JP4212493B2 - State analysis method in dry zinc smelting furnace and zinc smelting method - Google Patents
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Description
本発明は、コークスを用いて、酸化亜鉛、酸化鉛、酸化鉄および酸化ケイ素を少なくとも含有する焼成物から亜鉛を取り出す乾式亜鉛製錬用の溶鉱炉内で、焼結鉱の各成分のうち少なくとも酸化亜鉛、酸化鉛および酸化鉄の還元反応が主反応として行われる領域での反応状態を解析する方法に関する。
また、本発明は、コークスを用いて、酸化亜鉛、酸化鉛、酸化鉄および酸化ケイ素を少なくとも含有する焼成物から亜鉛を取り出す亜鉛製錬方法に関する。
The present invention uses coke to remove zinc from a fired product containing at least zinc oxide, lead oxide, iron oxide and silicon oxide, and in a blast furnace for dry zinc smelting, at least oxidation of each component of sintered ore. The present invention relates to a method for analyzing a reaction state in a region where a reduction reaction of zinc, lead oxide and iron oxide is performed as a main reaction.
The present invention also relates to a zinc smelting method for extracting zinc from a fired product containing at least zinc oxide, lead oxide, iron oxide and silicon oxide using coke.
溶鉱炉のように、炉内状況の正確な測定や把握が困難である製錬プロセスにおいて、操業状態をモデル化し解析を行うことは、操業改善やプロセスの最適化を図る上で有効な手段である。(例えば、特許文献1)
しかしながら、乾式亜鉛製錬のISP(imperial smelting process)法においては、鉄鋼製錬や銅製錬とに比較して、反応系が複雑なため、体系的な炉内の解析が進められていないのが現状である。 However, in the ISP (imperial smelting process) method of dry zinc smelting, the reaction system is more complex than steel smelting and copper smelting, so the systematic analysis in the furnace is not progressing. Currently.
また、炉内の状況を把握するために温度計などの計器を配設することは、炉内装入物や炉内ガスにより侵食を受けるため、困難である。したがって、実際の操業時においては、炉内状況の安定化および操業の効率化実現するために、経験などに基づいてその場その場で対応する必要があった。このような炉内状況の安定化および操業の効率化、さらには操業の自動化を進めるためには、実操業を再現することが可能であり、かつ操業条件の変化に伴う炉内状況の変化に追従できる炉内の状態解析の開発が望まれる。 In addition, it is difficult to dispose a thermometer or the like in order to grasp the inside of the furnace because it is eroded by the furnace interior material and the furnace gas. Therefore, during actual operation, in order to stabilize the in-furnace situation and increase the efficiency of operation, it was necessary to respond on the spot based on experience. In order to stabilize the in-furnace situation and increase the efficiency of the operation, and further to automate the operation, it is possible to reproduce the actual operation, and the change in the in-furnace situation accompanying changes in the operating conditions. Development of a state analysis in the furnace that can be followed is desired.
そこで、本発明は上述した実情に鑑みてなされたものであり、実操業を再現することが可能な、操業条件の変化に伴う炉内状況の変化に追従できる、乾式亜鉛製錬のISP法により溶鉱炉の内部を解析する状態解析方法、およびこの解析方法を適用して操業する新しい亜鉛製錬方法を提供することを目的としている。 Therefore, the present invention has been made in view of the above-described circumstances, and can reproduce the actual operation, and can follow the change in the in-furnace situation accompanying the change in the operation condition, by the dry zinc smelting ISP method. It aims at providing the state analysis method which analyzes the inside of a blast furnace, and the new zinc smelting method which operates by applying this analysis method.
本発明に係る乾式亜鉛製錬溶鉱炉内の状態解析方法は、コークスを用いて、酸化亜鉛、酸化鉛、酸化鉄および酸化ケイ素を少なくとも含有する焼成物から亜鉛を取り出す乾式亜鉛製錬用の溶鉱炉であって、導入されたコークスの全導入量の少なくとも一部を落下させるとともに生成した亜鉛を排出する第一領域と、第一領域を通過した焼成物の各成分のうち少なくとも酸化亜鉛の還元反応が主反応として行われる第二領域と、焼成物およびコークスの残りを導入するとともに、第二領域を通過した焼成物のうち少なくとも酸化亜鉛、酸化鉛および酸化鉄の還元反応および炭素の酸化反応が主反応として行われる第三領域とが連続して形成されてなる溶鉱炉での反応状態をコンピュータシステムを用いて解析する方法であって、
炉の形状を特定するための値を反応場特定値として入力し、第一および第三領域に導入されるコークスおよび焼成物のそれぞれの導入温度、導入量および組成を導入初期値として入力し、前記第一領域に導入される気体の組成および流量、当該第一領域から排出される精製亜鉛を含有する気体の組成および流量および前記第三領域に導入される気体の温度、組成および流量を操業データとして入力する操業条件入力段階と、
前記操業条件入力段階で入力された、前記第一領域に導入される気体の組成および流量と、前記第三領域に導入される気体の組成および流量と、前記導入される焼成物およびコークスの組成とを用いて、各領域で行われる一酸化炭素生成反応および二酸化炭素生成反応に基づいて、前記第一領域で生じる一酸化炭素および二酸化炭素の流量を算出する流量算出段階と、
前記第一領域から排出される気体の温度を設定入力する温度設定段階と、
前記操業条件入力段階で入力された、前記第一領域に導入される気体の組成および流量および当該第一領域から排出される精製亜鉛を含有する気体の組成および流量と、前記流量算出段階で得られた一酸化炭素および二酸化炭素の流量と、前記温度設定段階で設定入力された気体温度とを用いて、当該第一領域で行われる化学反応に基づいて、第一領域での反応における物質収支および熱収支を算出して、第二領域から導入される亜鉛を含有する気体の物質収支、熱収支および組成を算出する第一領域収支計算段階と、
前記第一領域収支計算段階で算出された第二領域から排出される亜鉛を含有する気体の物質収支、熱収支および組成と、前記操業条件入力段階で入力された前記反応場特定値および前記導入初期値とを用いて、前記各還元反応の速度定数および平衡定数に基づいて、前記第二領域の上下方向の微小区間における、気体成分全体、コークスおよび焼成物のそれぞれの流量および温度の変化と、当該微小区間中の各気体組成の圧力変化と、当該微小区間中の各固体組成の反応率の変化とを計算し、得られた各値に基づいて、前記第二領域におけるコークス、焼結鉱および気体成分のそれぞれの物質収支、熱収支および第二領域全体の熱損失を算出する第二領域収支計算段階と、
前記操業条件入力段階で入力された前記第三領域に導入される焼成物およびコークスの温度、組成および導入量および当該領域に導入される気体の温度、組成および流量と、前記第二領域収支計算段階で得られた物質収支および熱収支とを用いて、当該第三領域で行われる化学反応に基づいて、第三領域における物質収支、熱収支および熱損失を計算する第三領域収支計算段階とを有することを特徴としている。
この方法において、前記第一領域は、導入されたコークスの全導入量の少なくとも一部および焼成物を落下させるとともに生成した亜鉛を排出するものであることが好ましい。
また、この方法において、前記第二領域は、第一領域を通過した焼成物の各成分のうち少なくとも酸化亜鉛の還元反応並びに、酸化鉛および酸化鉄の還元反応が主反応として行われるものであることが好ましい。
The state analysis method in the dry zinc smelting blast furnace according to the present invention is a blast furnace for dry zinc smelting that uses coke to extract zinc from a fired product containing at least zinc oxide, lead oxide, iron oxide and silicon oxide. there are a first region for discharging the zinc produced with dropping the least part of the total introduction amount of the introduced coke, the reducing reaction of at least zinc oxide of each component of the calcined product which has passed through the first region In the second region where the main reaction is carried out, the remainder of the calcined product and coke is introduced, and at least the reduction reaction of zinc oxide, lead oxide and iron oxide and the oxidation reaction of carbon among the calcined product that has passed through the second region A method of analyzing a reaction state in a blast furnace formed continuously with a third region performed as a main reaction using a computer system,
Input the value for specifying the shape of the furnace as the reaction field specific value, input the introduction temperature, the introduction amount and the composition of the coke and the fired product introduced into the first and third regions as the introduction initial value, The composition and flow rate of the gas introduced into the first region, the composition and flow rate of the gas containing purified zinc discharged from the first region, and the temperature, composition and flow rate of the gas introduced into the third region are operated. Operation condition input stage to input as data,
The composition and flow rate of the gas introduced into the first region, the composition and flow rate of the gas introduced into the third region, and the composition of the fired product and coke introduced into the first region, which are input in the operation condition input stage. DOO using, based on the carbon monoxide producing reaction and carbon dioxide production reaction carried out in each region, a front Symbol rate calculation step of calculating a flow rate of carbon monoxide and carbon dioxide produced in the first region,
A temperature setting step for setting and inputting the temperature of the gas discharged from the first region;
The composition and flow rate of the gas introduced into the first region and the composition and flow rate of the gas containing purified zinc discharged from the first region, which are input in the operation condition input step, and obtained in the flow rate calculation step. The mass balance of the reaction in the first region based on the chemical reaction performed in the first region using the flow rate of carbon monoxide and carbon dioxide and the gas temperature set and input in the temperature setting step. And a first region balance calculation stage for calculating a material balance, a heat balance and a composition of a gas containing zinc introduced from the second region,
Mass balance, heat balance and composition of the gas containing zinc discharged from the second region calculated in the first region balance calculation step, the reaction field specific value and the introduction input in the operation condition input step Using the initial value, based on the rate constant and equilibrium constant of each reduction reaction, the flow rate and temperature change of the whole gas component, coke, and calcined product in the vertical section of the second region, The pressure change of each gas composition in the minute section and the change in the reaction rate of each solid composition in the minute section are calculated, and the coke and sintering in the second region are calculated based on the obtained values. A second region balance calculation stage for calculating the mass balance of each of the mineral and gas components, the heat balance and the heat loss of the entire second region;
The temperature, composition and amount of the calcined product and coke introduced into the third region and the temperature, composition and flow rate of the gas introduced into the region, and the second region balance calculation, which are input in the operation condition input step. A third region balance calculation stage for calculating the material balance, heat balance and heat loss in the third region based on the chemical reaction carried out in the third region using the material balance and heat balance obtained in the step; It is characterized by having.
In this method, it is preferable that the first region is configured to drop at least a part of the total introduced amount of coke introduced and the fired product while discharging the generated zinc.
In this method, the second region is such that at least a reduction reaction of zinc oxide and a reduction reaction of lead oxide and iron oxide among the components of the fired product that has passed through the first region are performed as main reactions. It is preferable.
この方法において、前記第三領域に導入される焼成物を全体の1〜100%とすることが好ましい。 In this method, it is preferable that the fired product introduced into the third region is 1 to 100% of the whole.
また、前記第三領域に導入されるコークスを全体の40〜60%とすることが好ましい。 Further, the coke introduced into the third region is preferably 40 to 60% of the whole.
また、前記第三領域に導入される気体は、酸素が30〜100%含まれることが好ましい。 The gas introduced into the third region preferably contains 30 to 100% oxygen.
また、下記の反応式で表される反応を、前記第二領域で行われる反応として設定することが好ましい: Moreover, it is preferable to set the reaction represented by the following reaction formula as the reaction performed in the second region:
また、前記第二領域収支計算段階では、気体成分全体、コークスおよび焼結鉱のそれぞれの流量および温度の変化、および当該微小区間中の各気体組成の圧力変化、および当該微小区間中の各固体組成の反応率の変化として、溶鉱炉内で生じる気体を考慮した前記微小区間あたりの各変化の微小変化で示される微分方程式を用いることが好ましい。 In the second region balance calculation stage, the entire gas component, changes in the flow rate and temperature of coke and sinter, and the pressure change of each gas composition in the minute section, and each solid in the minute section As the change in the reaction rate of the composition, it is preferable to use a differential equation represented by a minute change of each change per minute section in consideration of the gas generated in the blast furnace.
また、前記第二領域収支計算段階で用いられる反応場特定値は、炉の高さおよび高さ方向の各微小区間における炉の断面積であることが好ましい。 Moreover, it is preferable that the reaction field specific value used in the second region balance calculation stage is a furnace cross-sectional area in each minute section in the height and height directions of the furnace.
また、下記の反応式で表される化学反応を、前記第一領域で行われる化学反応として設定することが好ましい: Further, it is preferable to set a chemical reaction represented by the following reaction formula as a chemical reaction performed in the first region:
また、下記の反応式で表される化学反応および未反応の酸化物を含有するスラッグの生成反応を、前記第三領域で行われる化学反応として設定することが好ましい: In addition, it is preferable to set the chemical reaction represented by the following reaction formula and the reaction of generating slug containing unreacted oxide as the chemical reaction performed in the third region:
また、本発明に係る亜鉛製錬方法は、コークスを用いて、酸化亜鉛、酸化鉛、酸化鉄および酸化ケイ素を少なくとも含有する焼成物から亜鉛を取り出す亜鉛製錬方法であって、
コークスが導入されるとともに、生成された亜鉛を排出する第一領域と、生成された亜鉛を第一領域へ送出させる第二領域と、焼成物のうち少なくとも酸化亜鉛の還元反応が主反応として行われ、亜鉛が生成される第三領域とが連続して形成されてなる溶鉱炉を用い、かつ、
第一領域にコークスの全導入量の少なくとも一部を導入し、
第三領域に焼成物およびコークスの残りを導入することを特徴としている。
この方法において、前記第一領域は、コークスおよび焼成物が導入されるとともに、生成された亜鉛を排出するものであることが好ましい。
また、この方法において、第一領域にコークスの全導入量の少なくとも一部を導入するときに、当該第一領域にコークスの全導入量の少なくとも一部および焼成物を導入することが好ましい。
Further, the zinc smelting method according to the present invention is a zinc smelting method for taking out zinc from a fired product containing at least zinc oxide, lead oxide, iron oxide and silicon oxide using coke,
With coke is introduced, a first region for discharging the generated zinc, and a second region for delivering the generated zinc to the first region, as the reducing reaction of at least zinc oxide main reaction of the calcined product Using a blast furnace in which a third region in which zinc is produced is continuously formed, and
Introducing at least part of the total introduction amount of the coke in the first region,
It is characterized by introducing the fired product and the remaining coke into the third region.
In this method, it is preferable that the first region is one in which coke and a fired product are introduced and the generated zinc is discharged.
In this method, when at least a part of the total amount of coke introduced is introduced into the first region, it is preferable to introduce at least a part of the total amount of coke introduced and the fired product into the first region.
この方法において、前記第三領域に導入される焼成物を全体の1〜100%とすることが好ましい。 In this method, it is preferable that the fired product introduced into the third region is 1 to 100% of the whole.
また、前記第三領域に導入されるコークスを全体の40〜60%とすることが好ましい。 Further, the coke introduced into the third region is preferably 40 to 60% of the whole.
また、前記第三領域に、酸素が30〜100%含まれる気体が導入されることが好ましい。 Moreover, it is preferable that a gas containing 30 to 100% oxygen is introduced into the third region.
本発明によれば、実操業を再現することが可能な、操業条件の変化に伴う炉内状況の変化に追従できる、乾式亜鉛製錬のISP法による溶鉱炉の内部を解析することが可能なる。したがって、溶鉱炉の操業結果の改善を図るための操業条件の最適化を行うことが可能になり、有効な亜鉛製錬が可能になる ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, it becomes possible to analyze the inside of the blast furnace by the ISP method of dry-type zinc smelting which can follow the change of the in-furnace condition accompanying the change of operation conditions which can reproduce actual operation. Therefore, it becomes possible to optimize the operating conditions to improve the operation results of the blast furnace, and to enable effective zinc smelting
以下、本発明に係る乾式亜鉛製錬溶鉱炉内の状態解析方法、およびこの解析方法を適用して操業する亜鉛製錬方法の実施形態について、図面を参照しながら詳細に説明する。図1に示したように、乾式亜鉛製錬溶鉱炉(以下、「溶鉱炉」という)10を三つの部分、すなわち第一領域としての炉頂部11、第二領域としてのシャフト部12および第三領域としての炉床部13に分ける。
Hereinafter, a state analysis method in a dry zinc smelting blast furnace according to the present invention and an embodiment of a zinc smelting method that operates by applying this analysis method will be described in detail with reference to the drawings. As shown in FIG. 1, a dry zinc smelting blast furnace (hereinafter referred to as a “blast furnace”) 10 is divided into three parts, that is, a furnace
炉頂部11は、第二領域から第一領域に導入される気体、コークスの全導入量の少なくとも一部および必要に応じて原料となる亜鉛を含有する焼成物が加熱され、シャフト部12に落下されるとともに、生成した亜鉛を排出する、溶鉱炉の第一領域である。この炉頂部11では、予熱された酸素および窒素の混合気体を導入するためのエア導入口41、原料となる亜鉛を含有する焼成物およびコークスを導入するための原料導入口42および生成した亜鉛を含む亜鉛含有気体を取り出すための亜鉛含有気体取出口43が設けられており、エア導入口41から導入される混合気体により、亜鉛含有気体に含まれる一酸化炭素ガスが酸化反応を起こすことで発熱し、前記のように第一領域に導入される気体、コークスおよび焼成物を加熱する。
The furnace
すなわち、下記の反応が進行する。 That is, the following reaction proceeds.
亜鉛を含有する焼成物(calcine)は、亜鉛、鉛、鉄、酸化ケイ素、硫黄を少なくとも含有する通常の亜鉛精鉱を焙焼して、酸化亜鉛、酸化鉛、酸化鉄および酸化ケイ素を少なくとも含有したものである。亜鉛精鉱は、例えば亜鉛を52%、鉛を2%、鉄を7%、酸化ケイ素を2%、硫黄を30%、金属、酸素などその他の成分を7%含むものである。また、コークスは、炭素、酸化アルミニウムおよび酸化ケイ素を少なくとも含有する。また、亜鉛含有気体は、後述するように気体状の亜鉛を含んでおり、この気体状の亜鉛は図示しない鉛浴に吸収させることで単離、回収することができる。 A calcined product containing zinc is obtained by roasting normal zinc concentrate containing at least zinc, lead, iron, silicon oxide and sulfur, and containing at least zinc oxide, lead oxide, iron oxide and silicon oxide. It is a thing. The zinc concentrate contains, for example, 52% zinc, 2% lead, 7% iron, 2% silicon oxide, 30% sulfur, 7% other components such as metals and oxygen. The coke contains at least carbon, aluminum oxide, and silicon oxide. The zinc-containing gas contains gaseous zinc as will be described later, and this gaseous zinc can be isolated and recovered by absorbing it in a lead bath (not shown).
また、炉頂部11には、後述するシャフト部12から亜鉛含有気体が排出される。前述したように、炉頂部11にエア導入口41から予熱した混合気体を導入するのは、炉頂部11中の気体を1000℃以上に保持することにより、亜鉛含有気体中の亜鉛が当該亜鉛含有気体中に含まれる二酸化炭素と反応して酸化亜鉛が生成されるのを防ぐためである。
Moreover, zinc containing gas is discharged | emitted from the
シャフト部12は、炉頂部11から導入された焼成物の各成分のうち少なくとも酸化亜鉛、酸化鉛および酸化鉄の還元反応が主反応として行われ、第三領域で生成した亜鉛含有気体を第一領域へ送出する、溶鉱炉の第二領域である。シャフト部は、コークスおよび場合によっては焼成物が充填され、その上限をストックライン31と定義し、このストックライン31から所定距離下方であって、後述する羽口21、22の上方の所定位置の高さの境界ライン32までをいう。
The
また、シャフト部12では、具体的には、コークスのソルーションロス反応(4)、および焼成物が炉頂部11に導入された場合には一酸化炭素ガスによる酸化亜鉛の揮発還元(2)、亜鉛蒸気の再酸化(3)、および酸化鉄の還元(6)、(7)、酸化鉛の還元(5)、すなわち下記の反応が進行する。
Further, in the
シャフト部12では、焼結鉱は前記反応を進めながら、炉床部13に向けて連続的に落下移動する。
In the
炉床部13は、導入された焼成物に含有される酸化亜鉛、酸化鉛および酸化鉄の還元反応、および炭素の酸化反応、および場合によってはシャフト部12を通過した焼成物に含有される酸化亜鉛の還元反応が主反応として行われる、第三領域である。炉床部13には、熱風を導入するための羽口21および22、焼成物およびコークスを導入するための導入口23、溶融状態の鉛を取り出すための鉛取出口51および未反応の酸化鉄、酸化鉛および酸化ケイ素を少なくとも含有する溶融状態のスラッグを取り出すスラッグ取出口52が配設されている。
The
炉床部13では、具体的には、下記に示したような羽口21、22からの熱風によるシャフト部12および導入口23からのコークスの燃焼反応(8)および(10)、導入口23および場合によってはシャフト部12からの焼成物に含まれる酸化亜鉛の揮発還元(8)および(9)、および導入口23からの焼成物に含まれる酸化鉛の還元反応(5)および酸化鉄の還元反応(6)、(7)が進行する。
In the
以上説明したように、図1に示した溶鉱炉10では、原料導入口42から導入されたコークスおよび必要に応じて焼成物が、エア導入口41から導入される予熱された混合気体により炉頂部11にて加熱され、シャフト部12に落下する。
As described above, in the
シャフト部12では、焼成物が炉頂部11より導入された場合に、この焼成物に含まれる一部の酸化亜鉛、酸化鉛および酸化鉄の還元反応が進行し、気体亜鉛、一酸化炭素および二酸化炭素を少なくとも含有する亜鉛含有気体が生成され、炉頂部11に送られる。一方で、未反応の酸化亜鉛、酸化鉛および酸化鉄を含有する焼成物およびコークスは炉床部13に送られる。
In the
なお、炉頂部11に送られた亜鉛含有気体は、亜鉛含有気体取出口43から取り出されて、取り出された亜鉛含有気体から亜鉛単体が単離、回収される。炉床部13では、導入口23から導入された焼成物およびコークスならびにシャフト部12から送られたコークスおよび場合によっては焼成物が、羽口21、22から導入される熱風により燃焼して、コークスより一酸化炭素および二酸化炭素が生成される一方で、焼成物中およびシャフト部12からのスラッグ中の酸化亜鉛がコークスに含有される炭素または発生した一酸化炭素と反応して、揮発還元されて、亜鉛気体、一酸化炭素および二酸化炭素を少なくとも含有する亜鉛含有気体が生成され、シャフト部12を通じて、炉頂部11に送られる。
In addition, the zinc containing gas sent to the furnace
ここで、炉床部13から焼成物およびコークスを導入するに際し、図2に示したように、溶鉱炉10の炉床部の周囲に複数の導入口23を設けて、各導入口ごとに焼成物とコークスとの導入比率を変えることが好ましい。
Here, when introducing the fired material and coke from the
このようにすることで、下記の酸化還元反応は亜鉛生成側に傾けることができ、亜鉛の収率を上げることができることが知られている。 By doing in this way, it is known that the following oxidation-reduction reaction can be inclined to the zinc production | generation side, and the yield of zinc can be raised.
一般に、亜鉛含有スラグの濃度が4%より大きくなるとこの酸化還元反応は亜鉛生成側に傾く。また、溶鉱炉10内の炉床部では、亜鉛含有スラグ(Zn in slag)の存在量(濃度)に一定の分布ができ、すなわち溶鉱炉10の中心部には亜鉛含有スラグ濃度の高い領域24が、端部には亜鉛含有スラグ濃度の低い領域25,26がそれぞれ生じてしまう。したがって、亜鉛含有スラグの濃度を一定にすることで、この酸化還元反応を常に最適な環境で行うことができるよう制御をすることができるようになる。
Generally, when the concentration of zinc-containing slag is higher than 4%, this oxidation-reduction reaction is inclined toward the zinc production side. Moreover, in the hearth part in the
したがって、亜鉛含有スラグ濃度の低い領域25,26の導入口23にはコークス濃度が低く、焼成物濃度が高くなる比率で導入し、一方亜鉛含有スラグ濃度の高い領域24にはコークス濃度が高く、焼成物濃度が低くなる比率で導入することが好ましい。
Therefore, the coke concentration is low and the coke concentration is high in the region 24 with a high zinc-containing slag concentration, while the coke concentration is introduced into the
また、炉床部13では、シャフト部12、炉床部13で発生した溶融状態の鉛および未反応の酸化亜鉛、酸化鉛、酸化鉄および酸化ケイ素を少なくとも含有する溶融状態のスラッグが、それぞれ鉛取出口51,スラッグ取出口52から取り出されて、回収される。本実施形態のような原料を炉床部13に導入する乾式亜鉛製錬用の溶鉱炉内では、特に炉床部13にて焼成物に含まれる酸化金属の還元反応が進行するとともに、この還元反応により生成される亜鉛は気体で得られるため、溶鉱炉10内を上昇する。
Moreover, in the
特に、シャフト部12では、コークスが酸化されるソリューションロス反応が生じてしまう。この反応は、吸熱反応であり、シャフト部12内の温度を下げることになり亜鉛含有気体の温度を下げることになり、炉頂部11から排出される気体亜鉛を凝縮させて製品化する観点から好ましくない。また、ソリューションロス反応は、この反応にかかわるコークスが酸化亜鉛の還元反応に寄与することなくシャフト部12中のガスに一酸化炭素(CO)として排出されることになり、高価であるコークスを無駄に消費してしまう点からも好ましくない。
In particular, in the
そこで、ソリューションロス反応を低減するために、コークスのシャフト部12に滞留するコークスの量を減らすようにしている。したがって、コークスの全導入量の少なくとも一部を炉頂部11から、残りを炉床部13から、それぞれ導入するようにし、これにあわせて焼成物を炉床部13から導入するようにしている。
Therefore, in order to reduce the solution loss reaction, the amount of coke staying in the
このような観点から、第三領域である炉床部13にて導入される焼成物は、全導入量の1〜100%、好ましくは40〜100%であり、残りが第一領域である炉頂部11の原料導入口42から導入されるようにしている。一方、炉頂部11にて導入されるコークスは、全導入量の40〜60%、好ましくは50%であり、残りが炉床部13から導入されるようにしている。なお、炉頂部11から導入されるコークスおよび焼成物は塊が好ましいが、炉床部13から導入される焼成物およびコークスは紛体であることが好ましい。また、炉床部13の羽口21および22から導入される熱風に含まれる酸素量は、30〜100%であることが好ましい。
From such a viewpoint, the fired product introduced in the
各物質または気体を、炉頂部11または炉床部13から、このような割合で導入するようにすることで、炉床部13では亜鉛を効率よく生成することができ、またシャフト部12でのソリューションロス反応を抑え、炉床部13で生成した亜鉛含有気体の亜鉛含有量を保ちながら効率よく炉頂部11へと送出することが可能になる。
By introducing each substance or gas from the furnace
また、従来において行われていた鉄鋼製錬、銅製錬、鉛製錬などに用いられる溶鉱炉内での状態を解析する方法では、還元反応により生成される鉄や鉛は溶鉱炉内を上昇するのではなく、落下するので、溶鉱炉内で気体として得られる亜鉛とは状況が異なる。したがって、鉄鋼製錬などでに用いる解析方法を、そのまま亜鉛製錬に用いることは不可能である。また、乾式亜鉛製錬において、従来は溶鉱炉を二つの領域に分けていたが、それでは、得られた解析結果が溶鉱炉の中の状態を忠実に再現しているとは言えず、解析方法としては不十分であった。 Also, in the conventional method of analyzing the state in the blast furnace used for steel smelting, copper smelting, lead smelting, etc., iron and lead produced by the reduction reaction do not rise in the blast furnace. The situation is different from zinc obtained as gas in the blast furnace. Therefore, it is impossible to use the analysis method used for steel smelting as it is for zinc smelting. Also, in dry zinc smelting, the blast furnace was conventionally divided into two areas, but it cannot be said that the obtained analysis results faithfully reproduced the state in the blast furnace. It was insufficient.
そこで、前記乾式亜鉛製錬溶鉱炉内の状態解析方法の実施態様では、図1に示したように、溶鉱炉10を三つの領域、すなわち第一領域としての炉頂部11、第二領域としてのシャフト部12および第三領域としての炉床部13に分けて、第一領域から第三領域まで順に各領域において物質収支および熱収支、および必要に応じて気体成分の組成(以下、「ガス組成」という)および固体組成を示す固体成分の反応率(以下、「固体反応率」という)を、コンピュータシステムを用いて算出するものである。
Therefore, in the embodiment of the state analysis method in the dry zinc smelting blast furnace, as shown in FIG. 1, the
この状態解析方法では、具体的には、図3に示したように、炉の形状を特定するための値を反応場特定値として入力し、第一および第三領域に導入されるコークスおよび焼成物のそれぞれの導入温度、導入量および組成(ならびに第三領域から導入されるコークスおよび焼成物に関してはその紛体の表面積)を導入初期値として入力し、前記第一領域に導入される気体の組成および流量、当該第一領域から排出される精製亜鉛を含有する気体の組成および流量および前記第三領域に導入される気体の温度、組成および流量および排出されるスラッグ亜鉛および鉛の量を操業データとして入力する操業条件入力段階(ステップS10)と、前記操業条件入力段階で入力された、前記第一領域に導入される気体の組成および流量と、前記第三領域に導入される気体の組成および流量と、前記導入される焼成物およびコークスの組成とを用いて、各領域で行われる一酸化炭素生成反応および二酸化炭素生成反応に基づいて、前記前記第一領域で生じる一酸化炭素および二酸化炭素の流量を算出する流量算出段階(ステップS20)と、前記第一領域に存在する気体の温度を設定入力する温度設定段階(ステップS30)と、前記操業条件入力段階で入力された、前記第一領域に導入される気体の組成および流量および当該第一領域から排出される精製亜鉛を含有する気体の組成および流量と、前記流量算出段階で得られた一酸化炭素および二酸化炭素の流量と、前記温度設定段階で設定入力された気体温度とを用いて、当該第一領域で行われる化学反応に基づいて、第一領域での反応における物質収支および熱収支を算出して、第二領域から導入される亜鉛を含有する気体の物質収支、熱収支および組成を算出する第一領域収支計算段階(ステップS40、S50)と、前記第一領域収支計算段階で算出された第二領域から排出される亜鉛を含有する気体の物質収支、熱収支および組成と、前記操業条件入力段階で入力された前記反応場特定値および前記導入初期値とを用いて、前記各還元反応の速度定数および平衡定数に基づいて、前記第二領域の上下方向の微小区間における、気体成分全体、コークスおよび焼成物のそれぞれの流量および温度の変化と、当該微小区間中の各気体組成の圧力変化と、当該微小区間中の各固体組成の反応率の変化とを計算し、得られた各値に基づいて、前記第二領域におけるコークス、焼結鉱および気体成分のそれぞれの物質収支、熱収支および第二領域全体の熱損失を算出する第二領域収支計算段階(ステップS70、S80)と、前記操業条件入力段階で入力された前記第三領域に導入される焼成物およびコークスの温度、組成および導入量および当該領域に導入される気体の温度、組成および流量と、前記第二領域収支計算段階で得られた物質収支および熱収支とを用いて、当該第三領域で行われる化学反応に基づいて、第三領域における物質収支、熱収支および熱損失を計算する第三領域収支計算段階(ステップS90)とを有するものである。 Specifically, in this state analysis method, as shown in FIG. 3, a value for specifying the shape of the furnace is input as a reaction field specifying value, and coke and firing introduced into the first and third regions. The introduction temperature, the introduction amount and the composition of each product (and the surface area of the powder for coke and fired product introduced from the third region) are input as the initial introduction value, and the composition of the gas introduced into the first region Operation data of the flow rate, the composition and flow rate of the gas containing purified zinc discharged from the first region, and the temperature, composition and flow rate of the gas introduced into the third region, and the amount of slag zinc and lead discharged The operating condition input stage (step S10) to be input as, the composition and flow rate of the gas introduced into the first area input in the operating condition input stage, and the third area Based on the carbon monoxide production reaction and the carbon dioxide production reaction performed in each region using the composition and flow rate of the introduced gas and the composition of the fired product and coke introduced, in the first region In the flow rate calculation step (step S20) for calculating the flow rates of the generated carbon monoxide and carbon dioxide, the temperature setting step (step S30) for setting and inputting the temperature of the gas existing in the first region, and the operation condition input step. The composition and flow rate of the gas introduced into the first region and the composition and flow rate of the gas containing purified zinc discharged from the first region, the carbon monoxide obtained in the flow rate calculation step, and Based on the chemical reaction performed in the first region, using the flow rate of carbon dioxide and the gas temperature set and input in the temperature setting step, the reaction in the first region is performed. A first region balance calculation step (steps S40 and S50) for calculating a material balance, a heat balance and a composition of a gas containing zinc introduced from the second region by calculating a material balance and a heat balance. The mass balance, heat balance and composition of the gas containing zinc discharged from the second region calculated in the one region balance calculation step, the reaction field specific value and the initial introduction value input in the operation condition input step And based on the rate constant and the equilibrium constant of each reduction reaction, the change in the flow rate and temperature of the entire gas component, coke, and calcined product in the fine vertical section of the second region, The change in the pressure of each gas composition in the minute section and the change in the reaction rate of each solid composition in the minute section are calculated, and based on the obtained values, the coke and sintered ore in the second region are calculated. And the second region balance calculation stage (steps S70 and S80) for calculating the mass balance of each of the gas components, the heat balance and the heat loss of the entire second region, and the third region input in the operating condition input step Using the temperature, composition and amount of the introduced calcined product and coke, and the temperature, composition and flow rate of the gas introduced into the region, and the material balance and heat balance obtained in the second region balance calculation stage And a third region balance calculation step (step S90) for calculating a material balance, a heat balance and a heat loss in the third region based on a chemical reaction performed in the third region.
ステップS10では、キーボードなどの適当な入力装置を用いて、操業条件、すなわち反応場特定値、導入初期値および操業データを入力して、ステップS20に進む。ここで、反応場特定値は、炉の形状を特定するためのパラメータであり、例えば溶鉱炉の高さおよび高さ方向の各微小区間における炉の断面積である。高さ方向の微小区間における炉の断面積とは、例えば図4に示したように、水平方向の位置Zから位置(Z+dZ)における面積Aのことをいう。溶鉱炉は、上端から下端まで一様な断面を有しているのではないが、微小区間を考えると、この区間では上面と下面とが略同一の形状を有するため、この区間における容積は(A×dZ)となる。 In step S10, the operation conditions, that is, the reaction field specific value, the introduction initial value, and the operation data are input using an appropriate input device such as a keyboard, and the process proceeds to step S20. Here, the reaction field specific value is a parameter for specifying the shape of the furnace, for example, the height of the blast furnace and the cross-sectional area of the furnace in each minute section in the height direction. The cross sectional area of the furnace in the minute section in the height direction refers to the area A from the position Z in the horizontal direction to the position (Z + dZ) as shown in FIG. Although the blast furnace does not have a uniform cross section from the upper end to the lower end, considering the minute section, the upper surface and the lower surface have substantially the same shape in this section, so the volume in this section is (A XdZ).
また、導入初期値は、前記炉頂部11に導入されるコークスおよび必要に応じて焼成物の導入量、導入温度および組成、炉頂部11にエア導入口41から導入される予熱された混合気体の組成および導入流量(および任意ではあるが温度)、および炉床部13に羽口21、22から導入される熱風気体の温度、組成および導入流量ならびに各紛体の表面積(好ましくはその平均値)、および炉床部13の導入口23から導入される焼成物およびコークスの導入量、導入温度および組成である。
The initial value of the introduction is the coke introduced into the
また操業データは、例えば炉頂部11から排出される精製亜鉛含有気体の組成および排出流量(および任意ではあるが温度)、および炉床部13から排出されるスラッグ中亜鉛および鉛の量、および鉛の排出流量および温度である。
The operation data includes, for example, the composition of the purified zinc-containing gas discharged from the
ステップS20では、炉頂部11から排出されるガス組成を算出する。具体的には、炉頂部、シャフト部、炉床部を一つの反応系と見なして、ステップS10で入力された操業データを用いて、当該反応系の物質収支計算を行って、ガス組成として存在する構成元素、すなわち炭素(C)、酸素(O)、窒素(N)、亜鉛(Zn)の比を求めて、この炭素および酸素原子の量比から一酸化炭素(CO)、二酸化炭素(CO2)の割合を計算する。これにより、炉頂部11から排出されるガスの組成および流量が算出される。
In step S20, the gas composition discharged from the
ステップS30では、炉頂部11におけるガス温度を入力し、ステップS40に進む。なお、このガス温度は経験に基づいて任意の値が選ばれる。ステップS40では、ステップS10で入力された操業条件およびステップS20で算出された炉頂ガス組成およびステップS30で入力されたガス温度に基づいて、炉頂部11での物質収支および熱収支を算出して、ステップS50に進む。
In step S30, the gas temperature in the
なお、炉頂部11内で行われる化学変化は、下記式に示される反応であり、この反応で生じる反応熱は34.1 GJ/hrである(炉頂部での物質収支計算により、下記式の反応量を求め、その反応量より反応熱を求めた。)(八木順一郎:日本鉱業会誌、93(1977)、pp889-894)。
The chemical change performed in the
ステップS50は、炉頂部11の物質収支および熱収支、および予熱混合気体中の酸素は100%一酸化炭素との反応に消費されるという事実に基づいて、シャフト部12から導入される亜鉛を含有する気体の物質収支、熱収支および組成を算出(推定)し、ステップS60に進む。ステップS60では、シャフト部で行われる各還元反応の反応速度式、速度定数および平衡定数を前記入力装置を用いて入力して、ステップS70に進む。各還元反応の自由エネルギー変化は、文献(例えば、D.R.Stull and H.Prophet:JANAF Thermodynamical Tables(1971))に記載された値に基づいて算出することができる。
Step S50 contains zinc introduced from the
なお、ここで用いられる速度定数および平衡定数は、文献値または測定値などの任意のものを用いることが可能である。ステップS70では、シャフト部12における各パラメータの変化(上下方向の分布)を算出して、ステップS80に進む。具体的には、下記に示したような、気体成分全体、コークスおよび焼成物のそれぞれの流量および温度の変化、および当該微小区間中の各気体組成の圧力変化、および当該微小区間中の各固体組成の反応率の変化として、溶鉱炉内で生じる気体を考慮した前記微小区間あたりの各変化の微小変化で示される微分方程式を解く。
Note that the rate constant and the equilibrium constant used here may be arbitrary values such as literature values or measured values. In step S70, a change (vertical distribution) of each parameter in the
なお、その他の条件については、下記の仮定を用いる。
(1)定常状態であること;
(2)炉内のガス・固体の物量はピストン流れ、すなわち、水平方向の流れは一定であり、定常的な均一な流れとし、下記式で表される各プロセス変数は水平方向に均一に分布すること;
(3)焼成物は混合して導入されること;
(4)焼成物はZnO、PbO、Fe2O3、SiO2からなり、コークスはC、Al2O3、SiO2からなること;
(5)ヘマタイトFe2O3はマグネタイトFe3O4を経てウスタイトFeOまで還元されること;
(6)還元過程で生成した溶融鉛は焼成物内部に留まること;
(7)ソリューションロス反応(C+CO2→2CO)の反応熱はコークスに与え、シャフト部12に焼成物が存在する場合にはそれ以外の反応熱は焼成物に与えられること;
(8)焼成物−コークス間の伝熱は無視すること;
(9)焼成物、コークス粒子径は一定とすること;
(10)焼成物、コークス、炉内の各空隙率は一定であること;
(11)炉頂部11から導入された焼成物はシャフト部12で融解しないこと。
The following assumptions are used for other conditions.
(1) Be in a steady state;
(2) The amount of gas and solid in the furnace is a piston flow, that is, the flow in the horizontal direction is constant, and the flow is constant and uniform, and each process variable represented by the following formula is uniformly distributed in the horizontal direction. To do;
(3) The fired product is mixed and introduced;
(4) The fired product is made of ZnO, PbO, Fe 2 O 3 , SiO 2 , and the coke is made of C, Al 2 O 3 , SiO 2 ;
(5) hematite Fe 2 O 3 is reduced to wustite FeO via magnetite Fe 3 O 4 ;
(6) The molten lead produced in the reduction process should remain inside the fired product;
(7) The reaction heat of the solution loss reaction (C + CO 2 → 2CO) is given to the coke, and when the fired product is present in the
(8) Ignore heat transfer between the calcined product and coke;
(9) The calcined product and coke particle diameter should be constant;
(10) Each porosity in the fired product, coke, and furnace should be constant;
(11) The fired product introduced from the
例えば、図4に示したような面積Az(m3)、高さdZ(m)で表された微小区間において、当該微小区間に下方から導入される気体流量(Nm3/hr)を(FGas+dFGas)、上方に排出される気体流量(Nm3/hr)をFGasとしたときのこの区間でのガス(気体)流量は、dF/dz = -22.4・(R2 + R3 - R4)・Aで表される。 For example, in the minute section represented by the area Az (m 3 ) and the height dZ (m) as shown in FIG. 4, the gas flow rate (Nm 3 / hr) introduced from below into the minute section is expressed as (F Gas + dF Gas ), and the gas flow rate (Nm 3 / hr) discharged upward is F Gas , the gas (gas) flow rate in this section is dF / dz = -22.4 · (R 2 + R 3- R 4 ) · A
なお、式中、気体は「g」と、焼成物は「s」と、コークスは「c」とそれぞれ示される。Fgはガスの体積流量(Nm3/hr)を示し、Fs、Fcはそれぞれ焼成物、コークスの質量流量(kg/hr)を示し、Tnはガスまたは固体の温度(K)を示し、xiは成分iのモル分率を示し、fiは成分iの反応率を示す。また、n0 iは装入物中成分iのモル流量(kmol/hr)を示し、εは炉内空隙率(−)を示し、μgはガス粘度(kg/m hr)を示し、Ggはガス質量速度(kJ/m3 hr)を示し、daveは平均粒子径(m)を示し、gcは重力換算係数(kg m/kg hr2)を示す。 In the formula, gas is indicated as “g”, calcined product as “s”, and coke as “c”. F g represents the volume flow rate of gas (Nm 3 / hr), F s and F c represent mass flow rates of fired product and coke (kg / hr), respectively, and T n represents the temperature of gas or solid (K). X i represents the mole fraction of component i, and f i represents the reaction rate of component i. N 0 i indicates the molar flow rate (kmol / hr) of the component i in the charge, ε indicates the porosity in the furnace (−), μ g indicates the gas viscosity (kg / m hr), G g represents a gas mass velocity (kJ / m 3 hr), d ave represents an average particle diameter (m), and g c represents a gravity conversion coefficient (kg m / kg hr 2 ).
また、ρgはガス密度(kg/Nm3)を示す。Q1は炉壁の放散熱、すなわちガス温度と炉外温度との差による放散熱量(kJ/m hr)を示し、Q2はガス(Gas)−焼成物(calcine)間の熱伝達量(kJ/m3 hr)を示し、Q3はガス−コークス(Coke)間の熱伝達量(kJ/m3 hr)を示し、Q4は焼成物に与える反応熱(kJ/m3 hr)を示し、Q5はコークスに与える反応熱(kJ/m3 hr)を示し、Q6は焼成物の成分が生成ガスに移動する際の熱量を示し、Q7はコークスの成分が生成ガスに移動する際の熱量を示す。また、熱量Q1〜Q7の収支関係を、図5に示す。 Further, ρ g represents a gas density (kg / Nm 3 ). Q 1 indicates the heat dissipated in the furnace wall, that is, the heat dissipated by the difference between the gas temperature and the outside temperature (kJ / m hr), and Q 2 indicates the amount of heat transfer between the gas (Gas) and the calcined product (calcine). kJ / m 3 hr), Q 3 represents the heat transfer amount between gas and coke (kJ / m 3 hr), and Q 4 represents the reaction heat (kJ / m 3 hr) applied to the fired product. Q 5 shows the heat of reaction (kJ / m 3 hr) given to the coke, Q 6 shows the amount of heat when the components of the calcined product move to the product gas, and Q 7 moves the component of the coke to the product gas Indicates the amount of heat when Moreover, the balance relationship between the amount of heat Q 1 to Q 7, shown in FIG.
上記式中、Miはi成分の分子量(kg/kmol)を示し、Uは炉壁の総括伝熱係数(kJ/m2 hr K)を示し、Lzは位置zでの炉周(m)を示し、hg-jはガス成分からj成分への熱伝達係数(kJ/m2 hr K)を示し、εjはj成分の空隙率を示し、χjはj成分の体積率を示し、φjはj成分の、粒子の球からのズレを補正する係数としての固体の形状係数を示し、dsは焼結鉱の粒子径(m)を示し、dcはコークスの粒子径(m)を示す。HRnは、n式の反応熱(kJ/kg)を示し、Ciはi成分の比熱(kJ/kg K)を示す。 In the above formula, M i represents the molecular weight of the i component (kg / kmol), U represents the overall heat transfer coefficient (kJ / m 2 hr K) of the furnace wall, and Lz represents the furnace circumference (m) at position z. H gj represents the heat transfer coefficient (kJ / m 2 hr K) from the gas component to the j component, ε j represents the porosity of the j component, χ j represents the volume fraction of the j component, φ j is the j component, shows a solid shape factor as the coefficient for correcting the deviation from spherical particles, d s indicates the particle diameter of the sintered ore (m), d c is the particle size of the coke (m) Indicates. H Rn represents the n-type reaction heat (kJ / kg), and C i represents the specific heat of the i component (kJ / kg K).
なお、炉壁の総括伝熱係数Uは、炉壁厚さxi w(m)および炉壁の熱伝導率ki w(kJ/m hr K)を用いて、U=1/Σ(xi w /ki w)にて求められる。ここで、各反応率は、各成分が反応して減少したモル数と初期モル数との比として定義し、ガス−粒子間の伝熱係数は、例えばRanzの式(W.E.Ranz: Chem. Eng. Prog., 48(1952), pp.247-253)を用いて推算し、気体の熱伝導度は、例えばEuckenの式(A.Eucken: Physik. Z., 14(1952), pp.324-332)を用いて推算される。単一成分のガス粘度は、例えばLicht-Stechertの式(W.Licht, Jr. and D.G.Stechert: J. Phys. Chem., 48(1944), pp.23-47)により計算し、混合ガスの値はWilkeの式(C.R.Wilke: J. Chem. Phys., 18(1950), pp.517-519)により求めることができる。 The overall heat transfer coefficient U of the furnace wall is expressed as U = 1 / Σ (x using the furnace wall thickness x i w (m) and the furnace wall thermal conductivity k i w (kJ / m hr K). i w / k i w ). Here, each reaction rate is defined as a ratio between the number of moles reduced by reaction of each component and the initial number of moles, and the heat transfer coefficient between gas and particles is expressed by, for example, the Ranz equation (WERanz: Chem. Eng. Prog., 48 (1952), pp.247-253), and the thermal conductivity of the gas is, for example, the Eucken equation (A. Eucken: Physik. Z., 14 (1952), pp.324- 332). The gas viscosity of a single component is calculated by, for example, the Licht-Stechert equation (W. Licht, Jr. and DGStechert: J. Phys. Chem., 48 (1944), pp. 23-47). Can be determined by the Wilke equation (CRWilke: J. Chem. Phys., 18 (1950), pp. 517-519).
以上の式において、ガス・固体流量は物量収支より、ガス・固体温度は熱収支より、ガス組成はガス成分の物質収支より、ガス圧力はErgunの圧力損失式(S.Ergun: Chem. Eng. Prog., 48(1952), pp.89-94)により、固体反応率は各成分の反応量によりそれぞれ導出することができる。R2〜R7は、それぞれシャフト内の各反応の反応式(2)〜(7)の反応速度(kmol/m3(bed) hr)を表す。 In the above equation, the gas / solid flow rate is based on the mass balance, the gas / solid temperature is based on the heat balance, the gas composition is based on the mass balance of the gas component, and the gas pressure is Ergun's pressure loss equation (S.Ergun: Chem. Eng. Prog., 48 (1952), pp. 89-94), the solid reaction rate can be derived from the reaction amount of each component. R 2 to R 7 represent reaction rates (kmol / m 3 (bed) hr) of reaction formulas (2) to (7) of the reactions in the shaft, respectively.
なお、R2は、焼結鉱中酸化亜鉛の還元反応がトポケミカルに進行すること(朝木善次郎ら:資源・素材'94(春季大会)pp.322-323)から反応式(2)の総括反応速度式には、後述するような一界面の未反応核モデルを適用し、ガス境膜内物質移動すなわちガス境膜内のCOの移動、粒子内拡散、化学反応の三過程が逐次的に進行する不可逆1次反応として導出した。 R 2 is the overall reaction of reaction formula (2) from the fact that the reduction reaction of zinc oxide in sintered ore proceeds topochemically (Zenjiro Asagi et al .: Resources and Materials '94 (Spring Meeting) pp.322-323). In the velocity equation, an unreacted nuclear model of one interface as described later is applied, and the three processes of mass transfer in the gas film, that is, movement of CO in the gas film, diffusion in the particle, and chemical reaction proceed sequentially. Derived as an irreversible primary reaction.
R3は、亜鉛蒸気の再酸化反応はすべて焼成物表面で起こると仮定し、亜鉛分圧と亜鉛平衡分圧との差が反応の駆動力になるとして導出する。R4は、粒子表面からバルクまでのガスの層であるガス境膜の内をガス成分が通過するガス境膜内物質移動、すなわちガス境膜内でのCO2の移動および化学反応過程を考慮した不可逆1次反応として導出する。 R 3 is derived on the assumption that all reoxidation reactions of zinc vapor occur on the surface of the calcined product, and the difference between the zinc partial pressure and the zinc equilibrium partial pressure is the driving force for the reaction. R 4 considers the mass transfer in the gas film through which gas components pass through the gas film, which is the gas layer from the particle surface to the bulk, that is, the movement of CO 2 in the gas film and the chemical reaction process. Derived as an irreversible primary reaction.
R6およびR7は、二界面の未反応核モデルに基づき、ガス境膜内物質移動、粒内拡散、化学反応の三過程を考慮して導出する。ここで、二界面の未反応核モデルとは、図6bに示したように、核60内に反応の進行の差により三つの層61〜63が生じて、核60には、未反応の物質を含む核(未反応核)が二つ存在するという反応核モデルをいう。
R 6 and R 7 are derived based on the unreacted nucleus model of the two interfaces, taking into account three processes: mass transfer in the gas film, intragranular diffusion, and chemical reaction. Here, the unreacted nucleus model of the two interfaces is, as shown in FIG. 6 b, three
酸化鉄Fe2O3は、二段階の反応(反応式(6)、(7))を経て、最終的にFeOまで還元される。すなわち、図6bによれば、核60は反応前において単一層のみからなる核を形成しており、核外からの一酸化炭素の攻撃により、まずFe3O4の層が生じ、二層の核となる。なお、この生成したFe3O4は同時にさらに還元される。さらに、外層であるFe3O4の層が一酸化炭素と反応し、外側にFeO層が生じて、還元段階の異なる酸化鉄を含む3つの層ができる。
Iron oxide Fe 2 O 3 is finally reduced to FeO through a two-stage reaction (reaction formulas (6) and (7)). That is, according to FIG. 6 b, the
これに対して、酸化亜鉛は、一界面の未反応核モデルに基づいて反応が進行すると考え、この一界面の未反応核モデルは、図6aに示したように、核50内に反応の進行の差により二つの層51、52のみが生じて、核50には、未反応の物質を含む核(未反応核)が一つだけ存在するという反応核モデルをいう。図6aでは、酸化亜鉛の還元反応のモデルについて示したが、酸化亜鉛は一酸化炭素により還元され、生成した亜鉛は気体となって放出され、外層51には他の酸化物が残存する。また、内層52には未反応の酸化亜鉛が含まれる。
On the other hand, it is considered that the reaction of zinc oxide proceeds based on the unreacted nucleus model of one interface, and this unreacted nucleus model of one interface is the reaction progress in the
なお、ここで行う計算については、各反応速度、熱・物質移動に関する諸因子を取り入れているので、例えば炉のサイズが反応に及ぼす効果などを、計算結果から検討することが可能になる。ステップS80では、ステップS70で算出した、シャフト部全体におけるガス・固体流量、ガス・固体温度、ガス組成・圧力、固体反応率に基づいて、シャフト部12と炉床部13との境界ライン32上での物質収支および熱収支、およびシャフト部全体の熱損失を算出して、ステップS90に進む。
In addition, since the calculation performed here incorporates various factors relating to each reaction rate and heat / mass transfer, for example, the effect of the furnace size on the reaction can be examined from the calculation results. In step S80, on the
また、この計算の際に、考慮した溶鉱炉内で生じる気体に関して、後述する炉床部13から排出される亜鉛含有気体の境界ライン32上での物質収支および熱収支も併せて得られる。ステップS90では、前記羽口21、22から炉床部13に導入される気体(熱風)の温度および流量、および導入口23から導入される焼成物およびコークスの導入量、導入温度および組成、およびステップS80で得られたシャフト部12における物質収支および熱収支を用いて、炉床部13で行われる化学反応に基づいて、炉床部13における物質収支、熱収支および熱損失が計算され、ステップS100に進む。
In addition, a material balance and a heat balance on the
ここで、熱風の温度および流量(および必要に応じて組成)、炉床部13から排出されるスラッグおよび鉛の排出流量および温度は、ステップS10で入力された操業データに挙げられた値である。シャフト部12における物質収支および熱収支としては、シャフト部12より排出される焼結鉱およびコークスの物質収支および熱収支、および炉床部13からシャフト部12に排出されると推定された亜鉛含有気体の物質収支および熱収支が挙げられる。
Here, the hot air temperature and flow rate (and composition as necessary), the slug and lead discharge flow rate and temperature discharged from the
これらの値を、境界条件として与え、炉床部13内で行われる下記の反応を考慮して炉床部13における物質収支および熱収支の計算を行う。各反応の反応熱は、文献(例えば、D.R.Stull and H.Prophet:JANAF Thermodynamical Tables(1971))に記載された値に基づいて算出することができる。
These values are given as boundary conditions, and the mass balance and heat balance in the
また、溶融スラッグの生成熱を、-5.94 GJ/hr(Gotrib,A.D.(舘充訳):高炉製鉄法の理論、日本鉄鋼協会、pp330、に示された値に基づいて算出)としている。ステップS100では、ステップS80で算出されたシャフト部12における熱損失およびステップS90で算出された炉床部13における熱損失を合計して、前記溶鉱炉10の放散熱として算出し、ステップS110に進む。
In addition, the heat of formation of the molten slug is -5.94 GJ / hr (Gotrib, A.D .: calculated based on the values shown in the theory of blast furnace ironmaking, Japan Iron and Steel Institute, pp330). In step S100, the heat loss in the
ステップS110では、ステップS90で算出された炉床部13の熱損失と、実測値および炉の材質に基づいて決定される熱損失とを比較する。具体的には、炉床部13から排出される鉛およびスラッグ、炉床部13の熱損失は実操業の状態を基準として、シャフト部12の下端のガス温度と比例関係にあるとする。鉛およびスラッグの排出量および温度についての実際の操業データを炉頂部11内の気体の温度に対応付けて蓄積しておき、例えばステップS30で1400℃と設定したときの炉床部13における熱収支を求めておき、次にステップで1500℃としたときの炉床部13における熱収支を求める。熱損失は、熱収支において排出される熱のうち、鉛およびスラッグの熱量を差し引いた熱量に相当するため、各温度に対する熱収支を求める。続いて、この熱損失が、上記実操業を基準として求めた熱損失に相当するか否か、すなわち算出された熱損失が妥当であるか否かを判別する。なお、妥当であるか否かの判断であるが、例えば計算値と実測値などに基づいた値との差が、10-2以内、好ましくは10-6以内であるときに「妥当である」と判断する。
In step S110, the heat loss of the
この熱損失は、ステップS30で設定する炉頂ガス温度に対して得られる値であるため、ステップS110の判別を行うことで、ステップS30で設定した炉頂ガス温度が妥当であるか否かを判別することができる。この判別結果がNO、すなわち得られた熱損失が妥当でないと判断された場合には、ステップS30に戻り、新たな炉頂ガス温度を設定させて、炉頂部11からの収支計算を繰り返す(ステップS40〜S100)。この判別結果がYES、すなわち得られた熱損失が妥当であると判断された場合には、ステップS120に進み、解析に用いた操業条件を溶鉱炉の操業条件として採用し、動作を終了する。
Since this heat loss is a value obtained with respect to the furnace top gas temperature set in step S30, whether or not the furnace top gas temperature set in step S30 is appropriate is determined by performing the determination in step S110. Can be determined. If the determination result is NO, that is, if it is determined that the obtained heat loss is not appropriate, the process returns to step S30, a new furnace top gas temperature is set, and the balance calculation from the
なお、図3に示したフローチャートは溶鉱炉の操業条件を判別する方法について示したが、実操業の溶鉱炉内の状態を解析するのみであるならば、図3においてステップS120は任意のステップになることは言うまでもない。 In addition, although the flowchart shown in FIG. 3 showed about the method of discriminating the operation condition of a blast furnace, if only the state in the blast furnace of an actual operation is analyzed, step S120 in FIG. 3 will be an arbitrary step. Needless to say.
以上のような解析方法によれば、従来において困難であった乾式亜鉛製錬方式の溶鉱炉内のプロセスのモデル化および操業解析を行うことが容易になり、溶鉱炉の操業結果の改善を図るための操業条件の最適化を行うことが可能になる。すなわち、操業データを適宜変更して計算して得られる亜鉛の量を見積もっていくことで、溶鉱炉全体をどのような条件で操業すれば効率のよいのかを予め知ることができる。 According to the analysis method as described above, it becomes easy to perform modeling and operation analysis of a process in a dry zinc smelting furnace that has been difficult in the past, and to improve the operation result of the blast furnace. It is possible to optimize the operating conditions. That is, by estimating the amount of zinc obtained by appropriately changing and calculating the operation data, it is possible to know in advance under what conditions it is efficient to operate the entire blast furnace.
また、状態解析のためのシミュレーションをシャフト部内では起こっている反応の速度論に基づいて、その他の領域では平衡論に基づいて行っており、特にシャフト部において、操業条件の変化に追従した炉内状況の変化を把握することがも容易になる。なお、本発明は以上説明した事項に限定されることはなく、本発明の目的、作用、効果を逸脱しない範囲での変更が可能であることはいうまでもない。 In addition, simulations for state analysis are performed based on the kinetics of reactions occurring in the shaft, and in other areas based on equilibrium theory. In the furnace, especially in the shaft, following changes in operating conditions. It becomes easy to grasp the change of the situation. Needless to say, the present invention is not limited to the above-described matters, and can be changed without departing from the object, operation, and effect of the present invention.
以下、本発明に係る乾式亜鉛製錬溶鉱炉内の状態解析方法を、実施例を用いて具体的に説明するが、本発明は以下の実施例に限定されないことは言うまでもない。 Hereinafter, although the state analysis method in the dry-type zinc smelting and smelting furnace according to the present invention will be specifically described with reference to examples, it goes without saying that the present invention is not limited to the following examples.
[参考例1]
下記表1に示したように、焼成物およびコークスの全量を炉頂部11から導入し、亜鉛生成量を現状の操業条件である352t/日とした場合の収支計算を行い、その結果を示す。
[Reference Example 1]
As shown in Table 1 below, the total amount of the calcined product and coke is introduced from the top 11 of the furnace, and the balance calculation is performed when the amount of zinc produced is 352 t / day, which is the current operating condition, and the results are shown.
表1に示したような操業条件、すなわち導入する焼結鉱(原料Sinter)およびコークス(Cokes)に関する入力データ、炉頂部11に導入する予熱混合気体(Top Air)に関する入力データ、亜鉛含有気体(排Gas)に関する入力データ、および炉床部13に導入する熱風(Blast Air)に関する入力データ(組成については、窒素Nを79%、酸素Oを21%とした)、炉床部13から排出される鉛(Molten lead)に関する入力データ、スラッグ(Slag)に関する入力データを入力した(ステップS10、図3)。
Operating conditions as shown in Table 1, that is, input data relating to the sintered ore to be introduced (raw material Sinter) and coke, input data relating to the preheated mixed gas (Top Air) to be introduced into the top 11 of the furnace, zinc-containing gas ( Input data regarding exhaust gas) and input data regarding hot air (Blast Air) introduced into the hearth part 13 (with regard to the composition, nitrogen N is 79% and oxygen O is 21%), which is discharged from the
炉頂部11における収支計算を行い(ステップS40、図3)、炉頂部11での放散熱、すなわち熱損失は5.8 GJ/hrと算出された。なお、ストックラインにおける焼結鉱の温度は300℃、熱量は4.9 GJ/hrとし、コークスの温度は780℃、熱量は16.9 GJ/hrとした。また、シャフト部12から送られる亜鉛含有気体の温度は793℃、流量は6.87×104 Nm3/hr、熱量は79.4 GJ/hrと仮定した(ステップS50)。
The balance calculation at the
続いて、下記に示した反応速度R1〜R6(m3 atm/K mol)反応速度定数k1〜k6(k2, k3, k6, k7: ml/hr; k4: m3/kg hr; k5: l/hr)を入力した(ステップS60)。式中、k2は、伊藤ら: 資源・素材学会誌, 105(1989), pp.951-957に記載された値を用いた。k3は、J.A.Clarke and D.J.Fray: Trans. Inst. Min. Met., 91(1982) C.26-31に記載された値を用いた。k4は、M.A.Sherstobitov et. al.: Izv. Bys. Ucheb. Zaved., 8(1965), pp.10-15に記載された値を用いた。k5は、Y.V.Tsvetov and D.M.Chizhikov: Trudy. Inst. Met., 2(1957), pp.65-77に記載された値を用いた。k6、k7は、村山ら: 鉄と鋼, 63(1977), pp.1099-1107に記載された値を用いた。 Subsequently, the reaction rates R 1 to R 6 (m 3 atm / K mol) shown below are constants k 1 to k 6 (k 2 , k 3 , k 6 , k 7 : ml / hr; k 4 : m 3 / kg hr; k 5 : l / hr) was input (step S60). In the formula, k 2 is a value described in Ito et al .: Journal of Resources and Materials, 105 (1989), pp.951-957. k 3 is, JAClarke and DJFray:... . Trans Inst Min Met, using the values described in 91 (1982) C.26-31. k 4 is, MASherstobitov et. al .: Izv. Bys. Ucheb. Zaved., 8 (1965), was used values described Pp.10-15. k 5 is, YVTsvetov and DMChizhikov:... Trudy Inst Met, 2 (1957), was used values described Pp.65-77. The values described in Murayama et al .: Iron and Steel, 63 (1977), pp. 1099-1107 were used for k 6 and k 7 .
さらに、式中、Njは、単位容積あたりの粒子数(/m3(bed))を表す。Pgは、ガス圧力(atm)を表す。Kfiは、i成分の物質移動係数(m/hr)を表す。ρcは、コークス密度(kg/m3(bed))を表す。C0 PbOはPbOの初期濃度(kmol/m3(bed))を表す。dsは、焼結鉱の粒子径(m)を表し、dcは、コークスの粒子径(m)を表す。φnは、粒子の球からのズレを補正する係数としての固体の形状係数を表す。Rは、気体定数(m3 atm/K Kmol)を表す。Efnは、n式の反応における粒子(この場合コークス)の反応性を補正するための係数としての反応有効係数を表す。 In the formula, N j represents the number of particles per unit volume (/ m 3 (bed)). P g represents the gas pressure (atm). K fi represents the mass transfer coefficient (m / hr) of the i component. ρ c represents coke density (kg / m 3 (bed)). C 0 PbO represents the initial concentration (kmol / m 3 (bed)) of PbO. d s represents the particle size (m) of the sintered ore, and d c represents the particle size (m) of the coke. φ n represents the shape factor of the solid as a factor for correcting the deviation of the particle from the sphere. R represents a gas constant (m 3 atm / K Kmol). E fn represents a reaction effectiveness coefficient as a coefficient for correcting the reactivity of particles (in this case, coke) in the reaction of the n formula.
さらに、式中の焼結鉱内拡散係数(Ds:m2/hr)、コークス内拡散係数(Dc:m2/hr)、(2)式の反応におけるCOの平衡濃度(xe2 CO)、(3)式の反応におけるZnの平衡濃度(xe3 Zn)、(4)式の反応における反応有効係数(Ef4)、A1、A2、B1、B2、C、W、および各ガスの平衡濃度xe6 CO、xe7 COは、下記式で計算された値である。 Further, the diffusion coefficient in sintered ore (D s : m 2 / hr), the diffusion coefficient in coke (D c : m 2 / hr) in the formula, and the equilibrium concentration of CO in the reaction of formula (2) (x e2 CO ), Equilibrium concentration of Zn (x e3 Zn ) in the reaction of formula (3), reaction effectiveness factor (E f4 ) in the reaction of formula (4), A 1 , A 2 , B 1 , B 2 , C, W, The equilibrium concentrations x e6 CO and x e7 CO of each gas are values calculated by the following formulas.
式中、K3、K4、K5、K6は、それぞれ反応(3)、(4)、(5)、(6)の平衡定数である。また、j成分の迷宮度ξj、およびコークス内有効拡散係数Dc(m2/hr)、および値ηは、下記式で求めた。 In the formula, K 3 , K 4 , K 5 , and K 6 are the equilibrium constants of reactions (3), (4), (5), and (6), respectively. The j component labyrinth ξ j , the coke effective diffusion coefficient D c (m 2 / hr), and the value η were determined by the following equations.
シャフト部12の各パラメータ変化を算出し(ステップS70)、得られた結果に基づいてシャフト部12における収支計算を行い(ステップS80)、さらに炉床部13における収支計算を行った(ステップS90)。
Each parameter change of the
この計算結果において、シャフト部12から炉床部13へ排出される焼結鉱(Sinter)は、1100℃の温度で、23.1 t/hrの流量で、20.9 GJ/hrの熱量を有し、コークス(Cokes)は、1263℃の温度で、12.1 t/hrの流量で、28.6 GJ/hrの熱量を有することが推定された。また、シャフト部12から炉頂部11へ排出される亜鉛含有気体(Gas)は、793℃の温度とし、6.87×104 Nm3/hrの流量で、79.4 GJ/hrの熱量を有することが推定された。また、シャフト部12における放散熱、すなわち熱損失は3.1 GJ/hrと推定された。
In this calculation result, the sintered ore (Sinter) discharged from the
続いて、炉床部13からシャフト部12へ排出される亜鉛含有気体(Gas)は、1497℃の温度で、6.29×104 Nm3/hrの流量で、157.3 GJ/hrの熱量を有することが推定された。また、炉床部13における放散熱、すなわち熱損失は20.0 GJ/hrであることが推定された。さらに、シャフト部12および炉床部13のそれぞれの放散熱の和で求められる全放散熱は、23.1 GJ/hrと算出された。
Subsequently, the zinc-containing gas (Gas) discharged from the
[実施例1]
本発明に係る亜鉛製錬方法を適用した実操業の解析にあたり、下記の表2に示したように、焼成物の全量を炉床部の導入口から導入し、コークスの全量を炉頂部から導入する条件を入力した以外は、参考例1に示した収支計算と同様の収支計算を行い、その結果を示す。
[Example 1]
In analyzing the actual operation using the zinc smelting method according to the present invention, as shown in Table 2 below, the entire amount of the calcined product is introduced from the inlet of the hearth and the entire amount of coke is introduced from the top of the furnace. The balance calculation similar to the balance calculation shown in the reference example 1 is performed except that the condition to perform is input, and the result is shown.
本実施例によれば、炉頂部11での放散熱は3.1GJ/hr,シャフト部12での放散熱は0.6 GJ/hr,炉床部13での放散熱は10.8 GJ/hrであった。これは参考例1のそれぞれ54%,22%,54%程度に相当する。これにより、亜鉛洗練にかかる熱損失を効果的に低減することができるようになる。
According to this example, the heat dissipated at the
また、シャフト部12でのソリューションロス反応および該反応による熱量がともに参考例で計算した系の約50%まで減少した。この結果、コークス使用量を14.2t/Hr(966kg/Zn−t)から13.7t/Hr(934kg/Zn−t)まで低減させることができるようになった。
In addition, the solution loss reaction at the
また、焼成物を炉頂部11より導入しないため、シャフト部12にてZnOの還元反応が起こらない。この還元反応が起きないこと、およびソリューションロス反応の低減により、シャフト部12でのガス温度の低下が抑えられる。その結果、シャフト部12全体にわたり内部温度が1000℃を超えることになるため、亜鉛(Zn)の再酸化が生じない。また、シャフト部12から炉頂部11への送出される亜鉛含有気体のガス温度が充分に高いため、炉頂部11に導入される予熱気体(Top Air)の量を抑えることが可能になり、亜鉛生成において省エネルギー化を期待できるようになる。
In addition, since the fired product is not introduced from the
[参考例2]
下記表3に示したように、焼成物およびコークスの全量を炉床部13から導入した以外は、参考例1の収支計算と同様の収支計算を行い、その結果を示す。
[Reference Example 2]
As shown in Table 3 below, the balance calculation similar to the balance calculation of Reference Example 1 is performed except that the entire amount of the calcined product and coke is introduced from the
参考例1および実施例1と比較して、シャフト部12におけるソリューションロス反応によるデメリットは解消できるものの、コークスの全導入量は実施例1よりも多くなった。これは、シャフト部12での熱交換により炉床部13に送られるコークスの温度上昇分の炉床部13への熱供給がなくなるデメリットの方が、ソリューションロス反応が起こらなくなるメリットを上回るのが原因であると推察される。
Compared to Reference Example 1 and Example 1, although the disadvantages due to the solution loss reaction in the
[実施例2]
本発明に係る亜鉛製錬方法を適用した実操業の解析にあたり、下記の表4に示したように、焼成物の全量を炉床部の導入口から導入し、コークスの半量を炉頂部から導入するとともに残りの半量を炉床部の導入口から導入する条件を入力した以外は、参考例1に示した収支計算と同様の収支計算を行い、その結果を示す。
[Example 2]
In analyzing the actual operation using the zinc smelting method according to the present invention, as shown in Table 4 below, the entire amount of the calcined product is introduced from the inlet of the hearth and half of the coke is introduced from the top of the furnace. In addition, the balance calculation similar to the balance calculation shown in Reference Example 1 is performed except that the condition for introducing the remaining half amount from the inlet of the hearth is input, and the result is shown.
参考例1および2と比較すると、本実施例は、コークスの全導入量を低減することができる。このため、ソリューションロス反応を亜鉛生成に影響しない程度に効果的に抑えることができる。 Compared to Reference Examples 1 and 2, this example can reduce the total amount of coke introduced. For this reason, a solution loss reaction can be effectively suppressed to such an extent that it does not influence zinc production.
また、実施例1と同様に、放散熱を低減することができるため、亜鉛製錬にかかる熱損失を効果的に低減することができるようになる。また、実施例1と同様に、シャフト部12でのガス温度の低下が抑えられるため、シャフト部12全体にわたり内部温度が1000℃を超えることになるため、亜鉛(Zn)の再酸化が生じない。また、シャフト部12から炉頂部11への送出される亜鉛含有気体のガス温度が充分に高いため、炉頂部11に導入される予熱気体(Top Air)の量を抑えることが可能になり、亜鉛生成において省エネルギー化を期待できるようになる。
Moreover, since the dissipated heat can be reduced as in the first embodiment, the heat loss for zinc smelting can be effectively reduced. Moreover, since the fall of the gas temperature in the
11 炉頂部
12 シャフト部
13 炉床部
21,22 羽口
23 導入口
11
Claims (17)
炉の形状を特定するための値を反応場特定値として入力し、第一および第三領域に導入されるコークスおよび焼成物のそれぞれの導入温度、導入量および組成を導入初期値として入力し、前記第一領域に導入される気体の組成および流量、当該第一領域から排出される精製亜鉛を含有する気体の組成および流量および前記第三領域に導入される気体の温度、組成および流量を操業データとして入力する操業条件入力段階と、
前記操業条件入力段階で入力された、前記第一領域に導入される気体の組成および流量と、前記第三領域に導入される気体の組成および流量と、前記導入される焼成物およびコークスの組成とを用いて、各領域で行われる一酸化炭素生成反応および二酸化炭素生成反応に基づいて、前記第一領域で生じる一酸化炭素および二酸化炭素の流量を算出する流量算出段階と、
前記第一領域から排出される気体の温度を設定入力する温度設定段階と、
前記操業条件入力段階で入力された、前記第一領域に導入される気体の組成および流量および当該第一領域から排出される精製亜鉛を含有する気体の組成および流量と、前記流量算出段階で得られた一酸化炭素および二酸化炭素の流量と、前記温度設定段階で設定入力された気体温度とを用いて、当該第一領域で行われる化学反応に基づいて、第一領域での反応における物質収支および熱収支を算出して、第二領域から導入される亜鉛を含有する気体の物質収支、熱収支および組成を算出する第一領域収支計算段階と、
前記第一領域収支計算段階で算出された第二領域から排出される亜鉛を含有する気体の物質収支、熱収支および組成と、前記操業条件入力段階で入力された前記反応場特定値および前記導入初期値とを用いて、前記各還元反応の速度定数および平衡定数に基づいて、前記第二領域の上下方向の微小区間における、気体成分全体、コークスおよび焼成物のそれぞれの流量および温度の変化と、当該微小区間中の各気体組成の圧力変化と、当該微小区間中の各固体組成の反応率の変化とを計算し、得られた各値に基づいて、前記第二領域におけるコークス、焼結鉱および気体成分のそれぞれの物質収支、熱収支および第二領域全体の熱損失を算出する第二領域収支計算段階と、
前記操業条件入力段階で入力された前記第三領域に導入される焼成物およびコークスの温度、組成および導入量および当該領域に導入される気体の温度、組成および流量と、前記第二領域収支計算段階で得られた物質収支および熱収支とを用いて、当該第三領域で行われる化学反応に基づいて、第三領域における物質収支、熱収支および熱損失を計算する第三領域収支計算段階とを有することを特徴とする乾式亜鉛製錬溶鉱炉内の状態解析方法。 Using coke, zinc oxide, lead oxide, a blast furnace for dry zinc smelting retrieve the zinc from calcined product contains at least iron oxide and silicon oxide, at least part of the total introduction amount of the introduced coke a first region for discharging the zinc produced with dropping, a second region at least the reduction reaction of zinc oxide of each component of the calcined product which has passed through the first region is performed as the main reaction, the calcined product and coke In addition to introducing the rest, at least the third region in which the reduction reaction of zinc oxide, lead oxide and iron oxide and the oxidation reaction of carbon are carried out as a main reaction is continuously formed among the baked products that have passed through the second region. A method of analyzing a reaction state in a blast furnace using a computer system,
Input the value for specifying the shape of the furnace as the reaction field specific value, input the introduction temperature, the introduction amount and the composition of the coke and the fired product introduced into the first and third regions as the introduction initial value, The composition and flow rate of the gas introduced into the first region, the composition and flow rate of the gas containing purified zinc discharged from the first region, and the temperature, composition and flow rate of the gas introduced into the third region are operated. Operation condition input stage to input as data,
The composition and flow rate of the gas introduced into the first region, the composition and flow rate of the gas introduced into the third region, and the composition of the fired product and coke introduced into the first region, which are input in the operation condition input stage. DOO using, based on the carbon monoxide producing reaction and carbon dioxide production reaction carried out in each region, a front Symbol rate calculation step of calculating a flow rate of carbon monoxide and carbon dioxide produced in the first region,
A temperature setting step for setting and inputting the temperature of the gas discharged from the first region;
The composition and flow rate of the gas introduced into the first region and the composition and flow rate of the gas containing purified zinc discharged from the first region, which are input in the operation condition input step, and obtained in the flow rate calculation step. The mass balance of the reaction in the first region based on the chemical reaction performed in the first region using the flow rate of carbon monoxide and carbon dioxide and the gas temperature set and input in the temperature setting step. And a first region balance calculation stage for calculating a material balance, a heat balance and a composition of a gas containing zinc introduced from the second region,
Mass balance, heat balance and composition of the gas containing zinc discharged from the second region calculated in the first region balance calculation step, the reaction field specific value and the introduction input in the operation condition input step Using the initial value, based on the rate constant and equilibrium constant of each reduction reaction, the flow rate and temperature change of the whole gas component, coke, and calcined product in the vertical section of the second region, The pressure change of each gas composition in the minute section and the change in the reaction rate of each solid composition in the minute section are calculated, and the coke and sintering in the second region are calculated based on the obtained values. A second region balance calculation stage for calculating the mass balance of each of the mineral and gas components, the heat balance and the heat loss of the entire second region;
The temperature, composition and amount of the calcined product and coke introduced into the third region and the temperature, composition and flow rate of the gas introduced into the region, and the second region balance calculation, which are input in the operation condition input step. A third region balance calculation stage for calculating the material balance, heat balance and heat loss in the third region based on the chemical reaction carried out in the third region using the material balance and heat balance obtained in the step; The state analysis method in the dry-type zinc smelting blast furnace characterized by having.
コークスが導入されるとともに、生成された亜鉛を排出する第一領域と、生成された亜鉛を第一領域へ送出させる第二領域と、焼成物のうち少なくとも酸化亜鉛の還元反応が主反応として行われ、亜鉛が生成される第三領域とが連続して形成されてなる溶鉱炉を用い、かつ、
第一領域にコークスの全導入量の少なくとも一部を導入し、
第三領域に焼成物およびコークスの残りを導入することを特徴とする亜鉛製錬方法。 A zinc smelting method for extracting zinc from a fired product containing at least zinc oxide, lead oxide, iron oxide and silicon oxide using coke,
With coke is introduced, a first region for discharging the generated zinc, and a second region for delivering the generated zinc to the first region, as the reducing reaction of at least zinc oxide main reaction of the calcined product Using a blast furnace in which a third region in which zinc is produced is continuously formed, and
Introducing at least part of the total introduction amount of the coke in the first region,
A zinc smelting method characterized by introducing the fired product and the remainder of coke into the third region.
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