JP5339597B2

JP5339597B2 - 製鉄所でのエネルギー運用方法

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Publication number: JP5339597B2
Application number: JP2009065735A
Authority: JP
Inventors: 二彦中川; 博之井田; たかし原岡; 啓岸本; 卓那須
Original assignee: JFE Steel Corp; JFE Engineering Corp
Current assignee: JFE Steel Corp; JFE Engineering Corp
Priority date: 2008-03-18
Filing date: 2009-03-18
Publication date: 2013-11-13
Anticipated expiration: 2029-03-18
Also published as: JP2009257324A

Description

本発明は、製鉄所で発生する副生ガスを燃焼させて発電するガスタービンコンバインド発電設備の運転方法に関し、詳しくは、高炉ガスから窒素及び二酸化炭素を分離・除去した改質高炉ガスを燃料ガスとするガスタービンコンバインド発電設備の運転方法に関し、また、前記ガスタービンコンバインド発電設備により製鉄所の電力を供給したときの製鉄所でのエネルギー運用方法に関するものである。

銑鋼一貫製鉄所において、鉄鉱石を還元して溶銑を製造する高炉の炉頂から排出される高炉ガスは、熱風炉燃料ガス、コークス炉燃料ガス及び発電用燃料ガスとして有効利用されている。

しかしながら高炉ガスは、その組成が、一酸化炭素：２１．１〜２６．２体積％、二酸化炭素：１９．３〜２３．２体積％、水素：２．９〜５．３体積％、窒素：５２．５〜５９．２体積％であり、可燃性ガス成分が少なく、その発熱量が３０３１〜３７８４ｋＪ（７２３〜９０３kcal／Ｎｍ³）と低く（第４版鉄鋼便覧（CD-ROM）Ｎo.１第２巻製銑・製鋼、2002年7月30日発行、表42-5・7(2000)を参照）、単独で燃料ガスとして使用すると、燃焼ガス温度が低くて高温用途には適していない。これは、水素、一酸化炭素、メタンなどの可燃性ガス成分が少ない上に、これらの可燃性ガス成分の燃焼で発生する熱量が可燃性ガス成分以外の不活性ガス成分である窒素や二酸化炭素の加熱に消費されることによるものである。

そこで、高炉ガスと同様に製鉄所の副生ガスであるコークス炉ガスや転炉ガスなどの２０００kcal／Ｎｍ³以上の発熱量を有する高カロリー副生ガスと混合して、上記用途に利用している。高炉ガスとコークス炉ガス及び／または転炉ガスと混合したガスは混合ガス或いはＭガスと呼ばれている。尚、製鉄所における副生ガスの発生量では、高炉ガスの発生量が他の副生ガスに比べて極めて多く、高炉ガスを混合ガス化する理由は、発熱量を上げて、この高炉ガスを有効利用するためである。

この混合ガスを燃料ガスとして利用したガスタービンコンバインド発電設備の例を図１に示す。図１において、符号１はガスタービン、２は蒸気タービン、３は発電機、４は燃料ガス圧縮機、５は空気圧縮機、６は燃焼器、７は排ガスボイラー、８は２つの歯車からなる変速機である。図１に示すように、ガスタービンコンバインド発電設備は、ガスタービン１、蒸気タービン２、発電機３が同軸上に配置されて構成されている。ガスタービンコンバインド発電設備は、従来の蒸気タービン式の発電設備よりも発電効率が高いことから、銑鋼一貫製鉄所やゴミ焼却設備などにおいて広く採用されている。

このガスタービンコンバインド発電設備では、燃料ガス圧縮機４を出た高温高圧の燃料ガスと、空気圧縮機５を出た高温高圧の空気とを、燃焼器６に導入して燃焼させ、高温高圧の燃焼ガスを発生させる。この高温高圧の燃焼ガスを、ガスタービン１に導いてガスタービン１を回転駆動させ、これにより発電機３を回転駆動させて発電する。また、ガスタービン１から排気された排ガスを排ガスボイラー７に導き、そこで蒸気を発生させ、この蒸気を、蒸気タービン２に供給して蒸気タービン２を回転駆動させ、これにより発電機３を回転駆動させて発電する。即ち、燃料ガスの燃焼によって発生する高温高圧の燃焼ガスで発電機３を回転駆動させるとともに、この燃焼ガスの排熱を利用して生成させた蒸気で発電機３を回転駆動させて発電する設備である。

従来、製鉄所においては、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機４に導入する燃料ガスとしては、発熱量が９００〜１０００kcal／Ｎｍ³程度の混合ガスを使用することが一般的であった（例えば、特許文献１を参照）。因みに、高炉ガスの発熱量を８００kcal／Ｎｍ³、コークス炉ガスの発熱量を４５００kcal／Ｎｍ³とすると、高炉ガスにおよそ５体積％のコークス炉ガスを混合すると、発熱量が１０００kcal／Ｎｍ³の混合ガスを得ることができる。

特開平２−１１９６３９号公報

しかしながら、製鉄所における従来のガスタービンコンバインド発電設備では、上記のように燃料ガスとして、発熱量が９００〜１０００kcal／Ｎｍ³程度の混合ガス（Ｍガス）を使用しており、混合ガス中の可燃性ガス成分が少ないことから、燃料ガス圧縮機の動力負荷が高く、ガスタービンコンバインド発電設備の発電効率は、現状最も高いものでも４９％程度であり、燃焼温度が同一である、ＬＮＧを燃料ガスとするガスタービンコンバインド発電設備での発電効率（＝５５％以上）に比較して低いという問題点があった。

本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、製鉄所で発生する副生ガスを燃焼させて発電するガスタービンコンバインド発電設備において、従来に比べて発電効率を高くすることのできるガスタービンコンバインド発電設備の運転方法を提供するとともに、発電効率を高くしたガスタービンコンバインド発電設備を用いて製鉄所の電力を供給したときの製鉄所での最適のエネルギー運用方法を提供することである。

上記課題を解決するための第１の発明に係るガスタービンコンバインド発電設備の運転方法は、高炉炉頂から排出される高炉ガスからガス中の二酸化炭素及び窒素を分離除去して前記高炉ガスに比較して発熱量を高めた改質高炉ガスを製造し、この改質高炉ガスを、燃料ガスとしてガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機に導入し、ガスタービンコンバインド発電設備の燃焼器で燃焼させて発電することを特徴とするものである。

第２の発明に係るガスタービンコンバインド発電設備の運転方法は、第１の発明において、前記高炉ガス中の二酸化炭素及び窒素は、製鉄所の排熱または第１の発明に記載のガスタービンコンバインド発電設備の運転方法により得られた電力を利用して分離除去されることを特徴とするものである。

第３の発明に係るガスタービンコンバインド発電設備の運転方法は、第１または第２の発明において、前記改質高炉ガスの発熱量は１０７０kcal／Ｎｍ³以上であることを特徴とするものである。

第４の発明に係るガスタービンコンバインド発電設備の運転方法は、第１ないし第３の発明の何れかにおいて、前記高炉には、空気よりも酸素濃度を高めた酸素富化空気が吹き込まれることを特徴とするものである。

第５の発明に係るガスタービンコンバインド発電設備の運転方法は、第４の発明において、前記酸素富化空気の酸素濃度は、２５〜９６体積％であることを特徴とするものである。

第６の発明に係るガスタービンコンバインド発電設備の運転方法は、第４または第５の発明において、前記酸素富化空気は、圧力の増加または温度の低下に伴って窒素吸着量が増加する窒素吸収用吸着剤が配置された、軸心を中心として回転可能な円筒型容器を有し、前記窒素吸収用吸着剤に対してそれぞれ反対側の方向から、圧力または温度が異なる乾燥した空気を供給し、相対的に圧力を高めた空気または相対的に温度を低くした空気に対して脱窒素処理を施し、相対的に圧力を下げた空気または相対的に温度を高くした空気に対して窒素富化を施し、相対的に圧力を高くした空気または相対的に温度を低くした空気の酸素富化を行う回転式酸素富化空気製造装置によって製造された酸素富化空気であることを特徴とするものである。

第７の発明に係る製鉄所でのエネルギー運用方法は、第１ないし第６の発明の何れか１つに記載のガスタービンコンバインド発電設備の運転方法で発電される電力を製鉄所の各設備に供給し、余剰の電力を用いて二酸化炭素地中貯蔵のための電力または鉄スクラップ溶解のための電力として利用することを特徴とするものである。

第８の発明に係る製鉄所でのエネルギー運用方法は、第１ないし第６の発明の何れか１つに記載のガスタービンコンバインド発電設備の運転方法で発電される電力を製鉄所の各設備に供給し、余剰の電力分に相当する発電を中止し、この発電量に必要な改質高炉ガスの熱量に相当する高炉ガスまたは改質高炉ガス若しくはコークス炉ガスを、高炉に吹き込むことを特徴とするものである。

本発明によれば、不活性ガス成分が分離・除去された、高炉ガスに比較して発熱量を高めた改質高炉ガスを、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとして使用するので、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機の動力が削減され、この動力の削減分に相当する量の発電量を増加させることができ、その結果、従来に比べて発電効率を大幅に高くすることが達成される。また、ガスタービンコンバインド発電設備の発電効率が上昇することで、製鉄所の電力をガスタービンコンバインド発電設備による発電量のみで補うことができ、余剰の電力の有効活用によって二酸化炭素の削減が推進される。

本発明を実施したガスタービンコンバインド発電設備の構成を示す概略図である。本発明に好適な回転式酸素富化空気製造装置の概略斜視図である。図２に示す回転式酸素富化空気製造装置の一部分を構成する第１の円筒型容器及び第２の円筒型容器の概略斜視図である。ゼオライトの窒素吸着量と圧力との関係を定性的に示す図である。ゼオライトの窒素吸着量と圧力及び温度との関係を定性的に示す図である。

以下、本発明を具体的に説明する。

製鉄所で発生する副生ガスを燃料ガスとするガスタービンコンバインド発電設備において、発電効率を高めるべく検討した結果、従来、燃料ガスとして使用している、副生ガスからなる混合ガスは発熱量が低く、そのために、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機での負荷が大きく、多大の動力を消費していることが分かった。従って、燃料ガスの発熱量を高めることにより、燃料ガス圧縮機の負荷が減少して動力が削減され、動力の削減分に相当する分の発電量を高められることが分かった。

そこで、ガスタービンコンバインド発電設備で使用する燃料ガスの発熱量を高めることを検討した。前述したように、製鉄所で発生する副生ガスのうちで、コークス炉ガス及び転炉ガスは、高炉ガスに比較しておよそ３倍以上の発熱量を有しており、コークス炉ガス及び転炉ガスを単独で使用すれば目的を容易に達成するが、最も発生量の多い高炉ガスの用途が確保できず、高炉ガスを無駄にするという問題が発生する。また、混合ガス中の高炉ガスの配合比率を下げ、その分、コークス炉ガス及び転炉ガスの配合比率を高くすれば、混合ガスの発熱量を高めることはできるが、コークス炉ガス及び転炉ガスの発生量は限られる上に、コークス炉ガス及び転炉ガスは、従前から製鉄所下工程の鋼材加熱炉において高炉ガスの増熱用として利用されており、これ以上の余裕のないのが実情である。

これらを考慮して、本発明では、高炉ガスから不活性ガス成分を分離・除去した改質高炉ガスを、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとすることとした。

表１に、水素（以下、「Ｈ₂」とも記す）を４．４体積％、窒素（以下、「Ｎ₂」とも記す）を４９．９体積％、一酸化炭素（以下、「ＣＯ」とも記す）を２３．６体積％、二酸化炭素（以下、「ＣＯ₂」とも記す）を２２．１体積％含有する高炉ガスから、二酸化炭素のみを完全に除去したとき（改質高炉ガス１）、及び、二酸化炭素と窒素を除去したとき（改質高炉ガス２）のガス成分と発熱量を示す。尚、改質高炉ガス２の二酸化炭素及び窒素は、それぞれ９０％除去可能（ＣＯ₂：２２．１体積％→２．２体積％、Ｎ₂：４９．９体積％→５．０体積％）として算出している。体積比は、高炉ガスの体積を１．０としたときの体積の比率である。

表１に示すように、発生ままの高炉ガスの発熱量は８２５kcal／Ｎｍ³であり、この高炉ガスから二酸化炭素のみを完全に分離したとき（改質高炉ガス１）には、可燃性ガス成分の増加分はおよそ８体積％に止まり、可燃性ガス成分の合計量は３６体積％程度しかなく、発熱量は１０６２kcal／Ｎｍ³で、発熱量の増加分は少ない。これに対して、二酸化炭素及び窒素をそれぞれ９０％分離除去したとき（改質高炉ガス２）には、可燃性ガス成分の合計量はおよそ８０体積％に達し、発熱量は２３４６kcal／Ｎｍ³まで増加する。

これらの結果から、二酸化炭素のみを分離・除去しただけでは、従来のガスタービンコンバインド発電設備の操業と大差なく、改善効果は少ないことが分かったので、本発明では、高炉ガスから二酸化炭素及び窒素を分離・除去した高カロリーの改質高炉ガスをガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとして使用することとした。この場合、二酸化炭素及び窒素の除去率に応じて発熱量は変化するが、発電効率を高めるには、少なくとも１０７０kcal／Ｎｍ³以上の発熱量が得られるように二酸化炭素及び窒素を除去することが好ましい。尚、改質高炉ガスの発熱量は高いほど望ましく、１５００kcal／Ｎｍ³以上の発熱量が得られるように、二酸化炭素及び窒素を除去することが更に好ましい。発熱量の上限は、高炉ガスの組成を考慮すれば２９５０kcal／Ｎｍ³程度である。

ここで、改質高炉ガスの発熱量を更に高める手法として、製鉄所内で許容される範囲内で（例えば、従来ベースの使用量の範囲内で）コークス炉ガスや転炉ガスを混合することも可能であり、本発明の範囲内である。

本発明は、これらの検討結果に基づきなされたものであり、高炉炉頂から排出される高炉ガスからガス中の二酸化炭素及び窒素を分離除去して前記高炉ガスに比較して発熱量を高めた改質高炉ガスを製造し、この改質高炉ガスを、燃料ガスとしてガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機に導入し、ガスタービンコンバインド発電設備の燃焼器で燃焼させて発電することを特徴とする。

本発明において、高炉炉頂から排出される高炉ガスからガス中の二酸化炭素及び窒素を分離・除去する方法は特に規定する必要はなく、二酸化炭素及び窒素は、化学吸収法、物理吸収法、膜分離法、吸着法などの如何なる方法で分離・除去してもよい。例えば、二酸化炭素の分離方法としては、アミン法、膜分離法、ＰＳＡ法などを用い、窒素の分離方法としては、膜分離法、ＰＳＡ法などを用いることができる。但し、二酸化炭素及び窒素を同時に分離除去するのではなく、２段分離、つまりどちらか一方を除去した後に残りの他の一方を除去することとする。ここで、高炉ガスからの二酸化炭素及び窒素の分離に費やす動力などのエネルギー源は、省エネルギー及び二酸化炭素発生量の削減などの観点から、高炉炉体の冷却水、転炉排ガスの冷却水、加熱炉排ガスなどの製鉄所の排熱から回収したエネルギーを利用することが好ましい。また、本発明を適用することにより、ガスタービンコンバインド発電設備の発電効率が向上し、電力の供給に余裕の生ずることが期待できるので、その余った電力を利用して高炉ガスからの二酸化炭素及び窒素の分離を行うこともできる。

二酸化炭素の分離に関して、アミン法は、他の方法よりも安価に分離し且つ大形化が可能であることから、設備規模が大きい場合には有利であるが、窒素の同時分離はできないため、２段分離構成とし、２段目に窒素分離を実施する。また、膜分離法、ＰＳＡ法においては、用いる材料により分離特性が異なるため、２段分離構成とした方が、分離率が向上する上に、可燃性ガス成分のロス率も低下する。従って、好ましくは、１段目の二酸化炭素の分離は、安価で設備規模を大きくすることのできるアミン法または安価に処理が可能で中小規模の設備として実績のあるＰＳＡ法を使用し、２段目の窒素の分離は、ＰＳＡ法を使用するものとする。二酸化炭素及び窒素の分離・除去の目安は、前述したように、分離・除去後の改質高炉ガスの発熱量が１０７０kcal／Ｎｍ³以上、更に好ましくは１５００kcal／Ｎｍ³以上となるようにすればよい。

このようにして高炉ガスから二酸化炭素及び窒素を分離・除去して製造した改質高炉ガスを、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとして使用する。以下、図１を参照して、ガスタービンコンバインド発電設備の運転方法を説明する。尚、図１は、本発明を実施したガスタービンコンバインド発電設備の構成を示す概略図である。

改質高炉ガスを燃料ガスとして燃料ガス圧縮機４に導入し、この燃料ガス圧縮機４により改質高炉ガスの温度及び圧力を高める。そして、高温高圧化された改質高炉ガスを燃焼器６に供給する。また、燃焼用の空気を空気圧縮機５に導入し、この空気圧縮機５により高温高圧の空気を得る。この高温高圧化された空気を燃焼器６に供給する。高温高圧化された改質高炉ガスは、高温高圧化された空気によって燃焼器６で燃焼し、高温高圧の燃焼ガスを生成する。この燃焼ガスをガスタービン１に導いてガスタービン１を回転駆動させ、これにより発電機３を回転駆動させて発電する。

また、ガスタービン１から排気された排ガスを排ガスボイラー７に導き、そこで蒸気を発生させ、この蒸気を、蒸気タービン２に供給して蒸気タービン２を回転駆動させ、これにより発電機３を回転駆動させて発電する。

ガスタービンコンバインド発電設備では、ガスタービン１、蒸気タービン２、発電機３、空気圧縮機５が同軸上に配置されており、そのために発電が効率的に行われる。そして、本発明では、燃料ガスとして発熱量を高めた改質高炉ガスを使用するので、つまり、不活性ガス成分が分離・除去された改質高炉ガスを使用するので、従来、混合ガスを燃料ガスとしていたときには燃料ガス圧縮機４において不活性ガス成分の昇温・加圧に費やされていた動力が不必要となり、その分に相当する動力が削減され、発電量が増加する。

発電量が３００ＭＷ級のガスタービンコンバインド発電設備においては、燃料ガス圧縮機４における動力の削減分は４０ＭＷ以上に達し、発電量を１０％以上増加させることが可能となる。燃料ガス圧縮機４は、ガスタービン１、蒸気タービン２及び発電機３などと同軸上に配置されておらず、変速機８を介して接続されているので、燃料ガス圧縮機４で使用される動力量は、変速機８を調整することにより容易に調整することができる。

以上説明したように、本発明によれば、不活性ガス成分が分離・除去された、発熱量の高い改質高炉ガスをガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとして使用するので、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機の動力が削減され、この動力の削減分に相当する量の発電量を増加させることができる。

本発明においては、高炉ガスから二酸化炭素及び窒素を分離・除去した改質高炉ガスを、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとして使用する。この二酸化炭素及び窒素の分離の効率を高めるために、高炉には空気ではなく酸素富化空気を吹き込み、高炉ガスに含有される窒素を予め少なくするとともに、高炉ガスの発生量を少なくすることが好ましい。

即ち、本発明においては、高炉炉頂から排出される高炉ガスを回収し、回収した高炉ガスから二酸化炭素及び窒素を分離・除去するが、高炉下部に設けた羽口から空気を吹き込んだ場合、排出される高炉ガスには５５体積％程度の窒素が含有され、また、窒素の含有量が多いことから高炉ガスの発生量が多くなる。多量の高炉ガスを分離処理の対象とすることによるコスト上昇、及び、大量に含まれる窒素を分離処理することによるコスト上昇を抑制するために、本発明においては、２５体積％以上の酸素を含有する酸素富化空気を羽口から高炉に吹き込み、高炉ガスに含有される窒素を少なくするとともに、高炉ガスの発生量を少なくすることが好ましい。酸素富化空気を吹き込む場合には、空気を吹き込んだ場合の酸素吹き込み量と同量の酸素を吹き込めばよく、吹き込み量は空気を吹き込んだ場合と比較して少なくなる。尚、高炉ガスに含有される窒素を少なくするためには、酸素富化空気中の酸素濃度は高い方が望ましく、３０体積％以上の酸素を含有することが好ましく、３５体積％以上の酸素を含有することが更に好ましい。酸素富化空気の酸素濃度が２５体積％未満では、窒素の削減量が少なく、効果が小さい。

酸素富化空気の酸素濃度の上限は、酸素製造コストを考慮すれば、９６体積％以下とするのが好ましい。高炉の操業上からは、７０体積％程度までの酸素濃度で十分である。勿論、製鉄所内における酸素の需給バランスから、酸素富化空気として純酸素を用いても良い。しかし、空気から酸素濃度が９６体積％超えの酸素富化空気を分離するためには、窒素以外にアルゴンを分離する必要があり、そのための分離エネルギーが必要になり、経済的でない。

高炉内に吹き込まれた空気中の窒素は反応に寄与せず、供給した量がそのまま炉頂から排出しており、従って、酸素富化空気を高炉内に吹き込むことにより、空気よりも窒素含有量が減少した分、高炉ガス中の窒素含有量が減少し、且つ、高炉ガス発生量が減少する。これにより、分離処理の対象となる高炉ガス量が減少し、且つ排出される高炉ガス中の窒素濃度が減少することにより、二酸化炭素及び窒素の分離が効率化される。

因みに、窒素濃度が５４体積％である高炉ガスが排出される高炉操業において、空気に替えて酸素濃度が２５体積％の酸素富化空気を吹き込んだ場合には、高炉ガス中の窒素含有量はおよそ４８体積％になって、窒素量はおよそ２０体積％削減され、また、空気に替えて酸素濃度が３０体積％の酸素富化空気を吹き込んだ場合には、高炉ガス中の窒素含有量はおよそ４２体積％になって、窒素量はおよそ３８体積％削減される。また更に、空気に替えて酸素濃度が３５体積％の酸素富化空気を吹き込んだ場合には、高炉ガス中の窒素含有量はおよそ３６体積％になって、窒素量はおよそ５０体積％削減され、更に、酸素濃度が５０体積％の酸素富化空気を吹き込んだ場合には、高炉ガス中の窒素含有量はおよそ２４体積％になる。

本発明において、高炉に酸素富化空気を吹き込む理由は、排出される高炉ガス中の窒素含有量を、上記のように大幅に低減させるためである。

酸素富化空気の製造方法としては、深冷分離装置、膜分離装置、回転式酸素富化空気製造装置などを用いることができ、何れの方法で製造しても構わないが、酸素濃度が５０体積％程度までの比較的酸素濃度の低い酸素富化空気を製造する場合には、安価で且つ省エネルギーに酸素富化空気を製造可能な回転式酸素富化空気製造装置を採用することが好ましい。深冷分離装置は、大量製造には向いているが、低酸素濃度の酸素富化空気の製造にはコスト的に不向きである。

以下に、回転式酸素富化空気製造装置について説明する。図２は、本発明で使用した回転式酸素富化空気製造装置の概略斜視図、図３は、図２に示す回転式酸素富化空気製造装置の一部分を構成する第１の円筒型容器及び第２の円筒型容器の概略斜視図であり、（Ａ）が第１の円筒型容器、（Ｂ）が第２の円筒型容器を示している。

図２に示すように、管体２３の内部には、軸心１２ａを中心として電動機（図示せず）により回転可能な第１の円筒型容器１２が配置され、この第１の円筒型容器１２を挟み、軸心１２ａの方向に相対して第２の円筒型容器１３及び第３の円筒型容器１４が配置されている。第２の円筒型容器１３及び第３の円筒型容器１４は、その軸心方向を第１の円筒型容器１２の軸心１２ａと同一とし、軸心１２ａを中心として電動機（図示せず）により回転可能となっている。この場合、これらの第１〜第３の円筒型容器を同一の電動機で回転させても、また、それぞれ個別の電動機で回転させてもどちらでも構わない。個別の電動機で回転させる場合に回転数がそれぞれ異なっていても構わない。また、図２では回転方向が同一であるが、異なっていても構わない。

第１の円筒型容器１２の内部は、図３（Ａ）に示すように、軸心１２ａから放射状に伸びる仕切板１８によって複数に仕切られており、仕切られたそれぞれの部位には、金網、ネット（図示せず）などで囲まれて、窒素吸収用吸着剤１５が充填されている。また、窒素吸収用吸着剤１５を表面に塗布したハニカム構造体を、仕切られたそれぞれの部位に配置するようにしてもよい。窒素吸収用吸着剤１５としては、窒素吸収能に優れることからゼオライトを用いることが好ましい。尚、ゼオライトとは、結晶性無機酸化物であり、具体的には、結晶性シリケート、結晶性アルミノシリケート、結晶性メタロシリケート、結晶性アルミノホスフェート、結晶性メタロアルミノホスフェートなどで構成された結晶性マイクロポーラス物質である。また、仕切板１８は、第１の円筒型容器１２の剛性を確保するための補強材としても機能している。

第２の円筒型容器１３の内部構造は、図３（Ｂ）に示すように、第１の円筒型容器１２の内部構造と同様であり、仕切板１８によって仕切られたそれぞれの部位には、金網、ネットなどで囲まれて、水分吸収用吸着剤１６が充填されている。また、水分吸収用吸着剤１６を表面に塗布したハニカム構造体を、仕切られたそれぞれの部位に配置するようにしてもよい。図示はしないが第３の円筒型容器１４の内部構造も第２の円筒型容器１３の内部構造と同一であり、仕切板１８によって仕切られたそれぞれの部位には、水分吸収用吸着剤１７が配置されている。水分吸収用吸着剤１６及び水分吸収用吸着剤１７としては、シリカゲルなどの慣用の水分吸収用吸着剤を使用することができる。

管体２３の内部には、第１の円筒型容器１２、第２の円筒型容器１３及び第３の円筒型容器１４を挟んで管体２３の中心線を通る位置に分離板２４が設置されており、分離板２４によって管体２３の内部に２つの流路が形成されている。つまり、図２において、左側下段の第１の空気供給流路１９に供給された空気は、第２の円筒型容器１３、第１の円筒型容器１２、第３の円筒型容器１４の順に通過し、右側下段の第１の空気排出流路２１に排出するようになっている。一方、図２において、右側上段の第２の空気供給流路２０に供給された空気は、第３の円筒型容器１４、第１の円筒型容器１２、第２の円筒型容器１３の順に通過し、左側上段の第２の空気排出流路２２に排出するようになっている。

この回転式酸素富化空気製造装置１１においては、このように空気を逆向き方向に流すことを必須条件としている。但し、第１の円筒型容器１２、第２の円筒型容器１３及び第３の円筒型容器１４は軸心１２ａを中心として連続的或いは断続的に回転しており、そのために、第１の空気供給流路１９から供給された空気の全てが第１の空気排出流路２１から排出するわけではなく、同様に、第２の空気供給流路２０から供給された空気の全てが第２の空気排出流路２２から排出するわけではなく、一部分の空気は相互に混合するが、この回転式酸素富化空気製造装置１１においては、一部分の空気の混合は問題としない。

第１の空気供給流路１９、第２の空気供給流路２０、第１の空気排出流路２１及び第２の空気排出流路２２にはそれぞれ配管（図示せず）が連結されており、これらの配管を介して第１の空気供給流路１９及び第２の空気供給流路２０へ空気が供給され、また、これらの配管を介して第１の空気排出流路２１及び第２の空気排出流路２２から排出される空気が所定の場所に導かれる。

このようにして構成される回転式酸素富化空気製造装置１１を用い、以下のようにして空気から酸素富化空気を製造する。

先ず、窒素吸収用吸着剤１５として用いるゼオライトの窒素吸着能について説明する。図４は、ゼオライトの窒素吸着量と圧力との関係を定性的に示す図で、図５は、ゼオライトの窒素吸着量と圧力及び温度との関係を定性的に示す図である。

図４に示すように、ゼオライトは圧力が高くなるほど窒素吸着量が増加する性質があり、圧力Ｐ₁の雰囲気下で空気をゼオライトに接触させると、ゼオライトは吸着量がＣ₁値となるまで窒素を吸着する。これにより、空気の窒素は減少し、窒素が減少した分に相当するだけ酸素富化が行われる。一方、圧力Ｐ₂ではゼオライトの窒素吸着量はＣ₂値に低下するので、Ｃ₁値まで吸着していたゼオライトは、圧力Ｐ₂の空気に触れると吸着していた窒素を放出し、ゼオライトの吸着量はＣ₁値からＣ₂値まで低下する。窒素が放出された空気の窒素含有量は増加し、窒素富化が行われる。

つまり、ゼオライトに圧力の異なる空気を接触させることで、圧力差により定まる窒素吸着量の差に応じて、相対的に圧力の高い空気の酸素富化が行われ、一方、相対的に圧力の低い空気の窒素富化が行われる。ゼオライトに圧力の異なる空気を交互に接触させることで、ゼオライトは窒素の吸着と放出とを繰り返し行い、窒素吸着量が飽和状態のままで留まることはなく、半永久的に酸素富化が行われる。

また、図５に示すように、ゼオライトは温度によっても窒素吸着量が異なり、圧力が一定であっても、温度の低下に伴って窒素吸着量が増加する。つまり、圧力をＰ₃の一定値として、温度Ｔ₂よりも低温の温度Ｔ₁の空気をゼオライトに接触させると、ゼオライトは吸着量がＣ₃値となるまで窒素を吸収する。これにより、空気の窒素は減少し、窒素が減少した分に相当するだけ酸素富化が行われる。一方、温度Ｔ₂ではゼオライトの窒素吸着量はＣ₄値に低下するので、ゼオライトは、温度Ｔ₂の空気に触れると吸着していた窒素を放出し、ゼオライトの吸着量はＣ₃値からＣ₄値まで低下する。窒素が放出された空気の窒素含有量は増加し、窒素富化が行われる。

つまり、ゼオライトに温度の異なる空気を接触させることで、温度差により定まる窒素吸着量の差に応じて、相対的に温度の低い空気の酸素富化が行われ、一方、相対的に温度の高い空気の窒素富化が行われる。ゼオライトに温度の異なる空気を交互に接触させることで、ゼオライトは窒素の吸着と放出とを繰り返し行い、窒素吸着量が飽和状態のままで留まることはなく、半永久的に酸素富化が行われる。

この場合、酸素富化する側の空気の圧力を高め且つ温度を低くすることで、図５からも伺い知れるように、ゼオライトの窒素吸着量の差はより大きくなり、酸素富化を効率的に行うことが可能となる。

次に、このようなゼオライトの窒素吸着能を利用して、空気から酸素富化空気を製造する方法を説明する。

即ち、図２において、第１の円筒型容器１２、第２の円筒型容器１３及び第３の円筒型容器１４を、軸心１２ａを中心として連続的或いは断続的に回転させながら、第１の空気供給流路１９から供給する空気の圧力を第２の空気供給流路２０から供給する空気の圧力よりも高くするか、または、第１の空気供給流路１９から供給する空気の温度を第２の空気供給流路２０から供給する空気の温度よりも低くするか、または、第１の空気供給流路１９から供給する空気を、第２の空気供給流路２０から供給する空気に比べて圧力を高く温度を低くして、第１の空気供給流路１９及び第２の空気供給流路２０から空気を供給する。供給する空気の圧力調整は、例えば、空気を送風するための送風機の吐出圧力の調整などによって行い、供給する空気の温度調整は、供給配管にヒーターなどを設置することによって行うことができる。

第１の空気供給流路１９から供給された空気は、第２の円筒型容器１３に配置された水分吸収用吸着剤１６と接触して水分が除去され（「脱水分処理」という）、脱水分処理された空気は、第１の円筒型容器１２に配置された窒素吸収用吸着剤１５と接触する。ここで、第１の空気供給流路１９から供給された空気は、第２の空気供給流路２０から供給された空気に比較して圧力が高い、または温度が低い、または圧力が高く温度が低いので、ゼオライトなどからなる窒素吸収用吸着剤１５によって窒素が吸着され、窒素が減少して、酸素富化が行われる（「脱窒素処理」という）。脱窒素処理は「酸素富化処理」ともいう。

一方、第２の空気供給流路２０から供給された空気は、第３の円筒型容器１４に配置された水分吸収用吸着剤１７と接触して脱水分処理が施され、脱水分処理された空気は第１の円筒型容器１２に流入し、第１の円筒型容器１２に配置された窒素吸収用吸着剤１５と接触する。第２の空気供給流路２０から供給された空気は、第１の空気供給流路１９から供給された空気に比較して圧力が低い、または温度が高い、若しくは圧力が低く温度が高いので、この空気と接触することによってゼオライトなどからなる窒素吸収用吸着剤１５の窒素吸着量が低下し、窒素吸着量の差分の窒素が第２の空気供給流路２０から供給された空気に放出される。これにより、第２の空気供給流路２０から供給された空気の窒素濃度が増加する（「窒素富化処理」という）。このようにすることで、窒素吸収用吸着剤１５は窒素吸着量が飽和状態のままで留まることはなく、連続して窒素の吸着・放出を遂行する。

その後、第２の空気供給流路２０から供給された、窒素富化処理された空気は、第２の円筒型容器１３に流入し、水分吸収用吸着剤１６と接触する。水分吸収用吸着剤１６は第１の空気供給流路１９から供給された空気と接触し、この空気に含まれる水分を吸着しているが、第２の空気供給流路２０から供給された空気は、第３の円筒型容器１４に配置された水分吸収用吸着剤１７によって既に水分が除去された乾燥状態の空気であるので、水分吸収用吸着剤１６に吸着した水分は、第２の空気供給流路２０から供給された空気に放出され、この空気の水分濃度は上昇する（「水分富化処理」という）。つまり、水分吸収用吸着剤１６は水分吸着量が飽和状態のままで留まることはなく、連続して水分の吸着・放出を遂行する。

同様に、第１の空気供給流路１９から供給された、脱窒素処理つまり酸素富化処理された空気は、第３の円筒型容器１４に流入し、水分吸収用吸着剤１７と接触する。水分吸収用吸着剤１７は第２の空気供給流路２０から供給された空気と接触して、この空気に含まれる水分を吸着しているが、第１の空気供給流路１９から供給された空気は、第２の円筒型容器１３に配置された水分吸収用吸着剤１６によって既に水分が除去された乾燥状態の空気であるので、水分吸収用吸着剤１７に吸着した水分は、第１の空気供給流路１９から供給された空気に放出される。つまり、水分吸収用吸着剤１７も水分吸着量が飽和状態のままで留まることはなく、連続して水分の吸着・放出を遂行する。

第１の円筒型容器１２、第２の円筒型容器１３及び第３の円筒型容器１４の回転数は、各吸着剤の吸着量が飽和吸着量に達しないうちに１８０度回転（半回転）するように、各吸着剤の吸着能力に応じて設定すればよい。

このように、本発明に好適な回転式酸素富化空気製造装置１１では、窒素吸収用吸着剤１５を挟んでその両側に水分吸収用吸着剤１６及び水分吸収用吸着剤１７を配置し、これらの吸着剤に対して各々反対側の方向から空気を供給するので、窒素吸収用吸着剤１５には常に乾燥した空気がそれぞれ反対側の方向から送られ、窒素吸収用吸着剤１５は水分の影響を受けることなく、供給される空気から窒素を吸収するとともに、吸収した窒素を反対側から供給される空気に放出する。また、水分吸収用吸着剤１６及び水分吸収用吸着剤１７は水分の吸着及び放出を交互に繰り返して行う。これにより、窒素吸収用吸着剤１５、水分吸収用吸着剤１６及び水分吸収用吸着剤１７の吸着量は飽和状態のままで留まることはなく、長期間にわたって連続的に酸素富化空気を製造することが可能であるという、優れた特徴を有する。

尚、上記説明の回転式酸素富化空気製造装置１１では、窒素吸収用吸着剤１５、水分吸収用吸着剤１６及び水分吸収用吸着剤１７がそれぞれ分離した円筒型容器に配置されているが、円筒型容器を１つとし、その１つの円筒型容器の内部に、水分吸収用吸着剤１６、窒素吸収用吸着剤１５、水分吸収用吸着剤１７の順に配置してもよく、また、円筒型容器を管体２３の内部に配置するとともに、空気の流路を管体２３の内部に配置しているが、円筒型容器のみを管体２３の内部に配置し、空気の流路は独立した配管としてもよい。

このようにして回転式酸素富化空気製造装置１１を用いて酸素富化空気を製造することにより、深冷分離装置により純酸素を製造し、この純酸素を空気に混合して酸素富化空気を製造する場合に比較して、電力原単位を大幅に削減することが可能となる。

ところで、本発明を適用することで、ガスタービンコンバインド発電設備の発電効率が向上する。本発明者等の検討によれば、製鉄所下工程の鋼材加熱炉においては、従前通り、高炉ガスとともに、高炉ガスの増熱用としてコークス炉ガス及び転炉ガスを使用し、それ以外の高炉ガスから得られる、二酸化炭素及び窒素の分離・除去された改質高炉ガスを、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとして発電することで、発電効率が大幅に向上することから、その発電量は製鉄所の各設備で使用する電力量を十分に上回ることが分かっている。つまり、本発明を適用することで、改質高炉ガスを燃料ガスとするガスタービンコンバインド発電設備のみの発電量で十分に製鉄所の各設備の電力を供給可能となることが分かっている。

この余剰の電力の有効利用の方法としては、近年の地球温暖化防止対策の一環として、ＣＯ₂地中貯蔵のための電力として使用する、または、電気炉における鉄スプラップ溶解用電力として活用することが好ましい。尚、鉄源としては、通常、高炉にて鉄鉱石を還元して製造される溶銑と鉄スクラップとが使用されているが、高炉での溶銑の製造には、鉄鉱石を還元し且つ溶融するための多大なエネルギーを要するのに対し、鉄スクラップは溶解熱のみを必要としており、鉄スクラップを利用した場合には、鉄鉱石の還元熱分のエネルギー使用量を少なくすることができるという利点、つまり、省エネルギー及びＣＯ₂削減という利点が得られるからである。

また、余剰の電力を発電せずに、この余剰の電力を発電するために必要な改質高炉ガスの熱量に相当する高炉ガスまたは改質高炉ガスを、還元剤として高炉に吹き込むことも可能である。高炉ガス及び改質高炉ガスには、一酸化炭素及び水素が含有されており、これらが鉄鉱石の還元剤として機能する。この場合、余剰の電力の発電に相当する高炉ガスまたは改質高炉ガスの代わりに、コークス炉ガスを高炉に吹き込むことも可能である。

即ち、本発明を適用することにより高炉ガスの発熱量が高くなり、製鉄所内下工程の鋼材加熱炉、均熱炉、焼鈍炉、保持炉などにおいて、改質された高発熱量の高炉ガスを優先的に使用することにより、燃料発熱量調整用のコークス炉ガスに余裕がでてくる。これにより、余裕が生じたコークス炉ガスを高炉に吹き込むことが可能となる。コークス炉ガスには一酸化炭素のみならず、水素やメタンガスが含まれており、水素やメタンガスによる高炉内での鉄鉱石の還元が起こり、水素やメタンガスに相当する当量分のコークスを削減することができる。

高炉では炉頂から、主原料である鉄鉱石、還元剤及び燃料であるコークス、及び造滓剤である石灰石などを装入し、下部側壁に設けた羽口から１０００℃以上に加熱された熱風を吹き込んで鉄鉱石を還元して溶銑を製造している。鉄鉱石は、炉内を降下する間に、コークスの燃焼熱及び熱風によって加熱されるとともに、コークスや微粉炭の燃焼によって生成するＣＯによって還元される。この還元反応は、「ＦｅＯｎ＋ｎＣＯ→Ｆｅ＋ｎＣＯ₂」で表され、「間接還元」と呼ばれている。また、コークス或いは微粉炭と直接反応することでも還元されている。この還元反応は、「ＦｅＯｎ＋ｎＣ→Ｆｅ＋ｎＣＯ」で表され、「直接還元」と呼ばれている。

羽口から、改質高炉ガスまたは高炉ガス若しくはコークス炉ガスを熱風とともに炉内に吹き込むことにより、改質高炉ガスまたは高炉ガス若しくはコークス炉ガスに含有されるＣＯ、Ｈ₂、メタンガスなどにより、鉄鉱石は還元される。従って、改質高炉ガス、高炉ガス或いはコークス炉ガスの供給量に相当する当量分の還元剤を削減することができる。この場合、高炉の熱効率を高める上で、改質高炉ガス、高炉ガス及びコークス炉ガスも熱風と同様に、５００℃以上まで加熱した後に炉内に供給することが好ましい。

発電量が３００ＭＷ規模である、図１に示すガスタービンコンバインド発電設備において、燃料ガスとして、前述した表１に示す、二酸化炭素及び窒素を９０％分離・除去した改質高炉ガス２（発熱量：２３４６kcal／Ｎｍ³）を使用した場合（本発明例）と、発熱量８２５kcal／Ｎｍ³の高炉ガスと発熱量４２５０kcal／Ｎｍ³のコークス炉ガスとの混合ガス（発熱量：１０５０kcal／Ｎｍ³、コークス炉ガスの配合量：６．６体積％）を使用した場合（従来例）とで、発電量を比較した。

その結果、表２に示すように、本発明例においては、燃料ガス圧縮機の動力が従来例に比較して３０ＭＷ削減され、この３０ＭＷ分の発電量の増加が得られた。これにより発電効率は４９％から５３％に向上し、効率的な発電が可能となった。

年間粗鋼生産量が１０００万トンの製鉄所において、本発明を適用した場合の検討結果を説明する。検討の前提条件として、製鉄所で発生する副生ガスを、製鉄所下工程の鋼材加熱炉などで所定通り使用し、それ以外の高炉ガスを、前述した表１に示す改質高炉ガス２に改質し、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとした。ガスタービンコンバインド発電設備の発電効率は、高炉操業の変動による高炉ガス発生量の変動の影響を考慮して、５０％と若干低目に見積もった。当然ながら、ＬＮＧやＬＰＧなどの購入エネルギーの使用はゼロとした。この製鉄所のエネルギーバランスを表３に示す。また、表３には、比較例として、蒸気タービンで発電する従来の発電所が設置された製鉄所におけるエネルギーバランスも併せて示している。従来の発電所の発電効率は、実績に則り３７％とした。

製鉄所に投入されるエネルギーは、原料炭及びコークスからなる還元剤であり、１０００万トン／年の粗鋼生産に対して、年間４７．８兆kcalの還元剤が投入され、この還元剤から、副生ガスとして、７．８兆kcalのコークス炉ガス、１２．２兆kcalの高炉ガス、１．７兆kcalの転炉ガスが発生し、これらの副生ガスが回収される。一方、投入されるエネルギーのうち、還元反応熱は１６．５兆kcal、高炉や転炉などの炉体からの放散熱は９．６兆kcalであり、これらはエネルギーとしては回収されない。

実績に則ると、回収した副生ガスのうち、１２．２兆kcal分の副生ガスは、製鉄所下工程の鋼材加熱炉などに使用されることから、発電所には、本発明例及び比較例ともに、９．５兆kcal分の副生ガスが供給されることになる。

本発明例においては、９．５兆kcal分の高炉ガスの全量から、二酸化炭素及び窒素を除去して、改質高炉ガスを製造し、ガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガスとした。その結果、発電効率が５０％であり、年間あたり５５．２億kWhの電力が得られる結果となった。製鉄所の年間電力使用量は、実績に則ると４４．３億kWhであるので、年間あたり１０．９億kWhの電力が余剰として発生する結果となった。

この余剰の電力を、ＣＯ₂地中貯蔵のための電力として使用する、或いは、電気炉での鉄スクラップの溶解用電力として使用可能であることが分かった。また、余剰の電力を発電しない場合には、余剰の電力を発電するに必要な高炉ガスが使用されずに余り、この高炉ガス或いは該高炉ガスを改質した改質高炉ガス、若しくは改質高炉ガスの代替としてコークス炉ガスを、高炉に還元用ガスとして吹き込むことが可能であることが分かった。

一方、比較例では、高炉ガスとコークス炉ガスとの混合ガスの９．５兆kcal分を蒸気タービン型の発電所に供給したが、発電所の発電効率が３７％であり、本発明例と同一量のエネルギーを投入したにも拘わらず、年間あたり４０．９億kWhの電力が得られるのみであり、年間あたり３．４億kWh分の電力が不足し、外部からこの相当分の電力を購入しなければならない結果となった。

１ガスタービン
２蒸気タービン
３発電機
４燃料ガス圧縮機
５空気圧縮機
６燃焼器
７排ガスボイラー
８変速機
１１回転式酸素富化空気製造装置
１２第１の円筒型容器
１２ａ軸心
１３第２の円筒型容器
１４第３の円筒型容器
１５窒素吸収用吸着剤
１６水分吸収用吸着剤
１７水分吸収用吸着剤
１８仕切板
１９第１の空気供給流路
２０第２の空気供給流路
２１第１の空気排出流路
２２第２の空気排出流路
２３管体
２４分離板

Claims

高炉炉頂から排出される高炉ガスからガス中の二酸化炭素及び窒素を分離除去して前記高炉ガスに比較して発熱量を高めた改質高炉ガスを製造し、この改質高炉ガスを、燃料ガスとしてガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機に導入し、前記ガスタービンコンバインド発電設備の燃焼器で燃焼させて発電される電力を製鉄所の各設備に供給し、
製鉄所の排熱または前記ガスタービンコンバインド発電設備により得られた電力を利用して、前記高炉ガス中の二酸化炭素及び窒素を分離除去することを特徴とする、製鉄所でのエネルギー運用方法。
高炉炉頂から排出される高炉ガスからガス中の二酸化炭素及び窒素を分離除去して前記高炉ガスに比較して発熱量を高めた改質高炉ガスを製造し、この改質高炉ガスを、燃料ガスとしてガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機に導入し、前記ガスタービンコンバインド発電設備の燃焼器で燃焼させて発電される電力を製鉄所の各設備に供給し、余剰の電力を二酸化炭素地中貯蔵のための電力または鉄スクラップ溶解のための電力として利用することを特徴とする、製鉄所でのエネルギー運用方法。
高炉炉頂から排出される高炉ガスからガス中の二酸化炭素及び窒素を分離除去して前記高炉ガスに比較して発熱量を高めた改質高炉ガスを製造し、この改質高炉ガスを、燃料ガスとしてガスタービンコンバインド発電設備の燃料ガス圧縮機に導入し、前記ガスタービンコンバインド発電設備の燃焼器で燃焼させて発電される電力を製鉄所の各設備に供給し、余剰の電力分に相当する発電を中止し、この発電量に必要な改質高炉ガスの熱量に相当する高炉ガスまたは改質高炉ガス若しくはコークス炉ガスを、高炉に吹き込むことを特徴とする、製鉄所でのエネルギー運用方法。
前記改質高炉ガスの発熱量は４．４８ＭＪ／Ｎｍ ³以上であることを特徴とする、請求項１ないし請求項３の何れか１つに記載の製鉄所でのエネルギー運用方法。
前記高炉には、空気よりも酸素濃度を高めた酸素富化空気が吹き込まれることを特徴とする、請求項１ないし請求項４の何れか１つに記載の製鉄所でのエネルギー運用方法。
前記酸素富化空気の酸素濃度は、２５〜９６体積％であることを特徴とする、請求項５に記載の製鉄所でのエネルギー運用方法。
前記酸素富化空気は、圧力の増加または温度の低下に伴って窒素吸着量が増加する窒素吸収用吸着剤が配置された、軸心を中心として回転可能な円筒型容器を有し、前記窒素吸収用吸着剤に対してそれぞれ反対側の方向から、圧力または温度が異なる乾燥した空気を供給し、相対的に圧力を高めた空気または相対的に温度を低くした空気に対して脱窒素処理を施し、相対的に圧力を下げた空気または相対的に温度を高くした空気に対して窒素富化を施し、相対的に圧力を高くした空気または相対的に温度を低くした空気の酸素富化を行う回転式酸素富化空気製造装置によって製造された酸素富化空気であることを特徴とする、請求項５または請求項６に記載の製鉄所でのエネルギー運用方法。