KR20220099573A - 고로의 조업 방법 - Google Patents

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KR20220099573A
KR20220099573A KR1020227020856A KR20227020856A KR20220099573A KR 20220099573 A KR20220099573 A KR 20220099573A KR 1020227020856 A KR1020227020856 A KR 1020227020856A KR 20227020856 A KR20227020856 A KR 20227020856A KR 20220099573 A KR20220099573 A KR 20220099573A
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히로시 사카이
가오루 나카노
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닛폰세이테츠 가부시키가이샤
제이에프이 스틸 가부시키가이샤
가부시키가이샤 고베 세이코쇼
닛테츠 엔지니어링 가부시키가이샤
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Abstract

본 발명의 어떤 관점에 따르면, 수소 가스를 80mol％ 이상 함유하는 고농도 수소 함유 가스를, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온 이상 300℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 200Nm3/t 이상 500Nm3/t 이하인 조건, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 145Nm3/t 이상인 조건 또는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스의 취입량이 125Nm3/t 이상인 조건 등에서, 송풍구로부터 취입하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법이 제공된다.

Description

고로의 조업 방법
본 발명은 고로의 조업 방법에 관한 것이다.
본원은, 2019년 11월 29일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2019-216568호 및 2020년 5월 27일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2020-092467호에 기초하여 우선권을 주장하고, 그것들의 내용을 여기에 원용한다.
철강업에서는, 고로법이 선철 제조 공정의 주류를 담당하고 있다. 고로법에서는, 고로의 노정으로부터 고로용 철계 원료(산화철을 포함하는 원료. 주로, 소결광. 이하, 단순히 「철계 원료」라고도 칭함) 및 코크스를 고로 내에 교호 또한 층상으로 장입하는 한편, 고로 하부의 송풍구로부터 열풍을 고로 안으로 취입한다. 열풍은, 열풍과 함께 취입되는 미분탄, 및 고로 내의 코크스와 반응함으로써, 고온의 환원 가스(여기서는 주로 CO 가스)를 발생시킨다. 즉, 열풍은, 코크스 및 미분탄을 가스화시킨다. 환원 가스는, 고로 내를 상승하고, 철계 원료를 가열하면서 환원시킨다. 철계 원료는, 고로 내를 강하하는 한편, 환원 가스에 의해 가열 및 환원된다. 그 후, 철계 원료는 용융되고, 코크스에 의해 추가로 환원되면서 고로 내를 적하한다. 철계 원료는, 최종적으로는 탄소를 약 5질량% 포함하는 용선(선철)으로서 노상부에 저류된다. 노상부의 용선은, 출선구로부터 취출되어, 다음 제강 프로세스에 제공된다. 따라서, 고로법에서는, 코크스 및 미분탄 등의 탄재를 환원재로서 사용한다.
그런데, 근년, 지구 온난화 방지가 주장되고 있고, 온실 가스 중 하나인 이산화탄소(CO2 가스)의 배출량 삭감이 사회 문제가 되고 있다. 상술한 바와 같이, 고로법에서는, 환원재로서 탄재를 사용하므로, 대량의 CO2 가스를 발생시킨다. 따라서, 철강업은 CO2 가스 배출량에 있어서 주요한 산업 중 하나가 되고 있어, 그 사회적 요청에 부응하지 않으면 안 된다. 구체적으로는, 고로 조업에서의 추가 환원재비(용선 1톤당 환원재 사용량)의 삭감이 급선무가 되고 있다.
환원재는 노 내에서 열이 되어 장입물을 승온시키는 역할과, 노 내의 철계 원료를 환원시키는 역할이 있고, 환원재비를 저감시키기 위해서는 노 내의 환원 효율을 향상시킬 필요가 있다. 노 내의 환원 반응은 다양한 반응식으로 표기할 수 있다. 이들 환원 반응 중, 코크스에 의한 직접 환원 반응(반응식: FeO+C⇒Fe+CO)은 큰 흡열을 수반하는 흡열 반응이다. 따라서, 이 반응을 최대한 발생시키지 않는 것이 환원재비의 저감에 있어서 중요하다. 이 직접 환원 반응은 고로 노하부에서 발생하는 반응이기 때문에, 철계 원료가 노하부에 이르기까지 CO, H2 등의 환원 가스로 철계 원료를 충분히 환원할 수 있다면, 직접 환원 반응의 대상이 되는 철계 원료를 저감시킬 수 있다.
상기 과제를 해결하기 위한 종래 기술로서, 예를 들어 특허문헌 1 내지 6에 개시된 바와 같이, 송풍구로부터 열풍과 함께 환원 가스(H2 가스, COG(Cokes Oven Gas), 천연 가스, 도시 가스 등)을 취입함으로써, 노 내의 환원 가스 포텐셜을 향상시키는 기술이 알려져 있다. 환원 가스가 탄소 함유 환원 가스(가스의 분자 구조에 탄소 원자가 포함되는 환원 가스. 예를 들어 탄화수소 가스)가 되는 경우, 탄소 함유 가스 중의 탄소 원자가 고로 내에서 CO 가스가 되어, 철계 원료를 환원시킨다. 환원 가스가 수소 가스(H2 가스)가 되는 경우, 수소 가스가 철계 원료를 환원시킨다. 이에 의해, 직접 환원 반응의 대상이 되는 철계 원료를 저감시킬 수 있다. 또한, 이하의 설명에서는, 특별히 언급이 없는 한, 「탄소」, 「수소」는 각각, 탄소 원자, 수소 원자를 의미하는 것으로 한다.
일본 특허 제6019893호 공보 일본 특허 제5987773호 공보 일본 특허 제5050706호 공보 일본 특허 제5770124호 공보 일본 특허 제5315732호 공보 일본 특허 제5851828호 공보
그러나, 특허문헌 1 내지 6에 개시된 기술에서는, 송풍구로부터 취입되는 환원 가스의 취입량이 적어, CO2 배출량의 삭감 효과가 작았다.
그래서, 본 발명은, 상기 문제에 비추어 이루어진 것으로, 본 발명의 목적으로 하는 바는, 고로 조업을 안정적으로 유지하면서 송풍구로부터 취입되는 환원 가스로서의 고농도 수소 함유 가스의 취입량을 증가시켜, CO2 배출량을 더욱 삭감하는 것이 가능한, 신규하면서도 개량된 고로의 조업 방법을 제공하는 데 있다.
상기 과제를 해결하기 위해, 본 발명의 어떤 관점에 따르면, 수소 가스를 80mol％ 이상 함유하는 고농도 수소 함유 가스를, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온 이상 300℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 200Nm3/t 이상 500Nm3/t 이하인 조건, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 145Nm3/t 이상인 조건, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스의 취입량이 125Nm3/t 이상인 조건, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 900℃ 초과 1200℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 110Nm3/t 이상인 조건, 또는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 1200℃ 초과이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 100Nm3/t 이상인 조건에서, 송풍구로부터 취입하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법이 제공된다.
여기서, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온 이상 300℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 200Nm3/t 이상 300Nm3/t 이하여도 된다.
또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 145Nm3/t 이상 600Nm3/t 이하여도 된다.
또한, 송풍구 앞 온도를 2050℃ 이하로 해도 된다.
또한, 송풍구 앞 온도를 2050℃ 초과 2150℃ 이하로 해도 된다.
또한, 송풍구 앞 온도를 2150℃ 초과 2250℃ 이하로 해도 된다.
또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 1400℃ 이하여도 된다.
또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과가 되는 경우, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 1000Nm3/t 이하로 해도 된다.
또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과이며, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 400Nm3/t 이상이 되는 경우, 송풍구 앞 온도를 2050℃ 이하로 해도 된다.
본 발명의 다른 관점에 따르면, 수소 가스를 80mol％ 이상 함유하는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 소정값일 때의, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비량에 관한 탄소 소비 파라미터의 상관인 취입량-탄소 소비 파라미터 상관을 송풍구 앞 온도마다 미리 구해 두고, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비량이 저감되는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 당해 취입량-탄소 소비 파라미터 상관에 기초하여 결정하고, 고농도 수소 함유 가스를 당해 결정된 취입량으로 송풍구로부터 취입하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법이 제공된다.
또한, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량-탄소 소비 파라미터 상관을 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도마다 구해도 된다.
또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 소정값일 때의, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 베이스 조업에 대한 압력 손실의 변화량의 상관인 취입량-압력 손실 변화량 상관을 송풍구 앞 온도마다 미리 구해 두고, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비량이 저감되고, 또한 압력 손실의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 당해 취입량-탄소 소비 파라미터 상관 및 당해 취입량-압력 손실 변화량 상관에 기초하여 결정해도 된다.
또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 소정값일 때의, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 베이스 조업에 대한 노정 가스 온도의 변화량의 상관인 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관을 송풍구 앞 온도마다 미리 구해 두고, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비량이 저감되고, 또한 노정 가스 온도의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 당해 취입량-탄소 소비 파라미터 상관 및 당해 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관에 기초하여 결정해도 된다.
이상 설명한 바와 같이, 본 발명의 상기 관점에 따르면, 고로 조업을 안정적으로 유지하면서 송풍구로부터 취입되는 환원 가스로서의 고농도 수소 함유 가스의 취입량을 증가시켜, CO2 배출량을 더욱 삭감하는 것이 가능하게 된다.
도 1은 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 설명하기 위한 도면이다.
도 2는 상온의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다.
도 3은 300℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다.
도 4는 350℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다.
도 5는 600℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다.
도 6은 650℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다.
도 7은 900℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다.
도 8은 950℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다.
도 9는 1200℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다.
도 10은 1250℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다.
도 11은 상온의 순수소 가스의 취입량 또는 상온의 80mol％H2-20mol％N2 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다.
도 12는 상온의 순수소 가스의 취입량과 압력 손실의 변화량의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다.
도 13은 상온의 순수소 가스의 취입량과 노정 가스 온도의 변화량의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다.
도 14는 송풍구 앞 온도 Tf가 2100℃가 될 때의, 1200℃의 순수소 가스의 취입량과 압력 손실의 변화량의 상관을 나타내는 그래프이다.
도 15는 순수소 가스의 취입 온도와 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 10％로 하기 위해 필요한 순수소 가스의 취입량의 상관을 나타내는 그래프이다.
도 16은 순수소 가스의 취입 온도와 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 20％로 하기 위해 필요한 순수소 가스의 취입량의 상관을 나타내는 그래프이다.
이하에 첨부 도면을 참조하면서, 본 발명의 적합한 실시 형태에 대하여 상세하게 설명한다. 또한, 본 실시 형태에 있어서, 「내지」를 사용하여 표시되는 수치 범위는, 「내지」의 앞뒤에 기재되는 수치를 하한값 및 상한값으로서 포함하는 범위를 의미한다. 또한, 「환원재비」는, 용선 1톤을 제조하는 데 필요한 환원재의 합계 질량이다. 따라서, 환원재비는 기본적으로는 용선 1톤을 제조하는 데 필요한 코크스 및 미분탄의 합계 질량이고, 고농도 수소 함유 가스 중의 탄소 함유 환원 가스의 질량은 환원재비에는 포함되지 않는 것으로서 취급하고 있다. 또한, 「탄소 소비 원단위(Input C)」는, 용선 1톤을 제조하는 데 필요한 탄소(즉 용선 1톤당 탄소 소비량)이다. 「탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC」는, 고농도 수소 함유 가스를 취입하지 않는 조업인 베이스 조업에 대한 탄소 소비 원단위의 삭감 비율을 의미한다. 단위 kg/t로 나타낸 베이스 조업의 Input C를 A, 단위 kg/t로 나타낸 어떤 조업 시의 Input C를 B라 하면, Input ΔC는, 이하의 수식으로 나타내어진다.
Input ΔC=(A-B)/A×100(％)
탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 클수록, 환원재비도 삭감되고, 나아가서는, CO2 배출량이 삭감된다.
<1. 본 발명자에 의한 지견>
본 발명자는, 상기의 과제를 해결하기 위해, 환원 가스로서 고농도 수소 함유 가스에 착안하였다. 여기서, 본 실시 형태에서의 고농도 수소 함유 가스란, 수소 가스를 80mol％(고농도 수소 함유 가스를 구성하는 모든 가스의 총 물질량에 대한 수소 가스의 mol％) 이상 함유하는 가스를 의미한다. 순수소 가스(수소 가스 농도가 100mol％가 되는 가스)는 고농도 수소 함유 가스에 포함된다.
그리고, 본 발명자는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량(이하, 단순히 취입량이라고도 함) 및 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도에 착안하였다. 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스에 의한 철계 원료의 환원 반응은 흡열 반응이다. 흡열 반응에 의한 온도 저하를 보상하기 위해서는, 당해 수소 가스의 취입 온도를 높이는 것을 생각할 수 있다. 그러나, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스를 다량으로 취입했을 경우의 노 내 온도의 저하량이나 그 노 내 온도의 저하량에 따라 구해지는 열 보상의 정도 등을 파악하는 것은 매우 곤란하여, 이들에 대한 상세한 검토는 지금까지 행해지지 않고 있었다. 상기의 사항에 대하여, 본 발명자들에 의해 처음으로 상세한 검토가 행해졌다. 구체적으로는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스와 CO 가스 등의 다양한 가스 조성 및 고농도 수소 함유 가스의 다양한 취입 온도에서의 환원 반응 속도의 파악, 그리고 이들 가스의 환원 반응열에 의해 변화하는 노 내 온도에 의한 환원 반응 속도에 대한 영향 및 환원 반응에 따라 변화하는 가스 조성에 의한 환원 반응 속도에 대한 영향의 파악이 행해지고, 그리고 나서, 환원 반응 속도가 저하되지 않는 정도의 열량의 파악이 노 내 전체에 대하여 행해졌다. 이러한 검토는, 고로 실제 기계에서의 복수회의 시험의 실시, 시험 고로 레벨의 장치를 사용하여, 단열 조건을 모의하면서 고로 노 내의 가스를 고로 노 내 조건에서 취입 가능한 실험 장치를 사용한 실험, 또는 시뮬레이션 모델에 의한 검토가 필요하게 된다. 본 발명자들은, 시뮬레이션 모델에 의해 상기 검토를 행하고, 이 결과, 취입 온도마다 취입량의 적정 범위가 존재하는 것을 알아냈다.
즉, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 이하인 경우, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 증가에 수반하여 단순하게 증가하는 것이 아니라, 당해 취입량이 어느 정도 증가하면 완화하여 감소로 돌아선다. 그리고, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 완화하여 감소로 돌아설 때의 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도에 따라 다르다. 한편, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과가 되는 경우, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는, 취입량의 증가에 수반하여 증가하는 경향이 있다. 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 어느 정도 커지면, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 예를 들어 7％ 이상이 된다. 따라서, 이 적정 범위의 수소 가스의 취입량에 따라 결정되는 고농도 수소 함유 가스의 취입량을 고로에 취입함으로써, CO2 배출량을 크게 삭감할 수 있다. 예를 들어, 후술하는 실시예에 나타내어지는 바와 같이, 고로의 조업 시의 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 7％ 이상으로 할 수 있고, 나아가서는 CO2 배출량을 크게 삭감할 수 있다. 본 발명자는, 이러한 지견에 기초하여 본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에 상도하였다. 이하, 본 실시 형태에 대하여 상세하게 설명한다.
<2. 고농도 수소 함유 가스의 조성>
본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에서는, 고농도 수소 함유 가스를 송풍구로부터 취입한다. 그래서, 먼저, 고농도 수소 함유 가스의 조성에 대하여 설명한다. 고농도 수소 함유 가스는, 상술한 바와 같이 수소 가스를 80mol％ 이상 함유하는 가스이다. 고농도 수소 함유 가스에는 순수소 가스가 포함된다. 고농도 수소 함유 가스에는, 수소 가스 이외의 다른 가스, 예를 들어 상술한 탄소 함유 환원 가스(예를 들어 탄화수소 가스), CO 가스, CO2 가스, H2O 가스, N2 가스 등을 포함하고 있어도 된다. 단, 다른 가스의 농도는 합계로 20mol％ 미만이 된다.
다른 가스의 농도가 합계로 20mol％ 이상인 가스는 본 실시 형태에서의 고농도 수소 함유 가스에는 포함되지 않는다. 다른 가스의 농도가 20mol％ 이상인 경우, CO2 가스의 삭감량이 크게 저하되기 때문이다. 예를 들어, 다른 가스 중, 탄화수소 가스, CO2 가스, H2O 가스는, 송풍구 끝에서 분해될 때 흡열 반응을 발생시키기 때문에, 고로 내에서의 환원 효율이 낮아진다. 이 때문에, 환원되지 않고 고로 노하부에 도달하는 철계 원료가 증가한다. 따라서, 코크스에 의한 직접 환원 반응량이 많아진다. 따라서, 고로 내의 온도를 유지하기 위해 많은 환원재가 필요하게 되므로, CO2 가스의 삭감량이 크게 저하된다. 예를 들어, 수소 가스를 50mol％ 포함하는 COG(코크스 로 가스)를 600Nm3/t의 취입량으로 고로 안으로 취입하는 경우, 수소 가스를 300Nm3/t의 취입량으로 고로 안으로 취입하게 된다. 이때의 CO2 배출량의 삭감 효과는, 순수소 가스를 300Nm3/t의 취입량으로 고로 안으로 취입했을 때와 비교하여 크게 떨어져, 발본적인 CO2 배출량 삭감(예를 들어 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC≥7％)로는 이어지지 않는다. 또한, 후술하는 실시예에서 나타내어지는 바와 같이, 상온의 순수소 가스의 예에서는, 취입량이 300Nm3/t 정도에서 CO2 배출량의 삭감 효과가 최대가 된다.
<3. 고로의 조업 방법>
다음으로, 본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에 대하여 설명한다. 본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에서는, 먼저, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 상온 이상인 범위 내에서 결정한다.
여기서, 도 1을 참조하여, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도(이하, 이를 단순히 「취입 온도」라고 하는 경우가 있음)에 대하여 설명한다. 도 1은 취입 온도를 설명하기 위한 도면이다. 고농도 수소 함유 가스는, 예를 들어, 히터(5)를 구비하는 가스 탱크(3)에서 그 온도가 조절된다. 즉, 고농도 수소 함유 가스는, 가스 탱크(3) 내에서 히터(5)에 의해 가열된 후, 또는 상온의 경우에는 비가열인 채로, 고로(1)의 노하부에 마련된 열풍 취입용의 송풍구(2)에 보내진다. 송풍구(2)에 보내진 고농도 수소 함유 가스는, 송풍구(2)로부터 고로(1) 안으로 취입될 수 있다. 구체적으로는, 송풍구(2)에 보내진 고농도 수소 함유 가스는, 열풍로(4)에서 발생한 열풍과 혼합(합류)된 후, 송풍구(2)로부터 고로(1) 안으로 취입된다. 취입 온도는, 송풍구(2)로부터 고로(1) 안으로 취입될 때의 열풍과 혼합되기 직전의 고농도 수소 함유 가스의 온도이다. 실제의 조업(실제 로)에서는, 예를 들어, 고농도 수소 함유 가스를 가열하는 히터(5)로부터 고로(1) 안으로 취입될 때까지의 온도 저하가 없기 때문에, 히터(5)의 설정 온도를 취입 온도로 할 수 있다. 열풍과 고농도 수소 함유 가스가 혼합됨으로써 고농도 수소 함유 가스의 온도는 상승하지만, 이때의 온도는 본 실시 형태에서의 취입 온도가 아니다. 또한, 특허문헌 1에서는, 송풍 온도는 기재되어 있지만, 특허문헌 1의 송풍 온도는 본 실시 형태에서의 취입 온도와는 다른 것이다.
후술하는 실시예에서 나타내어지는 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스를 가열하지 않고 상온인 채로 송풍구로부터 취입하는 경우에도 CO2 배출량을 크게 삭감할 수 있다(도 2 참조). 도 2는 상온의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다. 이 그래프는 고로 조업 시뮬레이션에 의해 얻어지는 것이다. 상세는 실시예에서 설명하지만, 여기서는 Kouji TAKATANI, Takanobu INADA, Yutaka UJISAWA, 「Three-dimensional Dynamic Simulator for Blast Furnace」, ISIJ International, Vol. 39(1999), No. 1, p. 15-22 등에 나타내어지는, 소위 「고로 수학 모델」을 사용하였다. 이 고로 수학 모델은, 개략적으로는, 고로의 내부 영역을 높이 방향, 직경 방향, 둘레 방향으로 분할함으로써 복수의 메시(소영역)를 규정하고, 각 메시의 거동을 시뮬레이션하는 것이다. 시뮬레이션의 조건은 후술하는 실시예와 마찬가지로 하였다. 도 2에 도시한 바와 같이, 상온의 순수소 가스의 취입량이 200 내지 500Nm3/t가 되는 경우에 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 예를 들어 7％ 이상으로 하는 것이 가능하게 된다. 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 바람직하게는 8％ 이상이다. 또한, 본 실시 형태에서의 「상온」이란, 비가열의 상태를 의미하고, 구체적으로는 5℃ 이상 35℃ 이하의 온도로 한다.
상세는 후술하지만, 취입 온도가 상온 이상인 범위 내에 있어서, 동일한 취입량에 대한 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 높을수록 커진다(도 2 내지 도 10 참조). 도 3은 300℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다. 도 4는 350℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다. 도 5는 600℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다. 도 6은 650℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다. 도 7은 900℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다. 도 8은 950℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다. 도 9는 1200℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다. 도 10은 1250℃의 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이다.
이들 그래프는 상술한 고로 조업 시뮬레이션에 의해 얻어지는 것이다. 상세는 실시예에서 설명한다. 도 3 내지 도 10의 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 도 2의 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC보다도 높다는 것을 알 수 있다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 높을수록, 고로 내에서 발생한 보쉬(bosch) 가스(질소 가스, 수소 가스, 및 CO 가스의 혼합 가스)의 현열이 높아지므로, 보다 많은 환원 가스가 철계 원료를 환원시킬 것으로 생각된다. 즉, 환원 효율이 높아진다. 이 때문에, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 높을수록 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 커질 것으로 생각된다. 따라서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 높인다는 관점에서는, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 높게 하는 것이 바람직하다. 구체적으로는, 취입 온도를 300℃ 초과의 범위 내에서 결정하는 것이 바람직하고, 600℃ 초과의 범위 내에서 결정하는 것이 보다 바람직하고, 900℃ 초과의 범위 내에서 결정하는 것이 보다 바람직하다.
단, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 600℃ 초과로 하기 위해서는, 대규모의 설비 개조가 필요하게 되는 경우가 있다. 이 때문에, 기존의 설비에서는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 600℃ 초과로 하는 것이 어려울 경우에는, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 상온 내지 600℃의 범위 내에서 결정해도 된다. 한편, 기존의 설비에서 (혹은 기존의 설비의 개조에 의해) 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 600℃ 초과로 할 수 있는 경우에는, 600℃ 초과의 범위 내에서 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 결정해도 된다.
계속해서, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 결정한다. 여기서, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은, 송풍구로부터 고로 안으로 취입되는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 용선 1톤당 유량으로, 단위는 Nm3/t이다. 고농도 수소 함유 가스가 순수소 가스일 때, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은 고농도 수소 함유 가스의 취입량과 동등하다. 고농도 수소 함유 가스가 수소 가스 이외의 다른 가스를 포함하는 혼합 가스일 때, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은, 단위 mol％로 나타낸, 고농도 수소 함유 가스의 취입량에 수소 가스의 비율을 곱한 양이 된다. 실제의 조업에서는, 고농도 수소 함유 가스의 공급원(예를 들어 가스 탱크)의 배출구에 마련된 유량계가 나타내는 값과 단위 mol％로 나타낸 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 비율로부터 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 산출한다.
본 실시 형태에서는, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도로 경우 구분하여 취입량을 결정한다. 구체적으로는, 취입 온도가 상온 내지 300℃가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 200 내지 500Nm3/t의 범위 내에서 결정한다. 한편, 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 145Nm3/t의 범위 내에서 결정한다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스의 취입량을 125Nm3/t 이상인 범위 내에서 결정한다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 900℃ 초과 1200℃ 이하가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 110Nm3/t 이상인 범위 내에서 결정한다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 1200℃ 초과가 되는 경우, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 100Nm3/t 이상인 범위 내에서 결정한다.
이와 같이 취입 온도로 경우를 구분하는 것은, 취입 온도에 따라 적합한 취입량이 약간 상이하기 때문이다. 또한, 이하의 설명에서는 고농도 수소 함유 가스가 순수소 가스인 경우를 일례로서 설명하지만, 후술하는 실시예 1-2에 나타내어지는 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스에 수소 가스 이외의 가스가 포함되는 경우에도, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도와 적합한 취입량의 상관은 변하지 않는다.
도 2 및 도 3에 도시한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온 내지 300℃가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 베이스 조업의 0으로부터 증가시켜 가면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 증가한다. 그리고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 300Nm3/t 정도가 될 때 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 피크가 되고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 더욱 증가하면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로 돌아선다. 그리고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 200 내지 500Nm3/t의 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 7％ 이상으로 하는 것이 가능하게 된다. 또한, 고농도 수소 함유 가스가 순수소 가스가 되는 경우, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은, 고농도 수소 함유 가스의 취입량이 되지만, 고농도 수소 함유 가스가 수소 가스 이외의 가스를 포함하는 경우, 이 값은 고농도 수소 함유 가스의 취입량에 수소 가스의 비율(mol％)을 곱한 양이 된다.
수소 가스에 의한 철계 원료의 환원 반응(즉 수소 환원 반응)은 흡열 반응이다. 이 때문에, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 300Nm3/t를 초과한 경우에는, 이러한 흡열 반응이 노 내에서 많이 발생하여, 노 내 온도가 저하될 것으로 생각된다. 그리고, 이러한 노 내 온도의 저하에 의해, 수소 가스를 포함하는 환원 가스에 의한 환원 효율이 저하될 것으로 생각된다. 이러한 환원 효율의 저하를 방지하기 위해서는, 환원재비를 높여 조업을 행할 필요가 있다. 이 때문에, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 300Nm3/t를 초과한 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 감소로 돌아선다. 따라서, 취입 온도가 상온 내지 300℃가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 200 내지 400Nm3/t의 범위 내에서 결정하는 것이 바람직하고, 200 내지 300Nm3/t의 범위 내에서 결정하는 것이 보다 바람직하다. 이 경우, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 8％ 이상으로 하는 것이 가능하게 된다.
도 4 및 도 5에 도시한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하가 되는 경우에도, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 베이스 조업의 0Nm3/t로부터 증가시켜 가면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 증가한다. 그리고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 145Nm3/t 이상이면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 된다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃인 경우, 도 5에 도시한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 600Nm3/t 정도에서 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 포화된다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 350℃인 경우에서는, 도 4에 도시한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 300Nm3/t 정도가 될 때 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 피크가 되고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 더욱 증가하면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로 돌아선다.
또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 350℃인 경우, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 600Nm3/t를 초과하면, 송풍구 끝 온도 Tf를 2200℃로 유지하는 것이 곤란해질 경우가 있다. 종래의 고로 조업에서는, 송풍구 앞 온도 Tf는 2200℃ 정도로 되는 경우가 많고, 송풍구 앞 온도 Tf가 2200℃로 유지하는 것이 곤란할 경우, 종래의 고로 조업의 조업 조건과 크게 조업 조건을 변경하게 된다.
고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 350℃인 경우에 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 감소로 돌아서는 이유는 상기와 마찬가지이다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃인 경우, 취입량이 700Nm3/t까지의 범위에서는, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로는 돌아서지 않는다. 그러나, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 600Nm3/t 정도에서 탄소 소비 원단위의 삭감 효과는 포화된다. 취입 온도가 350℃ 초과 600℃ 이하가 되는 경우, 보쉬 가스의 현열이 보다 크다. 따라서, 수소 환원 반응에 의한 흡열의 영향이 작아지므로, 수소 가스를 상기의 경우보다도 많이 취입해도, 노 내 온도가 떨어지기 어려워질 것으로 생각된다. 따라서, 많은 수소 가스를 고로 안으로 취입해도 노 내 온도가 떨어지기 어려워지고, 나아가서는 환원 효율이 떨어지기 어려워질 것으로 생각된다. 이 때문에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 포화될 것으로 생각된다. 또한, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 300 내지 600Nm3/t가 되는 경우에 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 10％ 이상이 된다.
도 6 및 도 7에 도시한 바와 같이, 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하가 되는 경우에도, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 베이스 조업의 0Nm3/t로부터 증가시켜 가면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 증가한다. 그리고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 125Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 된다. 특히 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 180Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 10％ 이상이 된다. 또한, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 증가에 수반하여 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상승 비율(취입량의 단위 상승량에 대한 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상승량)은 감소하기는 하지만, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로 돌아서는 일이 없다. 이는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 이하가 되는 경우와 명백하게 다른 거동이다. 또한, 도 7은 고농도 수소 함유 가스(여기서는 순수소 가스)의 취입 온도가 900℃가 되는 경우의 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이지만, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 650℃가 되는 경우에도 도 7과 마찬가지의 경향이 나타났다. 예를 들어, 도 6에 도시한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 650℃가 되고, 또한 고농도 수소 함유 가스의 취입량이 125Nm3/t 이상이 되는 경우, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 7.0％ 이상이 되었다.
상술한 바와 같이, 수소 가스에 의한 환원 반응은 흡열 반응이기 때문에, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 어느 정도 증가하면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 감소로 돌아선다. 그러나, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과이면, 고로 내에서 발생한 보쉬 가스의 현열이 매우 높아지므로, 환원 반응에 필요로 하는 반응열을 조달할 수 있다. 이 때문에, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 상승해도 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로 돌아서지 않고, 계속하여 증가할 것으로 생각된다. 이러한 거동은 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과가 되는 경우에 관측된다. 따라서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 높인다는 관점에서는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 상한값은 특별히 설정되지 않는다. 단, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 증가에 수반하여 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상승 비율이 감소한다는 점에서, 어느 정도의 취입량으로 탄소 소비 원단위의 삭감 효과가 한계점에 달할 것으로 상정된다. 이때의 취입량은 대략 1000Nm3/t로 상정된다. 따라서, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은 1000Nm3/t 이하여도 된다.
도 8 및 도 9에 도시한 바와 같이, 취입 온도가 900℃ 초과 1200℃ 이하가 되는 경우에도, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 베이스 조업의 0Nm3/t로부터 증가시켜 가면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 증가한다. 그리고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 110Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 된다. 특히 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 150Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 10％ 이상이 된다. 또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하가 되는 경우와 마찬가지로, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 증가에 수반하여 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상승 비율은 감소하기는 하지만, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로 돌아서는 일이 없다. 또한, 도 9는 고농도 수소 함유 가스(여기서는 순수소 가스)의 취입 온도가 1200℃가 되는 경우의 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 나타내는 그래프이지만, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 950℃가 되는 경우에도 도 9와 마찬가지의 경향이 나타났다. 예를 들어, 도 8에 도시한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 950℃가 되고, 또한 고농도 수소 함유 가스의 취입량이 110Nm3/t 이상이 되는 경우, 탄소 소비 원단위 삭감 비율 Input ΔC는 7.0％ 이상이 되었다.
따라서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 높인다는 관점에서는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 상한값은 특별히 설정되지 않는다. 단, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 1000Nm3/t 정도가 되는 경우에 탄소 소비 원단위의 삭감 효과가 한계점에 달할 것으로 상정된다는 점에서, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은 1000Nm3/t 이하여도 된다.
또한, 고로 조업 시뮬레이션에 따르면, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 1200℃가 되고, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 800Nm3/t 이상이 되는 경우, 미분탄 취입량이 0이 되고, 코크스비를 저감시킴으로써 한층 더 탄소 소비 원단위의 삭감이 가능하게 되었다. 일반적으로, 고로 조업에서는, 코크스비의 저감은 압력 손실의 상승을 초래하여, 조업이 불안정해진다. 여기서, 압력 손실은, 송풍구 끝(송풍구 앞)에서의 압력, 바꾸어 말하면 송풍구의 출구에서의 노 내 압력과 노정에서의 압력의 차이고, 송풍기로부터 송풍구 끝으로의 배관 압력 손실을 제외한 값을 말한다. 실제의 조업에서는, 압력 손실은 노벽부에 설치된 압력계에 의해 측정된다. 그러나, 도 14에 도시한 바와 같이, 본 실시 형태와 같은 고수소 농도 조건에서의 고로 조업에서는, 노 내 가스 점도, 가스 밀도가 크게 저하되기 때문에, 코크스비를 저감시켰을 때의 압력 손실의 상승 우려는 해소되어, 실제 조업에 있어서 안정된 조업에 문제 없는 정도의 압력 손실이다. 또한, 도 14는 송풍구 앞 온도가 2100℃가 될 때의, 1200℃의 순수소 가스의 취입량과 노 내 압력 손실의 변화량의 상관을 나타내는 그래프이고, 고로 조업 시뮬레이션에 의해 얻어지는 것이다. 통상 조업에서의 압력 손실은 대략 85kPa 정도가 기준이 되고 있다. 도 14에 따르면, 본 실시 형태의 조업 조건에서는, 압력 손실이 85kPa 미만이 되어 있는 것을 알 수 있다.
도 10에 도시한 바와 같이, 취입 온도가 1200℃ 초과가 되는 경우에도, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 베이스 조업의 0Nm3/t로부터 증가시켜 가면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 증가한다. 그리고, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 100Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 된다. 또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하가 되는 경우와 마찬가지로, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 증가에 수반하여 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상승 비율은 감소하기는 하지만, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로 돌아서는 일이 없다. 따라서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 높인다는 관점에서는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 상한값은 특별히 설정되지 않는다. 단, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 1000Nm3/t 정도가 되는 경우에 탄소 소비 원단위의 삭감 효과가 한계점에 달할 것으로 상정된다는 점에서, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은 1000Nm3/t 이하여도 된다.
고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 600℃ 초과로 할 수 있는 환경이라면, 취입 온도의 상한값은 특별히 제한되지 않는다. 단, 도 15 및 도 16에 도시한 바와 같이, 탄소 소비 원단위의 삭감 효과는, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 1200℃ 초과 내지 1400℃ 정도의 범위에서 거의 보합 상태가 된다. 또한, 도 15 및 도 16은 순수소 가스의 취입 온도와 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 10％ 또는 20％로 하기 위해 필요한 순수소 가스의 취입량의 상관을 나타내는 그래프이다. 송풍구 앞 온도 Tf는 2100℃로 하였다. 이들 그래프는 도 2 내지 도 10의 상관을 순수소 가스의 취입 온도와 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 10％ 또는 20％로 하기 위해 필요한 순수소 가스의 취입량의 상관으로 정리한 것이다. 따라서, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도는 1400℃ 이하여도 된다. 즉, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도는, 예를 들어 600℃ 초과 1400℃ 이하여도 된다.
계속해서, 고농도 수소 함유 가스를 결정된 취입 온도 및 취입량으로 송풍구로부터 취입한다. 이에 의해, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 예를 들어 7％ 이상으로 할 수 있고, 나아가서는, CO2 배출량을 크게 삭감할 수 있다. 또한, 고농도 수소 함유 가스를 취입하는 송풍구는, 예를 들어 노하부에 마련된 열풍 취입용의 송풍구이다. 본 실시 형태에서는, 고농도 수소 함유 가스를 열풍 취입용의 송풍구로부터 취입하는 것을 전제로 하여 설명을 행하지만, 고농도 수소 함유 가스를 취입하는 송풍구는 이에 한정되지는 않는다. 송풍구의 다른 예로서는, 샤프트부에 마련된 소위 샤프트 송풍구를 들 수 있다. 고농도 수소 함유 가스는, 이들 송풍구 중 어느 것으로부터 고로 안으로 취입되어도 되고, 양쪽의 송풍구로부터 고로 안으로 취입되어도 된다. 복수의 송풍구로부터 고농도 수소 함유 가스를 고로 안으로 취입하는 경우, 각 송풍구로부터 취입되는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 총합이 상기 결정된 취입량과 일치한다.
또한, 본 실시 형태의 조건 하에서 적절하게 수소 가스의 취입 온도, 취입량, 송풍구 앞 온도 Tf 등을 설정함으로써, 노정 가스 온도를 적절하게 유지하는 조업이 가능하게 된다. 이 때문에, 노정 가스 온도의 유지를 위해 행해지는 예열 가스 취입이나 노 내 장입물의 예열은 불필요하게 되지만, 별도로 그것들을 실시해도 된다.
<4. 변형예>
(4-1. 변형예 1)
이하, 고로의 조업 방법의 각종 변형예를 설명한다. 변형예 1에서는, 송풍구 앞 온도 Tf를 2050℃ 이하로 유지한다. 여기서, 송풍구 앞 온도 Tf는, 송풍구의 로 내측 선단부에서의 노 내 온도이며, 송풍구 끝 온도 Tf라고도 칭해진다. 실제의 조업에서는, 송풍구 앞 온도 Tf는, 시게미 아키토시 저 「제철 핸드북」(치진 쇼칸)에 기재된 램의 식을 따라서 송풍구 끝 이론 연소 온도로서 산출된다.
도 2, 도 3, 도 5, 도 7 및 도 9에 도시한 바와 같이, 송풍구 앞 온도 Tf가 2050℃ 이하(도 2, 도 3, 도 5, 도 7 및 도 9에서는 2000℃)가 되는 경우의 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는, 송풍구 앞 온도 Tf가 2050℃ 초과가 되는 경우(도 2, 도 3, 도 5, 도 7 및 도 9에서는 2100℃, 2200℃)의 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC보다도 커진다. 그래서, 변형예 1에서는, 송풍구 앞 온도 Tf를 2050℃ 이하로 유지한다. 이에 의해, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 크게 할 수 있다. 또한, 도 7 및 도 9에 도시된 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과가 되는 경우, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 400Nm3/t 이상이 되는 경우에, 이 경향이 현저하게 나타난다. 따라서, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 600℃ 초과로 하고, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 400Nm3/t 이상으로 하는 경우에, 송풍구 앞 온도 Tf를 2050℃ 이하로 해도 된다.
여기서, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도는 열풍보다도 낮으므로, 고농도 수소 함유 가스를 고로 안으로 취입함으로써 송풍구 앞 온도 Tf가 저하된다. 송풍구 앞 온도 Tf를 원하는 온도로 하기 위해서는, 즉, 송풍구 앞 온도 Tf를 높이기 위해서는, 산소 부화율을 높여 조업을 행할 필요가 있다. 여기서, 고로에 취입되는 열풍은 공기를 포함하는 가스이다. 열풍에는, 공기 이외에 습분 및 부화 산소를 더 포함하고 있어도 된다. 산소 부화율이란, 개략적으로는, 열풍의 총 체적에 대한 열풍 중의 산소의 체적 비율이며, 산소 부화율(％)={(공기의 송풍량(유량)[Nm3/min]×0.21+산소 부화량[Nm3/min])/(공기의 송풍량[Nm3/min]+산소 부화량[Nm3/min])}×100-21로 나타내어진다. 실제의 조업에서는, 단위 Nm3/t로 나타낸 부화 산소와 열풍 중의 산소의 합계 유량인 산소의 유량은 변경하지 않고, 단위 Nm3/t로 나타낸 부화 산소의 유량과 공기의 유량을 변경함으로써 산소 부화율을 조정한다. 출선비(노 내 용적 1m3당 1일의 출선량)를 가능한 한 일정하게 하기 위함이다. 따라서, 산소 부화율이 높아지면, 열풍의 유량이 감소한다. 이 결과, 보쉬 가스량이 감소한다.
따라서, 송풍구 앞 온도 Tf가 높을수록, 보쉬 가스량이 감소한다. 그리고, 보쉬 가스량이 감소하면, 보쉬 가스의 현열이 감소한다. 따라서, 수소 환원 반응에 의한 흡열에 의해 노 내 온도가 저하되기 쉬워진다. 그리고, 이러한 노 내 온도의 저하를 방지하기 위해서는, 환원재비를 높인 조업을 행할 필요가 있다. 이 때문에, 송풍구 앞 온도 Tf가 2050℃ 이하가 되는 경우의 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는, 송풍구 앞 온도 Tf가 2050℃ 초과가 되는 경우의 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC보다도 커질 것으로 생각된다.
또한, 용선에의 착열(着熱) 및 미분탄 연소성의 관점에서는, 송풍구 앞 온도 Tf는 2000℃ 이상인 것이 바람직하다. 단, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 충분히 커지고, 미분탄비(용선 1톤당 사용하는 미분탄)를 충분히 낮게 할 수 있는 것이라면, 송풍구 앞 온도 Tf는 2000℃ 미만이어도 된다. 예를 들어, 송풍구 앞 온도 Tf를 2000℃ 미만으로 해도 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 유지할 수 있고, 또한 안정된 조업이 가능하다면, 송풍구 앞 온도 Tf를 2000℃ 미만으로 해도 된다. 이 점, 예를 들어, 상술한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 1200℃가 되고, 또한 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 800Nm3/t 이상이 되는 경우, 미분탄 취입량이 0(즉, 미분탄비가 0)이 된다. 이 경우, 미분탄의 연소를 고려할 필요가 없으므로, 송풍구 앞 온도 Tf를 2000℃ 미만으로 해도 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 유지할 수 있고, 또한 안정된 조업이 가능하게 된다. 따라서, 송풍구 앞 온도 Tf를 2000℃ 미만으로 할 수 있다. 즉, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 높이고, 또한 취입량을 많게 한 결과, 미분탄 취입량을 0으로 할 수 있다면, 송풍구 앞 온도 Tf를 2000℃ 미만으로 해도 된다.
(4-2. 변형예 2)
변형예 2에서는, 송풍구 앞 온도 Tf를 2050℃ 초과 2150℃ 이하로 유지한다. 변형예 1에 따르면, 송풍구 앞 온도 Tf를 2050℃ 이하로 함으로써 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 크게 할 수 있다. 한편, 송풍구 앞 온도 Tf가 저하되면, 미분탄의 연소율이 저하될 가능성이 있다. 즉, 송풍구 앞 온도 Tf가 저하되면, 미분탄이 연소되기 어려워진다. 미분탄이 난연성인 경우나, 미분탄비를 높여 조업을 행할 경우, 미분탄의 연소율이 저하될 가능성이 보다 높아진다. 미분탄의 연소율이 저하되면, 노 내 온도가 저하되므로, 그만큼 환원재비를 높인 조업을 행할 필요가 생길 수 있다. 이러한 관점에서, 변형예 2에서는, 송풍구 앞 온도 Tf를 2050℃ 초과 2150℃ 이하로 유지한다. 이에 의해, 미분탄의 연소율을 유지하고, 나아가서는, 노 내 온도의 저하를 억제할 수 있다.
(4-3. 변형예 3)
변형예 3에서는, 송풍구 앞 온도 Tf를 2150℃ 초과로 유지한다. 종래의 고로 조업에서는, 송풍구 앞 온도 Tf는 2200℃ 정도로 되는 경우가 많다. 따라서, 송풍구 앞 온도 Tf를 2150℃ 초과로 함으로써, 종래의 고로 조업과 크게 조업 조건을 변경하지 않고 조업을 행할 수 있다. 또한, 송풍구 설비 보호 등의 관점에서, 송풍구 앞 온도 Tf는 2250℃ 이하가 바람직하다.
(4-4. 변형예 4)
도 2 내지 도 10에 도시한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC 사이에는 일정 상관이 있다. 그래서, 변형예 4에서는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관인 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관을 미리 구한다.
예를 들어, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 포함하는 현 상황의 고로 조업을 반영한 고로 조업 시뮬레이션에 의해 몇점의 취입량 각각에 대한 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 구한다. 구체적인 방법은 후술하는 실시예와 마찬가지의 방법이면 된다.
계속해서, 횡축을 단위 Nm3/t로 나타낸 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량, 종축을 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC(％)로 한 평면 상에 상기 방법으로 구한 값을 플롯한다. 계속해서, 이들 플롯의 근사 곡선을 예를 들어 최소 제곱법으로 구하고, 이 근사 곡선, 보다 구체적으로는, 근사 곡선을 나타내는 관계식을 상술한 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관으로 하면 된다. 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관은, 송풍구 앞 온도 Tf마다 구하는 것이 바람직하다.
계속해서, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 커지는 취입량, 즉, 탄소 소비량이 저감되는 취입량을 상기에서 구한 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관에 기초하여 결정한다. 계속해서, 고농도 수소 함유 가스를 당해 결정된 취입량으로 송풍구로부터 취입한다. 이에 의해, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 확실하게 크게 할 수 있다.
여기서, 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관은, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도마다 미리 구해 두는 것이 바람직하다. 이에 의해, 취입 온도가 변동된 경우에도 용이하게 원하는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 결정할 수 있다. 즉, 취입 온도가 변동된 경우에도, 용이하게 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 커지는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 결정할 수 있다.
(4-5. 변형예 5)
도 12는 단위 Nm3/t로 나타낸 상온의 순수소 가스의 취입량과 고농도 수소 함유 가스를 취입하지 않는 조업인 베이스 조업에 대한 단위 kPa로 나타낸 압력 손실의 변화량의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다. 이 그래프는 고로 조업 시뮬레이션에 의해 얻어지는 것이다. 상세는 실시예에서 설명한다. 여기서, 압력 손실은, 송풍구 끝(송풍구 앞)에서의 압력, 바꾸어 말하면 송풍구의 출구에서의 노 내 압력과 노정에서의 압력의 차이고, 송풍기로부터 송풍구 끝으로의 배관 압력 손실을 제외한 값을 말한다. 실제의 조업에서는, 압력 손실은 노벽부에 설치된 압력계에 의해 측정된다. 베이스 조업에 대한 압력 손실의 변화량은, 어떤 조업 시의 압력 손실로부터 베이스 조업 시의 압력 손실을 감산한 값이다. 압력 손실은, 송풍 압력의 제약이나 블로바이 방지 등의 관점에서 베이스 조업과 동일한 정도, 혹은 베이스 조업보다 낮은 값이 되는 것이 바람직하다. 도 12는 상온의 순수소 가스를 사용한 경우의 상기 상관을 나타내지만, 순수소 가스 이외의 고농도 수소 함유 가스를 사용한 경우에도 상기 상관이 얻어진다. 또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온보다 커도 상기 상관이 얻어진다.
도 12로부터 명백한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 압력 손실의 변화량 사이에는 일정 상관이 있다. 예를 들어, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 증가시킨 경우, 상술한 바와 같이, 송풍구 앞 온도 Tf가 저하된다. 송풍구 앞 온도를 원하는 온도로 하기 위해서는, 산소 부화율을 높여 조업을 행할 필요가 있다. 실제의 조업에서는, 단위 Nm3/t로 나타낸 부화 산소와 열풍 중의 산소의 합계 유량인 산소의 유량은 변경하지 않고, 단위 Nm3/t 부화 산소의 유량과 공기의 유량을 변경함으로써, 출선량을 소정량으로 유지하면서 산소 부화율을 조정한다. 따라서, 산소 부화율이 높아지면, 열풍의 유량이 감소한다. 이 결과, 보쉬 가스량이 감소한다. 바꿔 말하면, 송풍구 앞 온도 Tf가 낮은 경우, 보쉬 가스량이 증가한다. 이 결과, 베이스 조업에 비하여 압력 손실이 커질 가능성이 있다. 단, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 더욱 증가하면, 노 내 가스의 가스 점도 및 가스 밀도가 저하되어, 압력 손실이 작아진다. 그리고, 가스 점도 및 가스 밀도의 저하에 의한 압력 손실의 감소가 보쉬 가스량의 증가에 의한 압력 손실의 증가를 상쇄하여, 결과적으로 압력 손실이 감소한다.
변형예 5에서는, 먼저, 변형예 4와 마찬가지로 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관을 미리 구한다. 또한, 취입량과 베이스 조업에 대한 압력 손실의 변화량의 상관인 취입량-압력 손실 변화량 상관을 구한다.
예를 들어, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 포함하는 현 상황의 고로 조업을 반영한 고로 조업 시뮬레이션에 의해 몇점의 취입량 각각에 대한 압력 손실의 변화량을 구한다. 구체적인 방법은 후술하는 실시예와 마찬가지의 방법이면 된다.
계속해서, 횡축을 단위 Nm3/t로 나타낸 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량, 단위 kPa로 나타낸 종축을 압력 손실의 변화량인 Δ 압력 손실로 한 평면 상에 상기 방법으로 구한 값을 플롯한다. 계속해서, 이들 플롯의 근사 곡선을 예를 들어 최소 제곱법으로 구하고, 이 근사 곡선(보다 구체적으로는, 근사 곡선을 나타내는 관계식)을 상술한 취입량-압력 손실 변화량 상관으로 하면 된다. 취입량-압력 손실 변화량 상관은, 송풍구 앞 온도 Tf마다 구하는 것이 바람직하다.
계속해서, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 커지고, 즉, 탄소 소비량이 저감되고, 또한 압력 손실의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 취입량을 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관 및 취입량-압력 손실 변화량 상관에 기초하여 결정한다. 여기서, 소정 범위는, 예를 들어 -50 내지 +5kPa 정도로 되지만, 이에 한정되지는 않는다. 계속해서, 고농도 수소 함유 가스를 당해 결정된 취입량으로 송풍구로부터 취입한다. 이에 의해, 압력 손실의 변화량을 소정 범위 내의 값으로 하면서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 확실하게 크게 할 수 있다.
(4-6. 변형예 6)
도 13은 상온의 단위 Nm3/t로 나타낸 순수소 가스의 취입량과 단위 ℃로 나타낸 베이스 조업에 대한 노정 가스 온도의 변화량의 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 나타내는 그래프이다. 이 그래프는 고로 조업 시뮬레이션에 의해 얻어지는 것이다. 상세는 실시예에서 설명한다. 여기서, 노정 가스 온도는, 고로의 노정으로부터 배출되는 노정 가스(주로 CO2, N2, 미반응 CO 등)의 온도이고, 실제의 조업에서는, 상승관 등에 설치된 온도계에 의해 측정된다. 베이스 조업에 대한 노정 가스 온도의 변화량은, 어떤 조업 시의 노정 가스 온도로부터 베이스 조업 시의 노정 가스 온도를 감산한 값이다. 노정 가스 온도는, 노정 설비의 제약이나 조업 효율화의 관점에서 베이스 조업과 동일한 정도인 것이 바람직하고, 일례로서 베이스 조업의 노정 가스 온도±20℃ 정도의 범위 내인 것이 바람직하다. 도 13은 상온의 순수소 가스를 사용한 경우의 상기 상관을 나타내지만, 순수소 가스 이외의 고농도 수소 함유 가스를 사용한 경우에도 상기 상관이 얻어진다. 또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온보다 커도 상기 상관이 얻어진다.
도 13으로부터 명백한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 노정 가스 온도의 변화량 사이에는 일정 상관이 있다. 예를 들어, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 증가시킨 경우, 상술한 바와 같이, 송풍구 앞 온도 Tf가 저하된다. 송풍구 앞 온도 Tf를 원하는 온도로 하기 위해서는, 산소 부화율을 높여 조업을 행할 필요가 있다. 실제의 조업에서는, 단위 Nm3/t로 나타낸 산소의 유량은 변경하지 않고 단위 Nm3/t로 나타낸 공기의 유량을 변경함으로써 산소 부화율을 조정한다. 따라서, 산소 부화율이 높아지면, 열풍의 유량이 감소한다. 이 결과, 보쉬 가스량이 감소한다. 바꿔 말하면, 송풍구 앞 온도 Tf가 상승하면, 보쉬 가스량이 감소한다. 이 때문에, (단위 시간당 하강하는 노 내 장입물의 열용량)/(단위 시간당 상승하는 보쉬 가스의 열용량)으로 표현되는 열류비가 상승한다. 이 결과, 노 내를 상승하는 노 내 가스의 온도가 저하되기 쉬워져, 결과적으로, 노정 가스 온도가 저하되기 쉬워진다. 이 결과, 베이스 조업에 비하여 노정 가스 온도가 저하될 가능성이 있다. 단, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 더욱 증가시켜 가면, 대략 300Nm3/t를 경계로 하여, 상술한 바와 같이, 흡열 반응에 의해 노 내 온도가 저하되어 노 내 환원 효율이 저하되기 시작한다. 이러한 환원 효율의 저하를 방지하기 위해 환원재비를 높여 조업하게 되지만, 환원재비를 높이면 노 내로의 투입 열량이 증가하여, 노정 가스 온도가 상승 경향이 되기 때문에, 노정 가스 온도가 증가로 돌아선다.
변형예 6에서는, 먼저, 변형예 4와 마찬가지로 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관을 미리 구한다. 또한, 취입량과 베이스 조업에 대한 노정 가스 온도의 변화량의 상관인 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관을 구한다.
예를 들어, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 포함하는 현 상황의 고로 조업을 반영한 고로 조업 시뮬레이션에 의해 몇점의 취입량 각각에 대한 노정 가스 온도의 변화량을 구한다. 구체적인 방법은 후술하는 실시예와 마찬가지의 방법이면 된다.
계속해서, 횡축을 단위 Nm3/t로 나타낸 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량, 종축을 단위 ℃로 나타낸 노정 가스 온도의 변화량인 Δ 노정 가스 온도로 한 평면 상에 상기 방법으로 구한 값을 플롯한다. 계속해서, 이들 플롯의 근사 곡선을 예를 들어 최소 제곱법으로 구하고, 이 근사 곡선, 보다 구체적으로는, 근사 곡선을 나타내는 관계식을 상술한 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관으로 하면 된다. 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관은, 송풍구 앞 온도 Tf마다 구하는 것이 바람직하다.
계속해서, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 커지고, 즉, 탄소 소비량이 저감되고, 또한 노정 가스 온도의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 취입량을 취입량-탄소 소비 원단위 삭감 비율 상관 및 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관에 기초하여 결정한다. 여기서, 소정 범위는, 예를 들어 -20 내지 +20℃ 정도로 되지만, 이에 한정되지는 않는다. 계속해서, 고농도 수소 함유 가스를 당해 결정된 취입량으로 송풍구로부터 취입한다. 이에 의해, 노정 가스 온도의 변화량을 소정 범위 내의 값으로 하면서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 확실하게 크게 할 수 있다.
여기서, 상기 변형예 4 내지 6에 있어서, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 쌍이 되는 파라미터는 반드시 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC에 한정되지는 않는다. 즉, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 쌍이 되는 파라미터는 탄소 소비량에 관한 파라미터, 즉, 탄소 소비 파라미터라면 어떤 것이어도 된다. 탄소 소비량이 감소하면, CO2 배출량을 삭감할 수 있기 때문이다. 이러한 탄소 소비 파라미터로서는, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC 외에, 탄소 소비 원단위, 환원재비, 환원재비의 삭감 비율 등을 들 수 있다. 환원재비의 삭감 비율이란, 베이스 조업에 대한 환원재비의 삭감 비율이며, 구하는 방법은 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 구하는 방법과 마찬가지이다.
또한, 변형예 5와 변형예 6은 조합해도 된다. 이에 의해, 압력 손실의 변화량 및 노정 가스 온도의 변화량을 소정 범위 내의 값으로 하면서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 보다 확실하게 크게 할 수 있다.
실시예
다음으로, 본 실시 형태의 실시예에 대하여 설명한다. 본 실시예에서는, 고로 조업 시뮬레이션을 행함으로써, 본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에 의해 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 커지는, 즉 CO2 배출량이 삭감되는 것을 확인하였다.
<1. 실시예 1: 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온 내지 600℃가 되는 경우의 검증>
상술한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관은 600℃의 취입 온도를 경계로 하여 다른 거동을 나타낸다. 그래서, 실시예 1에서는, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 이하가 되는 경우의 검증을 행하였다.
<1-1. 시뮬레이션에 사용한 모델 및 계산 조건>
고로 조업 시뮬레이션에는, Kouji TAKATANI, Takanobu INADA, Yutaka UJISAWA, 「Three-dimensional Dynamic Simulator for Blast Furnace」, ISIJ International, Vol. 39(1999), No. 1, p. 15-22 등에 나타내어지는, 소위 「고로 수학 모델」을 사용하였다. 이 고로 수학 모델은, 개략적으로는, 고로의 내부 영역을 높이 방향, 직경 방향, 둘레 방향으로 분할함으로써 복수의 메시(소영역)를 규정하고, 각 메시의 거동을 시뮬레이션하는 것이다.
고로 수학 모델에서는, 고농도 수소 함유 가스의 취입량은, 송풍구로부터 취입되는 고농도 수소 함유 가스의 가스량으로서 설정된다. 이 중, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량은, 고농도 수소 함유 가스의 취입량에 단위 mol％로 나타낸 수소 가스의 비율을 곱한 양으로서 설정된다. 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도는, 고농도 수소 함유 가스를 송풍구로부터 취입할 때의 고농도 수소 함유 가스의 온도로서 설정된다. 송풍구 앞 온도 Tf는, 각종 가스의 연소열, 송풍 현열, 송풍구 끝(송풍구 앞)에 유입되는 코크스의 온도, 각종 반응열 등을 고려한 결과로서 산출된다. 압력 손실은, 노 내 충전층의 압력 손실로서 ergun 식을 사용하여 산출된다. 노정 가스 온도는, 노 내 장입물의 최표층(가장 상측의 층)에서의 가스 온도로서 산출된다.
계산 조건을 표 1에 나타낸다. 표 1 중의 코크스비는 용선 1톤당 사용하는 코크스양이다. 또한, 고농도 수소 함유 가스를 취입하지 않는 베이스 조업의 제원을 표 2에 나타낸다. 표 1, 2에 나타내어지는 바와 같이, 본 실시예에서는 송풍구 앞 온도 Tf를 2000℃, 2100℃, 2200℃ 중 어느 것으로 하였다. 또한, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 0 내지 600Nm3/t로 하였다. 또한, 전체 조업에서 출선비와 용선 온도가 일정해지도록, 송풍량, 산소 부화율, PC(미분탄) 취입량을 조정하였다.
Figure pct00001
Figure pct00002
또한, 철계 원료는 모두 소결광으로 하였다. 또한, 소결광의 조성은 T-Fe: 58.5％, FeO: 7.5％, C/S: 1.9, Al 2O 3: 1.7％로 하였다. 또한, 코크스에 대해서는, C: 87.2％, Ash: 12.6％를 사용하는 경우를 상정하였다. 또한, 상기의 「％」는 모두 「질량％」를 나타낸다.
<1-2. 실시예 1-1: 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온 내지 600℃이고, 고농도 수소 함유 가스가 순수소 가스인 케이스>
실시예 1-1에서는, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 이하인 조건으로, 고농도 수소 함유 가스를 순수소 가스로 하여, 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 계산하였다. 결과를 도 2 내지 도 5에 도시한다.
도 2 내지 도 5에 도시된 바와 같이, 취입 온도가 상온 이상 600℃ 이하인 범위에서는, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는, 취입량의 증가에 수반하여 단순하게 증가하는 것이 아니라, 취입량이 어느 정도 증가하면 포화하여 감소로 돌아서는 것을 알았다. 그리고, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 포화하여 감소로 돌아설 때의 취입량은 취입 온도에 따라 약간 다른 것을 알았다. 즉, 취입 온도마다 취입량의 적정 범위가 존재하는 것을 알았다. 그리고 이러한 적정 범위는, 취입 온도가 상온 내지 300℃가 되는 경우에는, 200 내지 500Nm3/t가 되고, 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하가 되는 경우에는, 145Nm3/t 이상이 되었다. 또한, 도 4 및 도 5에 도시된 바와 같이, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는, 취입량의 증가에 수반하여 단순하게 증가하는 것이 아니라, 취입 온도가 600℃에서는, 취입량이 600Nm3/t 정도로 포화하고, 취입 온도가 350℃에서는, 취입량이 300Nm3/t 정도를 피크로 취입량의 증가와 함께 감소로 돌아서는 것을 알았다. 그리고, 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하가 되는 경우에는, 취입량이 145Nm3/t 이상의 적정 범위 내가 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 7％ 이상으로 하는 것이 가능하게 되었다. 또한, 도 2 내지 도 5에 도시된 바와 같이, 동일한 취입량에 대한 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는, 송풍구 앞 온도 Tf에 따라 다르고, 송풍구 앞 온도 Tf가 2000℃가 되는 경우에 가장 커지는 것도 알았다. 이러한 현상이 얻어지는 이유는 상술한 바와 같다.
따라서, 본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에 따라 고농도 수소 함유 가스를 고로 안으로 취입함으로써, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 크게 할 수 있고, 나아가서는 CO2 배출량을 크게 삭감할 수 있다.
<1-3. 실시예 1-2>
실시예 1-2에서는, 고농도 수소 함유 가스에 수소 가스 이외의 가스가 포함되어 있어도 순수소 가스의 경우와 마찬가지의 조업이 가능한 것을 확인하였다. 구체적으로는, 고농도 수소 함유 가스로서 80mol％의 수소 가스 및 20mol％의 질소 가스로 구성되는 80mol％H2-20mol％N2 가스를 상정하였다. 그리고, 취입 온도를 25℃, 송풍구 앞 온도 Tf를 2100℃로 하여 실시예 1과 마찬가지로 고로 조업 시뮬레이션을 행하였다. 결과를 도 11에 도시한다. 도 11은 순수소 가스(100mol％H2 가스)의 계산 결과와 80mol％H2-20mol％N2 가스의 계산 결과를 대비하여 도시한다. 또한, 도 11의 횡축은, 혼합 가스의 유량을 순수소 가스로 환산한 것이고, 즉, 80mol％H2-20mol％N2 가스의 유량에 80mol％를 곱한 값이다. 도 11로부터 명백한 바와 같이, 80mol％H2-20mol％N2 가스에 대해서도, 순수소 가스로 환산한 취입량의 적정 범위는 순수소 가스의 경우와 변함없고, 효과값만 약간 저하되어 있는 것을 알았다. 따라서, 고농도 수소 함유 가스에 수소 가스 이외의 가스가 포함되어 있어도 순수소 가스의 경우와 마찬가지의 조업이 가능한 것을 알았다. 또한, 효과는 약간 떨어지기는 하지만, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC도 크게 할 수 있는 것을 알았다.
<1-4. 실시예 1-3>
실시예 1-3에서는, 고농도 수소 함유 가스로서 상온의 순수소 가스를 사용하여, 몇점의 취입량 각각에 대한 압력 손실의 변화량(베이스 조업에 대한 압력 손실의 변화량)을 구하였다. 그 결과를 도 12에 도시한다. 도 12로부터 명백한 바와 같이, 순수소 가스의 취입량과 압력 손실의 변화량 사이에는 일정 상관이 있는 것을 알았다. 예를 들어, 송풍구 앞 온도 Tf가 낮은 경우, 베이스 조업에 대하여 압력 손실이 커질 가능성이 있는 것을 알았다. 단, 순수소 가스의 취입량이 증가하면 압력 손실이 감소하였다. 보다 구체적으로는, 송풍구 앞 온도 Tf가 2000℃가 되고, 또한 취입량이 100 내지 150Nm3/t가 되었을 경우, 압력 손실이 베이스 조업과 비교하여 10 내지 20kPa 정도 상승하였다. 이는, 상술한 소정 범위 밖의 값이었다. 단, 취입량이 200 이상 Nm3/t까지 상승하면, 압력 손실이 베이스 조업의 값과 동일한 정도 또는 그 이하가 되었다. 이러한 현상이 발생하는 이유는 상술한 바와 같다. 따라서, 취입 온도가 소정값일 때의, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 베이스 조업에 대한 압력 손실의 변화량의 상관인 취입량-압력 손실 변화량 상관을 송풍구 앞 온도 Tf마다 미리 구해 두고, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비량이 저감되고, 또한 압력 손실의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 당해 취입량-탄소 소비 파라미터 상관 및 취입량-압력 손실 변화량 상관에 기초하여 결정함으로써, 압력 손실의 증대를 억제할 수 있어, 안정된 조업을 행하면서 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 크게 할 수 있는 것을 알았다.
그리고, 고농도 수소 함유 가스로서 상온의 순수소 가스를 사용하여, 그 취입량이 200Nm3/t 이상 500Nm3/t 이하인 조건에서는, 도 12에 도시한 바와 같이, 압력 손실의 증대를 억제할 수 있어, 안정된 조업을 행하면서 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 크게 할 수 있는 것을 알았다. 상온 이상 300℃ 이하의 순수소 가스라면, 그 취입량이 200Nm3/t까지 상승하면, 압력 손실이 베이스 조업의 값과 동일한 정도 또는 그 이하가 되는 것을 알았다. 마찬가지로, 300℃ 초과 600℃ 이하의 순수소의 취입량이 145Nm3/t 이상인 경우, 600℃ 초과 900℃ 이하의 순수소의 취입량이 125Nm3/t 이상인 경우, 900℃ 초과 1200℃ 이하의 순수소의 취입량이 110Nm3/t 이상인 경우, 및 1200℃ 초과의 순수소의 취입량이 100Nm3/t 이상인 경우에도, 압력 손실의 증대를 억제할 수 있어, 안정된 조업을 행하면서 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 크게 할 수 있는 것을 알았다.
따라서, 본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에 따라 고농도 수소 함유 가스를 고로 안으로 취입함으로써, 압력 손실의 변화량을 소정 범위 내의 값으로 하면서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 크게 할 수 있는 것을 알았다.
<1-5. 실시예 1-4>
실시예 1-4에서는, 고농도 수소 함유 가스로서 상온의 순수소 가스를 사용하여, 몇점의 취입량 각각에 대한 노정 가스 온도의 변화량(베이스 조업에 대한 노정 가스 온도의 변화량)을 구하였다. 그 결과를 도 13에 도시한다. 도 13으로부터 명백한 바와 같이, 순수소 가스의 취입량과 노정 가스 온도의 변화량 사이에는 일정 상관이 있는 것을 알았다. 예를 들어, 송풍구 앞 온도 Tf가 상승하면, 베이스 조업에 비하여 노정 가스 온도가 저하되었다. 구체적으로는, 송풍구 앞 온도 Tf가 2100℃가 되고, 또한 취입량이 250 내지 300Nm3/t가 되는 경우, 노정 가스 온도의 변화량이 상술한 소정 범위 밖의 값이 되었다. 단, 취입량이 200Nm3/t까지 감소하면, 노정 가스 온도의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되었다. 이러한 현상이 발생하는 이유는 상술한 바와 같다. 따라서, 조업의 효율성 등을 중시하는 경우에는, 순수소 가스의 취입량과 노정 가스 온도의 변화량 사이의 상관을 고려하여, 취입량을 조정하면 된다. 따라서, 취입 온도가 소정값일 때의, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 베이스 조업에 대한 노정 가스 온도의 변화량의 상관인 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관을 송풍구 앞 온도마다 미리 구해 두고, 현 상황의 조업보다도 탄소 소비량이 저감되고, 또한 노정 가스 온도의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 취입량-탄소 소비 파라미터 상관 및 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관에 기초하여 결정함으로써, 조업의 효율성의 저하를 억제할 수 있는 것을 알았다.
<2. 실시예 2: 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과가 되는 경우의 검증>
실시예 2에서는, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과가 되는 경우의 검증을 행하였다.
<2-1. 시뮬레이션에 사용한 모델 및 계산 조건>
고로 조업 시뮬레이션에는, 실시예 1과 마찬가지의 고로 수학 모델을 사용하였다. 계산 조건을 표 3에 나타낸다. 표 3에 나타내는 바와 같이, 계산 조건은 실시예 1과 거의 마찬가지이지만, 코크스비는 실시예 1과 다른 조건으로 하였다. 즉, 실시예 2에서는, 코크스비는 미분탄 취입량이 0ton/h보다 큰 경우에는 300kg/t로 일정하게 하고, 미분탄 취입량이 0ton/h가 되는 경우(즉, 미분탄비가 0이 되는 경우)에는 변동시키는 것으로 하였다. 즉, 미분탄 취입량이 0ton/h가 되는 경우, 코크스비에 따라 노온을 조정하였다.
상술한 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 높이고, 또한 취입량을 많게 한 경우, 미분탄 취입량이 0ton/h가 될 수 있다. 이 경우, 코크스비를 저감시킴으로써, 한층 더 탄소 소비 원단위의 삭감이 가능하게 된다. 또한, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 0 내지 1000Nm3/t로 하였다. 또한, 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도를 600℃ 초과 1400℃ 이하로 하였다. 또한, 고농도 수소 함유 가스를 취입하지 않는 베이스 조업의 제원은 실시예 1과 마찬가지로 하였다. 그 밖의 여러 조건은 실시예 1과 마찬가지로 하였다. 예를 들어, 전체 조업에서 출선비와 용선 온도가 일정해지도록, 송풍량, 산소 부화율, PC(미분탄) 취입량을 조정하였다. 철계 원료는 실시예 1에서 사용한 소결광으로 하였다.
Figure pct00003
<2-2. 실시예 2-1: 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과이고, 고농도 수소 함유 가스가 순수소 가스인 케이스>
실시예 2-1에서는, 고농도 수소 함유 가스를 순수소 가스로 하여, 순수소 가스의 취입량과 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상관을 계산하였다. 결과를 도 6 내지 도 10에 도시한다.
도 6 내지 도 10에 도시된 바와 같이, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 베이스 조업의 0Nm3/t로부터 증가시켜 가면 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 증가하는 것을 알았다. 또한, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량의 증가에 수반하여 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상승 비율(취입량의 단위 상승량에 대한 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC의 상승량)은 감소하기는 하지만, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC는 감소로 돌아서는 일이 없었다. 이는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 이하가 되는 경우와 명백하게 다른 거동이었다.
또한, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 되는 범위는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도마다 달랐다. 구체적으로는, 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 125Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 되었다. 또한, 취입 온도가 900℃ 초과 1200℃ 이하가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 110Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 되었다. 취입 온도가 1200℃ 초과가 되는 경우에는, 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 100Nm3/t 이상인 범위 내의 값이 되는 경우에, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC가 7％ 이상이 되었다.
<2-3. 기타의 시험>
순수소 가스의 취입 온도를 900℃로 하여 실시예 1-3, 1-4와 마찬가지인 시험을 행하였다. 이 결과, 순수소 가스의 취입 온도가 900℃가 되는 경우에도, 순수소 가스의 취입량과 압력 손실의 변화량 또는 노정 가스 온도의 변화량 사이에 일정 상관이 있는 것을 확인할 수 있었다.
따라서, 본 실시 형태에 관한 고로의 조업 방법에 따라 고농도 수소 함유 가스를 고로 안으로 취입함으로써, 노정 가스 온도의 변화량을 소정 범위 내의 값으로 하면서, 탄소 소비 원단위의 삭감 비율 Input ΔC를 크게 할 수 있다.
이상, 첨부 도면을 참조하면서 본 발명의 적합한 실시 형태에 대하여 상세하게 설명했지만, 본 발명은 이러한 예에 한정되지는 않는다. 본 발명이 속하는 기술의 분야에서의 통상의 지식을 가진 자라면, 특허 청구 범위에 기재된 기술적 사상의 범주 내에서, 각종 변경예 또는 수정예에 상도할 수 있는 것은 명확하고, 이들에 대해서도, 당연히 본 발명의 기술적 범위에 속하는 것이라고 이해된다.

Claims (13)

  1. 수소 가스를 80mol％ 이상 함유하는 고농도 수소 함유 가스를,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 상온 이상 300℃ 이하이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 200Nm3/t 이상 500Nm3/t 이하인 조건,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 145Nm3/t 이상인 조건,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 900℃ 이하이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스의 취입량이 125Nm3/t 이상인 조건,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 900℃ 초과 1200℃ 이하이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 110Nm3/t 이상인 조건, 또는
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 1200℃ 초과이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 100Nm3/t 이상인 조건에서,
    송풍구로부터 취입하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  2. 제1항에 있어서,
    상기 취입 온도가 상온 이상 300℃ 이하이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 200Nm3/t 이상 300Nm3/t 이하인 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  3. 제1항에 있어서,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 300℃ 초과 600℃ 이하이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 145Nm3/t 이상 600Nm3/t 이하인 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  4. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
    송풍구 앞 온도를 2050℃ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  5. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
    송풍구 앞 온도를 2050℃ 초과 2150℃ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  6. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서,
    송풍구 앞 온도를 2150℃ 초과 2250℃ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  7. 제1항에 있어서,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과 1400℃ 이하인 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  8. 제1항 또는 제7항에 있어서,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과가 되는 경우, 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 1000Nm3/t 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  9. 제1항, 제7항, 제8항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 600℃ 초과이며, 또한 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량이 400Nm3/t 이상이 되는 경우, 송풍구 앞 온도를 2050℃ 이하로 하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  10. 수소 가스를 80mol％ 이상 함유하는 고농도 수소 함유 가스의 취입 온도가 소정값일 때의, 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 탄소 소비량에 관한 탄소 소비 파라미터의 상관인 취입량-탄소 소비 파라미터 상관을 송풍구 앞 온도마다 미리 구해 두고,
    현 상황의 조업보다도 상기 탄소 소비량이 저감되는 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 상기 취입량-탄소 소비 파라미터 상관에 기초하여 결정하고,
    상기 고농도 수소 함유 가스를 당해 결정된 취입량으로 상기 송풍구로부터 취입하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  11. 제10항에 있어서,
    상기 취입량-탄소 소비 파라미터 상관을 상기 취입 온도마다 구하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  12. 제10항 또는 제11항에 있어서,
    상기 취입 온도가 소정값일 때의, 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 베이스 조업에 대한 압력 손실의 변화량의 상관인 취입량-압력 손실 변화량 상관을 송풍구 앞 온도마다 미리 구해 두고,
    현 상황의 조업보다도 상기 탄소 소비량이 저감되고, 또한 상기 압력 손실의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 상기 취입량-탄소 소비 파라미터 상관 및 상기 취입량-압력 손실 변화량 상관에 기초하여 결정하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
  13. 제10항 내지 제12항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 취입 온도가 소정값일 때의, 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량과 베이스 조업에 대한 노정 가스 온도의 변화량의 상관인 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관을 송풍구 앞 온도마다 미리 구해 두고,
    현 상황의 조업보다도 상기 탄소 소비량이 저감되고, 또한 상기 노정 가스 온도의 변화량이 소정 범위 내의 값이 되는 상기 고농도 수소 함유 가스 중의 수소 가스의 취입량을 상기 취입량-탄소 소비 파라미터 상관 및 상기 취입량-노정 가스 온도 변화량 상관에 기초하여 결정하는 것을 특징으로 하는, 고로의 조업 방법.
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