過氧槍(未示出)引入以燃燒一部分一氧化碳，從而為熔池提供熱量。最終的鋼產物在如42處例如在大約1670℃的溫度離開反應器36，并被收集在鋼包43中。
在用氧氣燃料燃燒器操作之前，可以在例如40處預熱第二階段反應器的內部，并在需要時將燃燒氣體排到大氣中。
在本發(fā)明中，已經以分段熱平衡的觀點分析了將固體碳化鐵轉化成液體鋼的方法，并且認定這種方法必須分為兩個不同的階段，這兩個階段涉及兩個如圖1所示的上述獨立但緊密聯系的反應器。在第一階段反應器中，優(yōu)選經過預熱的碳化鐵材料與氧氣和足以與和碳化鐵同時進入的脈石材料形成泡沫熔渣的熔劑一起引入鐵碳熔池，脈石材料主要含有一些氧化鋁和硅石。碳化鐵材料優(yōu)選地被連續(xù)地裝入，當然也可以周期性地裝入，這樣第一反應器中金屬熔池的液面將隨之上升或下降。碳化鐵材料一般具有表1中給定范圍之內的分析數據，并經細分，一般的粒度范圍在0.01到2mm之間。
表1碳化鐵材料的組成成分材料的重量百分比Fe3C 80-94Fe3O44-15Fe(金屬的) 0-2.0SiO21-6Al2O30.1-2.0氧氣的同時注入使得在金屬熔池中將碳化鐵中的碳氧化成一氧化碳，提供了熱量。通過化學計量地配合碳化鐵和氧氣流動，熔池中碳的含量被保持在一個穩(wěn)定水平。
第一反應器的產物優(yōu)選的是連續(xù)的液態(tài)鐵碳合金物流，它含有重量占0.5-2％的碳，特別是大約1-2％的碳，并且一般處于1490℃的溫度，但總是高于鐵碳相圖中的液相，如圖2所示的A區(qū)域。這種物流是第二階段反應器的輸入物。
在第二階段反應器中，液態(tài)金屬的碳含量降至要制備的鋼產品中所期望的碳含量，例如從0.01％到0.5％的碳。這是通過將氧氣優(yōu)選地注入金屬液面以下，同時放熱產生CO-CO2混合氣體而實現的。這樣可在大約1670℃的溫度出鋼。
第二階段反應器中金屬熔池的軸向或縱向回混被盡可能減小，第二階段反應的碳梯度由一些權宜因素提供。首先，容器長度比另外兩個尺寸要大得多以產生塞流。其次，從熔融金屬中脫碳所需的氧氣基本上通過以一定間隔、例如均勻地沿著反應器的長度隔開的底風口供入。注入的氣體誘導在其上的熔融金屬的垂直流動，這還起到阻止軸向回混的作用。第三，池的深、寬度與氧風口間隔之間關系被建立起來，以進一步減小回混。第四，第二階段反應器的產量足夠高使得金屬熔池具有足夠的向前流向爐子出口的力以減少任何旋流和回流趨勢。第二階段反應方法設計為每小時約50-150或200噸液態(tài)鋼產出。對于較低的產出噸位，可能會遇到與回混、較高的熱損失等等相關的操作問題。
在第二階段反應器中另一個潛在的問題是氣體“吹透”現象，即熔池深度不足以防止一些注入的氣體穿過未經反應的熔融金屬進入位于金屬熔池上方的氣體中。本發(fā)明提供的熔池深度足以解決這一問題。
第二階段反應器的CO以與鋼相同的溫度、例如大約1670℃離開容器，并在作為燃料引入第一階段反應器之前進行收集和凈化，然后與氧一起在第一階段反應器容器的泡沫熔渣中燃燒生成CO2。在第二階段反應器產生的大部分還原氣體CO是在反應器上游產生的。因此，排氣口優(yōu)選設置在反應器金屬出口端附近，以便于在整個熔池上方提供還原氣氛。來自第2階段的CO在第1階段反應器中燃燒，并且本發(fā)明使得在泡沫熔渣中進行這種燃燒，即可使得第一階段(及雙反應器系統(tǒng))的能量平衡基本上是自熱的，無需要額外的燃料，例如，碳化材料可在注入前被加熱到550℃，加熱可以利用來自第一階段的廢氣顯熱完成。如果碳化物沒有被高度轉化，并例如含有15％的磁鐵礦，這將導致第一階段的反應不能完全自熱進行。在這種情況下，或者在少量冷廢鋼被加到第一階段反應器中時，一些額外能量的輸入是需要的，例如以天然氣、石油或煤的形式在容器中燃燒以彌補能量的不足。這些所需的額外能量的總量并不足以導致第一階段反應器結構的顯著變化。
表2、3、4、5中給出在不同條件下，第一階段熔渣中后燃燒程度為0.7時的分段熱平衡的實例。后燃燒程度是指形成的或注入第一階段容器中的總CO中在熔渣中轉化為CO2的CO的份額。表6-9與表2-5的條件相同，但是第一階段熔渣中的后燃燒程度為0.9。
表2A B熔化條件碳化物中的Fe3O4％ 5鐵碳中間產物中的C％ 1.5廢鋼％ 0.0后燃燒程度(1) 0.7噸鋼/小時 50鋼中C百分比 0.05出鋼溫度，℃1630.00廢鋼溫度， 25碳化物溫度，550結果階段2鋼重Kg/hr50000鐵碳中間產物重 Kg/小時 51248.53鐵碳合金流量m3/小時 7.11煙塵(鐵)重2 Kg/小時 504.80CO重，2 Kg/小時 1388.29CO2重，2 Kg/小時 545.40CO體積，2 Nm3/小時 1110.63CO2體積，2 Nm3/小時 277.66出鋼溫度下的CO體積， 2 m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2 m3/小時 1935.47氣體中間產物的總體積m3/小時 9677.36O2重，2 Kg/小時 1189.96
階段1CaO重，1 Kg/小時3426.03廢鋼重，1 Kg/小時 0.00碳化物重， Kg/小時57100.09渣重 Kg/小時 5525.86CO重，1 Kg/小時 2351.73CO2重，1 Kg/小時 9168.39煙塵(鐵)重Kg/小時1113.75O2重，1，脫碳 Kg/小時 3165.94O2重，1，PC， Kg/小時 3186.11O2重，燃料供給， Kg/小時 1515.01CH4重， Kg/小時378.75H2O重 Kg/小時 ， out 852.19CO2重，燃料供給 Kg/小時 1041.57階段2 剩余能量 909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小時 -3172942補充燃料能量千卡/小時 3172942合計合計O2Nm3/噸 126.80合計煙塵Kg/噸22.25合計爐渣Kg/噸 110.52合計熔劑Kg/噸68.52合計CH4Nm3/噸 10.61合計碳化物，Kg/噸 1142.00合計廢鋼，Kg/噸 0.00(1)后燃燒程度是CO2與(CO+CO2)的比率或者是(CO2+H2O)與(CO+CO2+H2+H2O)的比率。
表3A B熔化條件碳化物中的Fe3O4％ 10鐵碳中間產物中的C％ 1.5廢鋼％ 0.0在渣中的后燃燒程度 0.7噸鋼/小時 50鋼中C百分比 0.05出鋼溫度，℃1630.廢鋼溫度，℃ 25碳化物溫度，℃ 550結果階段 2鋼重Kg/小時50000.00鐵碳中間產物重 Kg/小時51248.53鐵碳合金流量m3/小時 7.11煙塵(鐵)重，2， Kg/小時 504.80CO重，2， Kg/小時 1388.29CO2重，2， Kg/小時 545.40CO體積，2， Nm3/小時 1110.63CO2體積，2， Nm3/小時277.66出鋼溫度下的CO體積，2， m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2，m3/小時 1935.47氣體中間產物的總體積 m3/小時 9677.36O2重，2 Kg/小時1189.96階段 1CaO重，1Kg/小時3451.54廢鋼重，1 Kg/小時 0.00碳化物重， Kg/小時 57525.25渣重Kg/小時5567.01CO重，1 Kg/小時2233.23CO2重，1 Kg/小時8733.92煙塵(鐵)重Kg/小時 1113.77O2重，1，脫碳 Kg/小時 2360.73O2重，1，PC，Kg/小時 3028.12O2重，燃料供給， Kg/小時 3543.50CH4重，Kg/小時 885.88H2O重Kg/小時，out 1993.22CO2重，燃料供給 Kg/小時 2436.16階段2 剩余能量 909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小 -7421287補充燃料能量千卡/小時 7421287合計合計O2Nm3/噸141.71合計煙塵Kg/噸 20.25合計爐渣Kg/噸 111.34合計熔劑Kg/噸 69.03合計CH4Nm3/噸24.80合計碳化物，Kg/噸 1150.51合計廢鋼，Kg/噸 0.00
表4A B熔化條件碳化物中的Fe3O4％ 10鐵碳中間產物中的C％ 1.5廢鋼％0.0后燃燒程度0.7噸鋼/小時 50鋼中C百分比 0.05出鋼溫度，℃ 1630廢鋼溫度， 25碳化物溫度， 25結果階段2鋼重 Kg/小時 50000.00鐵碳中間產物重Kg/小時 51248.53鐵碳合金流量 m3/小時 7.11煙塵(鐵)重，2 Kg/小時 504.80CO重，2 Kg/小時1388.29CO2重，2 Kg/小時 545.40CO體積，2 Nm3/小時 1110.63CO2體積，2 Nm3/小時 277.66出鋼溫度下的CO體積，2 ，m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2，m3/小時1935.47氣體中間產物的總體積m3/小時 9677.36O2重，2 Kg/小時 1189.96階段 1CaO重，1 Kg/小時 3451.54廢鋼重，1Kg/小時0.00碳化物重， Kg/小時57525.25渣重 Kg/小時5567.01CO重，1 Kg/小時 2233.23CO2重，1Kg/小時 8733.92煙塵(鐵)重Kg/小時 1113.77O2重，1，脫碳 Kg/小時 2360.73WO2，1，PC，Kg/小時 3028.12O2重，燃料供給， Kg/小時 5892.30CH4重，Kg/小時 1473.08H2O重Kg/小時，out3314.42CO2重，燃料供給 Kg/小時 4050.96階段2 剩余能量 909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小時 -12340464補充燃料能量千卡/小時12340464合計合計O2Nm3/噸 174.60合計煙塵Kg/噸 22.25合計爐渣Kg/噸111.34合計熔劑Kg/噸 69.03合計CH4Nm3/噸 41.25合計碳化物 Kg/噸 1150.51合計廢鋼， Kg/噸 0.00
表5A B熔化條件碳化物中的Fe3O4％ 5鐵碳中間產物中的C％ 1.5廢鋼％10.0后燃燒程度0.7噸鋼/小時 50鋼中C百分比 0.05出鋼溫度，℃ 1630廢鋼溫度，℃ 25碳化物溫度，℃550結果階段2鋼重 Kg/小時 50000.00鐵碳中間產物重Kg/小時 51248.53鐵碳合金流量 m3/小時 7.11煙塵(鐵)重，2， Kg/小時 504.80CO重，2Kg/小時 1388.29CO2重，2 Kg/小時 545.40CO體積，2 Nm3/小時 1110.63CO2體積，2 Nm3/小時277.66出鋼溫度下的CO體積，2 m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2 m3/小時 1935.47氣體中間產物的總體積m3/小時 9677.36O2重，2 kg/小時 1189.96階段 1CaO重，1 Kg/小時3080.37廢鋼重，1 Kg/小時 5133.00碳化物重，Kg/小時51338.95渣重 Kg/小時 4968.33CO重，1Kg/小時 2104.62CO2重，1Kg/小時 8262.34煙塵(鐵)重Kg/小時1001.37O2重，1，脫碳Kg/小時2742.65O2重，1，PC，Kg/小時2856.64O2重，燃料供給， Kg/小時 2336.66CH4重，Kg/小時 584.16H2O重 Kg/小時，out 1314.37CO2重，燃料供給 Kg/小時，out 1606.45階段2 剩余能量909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小時-4893745補充燃料能量千卡/小時 4893745合計合計O2Nm3/噸 127.76合計煙塵Kg/噸 18.21合計爐渣Kg/噸 99.37合計熔劑Kg/噸 61、61合計CH4Nm3/噸 16.36合計碳化物， Kg/噸1026.78合計廢鋼，Kg/噸 102.66
表6A B熔化條件碳化物中的Fe3O4％5鐵碳中間產物中的C％1.5廢鋼％ 0.0后燃燒程度 0.9噸鋼/小時 50鋼中C百分比 0.05出鋼溫度，℃ 1630廢鋼溫度，℃25碳化物溫度，℃ 550結果階段2鋼重Kg/小時 50000.00鐵碳中間產物重 Kg/小時 51248.53鐵碳合金流量m3/小時7.11煙塵(鐵)重，2， Kg/小時 504.80CO重，2 Kg/小時 1388.29CO2重，2 Kg/小時 545.40CO體積，2 Nm3/小時1110.63CO2體積，2 Nm3/小時 277.66出鋼溫度下的CO體積，2 m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2m3/小時 1935.47氣體中間產物的總體積 m3/小時 9677.36O2重，2 Kg/小時 1189.96階段1CaO重，1 Kg/小時 3426.03廢鋼重，1 Kg/小時0.00碳化物重，Kg/小時57100.09渣重 Kg/小時 5525.86CO重，1 Kg/小時 783.91CO2重，1 Kg/小時11632.11煙塵(鐵)重 Kg/小時 1113.75O2重，1，脫碳Kg/小時 3165.94O2重，1，PC， Kg/小時4082.01O2重，燃料供給， Kg/小時0.00CH4重，Kg/小時 0.00H2O重Kg/小時，out 0.00CO2重，燃料供給 Kg/小時 0.00階段2 剩余能量 909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小時113345補充燃料能量千卡/小時 0合計合計O2Nm3/噸 118.13合計煙塵Kg/噸 20.25合計爐渣Kg/噸110.52合計熔劑Kg/噸 68.52合計CH4Nm3/噸 0.00合計碳化物，Kg/噸 1142.00合計廢鋼， Kg/噸 0.00
表7AB熔化條件碳化物中的Fe3O4％ 10鐵碳中間產物中的C％ 1.5廢鋼％ 0后燃燒程度 0.9噸鋼/小時 50鋼中C百分比 0.05出鋼溫度，℃1630廢鋼溫度，℃ 25碳化物溫度，℃ 550結果階段2鋼重 Kg/小時 50000.00鐵碳中間產物重Kg/小時 51248.53鐵碳合金流量 m3/小時7.11煙塵(鐵)重2， Kg/小時 504.80CO重，2 Kg/小時 1388.29CO2重，2 Kg/小時 545.40CO體積，2 Nm3/小時1110.63CO2體積，2 Nm3/小時 277.66出鋼溫度下的CO體積， 2 m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2 m3/小時 1935.47氣體中間產物的總體積m3/小時 9677.36O2重，2Kg/小時1189.96階段1CaO重，1 Kg/小時 3451.54廢鋼重，1Kg/小時 0.00碳化物重， Kg/小時 57525.25渣重 Kg/小時 5567.01CO重，1Kg/小時 744.41CO2重，1Kg/小時 11073.49煙塵(鐵)重 Kg/小時 1113.77O2重，1，脫碳Kg/小時 2360.73O2重，1，PC，Kg/小時 3878.88O2重，燃料供給， Kg/小時 2053.44CH4重， Kg/小時 513.36H2O重Kg/小時，out 1155.06CO2重，燃料供給 Kg/小時 1411.74階段2 剩余能量 909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小時-4300583補充燃料能量千卡/小時 4300583合計合計O2Nm3/噸 132.76合計煙塵Kg/噸 20.25合計爐渣Kg/噸111.34合計熔劑Kg/噸 69.03合計CH4Nm3/噸 14.37合計碳化物，Kg/噸1150.51合計廢鋼， Kg/噸 0.00
表8AB熔化條件碳化物中的Fe3O4％ 10鐵碳中間產物中的C％ 1.5廢鋼％ 0后燃燒 程度 0.9噸鋼/小時50鋼中C百分比 0.05出鋼溫度，℃ 1630廢鋼溫度，℃ 25碳化物溫度，℃ 25結果階段2鋼重Kg/小時 50000.00鐵碳中間產物重 Kg/小時 51248.53鐵碳合金流量m3/小時7.11煙塵(鐵)重2， Kg/小時 504.80CO重，2 Kg/小時 1388.29CO2重，2 Kg/小時 545.40CO體積，2 Nm3/小時1110.63CO2體積，2 Nm3/小時 277.66出鋼溫度下的CO體積，2 m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2 m3/小時 1935.47氣體中間產物的總體積m3/小時 9677.36O2重，2kg/小時 1189.96階段1CaO重，1 Kg/小時3451.54廢鋼重，1 Kg/小時 0.00碳化物重， Kg/小時 57525.25渣重 Kg/小時5567.01CO重，1 Kg/小時744.41CO2重，1 Kg/小時 11073.49煙塵(鐵)重Kg/小時 1113.77O2重，1，脫碳 Kg/小時 2360.73O2重，1，PC，Kg/小時 3878.88O2重，燃料供給， Kg/小時 4402.24CH4重，Kg/小時 1100.56H2O重 Kg/小時，out2476.26CO2重，燃料供給 Kg/小時 3026.54階段2 剩余能量 909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小時 -9219759補充燃料能量千卡/小時 9219759合計合計O2Nm3/噸165.65合計煙塵Kg/噸 20.25合計爐渣Kg/噸 111.34合計熔劑Kg/噸 69.03合計CH4Nm3/噸30.82合計碳化物，Kg/噸 1150.51合計廢鋼，Kg/噸 0.00
表9A B熔化條件碳化物中的Fe3O4％10鐵碳中間產物中的C％1.5廢鋼％ 10.0后燃燒程度 0.9噸鋼/小時 50鋼中C百分比0.05出鋼溫度，℃ 1630廢鋼溫度，℃ 25碳化物溫度， 500結果階段2鋼重 Kg/小時 50000.00鐵碳中間產物重 Kg/小時 51248.53鐵碳合金流量 m3/小時 7.11煙塵(鐵)重2， Kg/小時504.80CO重，2 Kg/小時 1388.29CO2重，2 Kg/小時545.40CO體積，2 Nm3/小時 1110.63CO2體積，2 Nm3/小時 277.66出鋼溫度下的CO體積，2 m3/小時 7741.89出鋼溫度下的CO2體積，2m3/小時 1935.47氣體中間產物的總體積 m3/小時 9677.36O2重，2 Kg/小時 1189.96階段 1CaO重，1Kg/小時 3100.93廢鋼重，1Kg/小時5168.00碳化物重， Kg/小時 51681.64渣重 Kg/小時5001.49CO重，1 Kg/小時 665.49
CO2重，1Kg/小時 9957.37煙塵(鐵)重 Kg/小時 1000.63O2重，1，脫碳 Kg/小時 2016.36O2重，1，PC，Kg/小時3473.01O2重，燃料供給， Kg/小時 2832.59CH4重， Kg/小時 708.15H2O重 Kg/小時，out 1593.33CO2重，燃料供給 Kg/小時1947.41階段2 剩余能量 909千卡/小時階段1 剩余能量千卡/小時 -5932397補充燃料能量千卡/小時5932397合計合計O2Nm3/噸 133.17合計煙塵Kg/噸 18.19合計爐渣Kg/噸100.03合計熔劑Kg/噸 62.02合計CH4Nm3/噸 19.83合計碳化物，Kg/噸 1033.63合計廢鋼，Kg/噸 103.36表2-9中的計算所用的熱損失是依據具有耐火襯的相似體積容器的經驗。
碳化物材料的預熱是利用第一階段反應器中完全燃燒后的廢氣在間接加熱的熱交換器6中完成的、例如一個包括分別對流攜帶加熱氣體和碳化物的平行槽縫(slot)的熱交換器。碳化物散料垂直通過槽縫而被流經相鄰槽縫的熱氣體預熱。碳化材料散料的導熱性可保證2000kg/分鐘 能夠在體積大約為1.5×2×5米的熱交換器中預熱。
第一階段利用在第一和第二階段產生的CO燃燒熱量的主要問題是從氣相到金屬熔池的能量傳導速度。從氧氣頂吹轉爐(直立的、可傾動的、通常是圓柱形的轉爐)的結論顯而易見，在這類爐子的金屬熔池里從CO到CO2完全燃燒的潛在化學能一般只有大約11％被回收，這是由于廢氣向上流動、水冷罩的散熱效應以及金屬-熔渣乳液與氣體的緊密結觸，在這一過程絕大部分內該乳液的碳含量高(大于0.2％C)，從而在鼓風循環(huán)的整個過程中不允許任何CO2在金屬-熔渣乳液附近存在。這使一般的氧氣頂吹轉爐，如果不是不可能的話，也是難于在爐中由大量的碳化鐵裝料完成自熱工序。在電弧爐中，從金屬熔池中生成的CO的后燃燒可發(fā)生，但是由于池的橫截面積很大，所以用燃燒金屬熔池中產生的CO所需的氧氣難滲透到電爐的中心或對側，而且也難于完全利用CO氧化成CO2而得到的潛在化學能。較大的熔池面積也使得難于提供一個在其中完成后燃燒的深泡沫熔渣層。另外，電爐的側壁和頂壁是水冷的，這將很快地從爐中吸收能量。從而，從熱傳導效率而言，無論是氧氣頂吹轉爐還是電爐都不是最優(yōu)的。
用其它形式的爐子可以獲得較高的熱傳導效率，從鐵礦的熔煉還原過程所獲得的數據也證實了這一點，象DIOS和HIsmelt。這些熔煉過程包括必須經后燃燒在熔煉爐中礦物還原和煤的氣化時產生的CD而產生能量，并包括將燃燒熱傳遞到金屬熔池和熔渣中以便提供裝料加熱和鐵礦還原成金屬鐵的吸熱反應所需的能量。那些數據提供了熔渣/金屬熔池系統(tǒng)的熱傳導能力的一種度量。在DIOS系統(tǒng)中獲得2Gcal/小時/m2(2×109cal/小時/m2)或更高的熱流，這可從《鋼鐵制造者》(Iron&Steelmakers)1990年12月17卷12期T.Ibaraki等的論文報告的數據計算出。
在熔渣和金屬之上的空間區(qū)域內，也可以實現氣相燃燒的能量傳導，但它并不象從熔渣到金屬的能量傳導一樣劇烈。表10比較了氣相中及熔渣和金屬之間可能傳導的能量流。
表10熱傳導需要量結果千卡/小時熔池中需要能量9943494渣中可得到的能量無補充能量 -8634903有補充能量 -9675074來自氣體的需要能量無補充能量1308591
有補充能量 268420可達到的熱流，Kcal/小時/m2由渣到池(熔煉過程數據) 2000000由氣到渣(計算值)150154熱傳導所需面積，m2由渣到池4.97從氣到渣，無補充能量8.71從表10可以看出，從氣體到熔渣的熱流遠低于從熔渣到熔池的熱流，這種從氣體到熔渣的熱傳導的影響將導致需要很大的容器，從而為獲得合理體積的容器，有必要使從后燃燒反應直接到渣相的能量釋放盡可能最大。
正如上面提到，第一階段反應器的金屬熔池中沒有必要保持任何化學品濃度梯度。因為熔池中大量CO的生成以及碳化鐵的熔化和溶解，攪拌能量的強度是非常大的，并且熔池總是被充分混合的。表11給出了在第一階段反應器中典型的混合能量強度計算數值。
表11第一階段反應器混合能量強度Fe3O4還原生成的CO Nm3/分鐘 18.41吹入氧氣生成的CO Nm3/分鐘89.63生成CO合計 Nm3/分鐘108.4混合能量，瓦/噸 35542基于Nakanishi等(1)的混合時間，秒12基于kato等(2)的混合時間，秒 22CO噴吹速率，Nm3/噸-秒 3.(1)鋼鐵制造(1ronmaking&Steelmaking)，(1975)3卷，193頁(2)Kato，Y.，Nakanishi，K.，Saito，K.，Noxaki，T.，Suziki，K.and Emi，T.，Tetsu-to-Hagane，66，(1980)，11，S881第一階段反應器優(yōu)選地以連續(xù)的方式操作，連續(xù)地裝入碳化鐵、氧和燃料，連續(xù)地出金屬和爐渣(然而，也可以以半連續(xù)的方式操作，初始液體料最小，向其中連續(xù)加入碳化鐵材料，穩(wěn)定地增加容器中的金屬量，直到間歇地放出。這樣的操作需要深一些的容器。)可以想到第一階段反應器擁有三個分區(qū)域氣體、爐渣和金屬熔池。在穩(wěn)態(tài)下，每一區(qū)域都有必須滿足的能量平衡。對于金屬熔池而言，固體碳化鐵被直接噴入熔池而氧氣通過浸沒式風口吹入。盡管碳化鐵中的碳被氧氣連續(xù)地氧化成CO，在金屬相釋放熱能，但仍然沒能釋放出足夠的熱以提供顯熱及熔化和溶解碳化物的溶解熱。這樣，熱必須從熔渣相傳送至金屬相。這種熱必須來自通過后燃燒槍和燃燒器在熔渣相從CO到CO2的燃燒。燃燒器優(yōu)選地燃燒從第二階段精煉容器中回收的CO，或利用象天然氣一類的另一種燃料。熔渣的組成優(yōu)選容易泡沫化并使得在泡沫熔渣中易發(fā)生燃燒，從而在熔渣相中保持燃燒熱能，熱能可以容易地從渣相傳送到金屬相。第一階段反應器蒸氣空間中的氧氣受到限制，并且在泡沫熔渣中任何未燃燒的CO通常將在反應器外燃燒，例如在象上面解釋的后燃燒室/熱交換器24中燃燒。針對不同操作條件的分區(qū)域，已做出能量平衡的計算，并且也已計算出傳導滿足區(qū)間熱平衡所需熱能的區(qū)域之間的面積。以這些面積為基礎，達到給定產出率的容器的尺寸也得到了。表10是這種計算的一個實例。
在第一階段反應器中金屬熔池中的碳濃度被保持在需要的水平以保證放出并向第二階段反應器傳送。第二階段反應器是一種管道型連續(xù)精煉容器，具有一組浸入式氧風口，當金屬從一個氧風口流向另一個氧風口時，鐵碳合金中的碳含量優(yōu)選穩(wěn)定地下降?；蛘撸诙A段反應器也可以是一個充分混合的反應容器，氧氣被連續(xù)地吹入金屬熔池以在鋼產品中將碳含量一直保持在希望的水平。此外，第二階段反應器可以是半連續(xù)反應器，第一階段產品和氣態(tài)氧穩(wěn)態(tài)裝入該反應器，但并不放出直到重量和碳含量等于所希望的鋼批量和組成。在所有三種情況下，CO都被收集起來而未被空氣稀釋以在第一階段用作燃料。
第二階段放熱反應是自熱的，不必提供燃料，如果例如(1)從第一階段進入的鐵碳液體中的碳含量大約為1.35％，進入溫度大約為1520℃，而最終鋼的碳含量為約0.05％，鋼的溫度大約為1670℃；或(2)進入的液體合金碳含量大約為1.0％，溫度大約為1500℃，而鋼的含碳量為約0.05％，鋼溫度大約為1650℃。在表2的區(qū)域A示出的從第一階段進入的鐵碳液體的溫度和組成的一般限制范圍 內許多存在的這類組合會導致自熱的第二階段。在其它情況下，如果需要補充熱能，后燃燒氧氣可以被引入第二階段反應器的蒸氣空間內以燃燒一部分CO。
富含CO的氣體以鋼的溫度離開第二階段反應器，因為它是在鋼池中產生的，并且優(yōu)選地沒有氧氣加入到氣相。如果利用連續(xù)流程的反應器，氧氣風口可間隔1.0-1.5米，金屬流通過的通道必須有這樣的橫截面積使金屬塞流的速度至少達到約0.5-1米/分鐘，以防止回混。這種容器某一部分的混合模型在圖3中顯示。正如圖中顯示的，標注的向上的速率是指每個風口正上方的金屬。圍繞風口上上升的每個金屬卷流都有一個不同的循環(huán)圖樣，這樣的圖樣具有由容積幾何形狀決定的金屬的充分向前流動，有效地減小反應器中的回混并在池中形成了碳的濃度梯度。
第二階段反應器是完全封閉的，從而從池中發(fā)散的CO就能被收集而不會暴露在空氣或其它氧氣源中。象第一階段反應器一樣，第二階段反應器也是有耐火襯的，以使熱量損失最小。
如果第二階段反應器以半連續(xù)的方法操作，則必須設置間斷地開關金屬放出口的裝置。在這種情況下，沒有必要從一端到另一端保持碳的濃度梯度，容器可被作為一個充分混合的反應器來操作。
應用上面描述和舉例的數據，可根據表2中的條件設計一個系統(tǒng)，以用于從碳化鐵中生產50,000kg/小時的鋼。在圖4、5和6示出這樣的一個示例性第一階段反應器，該第一階段反應器與相應的第二階段反應器相結合，能夠以上述這樣的速率生產含有約0.05％碳且溫度約1630℃的鋼。如圖4所示，在平面圖中第一階段反應器通常是矩形的，并且有一個象圖6所示的圓底44。第一階段反應器也可以例如如圖6所示是可傾動的，它可以跨在輥46上，利用電機49(圖5)驅動、通過齒輪箱48利用驅動軸47可以傾動該反應器。反應器的傾動動作有助于液面下風口17的運行和維護以及爐襯的更換等等。
圖4中裝有耐火襯的反應器1在渣管道處有約2米的內寬和約5米的內長。在穩(wěn)定操作中，從底部最低點至金屬熔池表面的距離約0.7米；從底部最低點至渣頂的距離約2.5米(穩(wěn)定操作時金屬池之上的渣沫深度優(yōu)選不超過2.0米)，并且從底部的最低點到頂部內表面約4.0米。
通過一根單獨的噴管、它可能是簡單的鋼管51，連續(xù)保持著碳化鐵(表1)的1000kg/分鐘的穩(wěn)定供給量。碳化鐵噴吹具有這么高的速率，以塞流操作第一階段反應器是困難的或是不可能的。事實上，正如上所述，在第一階段反應器中，碳化鐵供料直接噴吹進入金屬熔體對于在第一階段反應器中充分混合反應起了很大的促進作用。也正如上所述，這是蓋氏專利5,139,568的另一個不足。噴槍51是可縮式的并浸入到金屬池中，例如在操作中至少在渣下30cm。碳化鐵的致密相流動被保持，并有100鎊碳化鐵對1鎊載體氣體的典型比率。載體氣體優(yōu)選地為二氧化碳或氮氣，穩(wěn)態(tài)下池中金屬的重量是32噸。
能夠用氧氣燃燒來自第二階段反應的高達1200Nm3/小時一氧化碳的燃燒器19被安裝在反應器最靠近第二階段反應器的端壁且在底部最低點之上約2.3米，而且以約30度的角度向下傾斜。燃燒器19也裝備有一個天然氣供應管道20，以使天然氣能以約5×106Kcal/小時的最大總能量輸入速率取代CO。
天然氣/氧氣燃燒器12以相似的方式安裝在CO燃燒器的對側端，并能以0到5×106Kcal/小時的速率輸入能量。
4到8個浸入式氣體屏蔽的風口17被安裝在爐子底部，使得約40.8-45Nm3/分鐘的氧氣被連續(xù)注射，氧氣在這些風口之間均勻分配，一起噴入的約6.8-8.0Nm3/分鐘的天然氣或10.2-11.2Nm3/分鐘的CO2或N2作為氧槍冷卻劑，也在各風口之間均勻分配。
4-8支后燃燒槍18使得約35Nm3/分鐘的氧氣被噴入，氧氣可以在氧槍間均勻分配，氧槍被放置在反應器1的側壁上、例如在熔池之上約1米，即在泡沫渣層內。這些氧槍以一個如約25～30度的角度朝下傾斜，朝向金屬熔池并深入渣層中。這樣噴射入的氧氣用于使第一階段反應中產生的CO在泡沫熔渣中后燃燒生成CO2。
金屬從放出口52被連續(xù)放出，且金屬熔池面在穩(wěn)定操作期間保持在約0.7米。
爐氣、主要是CO2和煙塵通過滑動密封件53(圖4和5)從第一反應器中除去，該滑動密封件阻止空氣的大量進入并與排出管23連接。
反應器被設計成能使得放出、氣體注射和廢氣的去除在基本上沒有空氣進入的情況下實現，從而降低廢氣處理的投資和氮氧化物形成。
從耐火襯修理簡易考慮，反應器頂部的那一半可以做成可更換的。
中間物鐵碳合金(一般具有1.0-1.5％C成分和1490-1540℃的溫度)在無渣和盡可能少的溫度損失下從第一階段反應器轉移到第二階段反應器。為此目的，來自第一階段的熔融金屬被轉移，例如通過一個可傾動的分流槽或者中間貯存罐(未示出)?；蛘?，熔融金屬或其一部分可以被取出并以生鐵和微粒的形式被固化。第一階段反應器的熱平衡被列入下面的表12中，其條件詳述于表6中。
表12熱平衡-第一階段熱輸入 千卡/小時熱輸出千卡/小時廢鋼 0碳化物中的Fe3C -4221205.88 CO25603686.36碳化物中的Fe3O4-316767.64 CO 369827.96碳化物中的SiO2-220231.96 中間物Fe-C15782894.27來源于階段2中 -15621.36 渣 2138419.65CO2的少量熱損失 (如2CaOSiO2)來源于階段2中CO的少量熱損失-62453.86 灰塵436281.24反應式4Fe3C+Fe3O4＝15Fe+4CO 1714063.08碳化物中的Fe(金屬的) -19539.78反應式CO+1/2O2＝CO2-17119880.14反應式C(gr)＝C在熔液中370561.01造渣形成中的熱 -786938.43 熱損失 3283233.27反應式Fe3C+1/2O2＝3Fe+CO -5666999.29反應式Fe3C＝3Fe+CO -370270.60形成灰塵中的熱 -899057.91補充燃料所需能量 0.00，kcal/小時合計 -29698966.8529698966.85裝有耐火襯的第二階段反應器36是為了(1)通過氣體屏蔽的底部風口將氧氣噴入熔融態(tài)金屬流對來自第一階段的液態(tài)鐵碳合金進行脫碳；(2)收集碳和氧反應生成的一氧化碳作為第一階段的燃料以及(3)將穩(wěn)定的鋼流放入收集鋼包43中以為后續(xù)鑄造進行溫度和成分調節(jié)。示例的第二階段反應器更為詳細的視圖表示在圖7A和7B，其中容器的長度比其它兩個方向的尺寸更長，底部氧氣的吹入通過6個風口38，這些風口限定了6個處理區(qū)域并且沿槽底部中心管道間隔開例如1.06米。用Nm3/分鐘表示的氧氣流在幾個風口區(qū)域可變化，優(yōu)選地在各個風口區(qū)在熔融金屬內提供基本等量的攪拌能量，例如以如下氧氣流區(qū)域1，4.04；區(qū)域2，2.18；區(qū)域3，1.39；區(qū)域4，1.74；區(qū)域5，1.39；區(qū)域6，2.12。作為保護氣體，0.15-0.23Nm3/分鐘的天然氣或0.38-0.58Nm3/分鐘的CO2，N2或Ar流向每個風口。在第二階段反應器中二氧化碳是優(yōu)選的風口冷卻劑，以防止未被化合的氫氣可能產生聚集并由此導致爆炸的危險，例如利用甲烷冷卻劑可能發(fā)生這種情況(第一階段反應器則相反，那里吹入泡沫渣中的氧與氫化合生成水)。在本實施例在第二階段反應器中，這樣的氧氣風口的數量和間隔是最優(yōu)的，以達到預期的脫碳水平，并保持爐內金屬溶液駐留時間較短以防止回混和吹穿問題。圖8示出金屬駐留時間與第二階段反應器的風口數量的關系，這里引入第二階段反應器中的中間物鐵碳合金中的碳含量是1.5％，而最終鐵碳合金中的碳含量是0.01-0.5％(重量)。正如所示，可利用六個風口使獲得該最終碳含量的駐留時間盡可能短。如上所示，到每個風口的氧氣流可根據需要被分別控制以從反應器入口到出口端保持一個所期望的碳梯度。在任何情況下，注入鋼池中的全部氧氣必須處于基本上為化學計量的配比量以將池中碳含量降至期望的水平。在最后兩個風口進行例如大約0-1.5Nm3/分鐘的氬氣噴入。
示例的第二階段反應器被顯示在圖7A和7B，它可以沿下游方向稍稍傾斜(例如大約1％)以助于金屬流動，并且鄰近于反應器裝料端具有第一部分耐火通道60，該通道比鄰近反應器出口端的第二部分通道61更寬、更深。例如，第一部分通道60、區(qū)域1和2的內部尺寸確定了該部分中金屬熔池的尺寸可為約1.02米寬、0.61米深并有2.77米的長度。第二部分61、區(qū)域3-6可有一個約0.61米寬的通道、0.41米的熔池深度和約4.11米長。這樣的一個容器可調節(jié)沿反應器長度方向的塞流中的熔融鐵碳合金連續(xù)流動。在第二個較窄部分61中的塞流速率約為0.5-0.6米/分，全部金屬流大約是51000kg/小時。這樣的反應器結構也能夠降低液態(tài)金屬熔池的潑濺(液態(tài)金屬表面的共振波)。以1450-1550℃、優(yōu)選為約1520℃的溫度進入第二階段反應器的金屬以大約1630-1670℃的溫度從反應器中出來。
上述實施例中第二階段的分段熱平衡依據表6示于下表13中。
表13第二階段熱平衡熱輸入 Kcal/小時 熱輸入 Kcal/小時Fe-C中間產物 -15782894 鋼 16875560用Kcal/Kg反應式C(gr)+O2＝CO2-1165818 灰分 170375反應式C(gr)+1/2O2＝C -1309754CO624526C的溶化 -286808 CO2156023熱損失718611合計 -18545275 18545275如同第一階段反應器的情況，第二階段反應器被設計成得以防止空氣的進入，從而并不燃燒反應產生的CO。從而，象在第一階段反應器一樣，熔融金屬的進出通過浸入式放出口或虹吸管實現。
從第二階段反應器36中出的氣體處于熔融金屬的溫度，例如約1630℃，它們在水冷卻器41中冷卻而可用于以例如約20psig的壓力提供給第一階段CO燃燒器19。如上所示，來自第二階段反應的煙塵基本上是純鐵，它在細分的(例如大約1微米)狀態(tài)時是自燃性的，所以必須小心防止空氣或其它來源的氧氣接觸這種材料，因為在氧氣存在的條件下，它將在大約100℃以上的溫度下燃燒。
第二階段工藝裝入的原料是足夠純的，因此，如果需要助熔劑，也是非常少的。在第二反應中形成的少量渣被周期性地從第二階段反應器通道的裝料端放出。
金屬流可以短時間停止以適應從一個收集器向另一個收集器的轉換，或者當從第一階段的裝料有一個延遲時。
在上述實施例中，鋼包43能夠容納60000kg鋼，并保持鋼的溫度在約1600℃，為此目的，鋼包43需要裝備一個蓋子(未示出)，通過它可以插入一個燃燒器。
第二階段反應器的緊急倒空可以利用分流放出槽(未示出)進行調節(jié)。
可將來自第一階段和第二階段反應器中的廢氣取樣以連續(xù)地分析CO和CO2，流量計和控制器安裝在所有的氧氣和天然氣管道上，并借助程序邏輯控制器(PLC)提供從氣體分析器到流量控制器的動態(tài)反饋。
所述兩階段反應對于本發(fā)明從碳化物到鋼工藝的有效操作是決定性的。正如上述的特定實施例中描述的，第一階段反應器是充分混合反應器，沒有必要并確實不可能沿著反應器長度方向保持成分梯度，從而導致熱平衡和工藝控制的簡化。第二階段也可以按一個充分混合反應來進行操作，但優(yōu)選保持塞流或層流，從反應器進口端到出口端有碳成分梯度。將從該第二階段反應中產生的至少大部分CO收集起來而在第一階段反應器中燃燒是必要的，優(yōu)選地在泡沫熔渣層中燃燒，使得在第一階段反應器中從渣到熔融金屬的熱傳導效率最高。用這種方法，從第二階段反應中生成的CO的最大能值被挖掘，并且第一階段的反應也基本上能夠自熱進行。
本發(fā)明方法的上述實施例中，相應的物料總平衡也根據表6顯示。
表14物料總平衡流量 數量Kg/小時碳化鐵供料 57100熔劑 3426鋼 50000渣 5525灰土 1114脫碳氧氣，階段21190脫碳氧氣，階段13166后燃燒氧氣，階段1 4082廢氣，階段112416
為用于實際商業(yè)生產，包括第一和第二反應器的單一單元的生產率可為25-200、特別是50-150噸/小時，對于較大的生產率來說，若干這樣的單元可平行地安裝。
第一階段反應器的裝料除了碳化鐵材料之外還包括多達50％的成分，象廢鋼、生鐵和預還原礦。在這種情況下，如果非碳化物的裝料部分是主要的話，則通常需要一些補充能量的投入、例如燃燒天然氣、油或煤。
通過將本方法分為兩個獨立階段并且在連續(xù)穩(wěn)態(tài)操作期間消除在第一階段保持濃度梯度的需要，本方法的操作和反應器的結構是非常簡化的。施行一個充分混合方法要容易的多。這樣劃分工藝步驟也能導致這樣的事實，即在第二精煉階段所釋放的、第二階段反應自熱進行并不需要的氣體中的能量可以得到充分利用，以提供第一熔化階段自熱進行所需的能量。這種從第二階段回收CO而在第一階段充分利用解決了現有技術中的這樣一個問題、即在適當地方適當利用工藝過程產生的氣體。
同樣，通過將工藝分為兩個階段，還可以依據具體鋼廠的需求來決定精煉階段是連續(xù)的、半連續(xù)的或是間歇的，以適應鋼包爐或連鑄操作。
通過完全封閉，本發(fā)明的系統(tǒng)基本上可以消除污染，從第一階段產生的灰塵可以被捕捉并返回到工藝過程，并且富含CO2的廢氣可以冷卻并收集用于其它用途或出售。
作為一個連續(xù)的工藝，年生產能力的噸鋼資金成本可以降低。
作為一個基本上自熱進行的工藝，運營成本可比其它煉鋼方法低。
本工藝可以以盡可能少的所需附加燃料利用備好的廢鋼，而不會大幅度提高成本。
權利要求
1.一種將碳化鐵轉化為鋼的方法，它包括使裝入原料包含的碳化鐵在第一反應器的鐵碳熔池中熔化和溶解，向鐵碳熔池吹入氧氣，在第一反應器中生產出碳含量介于裝入原料碳含量和最終要求鋼的碳含量之間的鐵碳合金，并在第二反應器中將液態(tài)中間物鐵碳合金精煉成所期望最終碳含量的鋼。
2.一種根據權利要求1的方法，其中在第一反應器中的鐵碳熔池是充分混合的，并且第二反應器中的金屬熔池基本上以塞流流動。
3.一種根據權利要求1或2的方法，其中本方法是連續(xù)進行的。
4.一種根據權利要求1的方法，其中第二反應器的金屬熔池中的反應通過在第二反應器中金屬熔池表面下吹入氧氣而得以促進，并自熱進行。
5.一種根據權利要求2的方法，其中第二反應器的金屬熔池中的反應通過在第二反應器中金屬熔池表面下吹入氧氣而得以促進，并自熱進行。
6.一種根據權利要求4的方法，其中第二反應器產生的一氧化碳被收集起來并保持無空氣或其它來源的氧氣，而在第一反應器中與氧燃燒。
7.一種根據權利要求5的方法，其中第二反應器產生的一氧化碳被收集起來且保持無空氣或其它來源的氧氣，而在第一反應器中與氧燃燒。
8.一種根據權利要求6的方法，還包括形成覆蓋在第一反應器的金屬熔池上的泡沫渣層，并且在泡沫渣層中燃燒來自第二反應器的一氧化碳。
9.一種根據權利要求7的方法，還包括形成覆蓋在第一反應器的金屬熔池上的泡沫渣層，并且在泡沫渣層中燃燒來自第二反應器的一氧化碳。
10.一種根據權利要求8的方法，其中裝入的原料基本上是預熱到至少約550℃的碳化鐵，在第一反應器產生的一氧化碳在泡沫渣層中燃燒，且第一反應器中的反應基本上是自熱的。
11.一種根據權利要求8的方法，其中裝入的原料包括最高達重約50％的鐵基廢鋼，裝入原料的其余部分基本上是碳化鐵。
12.一種根據權利要求9的方法，其中裝入的原料基本上是預熱到至少約550℃的碳化鐵，在第一反應器產生的一氧化碳在泡沫渣層中燃燒，且第一反應器中的反應基本上是自熱的。
13.一種根據權利要求10的方法，其中本方法是連續(xù)進行的。
14.一種根據權利要求12的方法，其中本方法是連續(xù)進行的。
15.一種根據權利要求2的方法，其中氧氣沿著各相應反應器的長度方向在間隔開的位置被注入第一長型反應器和第二長型反應器的金屬熔池中，并且第一反應器產生的中間產物鐵碳合金在被引入到第二反應器之前先進行脫渣處理。
16.一種根據權利要求15的方法，還包括通過在第一反應器金屬熔池的表面下吹入氧氣而在該反應器的泡沫渣表面下進行所產生一氧化碳的后燃燒。
17.一種根據權利要求16的方法，還包括利用第一反應器產生的廢氣的顯熱對裝料碳化鐵進行預熱。
18.一種從含有碳化鐵及包括氧化硅和氧化鋁的脈石的裝入原料形成鐵碳合金的方法，它包括以下步驟—在鐵碳熔池中將裝入原料中的碳化鐵熔化和溶解；—加入含有石灰石的熔劑與脈石化合造渣；—將氧氣注入鐵碳熔池從而生產出一氧化碳反應產物；—利用鐵碳金屬熔池中產生的一氧化碳，形成覆蓋在鐵碳熔池上表面且含所述一氧化碳的泡沫渣層，并且—在泡沫渣層中燃燒一氧化碳。
19.一種根據權利要求18的方法，其中在鐵碳熔池的整個上表面，泡沫渣層具有基本上相同的厚度。
20.一種將碳化鐵轉化成含有大約0.01％到大約0.5％碳的鋼的方法，它包括以下步驟提供第一長型反應器和第二長型反應器；在第一反應器中提供一個鐵碳熔池；在第一反應器金屬熔池的表面下注入粒狀碳化鐵；通過沿著第一反應器長和寬兩個方向間隔開的數個位置將氧氣吹入熔池而將第一反應器中的液態(tài)金屬熔池攪拌至充分混合的狀態(tài)，并通過碳和氧的反應而從熔池中產生碳氧化物；在第一反應器中繼續(xù)注入碳化鐵和氧氣以提供含有大約0.5％到大約2％的中間碳含量的金屬熔池的穩(wěn)態(tài)反應條件；將液態(tài)中間產物鐵碳合金轉送入第二反應器；通過沿第二反應器長度方向數個間隔開的位置將氧氣注入第二反應器的金屬熔池以提供基本上的塞流，該塞流的碳梯度沿第二階段反應器的長度方向從位于液態(tài)金屬入口端的中間產物鐵碳合金的碳含量，到第二反應器液態(tài)金屬流出端的所期望的最終鋼的碳含量；將液態(tài)中間產物鐵碳合金自熱精煉到所希望的最終鋼碳含量；收集第二反應器產生的一氧化碳氣；并且在第一反應器中使之與氧氣一起燃燒。
21.一種根據權利要求20的方法，還包括將裝入第一反應器的碳化鐵預熱到至少大約550℃的溫度，在第一反應器中生產覆蓋在金屬熔池上的泡沫渣層，并且其中來自第二反應器的一氧化碳和在第一反應器中產生的一氧化碳在泡沫渣層中燃燒以在第一反應器中提供基本上自熱的反應。
22.一種根據權利要求21的方法，其中裝入第一反應器的碳化鐵是利用第一反應器中一氧化碳燃燒產生的氣體進行預熱的。
23.一種根據權利要求20、21或22的一種方法，其中該方法是連續(xù)進行的。
24.一種根據權利要求20、21或22的一種方法，還包括收集第一反應器中反應產生的灰塵并將灰塵送回第一反應器中。
25.一種生產鋼的自熱方法，它包括提供一個長型的最終精煉反應器，該反應器的長度遠長于寬度；將基本上無渣的液態(tài)鐵碳合金引入最終精煉反應器的入口端，該合金具有約0.5％到約2％(重量)的碳含量；通過以間隔開的位置將氧氣注入最終精煉反應器中的液態(tài)金屬中而沿著最終精煉反應器的長度方向將其劃分為一系列互相間隔開的分區(qū)，由此產生一氧化碳并對每個分區(qū)的液態(tài)金屬施加豎直方向運動和圍繞注入氧氣的循環(huán)運動以盡可能減少回混，并且當液態(tài)金屬從一個分區(qū)向下游流向另一個分區(qū)時，在不同分區(qū)之間形成碳梯度，使得最后一個分區(qū)的碳含量大約為0.01％到0.5％。
26.一種根據權利要求25的方法，其中至少在最終精煉反應器中產生的大部分一氧化碳被收集起來，并且在熔化和脫碳反應器中與氧氣燃燒以產生最終精煉反應器的液態(tài)金屬裝入料。
27.一種根據權利要求26的方法，其中該方法是連續(xù)進行的，且液態(tài)金屬基本上以塞流流過最終精煉反應器。
28.一種根據權利要求26的方法，其中在最終精煉反應器的方法是以半連續(xù)方式進行的。
29.一種根據權利要求26的方法，其中在熔化脫碳反應器中的方法是以半連續(xù)方式進行的，在熔化脫碳反應器中產生的液態(tài)金屬被收集起來并被傳送到最終精煉反應器，在最終精煉反應器中該方法是自熱進行的。
30.一種根據權利要求27的方法，其中液態(tài)金屬塞流的速率為至少約0.5米/分。
31.一種根據權利要求30的方法，其中在最終精煉反應器中金屬流通道的長度至少約為金屬流通道寬度的10倍。
32.一種根據權利要求31的方法，其中在最終精煉反應器中至少有6個分區(qū)。
33.一種根據權利要求26的方法，該方法是連續(xù)進行的，其中液態(tài)金屬基本上以塞流流過最終精煉反應器。
34.一種根據權利要求33的方法，其中液態(tài)金屬塞流的速率至少為約0.5米/分，最終精煉反應器中金屬流通道的長度至少約為金屬流通道寬度的10倍；在最終精煉反應器中至少有6個分區(qū)。
35.一種根據權利要求26的方法，其中在最終精煉反應器中的反應是充分混合反應。
36.一種根據權利要求26的方法，還包括在熔化脫碳反應器中的液態(tài)金屬層上形成渣層；將氧氣注入到液態(tài)鐵碳合金層中，通過碳與氧的反應產生一氧化碳；利用產生的一氧化碳對渣進行泡沫化；在泡沫渣層中燃燒在熔化脫碳反應器及最終精煉反應器中產生的一氧化碳。
37.一種煉鋼方法，它包括提供長型的封閉式最終精煉反應器；給反應器的入口端裝入基本上無渣的液態(tài)中間產物鐵碳合金，該鐵碳合金具有比所期望最終碳含量更高的碳含量；將氧氣注入到液態(tài)鐵碳合金中，從而對合金進行脫碳并形成一氧化碳；基本上避免其他氧源進入最終精煉反應器；并且收集在最終精煉反應器中產生的一氧化碳。
38.一種根據權利要求37的方法，其中液態(tài)鐵碳合金連續(xù)地以塞流流經最終精煉反應器，從反應器的入口端到反應器的液態(tài)金屬出口端其碳含量降低。
39.一種根據權利要求37或38的方法，還包括提供封閉的長型熔化脫碳反應器；在該熔化脫碳反應器中提供鐵碳合金熔池；提供覆蓋鐵碳合金熔池的泡沫渣層；將預熱后的粒狀碳化鐵裝入鐵碳合金熔池中；將氧注入到鐵碳合金熔池；從而對熔池進行脫碳并形成一氧化碳；將來自最終精煉反應器中的附加一氧化碳引入到熔化脫碳反應器中；通過將氧氣吹入泡沫渣層而在泡沫渣層中燃燒基本上所有的一氧化碳；以充分混合和基本上自熱進行的方式繼續(xù)在熔化脫碳反應器中反應，直到熔化脫碳反應器中液態(tài)鐵碳合金中的碳含量達到所期望的水平，以將液態(tài)鐵碳合金引入最終精煉反應器；在熔化脫碳反應器中對液態(tài)鐵碳合金脫渣，并將脫渣后的液態(tài)鐵碳合金引入最終精煉反應器。
40.一種從碳化鐵生產鐵碳合金的反應器，該反應器包括由碳化鐵原料形成的鐵碳熔池、將碳化鐵和造渣劑注入鐵碳熔池的裝置以及把氧氣吹入鐵碳熔池的氧槍，所謂鐵碳熔池包括—由碳化鐵與氧反應生成一氧化碳反應產物過程形成的鐵碳合金液態(tài)部分，和—覆蓋所述鐵碳合金液態(tài)部分的渣部分，該渣部分通過與造渣劑反應并利用所述一氧化碳對生成的液態(tài)渣泡沫化而形成。
41.一種由基本上無渣的液態(tài)金屬原料基本上自熱地制造鋼的裝置，該原料基本上由約0.5～約2％(重量)的碳和余量的鐵組成，該裝置包括長度遠大于寬度的最終精煉反應器。將氧氣注入最終精煉反應器的金屬熔池中的裝置、除了注入液態(tài)金屬熔池表面下的氧氣之外避免其他氧氣進入最終精煉反應器的裝置，以及收集從液態(tài)金屬熔池中生成的一氧化碳氣體的裝置。
42.根據權利要求41的裝置，其中最終精煉反應器中金屬流通道的長度至少約10倍于金屬流通道的寬度，并且至少有6個基本等間距的風口用于吹入氧氣。
43.根據權利要求41的裝置，還包括長型的熔化脫碳反應器以生產作為最終精煉反應器原料的液態(tài)鐵碳合金，所謂熔化脫碳反應器包括燃燒器裝置以燃燒在最終精煉反應器中產生的一氧化碳。
44.根據權利要求43的裝置，其中一氧化碳燃燒器裝置與水平方向成一角度朝下，以便在熔化脫碳反應器中在覆蓋液態(tài)金屬熔池的泡沫渣層中燃燒一氧化碳。
45.根據權利要求44的裝置，還包括沿熔化脫碳反應器長度方向在間隔開的位置將氧吹入該反應器的金屬熔池中的裝置。
46.根據權利要求45的裝置，還包括數個后燃燒氧槍，該氧槍適用于將氧注入泡沫渣層的表面之下，并在其中燃燒從液態(tài)金屬熔池中生成的一氧化碳。
47.根據權利要求46的裝置，還包括將粒狀的碳化鐵作為原料裝入熔化脫碳反應器的金屬熔池表面之下的裝置。
48.根據權利要求47的裝置，還包括至少一個位于熔化脫碳反應器壁上的氧氣燃料燃燒器，以便于為反應器中提供額外的熱能。
49.一種由碳化鐵生產鋼的裝置，它包括—有耐火襯的第一熔化脫碳反應器；—在第一反應器中提供金屬熔池和泡沫熔渣層的裝置；—將粒狀的碳化鐵作為原料裝入第一反應器的裝置；—在第一反應器的數個位置將氧吹入鐵碳熔池中的裝置；—在第一反應器的數個位置將后燃燒氧氣吹到鐵碳熔池表面之上的裝置；—吹入一氧化碳并使之與氧氣于第一反應器鐵碳熔池之上燃燒的裝置；—收集第一反應器中燃燒一氧化碳所生成的富含二氧化碳的廢氣并利用這種廢氣中的顯熱預熱碳化鐵原料的裝置；—收集從第一反應器的鐵碳熔池中排出的灰塵并將灰塵送回第一反應器的裝置；—長型的有耐火襯的第二精煉反應器，適用于接受第一反應器產生的液態(tài)鐵碳合金；—沿第二反應器的長度方向以間隔開的位置將氧吹入到液態(tài)鐵碳合金中的裝置；—收集并冷卻在第二反應器中生成的一氧化碳氣體并將其送到第一反應器中以與氧氣在其中一起燃燒的裝置，以及—收集第二反應器中生產的最終液態(tài)鋼產品的裝置。
50.根據權利要求49的裝置，其中將后燃燒氧注入第一反應器的裝置適用于將后燃燒氧注入到第一反應器泡沫渣層的表面之下，燃燒從第二反應器傳送到第一反應器中的一氧化碳的裝置適用于在泡沫渣層表面之下燃燒一氧化碳。
51.根據權利要求49的裝置，其中在第一反應器中燃燒來自第二反應器的一氧化碳的裝置是安裝在第一反應器壁上的氧氣-一氧化碳燃燒器，并且該裝置與水平方向成一定角度向下。
52.根據權利要求49的裝置，其中第二反應器的出口端比進口端低。
53.根據權利要求49的裝置，還包括至少一個安裝在第一反應器壁上的氧氣燃料燃燒器，利于熔化碳化鐵和任選的廢鋼料。
54.根據權利要求的49裝置，其中將氧注入第一反應器和第二反應器的裝置是氣體屏蔽的風口。
55.根據權利要求54的裝置，其中在第一反應器中至少有6個風口，在第二反應器中也至少有6個風口。
56.根據權利要求49的裝置，還包括在第一反應器出口端附近的一個用于出渣的出渣口。
57.根據權利要求56的裝置，還包括在第二反應器中的用于出渣的出渣口。
58.根據權利要求49的裝置，還包括將液態(tài)鐵碳合金產品從第一反應器傳送到第二反應器而基本不使液態(tài)鐵碳合金產品暴露在空氣中的裝置。
59.根據權利要求4-9，11，5-19，25，35-37和39中任一項的方法，其中本方法是連續(xù)進行的。
60.根據權利要求15，25，36，37或39的方法，其中氧氣從液態(tài)鐵碳合金的表面之上、之下或二者的組合吹入液態(tài)鐵碳合金。
61.根據權利要求20的方法，其中氧氣從各自金屬熔池的表面之上、之下或二者的組合分別吹入第一反應器和第二反應器的金屬熔池中。
62.根據權利要求41的裝置，包括從最終精煉反應器的金屬熔池的表面之上、之下或二者的組合將氧氣吹入最終精煉反應器的金屬熔池中的裝置。
63.根據權利要求45的裝置，包括從各自金屬熔池的表面之上、之下或二者的組合將氧氣分別吹入最終精煉反應器和熔化脫碳反應器的金屬熔池中的裝置。
64.根據權利要求49的裝置，其中將氧氣分別吹入第一反應器和第二反應器的液態(tài)鐵碳熔池中的裝置包括從各自鐵碳熔池表面之上、之下或二者的組合將氧氣吹入的裝置。
65.一種生產鐵碳合金的方法，它包括a提供一個包含鐵基金屬熔池的反應器，該熔池的高度在該反應器的預定范圍內；b通過以與碳裝入的預定速率成比例的速率將含有碳化鐵的原料裝入熔池中而將碳以預定速率注入熔池中；c將氧以預定的速率吹入熔池，該速率與碳的注入速率成化學計量的比例以便于與碳注入大體相同的速率在熔池中脫碳。
66.一種根據權利要求65的方法，其中熔融金屬流出反應器以保證熔池的高度在所述預定范圍內。
67.一種根據權利要求65的方法，其中將含有碳化鐵的原料裝入熔池的操作至少一部分是在熔融金屬流出反應器時進行的。
68.一種根據權利要求66或67的方法，其中流出反應器的熔融金屬的碳含量居于含有碳化鐵的裝入原料的碳含量與最終期望碳含量之間。
69.根據權利要求41的裝置，其中最終精煉反應器包括與反應器裝料端相鄰的第一部分和與反應器出口端相鄰的第二部分；并且其中在反應器第一部分中的液態(tài)金屬熔池的寬度和深度比在反應器第二部分中的液態(tài)金屬熔池的寬度和深度要大。
70.根據權利要求69的裝置，其中包括在反應器第一部分中的液態(tài)金屬熔池的長度比包含在反應器第二部分中的液態(tài)金屬熔池的長度要小。
全文摘要
一種由碳化鐵制造鋼的兩階段反應在兩個分立的但相互聯系的反應器(1,36)中進行。在第一反應器(1)中,碳化鐵和造渣劑供入供料端(2),并且借助于容器的幾何形態(tài)、碳化鐵供料和底吹氧氣的攪拌動作以及來自液態(tài)金屬溶池(9)的氣體而使得反應充分混合。含碳量約為0.5～2%的產物送至第二反應器(36),在該反應器中利用從液面下注入的氧氣進行精煉。第二反應是自熱的,并且產生的一氧化碳送至第一反應器(1),在第一反應器中一氧化碳與氧氣在泡沫熔渣中燃燒,這將與在第一反應器(1)產生的CO在渣中后燃燒和利用第一反應產生廢氣的顯熱進行的碳化鐵預熱一起,使得反應基本上也是自熱的。
文檔編號C21C5/56GK1170440SQ95196919
公開日1998年1月14日 申請日期1995年12月5日 優(yōu)先權日1994年12月20日
發(fā)明者G·H·蓋格, A·K·辛哈, A·維斯利科斯, 杜志游 申請人:Usx有限公司, 普拉塞爾技術有限公司