KR101987139B1 - 용광로에서의 공기 유동 분포 검출 방법 - Google Patents

용광로에서의 공기 유동 분포 검출 방법 Download PDF

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Abstract

공기 유동 및 고체 물질 베드 간 열 교환 및 용광로의 방사상 공기 침투에서 용광로의 방사상 방향에서 공기 유동 분포 모드에 영향을 주는 물질층 구조의 분포 효과를 고려한 용광로의 공기 유동 분포를 검출하는 방법이 개시되며, 용광로의 공기 유동 분포 및 방사상 물질층 구조는 십자형 온도 측정용 건과 다른 주요 용광로 작동 파라미터를 조합함으로써 계산될 수 있다. 이 검출 방법에 따르면, 용광로 조작자는, 현재의 방사상 공기 유동 온도 분포의 변화로부터, 연소로 부분에서의 공기 유동 분포 및 방사상 물질층 구조의 변화 방향을 시기 적절하고 정확하게 예측할 수 있어, 이로써 물질 분포 시스템의 조정 방향을 제공하여 용광로가 안정적이고 원활하게 작동하도록 보장하고, 고가의 검출 장비 없이도 수명을 연장하고 연료 비를 줄일 수 있다.

Description

용광로에서의 공기 유동 분포 검출 방법 {METHOD FOR DETECTING AIR FLOW DISTRIBUTION IN BLAST FURNACE}
본 발명은 용광로에서의 가스 유동 분포의 수치 시뮬레이션 기술에 해당하는 것으로, 특히 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하는 방법에 관한 것이다.
용광로(blast furnace)는 원형 단면을 갖는 제철용 수직로(iron-making vertical furnace)인데, 이는 일반적으로 용광로 맨틀(furnace mantle)로서 철판(steel plates)을 사용하고, 용광로 맨틀에는 내화 벽돌(refractory bricks)이 정렬(lined)된다. 용광로 몸체는 위에서 아래로 다섯 부분으로 나뉘어진다: 용광로 목부(furnace throat), 용광로 스택(furnace stack), 용광로 보쉬(furnace bosh), 용광로 몸통(furnace belly) 및 용광로 화로(furnace hearth). 용광로 제철 기술은 경제적 지표, 단순 공정, 대규모 생산 능력, 높은 생산성, 낮은 에너지 소비 등과 같은 장점을 가지고 있기 때문에, 이 방식으로 생산된 철은 세계의 철 생산량의 대부분을 차지한다.
용광로로 생산하는 동안 철광석(iron ore), 코크스(coke) 및 슬래깅 플럭스(석회석)가 용광로의 상단에서 채워지며 예열된 공기는 용광로 주변을 따라 용광로의 하부에 위치한 송풍구에서 송풍된다. 고온에서, 코크스 내의 탄소(일부 용광로에 분쇄된 석탄, 중유, 천연가스 및 기타 보조 연료가 주입됨)가 송풍된 공기의 산소와 함께 연소되어 일산화탄소 및 수소를 생성하여 용광로에서 올라가는 동안에 철광석 내 산소를 제거함에 따라, 철광석을 환원시켜 철을 획득한다. 용융된 용철(molten iron)은 용골(taphole)에서 배출된다. 철광석에서 환원되지 않은 불순물은 석회석과 같은 플럭스(flux)와 결합하여 슬래그(slag)를 발생시키며, 슬래그는 용융 철과 함께 도플러로부터 배출되어 스키머(skimmer)에 의해 분리된다. 생성된 가스는 용광로의 상부로부터 배출되고, 뜨거운 난로(hot stove), 가열로(heating furnace), 코크스 오븐(coke oven), 보일러(boiler) 등의 연료로서 분진제거(de-dusted)된 후에 사용된다. 용광로 용융은 부산물로서 용광로 슬래그(blast furnace slag) 및 용광로 가스(blast furnace gas)를 생산할 뿐만 아니라, 주산물로서 선철(pig iron)을 생산한다.
용광로에 영향을 미치는 다양한 요소들 중에서, 가스 유동 분포(gas flow distribution)는 용광로 조작에 중요하며, 따라서 "철분 제정은 단지 가스 거동을 조작하는 것"이라고 종종 언급된다. 잘 알려진 바와 같이, 가스 유동 분포는 용광로의 물질 분배 시스템의 조정에 있어서 가장 중요한 표준이며, 현재 용광로 조작이 안정적인지 아닌지를 반영하고 용광로 가스의 이용률을 결정한다. 용광로의 고온 고압의 밀폐용기의 경우 가스 유동에 대한 정보를 획득하는 방법이 매우 중요하다.
당해 기술 분야에서, 일반적으로 용광로의 목부에서 불타는 화염(flame)의 크기는, 가스 유동의 변화를 결정하기 위해 용광로 상부에서의 적외선 영상화(infrared imaging)에 의해 관찰되고, 용광로의 목부에서의 열전쌍(thermocouple)의 온도는 모서리에서 가스 유동의 변화를 결정한다. 그러나 적은 정보가 수집된다. 일부 철강 공장에서는 방사상 방향 내 가스 유동의 성분 분포를 분석하기 위해 목부의 방사상 방향으로 가스 샘플링 장비를 추가로 개발한다. 그러나, 온-라인 탐지를 실현할 수 없고 가스 누출의 안전성 문제가 있다. 현재, 용광로의 대부분은 방사상 방향의 가스 유동 온도의 분포를 온-라인 모니터링하기 위해 용광로 상부에 장착된 십자형 온도 측정용 건(cross-shaped temperature-measuring gun)을 가지고 있지만, 획득된 정보는 제한적이며, 가스 유동은 온도 분포에 의해서만 완전히 반영될 수 없다. 예를 들어, 종래 기술에 있어서, 러시아 특허 SU1330163은 또한 용광로에서 방사상 가스 유동 분포를 검출하는 방법을 개시하는데, 여기서 가스 조성은 장입물 내부에 삽입된 가스 샘플링 장치에 의해, 그리고 각각의 장입물 배치(batch) 전후에 측정되고, 방사상의 가스 유동 온도 분포가 적외선 영상화에 의해 측정된 다음, 평균 용광로 가스 최고 유량, 온도, 시간차 및 장입물의 비열에 기초한 경험적 공식에 의해 방사형 가스 유동 분포가 계산된다.
그러나, 상기 측정은 값비싼 적외선 측정 장치에 달려 있으며, 용광로의 가스 샘플링 장치는 장입물을 내리는 것을 방해하고 용광로 안감(lining)에 마모를 가속시킬 수 있다. 또한, 장입층 두께 및 열전도는 방사상 방향으로 균일하다고 가정되지만, 용광로에서의 실제 생산에서는 장입층 두께 및 열전도가 방사상 방향으로 크게 변한다.
따라서, 용광로 제철소 기업이 긴급히 해결해야 할 기술적인 문제는 항상 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하기 위해서 보다 정확하고 편리한 방법을 찾는 것이다.
본 발명은 항상 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출할 수 있는 용광로에서의 공기 유동 분포 검출 방법을 제안한다.
용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하는 방법에 있어서, 상기 방법은:
a) 용광로 상단의 온도 측정 장치의 개수 및 위치에 따라 용광로 목부의 단면을 분할하여 N (N은 1 이상의 자연수)개의 온도 측정 장치 영역을 획득하는 단계;
b) 각 온도 측정 장치로부터의 온도 값과, 가스의 열 유량 및 해당 온도 측정 장치 영역 아래 용광로의 럼프 존에서의 열 유량의 평형 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비를 획득하는 단계;
c) 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비에 따라, 각 온도 측정 장치 영역 내에서의 장입 물질층의 두께 비와 가스 유량 간 함수 관계를 설정하는 단계;
d) 장입층의 단위 길이 당 압력 강하, 장입 물질의 입자 크기 분포 및 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비를 획득하고,
상기 c) 단계에서 획득된 각 온도 측정 장치 영역 내에서, 각 온도 측정 장치 영역 내의 각 장입 물질층의 두께 비와, 장입 물질층의 두께 비 및 가스 유량 간의 함수 관계에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량을 획득하는 단계; 및
e) 각 온도 측정 장치 영역의 영역 분포 및 가스 유량을 구성하여, 가스 분포의 검출 결과를 획득하는 단계;
를 포함한다.
바람직하게는 상기 방법은: 단계 d) 이후에,
d#) 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층들의 두께 비에 따라 장입 물질층들의 평균 두께 비를 계산에 의해 획득하고, 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 추가로 획득하기 위해, 각 온도 측정 장치 영역 내에서 가스 유량에 따라 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 획득하는 단계;
상기 단계에서 획득한 장입 물질층들의 평균 두께 비를 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비와 비교하여 오차 σ1을 획득하는 단계; 상기 단계에서 획득된 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 체적과 비교하여 오차 σ2를 획득하는 단계; 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 열량과 비교하여 오차 σ3을 획득하는 단계;
오차 σ1, σ2 및 σ3 중 어느 하나 이상이 5 %보다 크거나 같은 값을 갖는 경우, 장입층의 단위 길이 당 압력 강하량 및 장입 물질의 입자 크기 분포를 수정하고, 오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 % 미만이 될 때까지 단계 d)를 다시 수행하는 단계;
오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 %보다 작으면 단계 e)를 수행하는 단계; 를 더 포함한다.
바람직하게는 상기 장입 물질은 광석 및 코크스이고, 상기 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비는 식 X0=[LO/(LO+LC)]0에 기초하여 계산되며, 여기서 Lo는 광석 층의 두께이고, Lc는 코크스 층의 두께이다.
바람직하게는 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비는 xi이고, 장입 물질층의 평균 두께 비는 Xt이며, 장입 물질층의 평균 두께 비는 하기 식에 의해 계산되며:
Figure 112017031475945-pct00001
여기서 Si는 각각의 온도 측정 장치 영역의 면적이고, A는 용광로 목부의 단면의 총 면적이다.
바람직하게는 장입 물질은 광석 및 코크스이고, 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비는 xi이고, 온도 측정 장치 영역 내의 가스 유량은 ui이며, 장입 물질층의 두께 비와 온도 측정 장치 영역에서의 가스 유량 간의 함수 관계는,
Figure 112017031475945-pct00002
이며,
여기서, Cg는 가스의 비열, Cs는 고체의 비열, Gg는 가스의 유량, Gs는 고체의 유량, ρ는 용광로 상부 가스의 밀도, v는 고체 장입 베드의 하강 속도, ρ0는 광석의 밀도, ρC는 코크스의 밀도이다.
바람직하게는 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식은 하기 식과 같으며:
Figure 112017031475945-pct00003
여기서,
Figure 112017031475945-pct00004
는 점도 저항 계수,
Figure 112017031475945-pct00005
는 관성 저항 계수,
Figure 112017031475945-pct00006
/L은 단위 길이 당의 압력 강하,
Figure 112017031475945-pct00007
은 장입 베드 다공도, Dp는 입자의 평균 입경,
Figure 112017031475945-pct00008
는 가스 점도,
Figure 112017031475945-pct00009
는 가스 유량,
Figure 112017031475945-pct00010
는 가스 밀도이며,
코크스의 점도 저항 계수 및 관성 저항 계수는 각각
Figure 112017031475945-pct00011
이며,
광석의 점도 저항 계수와 관성 저항 계수는 각각
Figure 112017031475945-pct00012
이다.
바람직하게는 용광로의 각 럼프 존에서의 장입층의 단위 길이 당 압력 강하는 동일하고,
용광로의 각 럼프 존에서의 장입층의 단위 길이 당 압력 강하는 용광로의 럼프 존에서의 코크스 층의 단위 길이 당 압력 강하와 용광로의 럼프 존에서의 광석 층의 단위 길이 당 압력 강하의 합과 동일하다.
바람직하게는 온도 측정 장치는 십자형 온도 측정용 건이다.
용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하는 시스템에 있어서, 상기 시스템은:
용광로 상단의 온도 측정 장치의 개수 및 위치에 따라 용광로 목부의 단면을 분할하여 N (N은 1 이상의 자연수)개의 온도 측정 장치 영역을 획득하는 분할부;
각 온도 측정 장치로부터의 온도 값과, 가스의 열 유량 및 해당 온도 측정 장치 영역 아래 용광로의 럼프 존에서의 열 유량의 평형 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비를 획득하는 제1 달성부;
각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비에 따라, 각 온도 측정 장치 영역 내에서의 장입 물질층의 두께 비와 가스 유량 간 함수 관계를 설정하는 설정부;
장입층의 단위 길이 당 압력 강하, 장입 물질의 입자 크기 분포 및 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비를 획득하고, c) 단계에서 획득된 각 온도 측정 장치 영역 내에서, 각 온도 측정 장치 영역 내의 각 장입 물질층의 두께 비와, 장입 물질층의 두께 비 및 가스 유량 간의 함수 관계에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량을 획득하는 제2 달성부; 및
각 온도 측정 장치 영역의 영역 분포 및 가스 유량을 구성하여, 가스 분포의 검출 결과를 획득하는 결과부;
를 포함한다.
상기 시스템은:
각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층들의 두께 비에 따라 장입 물질층들의 평균 두께 비를 계산에 의해 획득하고, 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 추가로 획득하기 위해, 각 온도 측정 장치 영역 내에서 가스 유량에 따라 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 획득하는 검증부; 를 더 포함하며,
획득한 장입 물질층들의 평균 두께 비를 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비와 비교되어 오차 σ1을 획득하고; 획득된 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 체적과 비교하여 오차 σ2를 획득하고; 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 열량과 비교하여 오차 σ3을 획득하며;
오차 σ1, σ2 및 σ3 중 어느 하나 이상이 5 %보다 크거나 같은 값을 갖는 경우, 장입층의 단위 길이 당 압력 강하량 및 장입 물질의 입자 크기 분포를 수정하고, 오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 % 미만이 될 때까지 단계 d)가 다시 수행되며,
오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 %보다 작으면 단계 e)가 수행된다.
이 검출 방법에 따르면, 용광로 조작자는, 현재의 방사상 공기 유동 온도 분포의 변화로부터, 연소로 부분에서의 공기 유동 분포 및 방사상 물질층 구조의 변화 방향을 시기 적절하고 정확하게 예측할 수 있어, 이로써 물질 분포 시스템의 조정 방향을 제공하여 용광로가 안정적이고 원활하게 작동하도록 보장하고, 고가의 검출 장비 없이도 수명을 연장하고 연료 비를 줄일 수 있다.
도 1은 십자형 온도 측정용 건의 배치 및 방사상 온도 측정 영역의 레이아웃을 나타내는 도면,
도 2는 본 발명에 따른 용광로 블랭크 존에서 용광로의 내부 영역 분할과 가스-고체 열 균형을 나타내는 개략도,
도 3은 본 발명의 실시 예에 따른 용광로 내에서 장입 물질의 위치와 고체 및 가스의 이동 방향 및 온-라인 모니터링이 이루어지는 위치를 도시한 도면,
도 4는 본 발명의 제1 실시 예에 따른 온도 측정 장치 영역으로 분할된 각 영역의 면적을 도시한 도면,
도 5는 본 발명의 제 1 실시 예에 따른 용광로 장입물의 방사상 하강 속도의 분포를 도시하는 도면,
도 6은 본 발명에 따른 2013년 말에서 2014년 초까지의 Hongfa 2500#의 용광로의 조작 상황을 보여주는 도면,
도 7은 본 발명에 따른 케이스 1에서 케이스 2로 각각의 파라미터의 변화를 도시한 도면,
도 8은 본 발명에 따라 케이스 2에서 케이스 3으로 각각의 파라미터의 변화를 도시한 도면,
도 9는 본 발명에 따라 케이스 3에서 케이스 4로 각각의 파라미터의 변화를 도시한 도면,
도 10은 본 발명에 따라 케이스 4에서 케이스 5까지의 각 파라미터의 변화를 도시한 도면이다.
본 발명의 이해를 돕기 위해, 본 발명의 바람직한 실시 예를 본 발명의 실시 예를 참조하여 이하에 설명한다. 그러나 이러한 설명은 본 발명의 특허 청구 범위를 한정하기보다는 본 발명의 특징 및 이점을 더 설명하기 위해 제시된다.
본 발명은 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하는 방법을 개시하며, 다음의 단계들을 포함하는 것을 특징으로 한다 :
a) 용광로 상단의 온도 측정 장치의 개수 및 위치에 따라 용광로 목부의 단면을 분할하여 N (N은 1 이상의 자연수)개의 온도 측정 장치 영역을 획득하는 단계;
b) 각 온도 측정 장치로부터의 온도 값과, 가스의 열 유량 및 해당 온도 측정 장치 영역 아래 용광로의 럼프 존에서의 열 유량의 평형 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비를 획득하는 단계;
c) 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비에 따라, 각 온도 측정 장치 영역 내에서의 장입 물질층의 두께 비와 가스 유량 간 함수 관계를 설정하는 단계;
d) 장입층의 단위 길이 당 압력 강하, 장입 물질의 입자 크기 분포 및 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비를 획득하고,
상기 c) 단계에서 획득된 각 온도 측정 장치 영역 내에서, 각 온도 측정 장치 영역 내의 각 장입 물질층의 두께 비와, 장입 물질층의 두께 비 및 가스 유량 간의 함수 관계에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량을 획득하는 단계; 및
e) 각 온도 측정 장치 영역의 영역 분포 및 가스 유량을 구성하여, 가스 분포의 검출 결과를 획득하는 단계;
본 발명에서 사용되는 기호 및 개념의 정의에 대한 특별한 요구가 없는 한 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 일반적인 기호와 개념이 사용된다.
본 발명에서 사용되는 열역학 계산식은 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 열역학 계산식이면 특별히 요구되지 않는다.
본 발명에서, 먼저, 용광로 목부의 단면을 용광로 상단의 온도 측정 장치의 수 및 위치에 따라 분할하여 N 개의 온도 측정 장치 영역을 획득한다. N은 1 이상의 자연수이다.
온도 측정 장치가 구비된 용광로에 대해서는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 제철 용광로라면 특별히 제한되지 않으나, 본 발명에 따라 바람직하게는 홍파(Hongfa)의 2500m3의 용광로이다. 본 발명의 온도 측정 장치는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 용광로의 온도를 측정하는 장치이면 특별히 제한되지 않으나, 본 발명에 따라 바람직하게는 십자형 온도 측정용 건(cross-shaped temperature-measuring gun)이다. 본 발명에서, 십자형 온도 측정용 건의 개수는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 십자형 온도 측정용 건의 일반적인 수이나, 본 발명에 따라 바람직하게는 2 내지 4이다. 본 발명에서, 십자형 온도 측정용 건의 일반적인 온도 측정 포인트인 경우, 십자형 온도 측정용 건의 온도 측정 포인트의 수는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려져 있으며, 특별히 제한되지 않는다. 본 발명에 따라 바람직하게는 5 내지 8, 보다 바람직하게는 6 내지 7이다. 본 발명에서, 십자형 온도 측정용 건의 위치는, 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 용광로에 장착된 십자형 온도 측정용 건의 위치라면 특별히 제한되지 않으나, 바람직하게는 십자형 온도 측정용 건은 용광로 목부의 4개의 벽(walls)에 대응하여 장착되고, 보다 바람직하게는 동측 및 서쪽에, 보다 더 바람직하게는 남측과 북쪽에 장착되고, 가장 바람직하게는 본 발명에 따라 동, 남, 서 및 북 측면에 장착된다. 본 발명에서, 온도 측정 장치의 전체 장착 위치는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 전체 장착 위치라면 특별히 제한되지 않으며, 특히 본 발명에 따라 바람직하게는 십자형 온도 측정용 건이 각각 용광로 목부의 동쪽, 남쪽, 서쪽 및 북쪽의 4 방향에 장착되고, 그 중 하나의 십자형 온도 측정용 건은 6 개의 온도 측정 포인트를 갖으며, 다른 3 개의 십자형 온도 측정용 건은 각각 5 개의 온도 측정 포인트가 있다. 본 발명에서, 온도 측정 포인트를 설정하는 방법은 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 십자형 온도 측정용 건의 온도 측정 포인트를 설정하는 방법이면 특별히 제한되지 않는다. 본 발명의 온도 측정 포인트를 설정하는 구체적인 방법은 바람직하게는, 온도 측정용 건이 아래쪽으로 15도 기울어지도록 설치되고, 온도 측정 포인트가 중심으로부터 등 거리에 용광로 목부의 방사상 방향의 에지인 경우, 모든 2 개의 십자형 온도 측정용 건 사이의 간격은 바람직하게는 500 mm 내지 1000 mm, 보다 바람직하게는 600 mm 내지 900 mm, 가장 바람직하게는 800 mm이다. 본 발명에서, 방사상 방향은 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 방사상 방향이면 특별히 제한되지 않는다. 본 발명에서 기술된 방사상 방향은 용광로 목부의 중심으로부터 용광로 벽까지의 방사상 방향이며, 방사상 방향은 수평면과 평행할 수 있고 수평면과 평행하지 않을 수도 있다.
본 발명에서, 온도 측정 장치 영역의 구체적인 수, 즉 N의 특정 값은 특별한 제한이 없으며, 크기에 따라 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람이 용광로 및 실용적인 생산 상황에 따라 원하는대로 설정할 수 있고, 본 발명에 따라 바람직하게는 4 내지 8, 보다 바람직하게는 5 내지 7, 가장 바람직하게는 6이다. 본 발명에서, 영역을 분할하는 방법은 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 십자형 온도 측정용 건의 온도 측정 장치 영역을 분할하는 방법이면 특별히 제한되지 않는다. 본 발명의 구체적인 분할 방법은, 먼저 용광로 목부의 단면의 중심을 원의 중심으로 하고, 용광로의 중심으로부터 모든 두 개의 온도 측정 포인트의 중간까지의 거리를 반경으로 하여 원을 그리도록 하고, 용광로 목부의 단면을 방사상 방향을 따라 6 개의 영역으로 분할하고, 영역의 면적을 S1,S2,S3,S4,S5,S6에 각각 대응한다. 각각의 온도 측정 장치 영역에서, 4 개의 방향 내 4 개의 온도 측정용 건에 대응하는 온도 포인트들, 즉 각각의 온도 측정 장치 영역의 온도 값으로 평균화되고, 최종적으로 용광로 목부의 방사상 방향으로 용광로 상부 가스의 온도 분포를 획득한다.
십자형 온도 측정용 건의 바람직한 실시 예 및 상술한 바와 같은 방사상 방향으로의 온도 측정 장치 영역의 분할에 대해서는 도 1을 참조할 수 있다. 도 1은 온도 측정용 건의 배치 및 방사상 온도 측정 장치 영역의 레이아웃을 도시하는 도면이다.
본 발명에서, 전술한 방법에 의해 온도 측정 장치 영역을 분할한 후, 각 온도 측정 장치의 온도 값과, 해당 온도 측정 장치 영역 하부의 용광로의 럼프 존에서 가스의 열 유량과 고체의 열 유량 간 평형 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량비가 획득된다.
본 발명에서, 용광로의 럼프 존에서 열 평형에 도달할 수 있다. 즉, 고체와 가스의 온도가 서로 매우 가까워 고체와 가스 간 열 전달이 일어나지 않으며, 이 영역은 고체와 가스 사이의 열 평형 영역이다. 화학 반응과 용광로 벽과의 열 교환으로 인한 열 손실을 무시하면, 가스의 열 유량과 고체의 열 유량 사이의 평형 방정식이 설정된다. 가스의 열 유량과 고체의 열 유량 사이의 평형 방정식은 바람직하게는:
Figure 112017031475945-pct00013
,
이며, 여기서 Cg는 KJ/m3·℃의 단위의 가스 비열이고; Cs는 kJ/kg·℃ 단위의 비열이며; Gg는 Nm3/h의 단위의 가스 유량이며; Gs kg / h 단위의 고체의 유속이고; dT/dZ는 ℃/m 단위의 가스 높이 단위당 온도 변화이고, dt/dZ은 ℃/m 단위의 고체 높이 단위당 온도 변화이다.
본 발명에서, 각각의 온도 측정 포인트는 가스의 열 유량과 고체의 열 유량 사이의 평형 방정식, 즉 가스-고체 열 평형 방정식을 충족시킨다. 전술한 십자형 온도 측정용 건의 온도 값 각각을 평형 방정식으로 가져오고, 십자형 온도 측정용 건의 방사형 방향의 다양한 포인트에서의 고체-가스 열 유량 비 CsGs/CgGg, 즉, 용광로 럼프 존 상의 해당 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비를 계산할 수 있다. 고체-가스 열 유량 비 방정식은 CsGs/CgGg이고,
Figure 112018049366786-pct00014
이다. 대응하는 온도 측정 장치 영역은 용광로 높이 방향으로 용광로의 럼프 존과 일대일로 대응하고 용광로의 대응하는 럼프 존 상에 위치한다는 것을 의미한다. 온도 측정 장치 영역들 중 임의의 하나는 i 번째 영역이고, 1≤i≤N; i는 1보다 크거나 같은 자연수이다.
본 발명에서, 용광로의 럼프 존은 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 용광로의 럼프 존인 한 특별한 제한은 없다. 본 발명에서 용광로의 내부 영역의 분할은 특별한 제한이 없으며, 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 분할 방법에 의해 수행될 수 있다. 용광로는 바람직하게는 본 발명에 따라 럼프 존(lump zone), 응집 존(cohesive zone), 드리핑 존(dripping zone), 궤도 존(raceway zone) 및 슬래그-철 존(slag-iron zone)의 5 부분으로 분할되며, 특히 용광로 내부의 고체 및 가스의 온도 분포에 대해 도 2를 참조할 수 있으며, 도 2는 본 발명에 따른 용광로의 럼프 존에서 용광로의 내부 영역 분할과 가스-고체 열 평형을 나타내는 개략도이다.
본 발명에서, 각 온도 측정 장치 영역 내에서의 장입 물질층의 두께 비와 가스 유량의 함수 관계는 전술한 단계에서 획득된 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비에 따라 설정된다. 장입 물질은 바람직하게는 광석 및 코크스이다. 온도 측정 장치 영역에서의 장입 물질층의 두께 비는 바람직하게는 xi이고, 온도 측정 장치 영역에서의 가스 유량은 바람직하게는 ui이다. 장입 물질층의 두께 비와 온도 측정 장치 영역에서의 가스 유량의 함수 관계는 바람직하게는:
Figure 112017031475945-pct00015
이고, 여기서 Cg는 가스의 비열, Cs는 고체의 비열, Gg 는 가스의 유량, Gs는 고체의 유량,
Figure 112017031475945-pct00016
는 kg/m3 단위의 용광로 상부 가스의 밀도, v는 m/s 단위의 고체 장입 베드의 하강 속도,
Figure 112017031475945-pct00017
는 kg/m3 단위의 광석 밀도,
Figure 112017031475945-pct00018
는 kg/m3 단위의 코크스 밀도이다.
본 발명에서, 각각의 온도 측정 장치 영역 내의 고체의 열 유량 방정식은 다음과 같다:
Figure 112017031475945-pct00019
,
Figure 112017031475945-pct00020
;
가스의 열 유량 방정식은
Figure 112017031475945-pct00021
;이고, 여기서, S는 온도 측정 장치 영역 내에서 고체 장입 베드 및 가스 유동이 통과하는 단면의 면적이고, Si는 각 온도 측정 장치 영역의 면적이고,
Figure 112017031475945-pct00022
에서, Lo는 m 단위의 광석 층 두께이고, Lc는 m 단위의 코크스 층 두께이다.
본 발명에서, 장입 물질의 위치에 특별한 제한은 없다; 고체, 액체 및 가스 3 상 흐름 방향과, 용광로 내에서의 공정 경로는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 용광로의 조작 상황일 수 있다. 특히, 도 3은 본 발명에 따른 용광로 내에서 장입 물질의 위치, 고체 및 가스의 이동 방향 및 온-라인 모니터링이 수행되는 위치가 도시된다.
본 발명에서, 각각의 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비는 장입 물질층의 단위 길이 당 압력 강하 (
Figure 112017031475945-pct00023
/L), 물질의 입자 크기 분포 및 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식에 따라 획득되고, 전술한 단계에서 획득된 각 온도 측정 장치 영역 내에서의 장입 물질층의 두께 비와 가스 유량의 함수 관계를 조합하여 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량이 획득된다.
본 발명에서, 후속 계산의 편의를 위해, 용광로의 럼프 존의 장입층 (
Figure 112017031475945-pct00024
/ L)의 단위 길이 당 압력 강하는 사전 설정된 값인 것이 바람직하고, 본 발명에서는
Figure 112017031475945-pct00025
/ L의 사전 설정 방법에 대한 특별한 제한은 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 방법일 수 있으며, 바람직하게는 용광로의 실제 작동의 전체 압력 강하 및 송풍구로부터 장입물 라인까지의 거리에 기초하여 설정된다. 용광로의 럼프 존의 입자 크기 분포(dp), 즉 용광로의 방사상 방향에서의 코크스 및 광석의 입자 크기 분포는 바람직하게는 사전 설정된 값이며, 본 발명에서는 특별한 물질의 입자 크기 분포의 설정 방법에 대한 제한이 있으며, 이는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 방법일 수 있다. 본 발명에서, 재료의 입자 크기 분포는 바람직스럽게는 목부의 반경, 특히 dp=f(r) (0≤r≤1), (r은 무 차원(dimensionless)의 목부 반경)과 상관하여 획득되고, 그 초기 값은 반경 방향으로 균일하게 분포되도록 설정된다. 즉, dp = Dp이다. 본 발명에서, 용광로에서 물질의 입자 크기 분포의 특정 상관 방법은 특별한 제한이 없으며, 이는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 입자 크기 분포 또는 분포 곡선의 측정 방법일 수 있다. 본 발명에서, 입자의 평균 입자 직경(Dp)의 계산 방법은 특별히 제한되지는 않으며, 이는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 평균 입자 직경의 계산 방법일 수 있으며, 바람직하게는 본 발명에 따른 산술 평균법(arithmetical average method)이다.
용광로의 각 럼프 존에서의 장입층의 단위 길이 당 압력 강하는 바람직하게는 서로 동일한 값으로,
Figure 112017031475945-pct00026
;
이고, 용광로의 각 럼프 존에서의 장입층의 단위 길이 당 압력 강하는 바람직하게는 용광로의 럼프 존에서의 코크스의 단위 길이 당 압력 강하와 단위 길이 당 광석의 압력 강하의 합이다. 즉,
Figure 112017031475945-pct00027
이다.
본 발명에 따른 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식은 바람직하게는
Figure 112017031475945-pct00028
,
이며, 여기서,
Figure 112017031475945-pct00029
은 점도 저항 계수,
Figure 112017031475945-pct00030
는 관성 저항 계수,
Figure 112017031475945-pct00031
/ L은 kPa/m 단위의 단위 길이 당 압력 강하,
Figure 112017031475945-pct00032
는 장입 베드의 기공도, Dp는 m 단위의 입자의 평균 입자 직경,
Figure 112017031475945-pct00033
는 Pa·s 단위의 가스 점도,
Figure 112017031475945-pct00034
는 m/s 단위의 가스 유량,
Figure 112017031475945-pct00035
는 kg/m3 단위의 가스 밀도이다.
본 발명에서, 점도 저항 계수 및 관성 저항 계수는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지된 방법에 의해 계산될 수 있으며, 본 발명에서 바람직하게는 야마다(1974년, 가와사키 철강 기호에서, 16-36)에 의해 출판된 " Distribution of Burden Materials and Gas permeability in a Large Volume Blast Furnace"의 계산 방법에 의해 계산될 수 있다.
코크스의 점도 저항 계수 및 관성 저항 계수는 각각:
Figure 112017031475945-pct00036
;
이고, 광석의 점도 저항 계수와 관성 저항 계수는 각각 다음과 같다.
Figure 112017031475945-pct00037
.
본 발명에 따르면, 상기 식들과 함께, 주어진
Figure 112017031475945-pct00038
/ L 및 코크스 및 광석의 입자 크기 분포 dp = f (r) (0≤r≤1) 하에서, 최종적으로 장입 물질층의 두께 비
Figure 112017031475945-pct00039
와 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량 분포
Figure 112017031475945-pct00040
를 상기의 계산에 의해 구한다.
계산된 데이터의 신뢰도를 높이고 계산된 데이터의 정확도를 높이기 위해서는 바람직하게는 본 발명에 따라 상기 계산된 데이터를 검증한다. 본 발명에서, 검증 방법은 특별히 한정되지 않고, 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 용광로 데이터를 검증하는 방법일 수 있으며, 바람직하게는 검증은 본 발명에 따른 다음 단계를 수행한다.
먼저, 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비에 따라 장입 물질층의 평균 두께 비가 계산되고, 온도 측정 장치 영역 각각의 가스 유량에 따라 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 전체 체적(volume)이 획득되며, 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량이 더 획득된다.
다음으로, 전술한 단계에서 획득된 장입 물질층의 평균 두께 비와 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비를 비교하여 오차 σ1을 구하고, 상기 단계에서 얻어진 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 용광로 가스 유동의 이론상 총 체적과 비교하여 오차 σ2를 획득한다; 그리고 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량과 용광로 상부 가스 유동의 이론상 총 열량을 비교하여 오차 σ3을 획득한다.
그 후, 오차 분석이 이루어진다. σ1, σ2 및 σ3 중 하나 이상의 값이 5 %보다 크거나 같은 값을 갖는다면, 장입층의 단위 길이 당 압력 강하 및 장입 물질의 입자 크기 분포가 수정되고, σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 % 미만이 될 때까지 단계 d)가 수행되며; 상기 오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 % 미만인 경우 단계 e)가 수행된다.
본 발명에서, 검출 날짜는 당해 기술 분야의 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 용광로 정상 상태에서의 검출 날짜일 수 있으며, 바람직하게는 코크스, 광석의 배치 데이터, 가스 소비, 용광로 상부에서 검출된 각종 가스성분, 온도 및 압력 등을 포함한다. 본 발명에서, 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 용광로의 정상 상태 하에서 검출 날짜의 원천이 될 수 있는 검출 날짜의 출처에 특별한 제한은 없다.
본 발명에서, 상기 단계들에 의해 계산된 각각의 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층들의 두께 비가 먼저 계산되어 장입 물질층들의 평균 두께 비를 획득한다; 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 체적은 다양한 온도 측정 장치 영역의 가스 유량에 따라 획득되고, 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량이 차례대로 획득된다. 상기 장입 물질층들의 평균 두께 비, 총 가스 유동 체적 및 총 가스 유동 열량은 모두 실제 검출 데이터 및 본 발명에 따른 상기 계산 방법에 따른 계산에 의해 얻어진 데이터이다.
온도 측정 장치 영역들 각각의 장입 물질층들의 두께 비는 바람직하게는 xi 이고, 장입 물질층들의 평균 두께 비는 Xt 이며, 장입 물질층들의 평균 두께 비는 바람직하게는 다음 공식과 같다:
Figure 112017031475945-pct00041
여기서, Si는 각각의 온도 측정 장치 영역의 면적이고, A는 용광로 목부 단면의 총 면적이다.
총 가스 유동 체적 및 총 가스 열량에 관해서는, 가스 유량 ui의 분포에 따라 용광로 상부에서의 가스 체적 Vi 및 가스 열량 Qi의 분포가 계산되고, 다양한 포인트들이 합쳐져서 총 가스 유동 체적 및 가스 유동의 총 열량이 획득된다.
Figure 112017031475945-pct00042
,
Figure 112017031475945-pct00043
.
본 발명에서는, 주어진 코크스 배치 데이터 및 주어진 광석 배치 데이터에 따라 이론 상의 평균 광석-코크스 두께 비(즉, 장입 물질층들의 이론상 평균 두께 비)를 더 산출한다. 그런 다음, 용광로 상부에 있는 건조 가스의 체적 VD가 보전법에 따라 용광로 가스의 N2에 따라 계산된다. 용광로 상부에서의 반응 CO2+H2=H2O+CO의 동역학 평형에 따라, 용광로 상부에서의 수증기의 체적(VH2O)이 계산되어, 이론상 용광로 상부의 총 가스 유동 체적(V0)및 용광로 상부의 총 가스 열량 Q0,즉 용광로 상부에서의 이론상 총 가스 유동 체적 및 용광로 상부에서의 이론상 총 가스 유동 열량이 계산된다. 장입 물질은 바람직하게는 광석 및 코크스이며, 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비의 계산식은 바람직하게는 광석층의 두께를 X0=[LO/(LO+LC)]0이며, 여기서, Lo는 광석 층의 두께이고, Lc는 코크스 층의 두께이다. 본 발명에 있어서, 용광로 상단의 이론상 총 가스 유동 체적 및 용광로 상단의 이론상 총 가스 유동 열량의 계산 방법은 특별한 제한이 없으며, 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 공지되어 있는 반응의 동역학 평형 방정식에 따른 계산 방법일 수 있다.
본 발명에서, 상기 계산 방법에 의해 계산된 Xt,Vt및 Qt는 상기 방정식에 따라 얻어진 이론 값 X0,V0 및 Q0와 비교되어 오차 σ1, σ2 및 σ3을 획득한다. 본 발명에서, 오차 계산 방법은 특별한 제한은 없으며, 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 오차 계산 방법이 될 수 있다. 본 발명에서는, 오차 검증 방식에 특별한 제한은 없고, 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게 잘 알려진 검증 방식 또는 검증 표준일 수 있으며, 바람직하게는 본 발명의 다음 단계들에 따라 수행된다. 오차 값 σ1, σ2 및 σ3 중 어느 하나가 오차 한계(error limit) 이상인 경우, 장입층의 단위 길이 당 압력 강하량 (
Figure 112017031475945-pct00044
/L) 및 장입 물질의 입자 크기 분포 (dp=f(r) (0≤r≤1))의 수치가 보정되고, 오차 값들 σ1, σ2 및 σ3 각각의 수치가 상기 오차 한계보다 작아질 때까지 다양한 온도 측정 장치 영역의 가스 유량을 계산하는 단계가 다시 수행되며; 오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 오차 한계보다 작은 경우, 검증 단계는 중지된다. 오차 한계는 바람직하게는 3% 내지 7%, 보다 바람직하게는 4% 내지 6%, 가장 바람직하게는 5%이다.
전술한 검증 단계 이후에, 각각의 오차 값이 오차 한계보다 작으면, 각각의 온도 측정 장치 영역의 분포 및 그 가스 유량을 구성하여 가스 분포의 검출 결과를 획득한다.
본 발명은 용광로의 방사상 방향에서의 장입층 구조 및 가스 유동 분포를 검출하는 방법을 개시하고 있다. 본 발명에 개시된 검출 방법은 폭발 조건, 코크스 및 광석의 배치 중량, 압력 강하, 용광로 상부의 가스성분 및 온도와 같은 용광로의 주된 작동 파라미터에 기초하며, 여기서 목부는 다수 개의 십자형 온도 측정용 건의 온도 측정 포인트에 따라 다수의 환형의 온도 측정 장치로 분할되고, 다수의 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층에서의 가스-고체 열 평형 및 가스 유동의 압력 손실이 계산되어, 장입 물질들의 장입 물질층 구조 및 가스 유동의 분포(속도, 체적 및 열을 포함함)를 획득하고, 고체의 질량 평형, 가스의 질량 평형 및 열 평형을 사용하여 검증 및 수정을 한다. 작업자는 폭발 상태 및 십자형 온도 측정용 건의 방사상 분포 형태와 같은 용광로 조건이 변할 때 간접적인 수단에 의해 장입 물질층 구조 및 가스 유동의 방사상 분포의 변화 추세를 획득할 수 있으며, 용광로의 물질 분배 시스템을 시의 적절하게 조절하여, 합리적인 가스 유동 분포를 획득하여, 안정적인 작동을 보장하고 용광로의 수명을 연장시키며, 연료 비(fuel ratio)를 감소시키는 목적을 달성한다.
본 발명에 따르면, 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하기 위한 시스템이 추가로 제공되며, 이는 분할부, 제1 달성부, 설정부, 제2 달성부 및 결과부를 포함하며, 바람직하게는 검증부를 더 포함한다. 상기 유닛들은 본 발명에 따른 용광로의 가스 유동 분포를 검출하는 방법의 상응하는 단계에 일대일 대응한다. 본 발명의 검출 방법은 전술한 기술적 효과를 가지기 때문에, 본 발명에 따른 용광로에서의 가스 유량 분포를 검출하는 시스템도 동일한 기술적 효과를 갖는다.
본 발명에서 제공되는 검출 방법에 따르면, 다양한 조작 시간대에 있어서 용광로 목부 방향의 다양한 지점에서의 열 유량 분포, 광석층 두께 비 분포 및 가스 유량 분포가 계산되며, 장입물 분산 행렬의 각 변화 전후의 각 파라미터의 변화가 비교된다. 실험 결과에 따르면, 장입 분포 행렬의 각 변화 방향은 본 발명에 따라 계산된 광석층 두께 비 분포의 변화 방향과 일치하고, 그에 따른 가스 유동 분포 및 온도 분포의 변화는 예상했던 것과 동일하다.
본 발명에 의해 제공되는 용광로에서 가스 유동 분포를 검출하는 방법은 하기 실시 예에 의해 상세히 설명되지만, 본 발명의 범위는 하기 실시 예에 의해 제한되지 않는다.
실시예 1
먼저, Shagang 그룹의 Hongfa 공장에서 2,500m3의 용광로에서 용광로 상단의 십자형 온도 측정용 건의 온도 측정 포인트 수와 위치를 설정하고, 포인트 간 거리가 측정된다. 하나의 온도 측정용 건이 용광로 목의 동쪽, 남쪽, 서쪽 및 북쪽의 네 방향으로 각각 장착되고, 그 중에 하나의 온도 측정용 건이 6 개의 온도 측정 포인트를 가지고 있으며 다른 3개의 온도 측정용 건이 각각 5 개의 온도 측정 포인트를 가진다. 용광로의 중심을 원의 중심으로 하고 용광로의 중심에서부터 반경으로 두 개의 온도 측정 포인트의 중간까지의 거리를 취하고, 목부의 단면은 S1,S2,S3,S4,S5및 S6의 영역을 갖는 6 개의 부분으로 각각 분할된다. 각각의 온도 측정 장치 영역의 영역 S1내지 S6의 분포가 도 4에 주어졌고, 도 4는 본 발명의 실시 예 1에 따른 십자형 온도 측정 총의 온도 측정 장치 영역으로 분할 된 각 영역의 면적을 도시한다. 십자형 온도 측정용 건은 아래 방향으로 15도 기울어지도록 설치되고 온도 측정 포인트는 중앙에서 에지까지 등 간격으로 배치되어 있고 두 개의 십자형 온도 측정용 건 사이의 간격은 800mm이다. 4 방향의 4 개의 온도 측정용 건에 대응하는 온도 포인트를 평균화하여, 용광로 목부의 방사상 방향으로 용광로 상부 가스의 온도 분포도를 획득한다. 도 1 내지 도 3에 상기 구성이 또한 도시되어 있다.
그리고 나서, 용광로에서 온-라인 검출을 수행하여 검출 수치를 얻었다. 표 1은 용광로에서의 온라인 검출의 동작 파라미터를 나타낸 것이다.
<표 1 용광로에서 온-라인 검출의 조작 파라미터>
코크스 배치
(t/charge)
광석 배치
(t/charge)
용광로 상부온도
(ºC)
용광로 상부압력 (kpa)
폭발 압력
(kpa)
폭발 용량 (Nm3/min)
장입 속도
(Charge/h)
산소 농도 (Nm3/h)
석탄량
(t/h)
11.883
69.41
21.27
207
363.1
4547.3
6.2474
17964
42.05
가스성분
온도분포 (ºC)
CO(%)
CO2(%)
H2(%)
N2(%)
ηCO(%)
T1
T2
T3
T4
T5
T6
20.34
18.93
2.82
56.4
48.2
527
289
110
81.4
85.7
141.3
열 평형 영역의 온도는 1000 ℃로 설정하였다. 본 발명의 모델은 용광로 상단부터 열 평형 영역까지의 열 평형을 다루며, 럼프 존의 화학 반응, 가스와 용광로 벽 사이의 열 교환 및 고체와 용광로 벽 사이의 열 교환에 의해 발생하는 열 손실은 무시된다. 가스와 고체 사이의 열 평형에 따라, 즉 가스의 열이 정확하게 고체로 전달되면, 그것은 다음을 만족하고:
Figure 112017031475945-pct00045
,
각각의 방사상 온도 측정 장치 영역은 열 평형을 만족시키며:
Figure 112017031475945-pct00046
,
여기서, Ts (상부) = 25 ºC, Tg,i(상단)는 각 온도 측정 장치 영역에서 온-라인 검출로부터 얻은 온도 값이다. 전술한 관계에 기초하여, 각각의 방사상 온도 측정 장치 영역에서의 고체-가스 열 유량비 CsGs/CgGg가 계산된다. 표 2에 나타난 바와 같이, 각 파라미터의 수치 분포는 본 발명의 실시 예 1에 따라 계산된다.
고체-가스 열 유량비에 기초하여 각각의 온도 측정 장치 영역에서의 장입 물질층의 두께 비 xi와 가스 유량 ui 간의 함수 관계가 성립되고,
Figure 112017031475945-pct00047
여기서, 광석 밀도
Figure 112017031475945-pct00048
는 2210kg/m3, 코크스 밀도
Figure 112017031475945-pct00049
는 500kg/m3, LO는 광석층 두께 (m)이고, LC는 코크스 층 두께 (m)이며, Cs는 1245 J/kg.·℃ 이다.
ISIJ international, Vol. 36 (1996), No.5, pp. 493-502에서 공개된 " Radial distribution of Burden Descent Velocity near Burden Surface in Blast Furnace "에 따르면, 용광로의 목부 방향의 장입물 하강 속도가 일정하지 않고, 방사 방향의 하강 속도 분포는 v = 0.2259r + 0.8529 (0≤r ≤1) (r은 무 차원 목 반경)이다. 도 5는 본 발명의 실시 예 1의 용광로에서의 장입물의 방사상 하강 속도 분포를 도시한 도면이다. 방사상 방향에서와 같이, 가스 유동 온도가 변화하고 그에 따라 가스 유동 밀도가 변할 수 있으며, 가스 유동 밀도는
Figure 112017031475945-pct00050
에 따라 계산될 수 있고, 여기서
Figure 112017031475945-pct00051
,
Figure 112017031475945-pct00052
Figure 112017031475945-pct00053
각각 표준 상태의 가스의 밀도, 압력 및 온도이다; P와 T는 각각 온라인 계측기로 측정한 작동 상태에서의 압력과 온도이다. 가스 유동 온도가 방사상 방향으로 변화함에 따라, 가스의 비열은 방사상 방향의 다양한 포인트에 따라 변화한다. "Blast furnace iron-making production technical manuals"에서 지적한 바와 같이 다양한 온도에서 가스의 비열은 Cp=a+bT+cT-2(J·mol-1·K- 1)이며 계수 a, b 및 c는 표 3에 나타낸 바와 같다. 따라서, 가스가 방사상 방향의 다양한 포인트에서 동일한 성분을 가지며 그것의 비열이 단지 온도에 따라 변화한다고 가정했을 때, 각각의 온도 측정 장치 영역의 평균 비열은
Figure 112017031475945-pct00054
이며, 용광로 상부에서 방사상 방향의 다양한 포인트에서의 가스의 비열은
Figure 112017031475945-pct00055
이며, 여기서 α는 각각의 가스 성분의 질량 백분율(mass percentage)이다. 표 2에 보여지는 바와 같이, 표 3은 본 발명 실시 예 1의 각 가스 성분의 질량 벡분율이다.
<본 발명의 실시 예 1의 각 가스 성분의 질량 백분율>
가스 a b c 해당 온도(K)
CO 28.4 0.0041 -46000 298-2500
CO2 44.14 0.00904 -854000 298-2500
H2 27.3 0.0033 50000 298-3000
H2O 30 0.0107 33000 298-2500
N2 27.9 0.00427 0 298-2500
마지막으로, 십자형 온도 측정용 건의 방사상 방향의 다양한 포인트에서의 광석 층 두께 비 xi및 가스 유량 ui의 분포가 계산된다.
장입 물질층의 두께 비 xi와 가스 유량 ui의 함수 관계에 따라,
Figure 112017031475945-pct00056
①,
용광로의 럼프 존에서 가스 저항 방정식이 적용된다:
Figure 112017031475945-pct00057
②,
각 포인트에서의 단위 길이 당 압력 손실은 코크스와 광석의 단위 길이 당 압력 손실의 합과 동일하고:
Figure 112017031475945-pct00058
③,
각 포인트에서의 단위 길이 당 압력 손실은 럼프 존에서 서로 동일하며:
Figure 112017031475945-pct00059
④,
코크스의 공극률이 0.5, 광석의 공극률이 0.43, Dp는 입자의 평균 입경(㎛)이고, 코크스의 평균 입경이 0.045 ㎛이며, 광석의 평균 직경이 0.0173 m이다.
가스 유동의 온도가 방사상 방향으로 변화함에 따라, 방사상 방향의 다양한 포인트에서 가스 점도 또한 변화하는데,
Figure 112017031475945-pct00060
는 서덜랜드 공식(Sutherland formula)에 따라 계산된 가스 점도(Pa·s)이다:
Figure 112017031475945-pct00061
,
여기서, T는 현재의 가스 온도이다.
Figure 112017031475945-pct00062
는 점도 저항 계수이고
Figure 112017031475945-pct00063
는 관성 저항 계수이다. 코크스의 경우:
Figure 112017031475945-pct00064
,
이며, 광석의 경우:
Figure 112017031475945-pct00065
이다.
식 ①, ②, ③, ④를 조합하여 다음을 구할 수 있다.
Figure 112017031475945-pct00066
⑤,
여기서 ai,bi,ci 및 di는 모두
Figure 112017031475945-pct00067
에 관계된 표현이며, 전술한 설명에 따라 유도될 수 있다:
Figure 112017031475945-pct00068
;
Figure 112017031475945-pct00069
;
Figure 112017031475945-pct00070
;
Figure 112017031475945-pct00071
.
코크스와 광석이 용광로 목부의 방사상 방향에서 균일한 크기 분포를 가진다고 가정하는 경우, 용광로의 실제 총 압력 강하 및 송풍구에서 용광로의 높이에 따라
Figure 112017031475945-pct00072
의 초기 값은 0.77Kpa/m로 선택되고, 광석층 두께 비 분포
Figure 112017031475945-pct00073
및 가스 유량 분포
Figure 112017031475945-pct00074
와 같은 주어진 조건 하에서 방정식 ⑤을 풀어서 해답을 얻을 수 있다. 본 발명의 실시 예 1에서 산출한 각 파라미터의 수치 분포를 표 2에 나타낸다.
확인 단계
(1) 용광로 상부의 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비, 용광로 상부의 이론상 총 가스 유동 체적 V0및 용광로 상부의 이론상 총 가스 유동 열량 Q0을 계산 하였다.
고체 소비에 따라, 가스 소비, 용광로 상단에서 검출된 가스 성분 및 용광로 상단의 온도가 표 1에 주어지며, 코크스의 배치 중량은 12.2t로 주어지고, 광석의 배치 중량은 71t로 주어지며, 평균 장입층 구조는 X0=[LO/(LO+LC)]0=0.569로 계산되었다. 송풍 지역의 폭발 조건은 다음과 같다: 4547 Nm3/min의 폭발 체적, 17964 Nm3/h 의 농축 산소 및 42.05t/h 의 미분탄 주입; 용광로 상부 온라인 가스 분석기에 의해 검출된 가스 조성물은 다음과 같다: CO: 20.34%, CO2:18.93%,H2:2.82%,N2:56.4%;가스 압력 Ptop=207kPa, 가스 온도 Ttop=121.27℃. 송풍구를 통해 유입된 N2의 양은 다음과 같다:
Figure 112017031475945-pct00075
,
여기서, BV는 콜드-블라스트 체적(cold-blast volume)이고, 단위는 Nm3/min 이고; N2coal은 미분탄의 운반 가스 N2의 유량이며, 단위는 Nm3/h이며; PCI는 분쇄된 석탄 주입량이고, 단위는 t / h 이며; NPCI는 분쇄된 석탄에서 N의 함량이다.
N2의 평형에 따라, 용광로 상단에서의 건조 가스의 총 체적은
Figure 112017031475945-pct00076
=6047.4 Nm3/min로 계산되고, 450 ℃에서 용광로 상단에서의 수증기의 반응은
Figure 112017031475945-pct00077
이며, 반응 평형 상수는
Figure 112017031475945-pct00078
이며, 용광로 상단의 수증기는 VH2O=63.5Nm3/min 으로 계산할 수 있으며, 용광로 상단의 총 가스 체적은 V0=VD+VH2O=6110.9Nm3/min로 계산할 수 있으며; 용광로 상단의 총 가스 열량은
Figure 112017031475945-pct00079
=828714 KJ/min 으로 계산될 수 있다.
장입 물질층의 평균 두께 비 Xt는 표 2의 방법에 의해 계산된 온도 측정 장치 영역의 장입 물질층의 두께 비에 따라 계산되고; 온도 측정 장치 영역을 통과하는 총 가스 유량 Vi는 표 2의 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량에 따라 획득되며, 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량 Qi가 획득된다. 상기 Vi및 Qi의 값은 표 2에서 보여지며, 표 2는 본 발명의 실시 예 1에서 산출한 각 파라미터의 수치 분포를 나타낸다.
장입 물질층의 평균 두께 비
Figure 112017031475945-pct00080
과 관련하여, A는 목부 단면의 총 면적 54.1 m2이고; 각 포인트를 통과하는 가스 체적은 계산된 가스 속도 ui에 따라 획득될 수 있다: 가스 유동의 총 체적은 각각의 포인트에서 가스 체적을 합함으로써 획득될 수 있다. 유사하게, 각 포인트에서
Figure 112017031475945-pct00081
를 축적함으로써 총 가스 열량
Figure 112017031475945-pct00082
이 획득된다.
<본 발명의 실시 예 1에서 산출된 각 파라미터의 수치 분포>
계산된 파라미터 1 2 3 4 5 6
(CsGs/CgGg)i 0.4855 0.7296 0.9128 0.9422 0.9378 0.8807
xi 0.1269 0.3664 0.6307 0.6628 0.6142 0.4995
ui 1.328 1.042 0.8457 0.8228 0.8466 0.9241
Vi 41.73 372.6 887 1399 1897 1492
Qi 31560 142600 106400 110800
161800
246100
(3) Verification of data 데이터 검증
이론상 장입 물질층 구조
Figure 112017031475945-pct00083
는 광석 및 코크스의 계산된 배치 중량에 의해 계산되었다. 용광로 상부의 이론상 총 가스 유동 체적(V0) 및 용광로 상부의 이론상 가스 유동 열량(Q0)은 N2의 상기 평형에 의해 계산된다. Xt,Vt 및 Qt 를 각각 X0,V0 및 Q0과 비교하여 오류 σ1, σ2 및 σ3가 오류 σ1=
Figure 112017031475945-pct00084
σ2=(Vt-V0)/V0 및 σ3=(Qt-Q0)/Q0(0<σ1,σ2,σ3<5%)로 설정된다. 오류 σ1, σ2 및 σ3의 상기 범위를 초과하면,
Figure 112017031475945-pct00085
가 수정되고, 오류가 선택죈 범위 내에 들 때까지 장입 물질층
Figure 112017031475945-pct00086
의 두께 비 및 가스 유량
Figure 112017031475945-pct00087
이 재계산된다. 최종적으로 △ P / L = 1.545 kpa / m 일 때 계산을 중단하고, 용광로 목부의 방사 방향으로 각 파라미터의 최종 분포를 획득한다. 표 3에 나타낸 바와 같이, 본 발명의 실시 예 1에서 산출된 파라미터와 이론상 계산된 파라미터의 비교 분석을 표 4에 나타낸다.
<본 발명의 실시 예 1에서 계산된 파라미터와 이론상 계산된 파라미터의 비교 분석>
수렴
Xt
0.5761
X0
0.5692
△X
0.012122
Vt
6090
V0
6111
△V
-0.00344
Qt
799200
Q0
828700
△Q
-0.0356
실시 예 2
실제 용광로 조작에서의 장입층 구조 및 가스 유량 분포의 검증
Shagang 그룹의 Hongfa 공장의 용광로 1#에서, 2013년 12월 1일부터 2014 년 1월 20일까지 용광로에서의 원료 품질이 악화되고 슬래그 비(slag ratio)가 320kg / t-HM으로 증가하고 M40이 84에서 81로 감소했다. 원료 조건이 악화되었지만, 작업자는 장입 분포 행렬의 조정을 통해 용광로의 압력 강하를 감소시키고 가스 이용률을 향상시킨다. 도 6은, 2013년 말부터 2014년 초에 본 발명에 따라 Hongfa 공장에서 2500m3의 용광로의 조작 조건을 보여준다. 주된 작동 파라미터는 케이스 1에서 케이스 5까지 변하며, 구체적인 파라미터는 표 5와 같다.
<2013년 12월부터 2014년 1월까지 Hongfa 공장에서 2500m3 규모의 용광로의 주요 조작 파라미터 변경>
조작기간
가스성분
온도분포
압력 강하
(Kpa)
CO (%)
CO2(%)
H2 (%)
N2 (%)
ηCO (%)
T1
( ºC)
T2
( ºC)
T3
( ºC)
T4
( ºC)
T5
( ºC)
T6
( ºC)
케이스 1
(2013.12.01- 2013.12.06)
20.34
18.93
2.82
56.4
48.2
527
289
110
81.4
85.7
141.3
156.1
케이스 2
(2013.12.07- 2013.12.17)
20.76
18.98
2.77
55.99
47.76
638.6
314
110
80.3
77.6
100.5
155.6
케이스 3
(2013.12.18- 2013.12.25)
21.1
18.9
2.58
55.89
47.2
632.3
290.5
99.1
78.8
78.9
92.8
150.3
케이스 4
(2013.12.26-2014.01.02)
19.96
18.5
2.48
57.56
48.1
539
240
102
81.4
80
91.5
152
케이스 5
(2014.01.03- 2014.01.20)
19.8
18.74
2.482
57.48
48.62
478
206.7
91.6
73.2
70.1
73.8
152.7
이들 다섯 개의 조작기간에 기초하여, 이들 5 개의 시간 주기 내에서의 용광로 목부의 방사상 방향에서의 열 유량 분포, 각 장입 물질층의 두깨비 분포 및 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량 분포를 계산하고, 장입 분포 행렬의 각 변화 전후의 각 파라미터의 변화를 비교 하였다. 장입 분포 행렬의 각 변화 방향은 계산된 광석층 두께 비의 분포 변화 방향과 일치하며, 따라서 가스 유동 분포 및 온도 분포의 변화 또한 예상했던 것과 동일하다는 것을 알 수 있다.
세부분석: 도 7은 본 발명에 따른 케이스 1에서 케이스 2로의 각 파라미터의 변화가 도시되어 있다. 도 7에 도시된 바와 같이, 케이스 1에서 케이스 2로 변화할 때, 조작자는 장입 분배 행렬을
Figure 112017031475945-pct00088
에서
Figure 112017031475945-pct00089
로 변경하며, 여기서Cb a 에 대해, C는 장입 분배 행렬 내의 코크스 투입 항목이고, a는 투입 위치이고, b는 턴 수며; Ob a 의 경우, O는 장입 분포 행렬에서 광석의 투입 항목이고, a는 투입 위치이고, b는 턴 수다. 투입 위치 10은 용광로 벽에 가깝고, 투입 위치 1은 용광로의 중심이며, 투입 위치 9는 광석의 에지이며, 한 번 턴에서 두 번 턴으로 변화한다. 에지에서의 광석층 두께비가 증가하고 가스 유량이 감소하였으며, 이는 계산된 광석층 두께 비 Xi와 계산된 가스 유량 ui의 분포 변화 방향과 일치함을 유추할 수 있다.
도 8은 본 발명에 따른 케이스 2에서 케이스 3으로의 각 파라미터의 변화가 도시되어 있다. 도 8에 도시된 바와 같이, 케이스 2에서 케이스 3으로 변화할 때, M40은 유의하게 감소하고, 슬래그 비율은 빠르게 증가하고, 작업자는 장입 분포 행렬을
Figure 112017031475945-pct00090
에서
Figure 112017031475945-pct00091
로 변경하고, 코크스를 2 턴하여 투입 위치 3으로부터 제거한다. 중간 부분의 코크스가 증가하고 광석의 층 두께 비가 감소하였으며, 이는 계산된 광석층 두께 비 xi의 분포 변화와 일치함을 유추할 수 있다.
도 9는 본 발명에 따른 케이스 3에서 케이스 4로 각 파라미터의 변화가 도시되어 있다. 도 9에 도시된 바와 같이, 케이스 3에서 케이스 4로 변화할 때, 작업자는 장입 분포 행렬을
Figure 112017031475945-pct00092
에서
Figure 112017031475945-pct00093
로 변경하고, 광석의 투입 위치 10및 투입 위치 4가 각각 두 번의 턴으로 제공된다. 중심 부분의 광석 층 두께 비와 중심 부분이 증가하고 중간 부분의 광석 층 두께 비가 감소하였으며, 이는 계산된 결과와 기본적으로 일치하는 것이다.
도 10은, 본 발명에 따른 케이스 4에서 케이스 5로 각 파라미터의 변화가 도시되어 있다. 도 10에 도시된 바와 같이, 케이스 4에서 케이스 5로 변화할 때, 작업자는 장입 분포 행렬을
Figure 112017031475945-pct00094
에서
Figure 112017031475945-pct00095
로 변경하고, 코크스의 중간 투입 위치 "6", "7" 및 "8"이 2 턴에서 3 턴으로 변경한다. 해당 중간 부분의 광석 층 두께 비가 감소하였으며, 이는 계산된 결과와 일치한다. 또한, 광석의 투입 위치 10이 2 턴에서 3 턴으로 변경되고, 해당 에지에서의 광석층 두께 비는 증가된 것으로 추정되며, 이는 계산된 결과와 일치한다.
상기 분석으로부터, 본 발명에 따른 용광로에서의 가스 유동 분포 및 방사형 광석 두께 비를 검출하는 방법의 정확성이 실제 용광로 작업에서 본 방법의 장점을 입증하는 것임을 알 수 있다.
본 발명에 따라 제공되는 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하는 방법은 앞서 상세히 설명 하였다. 본 발명의 원리 및 실시 예는 본 명세서에서 특정 예에 의해 예시된다. 상기 실시 예의 설명은 본 발명에 따른 방법 및 그의 핵심 사항의 이해를 돕기 위한 것일 뿐이다. 본 기술 분야의 기술분야에서 통상의 지식을 가진 사람에게는 본 발명의 원리를 벗어나지 않고 본 발명에 여러 가지 수정 및 개선이 가해질 수 있음을 알아야 하며, 이들 변형 및 개선은 또한 청구항에 의해 정의된 본 발명의 응용 프로그램 범위 내에있는 것으로 간주되어야 한다.

Claims (10)

  1. 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하는 방법에 있어서, 상기 방법은:
    a) 용광로 상단의 온도 측정 장치의 개수 및 위치에 따라 용광로 목부의 단면을 분할하여 N (N은 1보다 큰 자연수)개의 온도 측정 장치 영역을 획득하는 단계;
    b) 각 온도 측정 장치로부터의 온도 값과, 가스의 열 유량 및 해당 온도 측정 장치 영역 아래 용광로의 럼프 존에서의 열 유량의 평형 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비를 획득하는 단계;
    c) 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비에 따라, 각 온도 측정 장치 영역 내에서의 장입 물질층의 두께 비와 가스 유량 간 함수 관계를 설정하는 단계;
    d) 장입층의 단위 길이 당 압력 강하, 장입 물질의 입자 크기 분포 및 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비를 획득하고,
    상기 c) 단계에서 획득된 각 온도 측정 장치 영역 내에서, 각 온도 측정 장치 영역 내의 각 장입 물질층의 두께 비와, 장입 물질층의 두께 비 및 가스 유량 간의 함수 관계에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량을 획득하는 단계; 및
    e) 각 온도 측정 장치 영역의 영역 분포 및 가스 유량을 구성하여, 가스 분포의 검출 결과를 획득하는 단계; 를 포함하며,
    열 유량의 평형 방정식은
    Figure 112018115775537-pct00118
    이며, 여기서 Cg는 KJ/m3·℃의 단위의 가스 비열이고; Cs는 kJ/kg·℃ 단위의 고체 비열이며; Gg는 Nm3/h의 단위의 가스 유량이며; Gs는 kg/h 단위의 고체의 유량이고; dT/dZ는 ℃/m 단위의 가스 높이 단위당 온도 변화이고, dt/dZ은 ℃/m 단위의 고체 높이 단위당 온도 변화이며,
    장입 물질은 광석 및 코크스이고, 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비는 xi이고, 온도 측정 장치 영역 내의 가스 유량은 ui이며, 장입 물질층의 두께 비와 온도 측정 장치 영역에서의 가스 유량 간의 함수 관계는
    Figure 112018115775537-pct00119
    이며, 여기서, Cg는 가스의 비열, Cs는 고체의 비열, Gg는 가스의 유량, Gs는 고체의 유량, ρ는 용광로 상부 가스의 밀도, v는 고체 장입 베드의 하강 속도, ρ0는 광석의 밀도, ρC는 코크스의 밀도이며,
    용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식은
    Figure 112018115775537-pct00120
    이며, 여기서,
    Figure 112018115775537-pct00121
    는 점도 저항 계수,
    Figure 112018115775537-pct00122
    는 관성 저항 계수,
    Figure 112018115775537-pct00123
    /L은 단위 길이 당의 압력 강하,
    Figure 112018115775537-pct00124
    은 장입 베드 다공도, Dp는 입자의 평균 입경,
    Figure 112018115775537-pct00125
    는 가스 점도,
    Figure 112018115775537-pct00126
    는 가스 유량,
    Figure 112018115775537-pct00127
    는 가스 밀도이며, 코크스의 점도 저항 계수 및 관성 저항 계수는 각각
    Figure 112018115775537-pct00128
    이며, 광석의 점도 저항 계수와 관성 저항 계수는 각각
    Figure 112018115775537-pct00129
    인 것을 특징으로 하는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 방법.
  2. 제 1 항에 있어서, 상기 방법은: 단계 d) 이후에,
    d#) 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층들의 두께 비에 따라 장입 물질층들의 평균 두께 비를 계산에 의해 획득하고, 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 추가로 획득하기 위해, 각 온도 측정 장치 영역 내에서 가스 유량에 따라 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 획득하는 단계;
    상기 단계에서 획득한 장입 물질층들의 평균 두께 비를 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비와 비교하여 오차 σ1을 획득하는 단계; 상기 단계에서 획득된 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 체적과 비교하여 오차 σ2를 획득하는 단계; 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 열량과 비교하여 오차 σ3을 획득하는 단계;
    오차 σ1, σ2 및 σ3 중 어느 하나 이상이 5 %보다 크거나 같은 값을 갖는 경우, 장입층의 단위 길이 당 압력 강하량 및 장입 물질의 입자 크기 분포를 수정하고, 오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 % 미만이 될 때까지 단계 d)를 다시 수행하는 단계;
    오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 %보다 작으면 단계 e)를 수행하는 단계;
    를 더 포함하는 것을 특징으로 하는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 방법.
  3. 제 2 항에 있어서, 상기 장입 물질은 광석 및 코크스이고, 상기 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비는 식 X0=[LO/(LO+LC)]0에 기초하여 계산되며, 여기서 Lo는 광석 층의 두께이고, Lc는 코크스 층의 두께인 것을 특징으로 하는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 방법.
  4. 제 2 항에 있어서, 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비는 xi이고, 장입 물질층의 평균 두께 비는 Xt이며, 장입 물질층의 평균 두께 비는 하기 식에 의해 계산되며:
    Figure 112017031475945-pct00096

    여기서 Si는 각각의 온도 측정 장치 영역의 면적이고, A는 용광로 목부의 단면의 총 면적인 것을 특징으로 하는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 방법.
  5. 삭제
  6. 삭제
  7. 제 1 항에 있어서, 용광로의 각 럼프 존에서의 장입층의 단위 길이 당 압력 강하는 동일하고,
    용광로의 각 럼프 존에서의 장입층의 단위 길이 당 압력 강하는 용광로의 럼프 존에서의 코크스 층의 단위 길이 당 압력 강하와 용광로의 럼프 존에서의 광석 층의 단위 길이 당 압력 강하의 합과 동일한 것을 특징으로 하는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 방법.
  8. 제 1 항에 있어서, 상기 온도 측정 장치는 십자형 온도 측정용 건인 것을 특징으로 하는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 방법.
  9. 용광로에서의 가스 유동 분포를 검출하는 시스템에 있어서, 상기 시스템은:
    용광로 상단의 온도 측정 장치의 개수 및 위치에 따라 용광로 목부의 단면을 분할하여 N (N은 1보다 큰 자연수)개의 온도 측정 장치 영역을 획득하는 분할부;
    각 온도 측정 장치로부터의 온도 값과, 가스의 열 유량 및 해당 온도 측정 장치 영역 아래 용광로의 럼프 존에서의 열 유량의 평형 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비를 획득하는 제1 달성부;
    각 온도 측정 장치 영역의 고체-가스 열 유량 비에 따라, 각 온도 측정 장치 영역 내에서의 장입 물질층의 두께 비와 가스 유량 간 함수 관계를 설정하는 설정부;
    장입층의 단위 길이 당 압력 강하, 장입 물질의 입자 크기 분포 및 용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식에 따라 각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비를 획득하고, 제 1 항의 c) 단계에서 획득된 각 온도 측정 장치 영역 내에서, 각 온도 측정 장치 영역 내의 각 장입 물질층의 두께 비와, 장입 물질층의 두께 비 및 가스 유량 간의 함수 관계에 따라 각 온도 측정 장치 영역의 가스 유량을 획득하는 제2 달성부; 및
    각 온도 측정 장치 영역의 영역 분포 및 가스 유량을 구성하여, 가스 분포의 검출 결과를 획득하는 결과부;
    를 포함하며,
    열 유량의 평형 방정식은
    Figure 112018115775537-pct00130
    이며, 여기서 Cg는 KJ/m3·℃의 단위의 가스 비열이고; Cs는 kJ/kg·℃ 단위의 고체 비열이며; Gg는 Nm3/h의 단위의 가스 유량이며; Gs는 kg/h 단위의 고체의 유량이고; dT/dZ는 ℃/m 단위의 가스 높이 단위당 온도 변화이고, dt/dZ은 ℃/m 단위의 고체 높이 단위당 온도 변화이며,
    장입 물질은 광석 및 코크스이고, 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층의 두께 비는 xi이고, 온도 측정 장치 영역 내의 가스 유량은 ui이며, 장입 물질층의 두께 비와 온도 측정 장치 영역에서의 가스 유량 간의 함수 관계는
    Figure 112018115775537-pct00131
    이며, 여기서, Cg는 가스의 비열, Cs는 고체의 비열, Gg는 가스의 유량, Gs는 고체의 유량, ρ는 용광로 상부 가스의 밀도, v는 고체 장입 베드의 하강 속도, ρ0는 광석의 밀도, ρC는 코크스의 밀도이며,
    용광로의 각 럼프 존의 가스 저항 방정식은
    Figure 112018115775537-pct00132
    이며, 여기서,
    Figure 112018115775537-pct00133
    는 점도 저항 계수,
    Figure 112018115775537-pct00134
    는 관성 저항 계수,
    Figure 112018115775537-pct00135
    /L은 단위 길이 당의 압력 강하,
    Figure 112018115775537-pct00136
    은 장입 베드 다공도, Dp는 입자의 평균 입경,
    Figure 112018115775537-pct00137
    는 가스 점도,
    Figure 112018115775537-pct00138
    는 가스 유량,
    Figure 112018115775537-pct00139
    는 가스 밀도이며, 코크스의 점도 저항 계수 및 관성 저항 계수는 각각
    Figure 112018115775537-pct00140
    이며, 광석의 점도 저항 계수와 관성 저항 계수는 각각
    Figure 112018115775537-pct00141
    인 것을 특징으로 하는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 시스템.
  10. 제 9 항에 있어서, 상기 시스템은:
    각 온도 측정 장치 영역 내의 장입 물질층들의 두께 비에 따라 장입 물질층들의 평균 두께 비를 계산에 의해 획득하고, 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 추가로 획득하기 위해, 각 온도 측정 장치 영역 내에서 가스 유량에 따라 온도 측정 장치 영역들을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 획득하는 검증부; 를 더 포함하며,
    획득한 장입 물질층들의 평균 두께 비를 장입 물질층의 이론상 평균 두께 비와 비교되어 오차 σ1을 획득하고; 획득된 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 체적을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 체적과 비교하여 오차 σ2를 획득하고; 온도 측정 장치 영역을 통과하는 가스 유동의 총 열량을 용광로 상부의 가스 유동의 이론상 총 열량과 비교하여 오차 σ3을 획득하며;
    오차 σ1, σ2 및 σ3 중 어느 하나 이상이 5 %보다 크거나 같은 값을 갖는 경우, 장입층의 단위 길이 당 압력 강하량 및 장입 물질의 입자 크기 분포를 수정하고, 오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 % 미만이 될 때까지 제 1 항의 단계 d)가 다시 수행되며,
    오차 σ1, σ2 및 σ3 각각의 값이 5 %보다 작으면 제 1 항의 단계 e)가 수행되는 용광로에서의 가스 유동 분포 검출 시스템.
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