TW201538737A - 鼓風爐之運作方法 - Google Patents

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Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp
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Abstract

本發明提供一種鼓風爐之運作方法，其可大幅刪減CO2排出量，並且可在商用鼓風爐長期且穩定地製造生鐵。 本發明為一種鼓風爐之運作方法，係從爐頂放入鐵礦與焦炭並從一般鼓風口吹入粉煤，且該運作方法之特徵在於：從前述一般鼓風口，將含有氫及碳化氫之至少任一者之氣體與粉煤一起吹入；且，從鼓風爐之爐頂廢氣去除二氧化碳及水蒸氣後，將爐頂廢氣從爐身部鼓風口吹入爐內。

Description

鼓風爐之運作方法 發明領域
本發明是有關於一種鼓風爐之運作方法。特別是有關於下述各點之鼓風爐之運作方法，前述各點是(1)從一般鼓風口吹入含氫率高之氣體；(2)從一般鼓風口或設在爐中段部之鼓風口吹入爐頂廢氣；(3)從一般鼓風口吹入含氫率高之氣體及爐頂廢氣之際，令鼓風之氧富化率為10%以上且40%以下。
發明背景
在鼓風爐之生鐵製造上以焦炭為代表之碳材為必要，每噸生鐵之碳材使用量(之後稱為「還原材比」)之減低為改善製造成本之主要課題，以往致力不懈地在此課題的努力。
舉例言之，專利文獻1以藉儘量增大習知鼓風爐運作無法使用之粗粒煤之使用量來減低成本為目的。專利文獻1揭示有一種鼓風爐運作方法，該鼓風爐運作方法是在從鼓風口將氧濃度40%以上之氣體以常溫吹入之運作中，將粉煤中+2mm之粗粒煤為5~30%且最大粒度5mm的粉煤 從鼓風口或鼓風口附近吹入爐內。
又，專利文獻2是藉使從鼓風爐爐身部鼓風口吹入之爐頂廢氣與吹入爐床部鼓風口之爐頂廢氣的比調和，使鼓風爐之熱需要量與熱供給量在最適合狀態下一致，而可使焦炭消耗量及放入效率較習知之值改善。
又，專利文獻3揭示有一種鼓風爐運作方法，該鼓風爐運作方法藉從鼓風爐之鼓風口部將燃料氣體與粉煤一起吹入，來確保粉煤之燃燒性，而謀求生產性提高及燃料費(與還原材比同義)減低。
又，專利文獻4以可以穩定之高生產性進行鼓風爐運作為目的，揭示有一種鼓風爐運作方法，該鼓風爐運作方法是從鼓風口吹入氧濃度30%以上且不到100%之鼓風氣體，且從鼓風爐中段之爐身部吹入預熱氣體，藉此，使用大量粉煤。
藉前述各種技術革新，運作效率躍升，每噸生鐵之碳材使用量達到低於500kg之等級。
除了此種鼓風爐運作之還原材比之減低等製造成本改善的課題，近年，廣泛地要求刪減為地球暖化之主因之溫室氣體之一的二氧化碳(CO2)之排出量。在CO2排出量方面，為主要產業之一的鋼鐵業必須回應該社會之要求，在鋼鐵製造中使用大量碳材之鼓風爐運作作更多刪減為當務之急。
日本鋼鐵業界訂立了自主行動目標來處理CO2排出量刪減，更被迫切要求著眼未來之技術開發。
然而，專利文獻1至4皆非以CO2排出量刪減為主要課題，徹底地刪減CO2產生量之功能並不足。
如此，所造成之狀況為只要根據以往之運作形態，即使以熱效率方面來看，也無法找出更大幅減低碳消耗量之餘地。
有鑑於此種狀況，在歐洲以鼓風爐運作之碳消耗量之大幅減低為目標的技術開發在進展中。即，在稱為ULCOS之計畫中，以氧鼓風爐為基礎組合CO2分離回收技術，當從爐頂廢氣分離CO2後，再加熱而從新設於鼓風爐中段之爐體側壁之鼓風口或一般鼓風口再吹入爐內之鼓風爐法在開發中(非專利文獻1)。
於圖1顯示前述ULCOS之鼓風爐法流程。為鼓風爐碳消耗量之刪減效果最高之方法流程。與一般之鼓風爐運作大為不同之特徵為(1)從一般鼓風口之鼓風不使用高溫空氣而吹入常溫之氧及粉煤；(2)將爐頂廢氣之幾乎所有量分離CO2後，進行吹入至鼓風爐之「密閉之氣體循環」；再者，(3)從一般鼓風口吹入前述爐頂廢氣之循環氣體之際亦加熱至高溫。此外，在圖1之鼓風爐法流程中，礦石之間接還原率高達89.7%，相對於一般運作時之每噸生鐵(1tHM)之碳(C)投入量289kg/tHM，達成了28%之碳刪減率。又，從爐頂廢氣之CO2分離以Vacuum Pressure Swing Adsorption(真空變壓吸附)法進行，圖1中之“Vol.”顯示標準狀態之氣體之量。
該等特徵在應用於商用鼓風爐上蘊藏著重大之 風險。即，前述(1)為了將鼓風口前燃燒帶之溫度維持在適當值，需要大量之粉煤吹入。根據ULCOS計畫之報告，粉煤碳比(每噸生鐵之粉煤使用量)達到300kg/tHM，結果，焦炭比有降低至200kg/tHM以下之情形，在僅在大約270kg/tHM以上之焦炭比才具有運作實績之現狀的鼓風爐運作技術中並無法輕易地精密設立穩定之運作狀態。此外，由於鼓風氧為常溫，而無鼓風引起之顯熱投入，故若因運作不順而陷入爐內冷卻時，無法使爐內迅速地發熱，而有難以恢復運作之問題。又，前述(2)之「密閉之氣體循環」操作有使氣相中所含之微量元素(例如硫部份等)在鼓風爐法內循環而濃縮之危險性，而有無法長期維持穩定運作之問題。
如此，ULCOS計畫之目標的鼓風爐法即使可實現短期之試驗運作基礎，仍不易適用於需使生鐵製造穩定且長期持續之商用鼓風爐。
另一方面，有藉使氫擔負鼓風爐運作之碳之作用之一的還原功能而刪減碳使用量之方法。即，運作是將天然氣或焦炭爐氣(以下記載為「COG」。)等含有氫之還原性氣體吹入鼓風爐，與此種運作方法相關之發明有許多，特別揭示有一種方法，該方法是將為了刪減鼓風爐之CO2排出量而從爐頂廢氣分離之CO2與CO之混合氣體重組為甲烷(CH4)再將重組後之氣體吹入鼓風爐的方法(專利文獻5)。
此方法是從爐頂廢氣分離回收CO2(及/或CO)，於此添加H2，轉換處理為CH4後，再吹入鼓風爐，而課題在於 需要新的CH4轉換裝置及僅吹入CH4並無法充分刪減鼓風爐之碳消耗量，稱不上可充分回應開頭所述之CO2排出量刪減之社會上的要求。
先行技術文獻 專利文獻
專利文獻1：日本專利公告公報平5-86444號
專利文獻2：日本專利公告公報昭52-32323號
專利文獻3：日本專利公開公報平5-179323號
專利文獻4：日本專利公開公報昭63-57704號
專利文獻5：日本專利公開公報2011-225969號
非專利文獻
非專利文獻1："Final Evaluation of the Ulcos TGR-BF Pilot Tests Performed at the LKAB Experimental Blast",Pettrsson Mikael,Silkstrom Peter,Eklund Nicklas,Proceedings of 6th ICSTI(2012),p960
發明概要
在既有之運作技術之範圍內，重要的是使鼓風爐之碳消耗量大幅降低。又，課題為提供一種鼓風爐運作方法，該鼓風爐運作方法是萬一引起爐內冷卻問題時亦可迅速地再起動而且無產生微量元素在鼓風爐法內循環、濃縮的危險性，而可穩定地製造生鐵。
本發明之目的是提供可大幅刪減CO2排出量且可在商 用鼓風爐長期且穩定地製造生鐵之鼓風爐之運作方法。
本案發明人發現藉從一般鼓風口吹入含氫率高之含CH4氣體、從設置於爐中段部之鼓風口(以下記載為「爐身部鼓風口」。)吹入去除了氧化物成分及H2O之爐頂廢氣、以及從一般鼓風口吹入含氫率高之含CH4氣體與去除了氧化物成分及H2O之爐頂廢氣之際，使從一般鼓風口吹入之鼓風之氧富化率為10%~40%，可大幅地刪減CO2排出量，且可長期且穩定地進行鼓風爐運作。此外，一般鼓風口是指設於比前述爐身部鼓風口下側之爐下段部而將粉煤等輔助燃料與熱風一起吹入鼓風爐內之鼓風口。
本發明是依據此見解，為了解決上述課題而發明，其要旨如下。
(1)一種鼓風爐之運作方法，係從爐頂放入鐵礦與焦炭並從一般鼓風口吹入粉煤，於該運作方法中，係從一般鼓風口，將含有氫及碳化氫之至少任一者之氣體與粉煤一起吹入；且，將已從鼓風爐之爐頂廢氣去除了二氧化碳及水蒸氣而得之氣體，從爐身部鼓風口吹入爐內。
(2)如(1)之鼓風爐之運作方法，其更將已從鼓風爐之爐頂廢氣去除了二氧化碳及水蒸氣而得之氣體，從一般鼓風口吹入爐內。
(3)如(1)或(2)之鼓風爐之運作方法，其中從一般鼓風口吹入之氣體係進行富氧化成氧富化率在10%以上且在下述算式所示之Y%以下。
Y=0.079×CH4+32
(式中之CH4表示從一般鼓風口吹入之氣體中之甲烷之體積%。)
(4)如(1)至(3)中任一項之鼓風爐之運作方法，其中含有氫及碳化氫之至少任一者之氣體的吹入量為30Nm3/tHM以上。
(5)如(1)至(4)中任一項之鼓風爐之運作方法，其中從爐身部鼓風口吹入之爐頂廢氣，係以溫度600℃以上且1000℃以下並且以400Nm3/tHM以下之吹入量從前述爐身部鼓風口吹入。
(6)如(1)至(5)中任一項之鼓風爐之運作方法，其中從爐身部鼓風口吹入之爐頂廢氣之吹入量為100Nm3/tHM以上。
(7)如(1)至(6)中任一項之鼓風爐之運作方法，其中含有從一般鼓風口吹入之氫及碳化氫之至少任一者之氣體，含有甲烷。
(8)如(7)之鼓風爐之運作方法，其中含有甲烷之氣體包含焦炭爐氣及天然氣之至少1種。
可提供可大幅刪減CO2排出量且可在商用鼓風爐長期且穩定地製造生鐵之鼓風爐之運作方法。
圖1是顯示ULCOS之鼓風爐製程流程之圖。
圖2是顯示從一般鼓風口吹入之氣體(COG及天然氣)之基本單位(Nm3/tHM)與碳消耗基本單位(kg/tHM)之關係的 圖。
圖3是顯示(要件A+要件B)製程之概要之圖。
圖4是顯示在(要件A+要件B)製程中，令從一般鼓風口吹入之COG之基本單位為95(Nm3/tHM)，而伴隨循環氣體從爐身部鼓風口之吹入而來的碳消耗基本單位(kg/tHM)之變化之圖。
圖5是顯示在對正進行無要件B之標準運作之鼓風爐，從一般鼓風口追加吹入粉煤、COG或天然氣之任一者時之碳消耗基本單位(kg/tHM)，及在(要件A+要件B)製程中，從一般鼓風口追加吹入粉煤、COG或天然氣之任一者時之碳消耗基本單位(kg/tHM)的圖。
圖6是顯示(要件A+要件B+要件C)製程之概要的圖。
圖7是顯示在(要件A+要件B+要件C)製程中，令從一般鼓風口吹入之COG之基本單位為95(Nm3/tHM)時之鼓風爐之運作指標間的關係之圖。圖7(A)是顯示氧富化率與碳消耗基本單位(kg/tHM)之關係。圖7(B)是顯示氧富化率與焦炭比(kg/tHM)之關係，及氧富化率(%)與從一般鼓風口之循環氣體的吹入量(Nm3/tHM)之關係。圖7(C)是顯示氧富化率與爐頂廢氣之循環氣體比(%)的關係。
圖8是顯示在(要件A+要件B+要件C)製程中，令從一般鼓風口吹入之天然氣之基本單位為95(Nm3/tHM)時之鼓風爐之運作指標間的關係之圖。圖8(A)是顯示氧富化率與碳消耗基本單位(kg/tHM)之關係。圖8(B)是顯示氧富化率與焦炭比(kg/tHM)之關係，及氧富化率(%)與從一般鼓風口之循 環氣體之吹入量(Nm3/tHM)的關係。圖8(C)是顯示氧富化率與爐頂廢氣之循環氣體比(%)之關係。
圖9是顯示在(要件A+要件B)製程中變更從一般鼓風口吹入之COG量，並且要件C製程為從一般鼓風口將爐頂廢氣在不加熱下吹入且增加了從一般鼓風口之鼓風之氧富化率時，前述COG量與碳消耗基本單位之關係的圖表。
圖10是顯示在(要件A+要件B)製程中變更從一般鼓風口吹入之天然氣量，並且要件C製程為從一般鼓風口將爐頂廢氣在不加熱下吹入且增加了從一般鼓風口之鼓風之氧富化率時，前述天然氣量與碳消耗基本單位之關係的圖表。
用以實施發明之形態
要刪減生鐵製程之CO2排出量，必須使在鼓風爐中生鐵製造所需之碳投入量減少。如前述，鼓風爐之碳之主要作用為供鐵礦(以下作為包含將鐵礦經結塊處理之燒結礦或球結礦等之鐵源原料的總稱來使用)之還原與熔解用的熱量供給，在本發明中，藉從碳之還原材將還原之一部份替換成氫，而謀求碳消耗量之刪減。
然而，在僅以爐頂之原料放入與從一般鼓風口之鼓風操作自發形成之爐內溫度場下使鐵礦之還原、熔解進行的鼓風爐運作中，僅單純地從一般鼓風口吹入含氫率高之氣體，並不易維持穩定之生鐵製造，更難以實現徹底之碳消耗量的刪減。
是故，本案發明人著眼於藉將下述要素技術附加 於既有之鼓風爐運作技術，而謀求克服問題。即，著眼於以下之要件(A)~(C)。
(A)從一般鼓風口吹入含有氫及碳化氫之至少任一者之氣體。
在礦石之氣體還原速度上，H2氣體優於CO氣體。儘可能將含有CH4等含較多氫之碳化氫及氫中之至少任一者的氣體吹入鼓風爐內。
(B)加熱去除了CO2等氧化物成分及水蒸氣(H2O)之爐頂廢氣，將之從爐身部鼓風口吹入。
製造從爐頂廢氣去除了前述氧化物成分及水蒸氣而具有還原力之氣體的比率高之爐頂排氣，並再利用爐頂廢氣。將前述爐頂廢氣加熱至適當溫度，再從爐身部鼓風口吹入至鼓風爐內(以下稱為「爐頂廢氣循環」)，藉此，可使爐內還原氣體之利用率提高。
(C)從一般鼓風口將爐頂廢氣在不加熱下吹入，且增加從一般鼓風口之鼓風之氧富化率。
從一般鼓風口吹入爐頂廢氣之際，重要的是將因在鼓風口前燃燒帶之燃燒而產生之氣體之理論上的溫度(以下僅記載為「鼓風口前溫度」)維持在適當範圍。因此，宜不加熱爐頂廢氣，且使從一般鼓風口吹入之鼓風之氧富化率為10%以上且40%以下。結果，可將鼓風口前溫度維持在適當範圍，並且使爐內氣體中之還原氣體成分增加。而且不再需要使用以調整鼓風口前溫度之粉煤吹入量增加，而可避免焦炭比之極端降低。
此外，氧富化率(%)之值X表示從一般送鼓風富化之氧濃度量。舉例言之，從一般鼓風(空氣(氧濃度約21%)富化之氧濃度量以以下之算式表示。
X(%)=(0.21×Vb/60+Vo/60)/(Vb+Vo/60)×100-21
Vo：氧流量(Nm3/h)
Vb：包括爐頂廢氣之流量之從一般鼓風口的總鼓風量(Nm3/min)
在此，出鐵比直接依對鼓風爐之吹入氧量(稱為「鼓風氧量」。)決定，以出鐵比一定之條件使氧富化率上升時，由於令鼓風氧量為一定，故一般是進行降低鼓風量之調整。
再者，氧富化率之上限值以吹管腐蝕之有無限制，亦因吹入之氣體組成而變化。
即，達到因溫度上升而吹管腐蝕之氧富化率的上限(Y%)因吹入之氣體組成而異，其大約與CH4對氣體中為冷卻媒介之氣體組成的含有率成比例，本案發明人確認了其關係係利用以下之算式表示。
Y=0.079×CH4+32
惟，Y：氧富化率(%)之上限；算式中之CH4：吹入之氣體含有之甲烷的體積%
此外，當氧富化率過多時，不僅有產生吹管腐蝕之虞的可能性，而且風徑區內之燃燒焦點過度地移動至壁側，而導致對爐心之傳熱不足或壁側之熱損失的增大，且放入物之效果亦不穩定。
藉應用以上之要件，可達到本發明之目的。
實施例
接著，就本發明之實施例作說明，本發明不限於此。
依據鼓風爐數值分析技術，實施了鼓風爐運作模擬，檢討本發明之效果。前述模擬使用了例如K.Takatani,T.Inada,and Y.Ujisawa：ISIJ International,39,(1999),p15等所示之所謂「鼓風爐數學模型」。
第1實施例
在第1實施例中，首先，就上述要件A「從一般鼓風口吹入含有氫及碳化氫至少任一者之氣體」詳細地調查。
表1為從一般鼓風口吹入粉煤之鼓風爐(爐內容積5300m3)之運作時的標準各種因素值。此視為吹入含氫率高之含CH4氣體的運作。由於當使CH4升溫至800℃以上時，會熱分解，生成氫氣，該氫氣具有作為還原劑之功能，故可獲得刪減碳使用量之效果。
由於前述含CH4氣體不僅含有氫，且以CH4等碳化氫之狀態含有許多氫，故可擔負還原材功能。此時，宜含有CH4濃度25%以上。這是因下述理由之故，前述理由是當CH4濃度不到25%時，即使增加氧富化率，以在鼓風口前燃燒帶之燃燒調整鼓風口前溫度之功能仍降低，以要件(B)及(C)提高爐內還原氣體之利用率之效果不足。
前述含CH4氣體可採用含氫率高之COG、含CH4高之天然氣、城鎮氣體燃料或頁岩氣、將該等以任意比例 混合之合成氣體等含有CH4的既有氣體。COG之組成依廢氣處理或焦炭爐運作條件而變化，依各煉鐵廠而異，其組成範圍大約為CH4：25~38%、H2：47~59%之範圍。
而為了使鐵礦還原、熔解，鼓風爐內保持在高溫之還原性氣體環境，在此，若吹入前述COG或天然氣等含CH4氣體，碳化氫量熱分解而產生煤塵，填埋焦碳塊等碳源及燒結礦塊等填充粒子間之空隙，故有使爐內之透氣性惡化之危險。是故，宜吹入至鼓風爐內唯一形成有氧化性氣體環境之一般鼓風口前之燃燒區域。即，宜將COG或天然氣等含CH4氣體從一般鼓風口與熱風或粉煤一起吹入。
COG或天然氣之組成因原料煤炭、或原產地而稍微不同，在運作模擬，使用了表2-1及表2-2所示之值的含有率作為各自之代表值。又，為了達到表1所示之出鐵量、熔鐵溫度，運作各種因素之預測計算以粉煤比為一定且調整焦炭比與鼓風量之方法進行。又，關於在運作設計上經驗上視為重要之鼓風口前溫度，亦藉調整氧富化率來保持一 定為前提。
於圖2顯示在表2-1及表2-2之條件下以鼓風爐運作模擬所得之從一般鼓風口吹入的氣體(COG及天然氣)之基本單位(Nm3/tHM)與碳消耗基本單位(kg/tHM)之關係。在此，碳消耗基本單位(kg/tHM)為碳消耗量之基本單位，是指藉由粉煤、COG、或天然氣投入之碳在每噸生鐵的量，是與伴隨生鐵製造之CO2排出量直接有關聯的量。根據該圖2，可知隨著增加COG之基本單位或天然氣之基本單位，碳消耗量減少。此是因COG或天然氣所含之許多氫有助於鐵礦之還原而抑制了碳的所需量之故。
在第1實施例中，進一步，就於前述要件A附加上述要件B「將去除了氧化物成分及水蒸氣之爐頂廢氣加熱而從爐身部鼓風口吹入」之鼓風爐之運作，詳細地調查。
於圖3顯示(要件A+要件B)製程之概要。
從鼓風爐爐頂排出之爐頂廢氣之主要成分為CO、CO2、 H2、N2及H2O(水蒸氣)，水蒸氣在既有之廢氣淨化處理之過程冷卻而予以去除。另一方面，CO2殘留於爐頂廢氣中，將此去除，爐頂廢氣對礦石之還原力便可大幅回復。由於已開發從氣體分離回收CO2之技術，故亦可藉將既有之分離回收CO2之技術導入鼓風爐法系統，實施前述(要件A+要件B)製程。
除了去除了氧化物成分及H2O之爐頂廢氣，亦可從爐身部鼓風口吹入含氫率高之高溫氣體。
由於COG易在煉鐵廠內供應，故宜使用COG。惟，由於當將CH4吹入爐身部鼓風口時，煤析出而阻礙鐵礦之還原，故宜吹入業經重組CH4之含有量等之COG。業經重組之COG之組成為例如H2：68%、CH4：5%、C2H4：1%、CO：17%、N2：2%、H2O：7%。為了確保從爐身部鼓風口吹入之爐頂廢氣之還原能力，該氣體之溫度宜為750℃以上。再者，為了提高具有還原能力之成分之比率，宜將業經重組之COG除濕後吹入。
為了調查(要件A+要件B)製程之效果，在從一般鼓風口吹入粉煤同時進行COG或天然氣吹入之條件下，進行了預測從爐身部鼓風口吹入去除了CO2、H2O後之爐頂廢氣之效果的模擬。在此，雖為去除了CO2、H2O後之爐頂廢氣吹入鼓風爐內之位置，但氣體還原可活躍地進行之場所才有效。因而為對應於在表1所示之一般運作時所計算之爐內溫度1100℃的位置。由於既有鼓風爐在此種場所並無吹入口，故新設爐身部鼓風口。
前述模擬以表3之條件進行爐頂廢氣循環。表3中，「循環氣體」是指用於模擬之爐頂廢氣循環之循環氣體。運作時之各種因素之預測值為與表1同樣之標準的各種因素值。
圖4是以以表3之條件進行爐頂廢氣循環之前述運作模擬而得的圖表，顯示將從一般鼓風口吹入之COG之基本單位固定在95(kg/tHM)時之伴隨從爐身部鼓風口之循環氣體的吹入量之增加而來的碳消耗基本單位(kg/tHM)之變化。
從圖4可知，可藉增加從爐身部鼓風口之循環氣體之吹入量，而刪減碳消耗費基本單位(kg/tHM)。即，由於藉由循環氣體再投入爐內之碳量並非從鼓風爐系統外投入之碳，故依據本發明之爐頂廢氣循環可提高還原氣體之利用效率，而刪減碳消耗基本單位(kg/tHM)。
然而，循環氣體之鼓風爐碳投入量之刪減效果當從爐身部鼓風口之循環氣體之吹入量增加過多時，便出現飽和傾向。可理解為此是因即使增加必要以上之爐內還原性氣體，亦無法追隨鐵礦之還原反應速度。另一方面，在爐內物流面，過多之爐內之還原性氣體亦提高引起爐內填 充層之流動化或壓力損失增加所致之漏氣現象的危險。因而，在本發明之適用條件中，為了使刪減鼓風爐碳投入量之效果確實且阻礙穩定作業，宜使循環氣體之吹入量之下限為100Nm3/tHM、循環氣體量之上限為400Nm3/tHM。
再者，圖4亦顯示調查了從軸部鼓風口吹入之循環氣體往爐內之吹入溫度的影響之結果。根據圖4，從爐身部鼓風口吹入之循環氣體之溫度越高，碳消耗基本單位(kg/tHM)之刪減效果便越高。此除了有助於再利用還原性氣體之效果，也有助於藉由循環氣體之顯熱，鼓風爐之投入熱量增加之效果。然而，應注意之點為當循環氣體之溫度低於大約600℃時，便幾乎無碳消耗基本單位(kg/tHM)之刪減效果。此現象之原因為當使吹入溫度過度降低時，除了使鼓風爐內之溫度分佈明顯降低，亦使還原反應之進行鈍化之不良影響顯著。
因而，在進行爐頂廢氣循環時，循環氣體從爐身部鼓風口往鼓風爐內吹入之際的溫度宜至少為600℃以上，又，關於上限溫度，宜抑制在使爐內之鐵礦熔融而無妨礙氣體還原之進行之危險的1000℃以下。
為了進一步調查(要件A+要件B)製程之效果，而調查了在(要件A+要件B)製程中從一般鼓風口分別僅吹入粉煤、吹入COG及粉煤、吹入天然氣及粉煤時之碳消耗基本單位(kg/tHM)之變化。
首先，對以表1所示之各種因素進行標準運作之鼓風爐，為了使從一般鼓風口投入之還原性物質量(碳C及氫H2之總 和值)大致一定，而以表4所示之條件，進行從一般鼓風口分別吹入COG、天然氣及粉煤之運作。比較以400Nm3/tHM、800℃之條件進行從爐身部鼓風口之爐頂廢氣循環時之碳消耗基本單位(kg/tHM)的減低量。此時，為了使鼓風口前溫度為一定，而調整了從一般鼓風口將前述COG、天然氣及粉煤吹入鼓風爐內之鼓風的氧富化率。
於圖5顯示上述運作之結果。圖5顯示對進行無要件B之標準運作之鼓風爐從一般鼓風口追加吹入粉煤、COG或天然氣之任一者時之碳消耗基本單位(kg/tHM)、及在(要件A+要件B)製程中對進行標準運作之鼓風爐從一般鼓風口追加吹入粉煤、COG、或天然氣之任一者時之碳消耗基本單位(kg/tHM)。在圖5，藉組合從一般鼓風口吹入含氫率高之COG、天然氣的運作與前述爐頂廢氣循環而明確地有減低碳消耗基本單位(kg/tHM)之效果。此效果為根據在鐵礦之還原中H2氣體反應速度比CO氣體大之特性的效果，顯示了利用此種特性之要件B在要件A下呈現特殊之效果。
如此，本發明之爐頂廢氣循環在(要件A+要件B) 下發揮特殊之效果。即，在從一般鼓風口吹入含氫率高之COG、天然氣之運作中，從爐身部鼓風口之爐頂廢氣循環對碳消耗基本單位(kg/tHM)之刪減特別有效。
第2實施例
接著，就於上述(要件A+要件B)進一步附加要件C「將爐頂廢氣從一般鼓風口在不加熱下吹入且增加鼓風之氧富化率」之鼓風爐的運作作了檢討。
於圖6顯示(要件A+要件B+要件C)製程之概要。本發明之要件C可在(要件A+要件B)下更促進碳消耗單位(kg/tHM)之減低。藉組合要件C，可將鼓風爐之鼓風口前燃燒區域之燃燒條件維持在適當範圍，且可將焦炭比精密設立在可以以往之運作技術運作的等級。
如前述，氧富化率之上限值以吹管腐蝕之有無限制，亦因吹入之氣體組成而變化。
在含有37%的CH4之COG之鼓風口吹入之本實施例的情況中，當氧富化率為35%時，吹管外部之溫度過度上升，導致吹管腐蝕。另一方面，在含有約100%的CH4之天然氣之鼓風口吹入之後述第3實施例的情況中，當氧富化率為40%時，產生吹管腐蝕。
如此，達到因溫度上升而引起之吹管腐蝕的氧富化率之上限(Y%)因吹入之氣體組成而異，其大約與CH4對氣體中為冷卻媒介之氣體組成的含有率成比例，其關係以以下之算式表示。
Y=0.079×CH4+32
惟，Y：氧富化率(%)之上限；CH4：吹入之氣體含有之CH4的體積%
以表5所示之條件進行從一般鼓風口之含COG氣體的吹入運作，在鼓風口前溫度一定之條件下，調查了與氧富化率(10%~35%)相關之碳消耗基本單位(kg/tHM)的變化。此外，爐身部鼓風口設於鼓風爐中段部，令從爐身部鼓風口之循環氣體吹入量為200Nm3/tHM及400Nm3/tHM，並令從爐身部鼓風口之循環氣體吹入溫度為800℃。又，在本實施例中，粉煤從一般鼓風口之吹入量設定為與表1所示之值相同。
圖7是顯示在表5之條件下之(要件A+要件B+要件C)製程中將從一般鼓風口吹入之COG之基本單位設定為95(Nm3/tHM)時之鼓風爐之運作指標間的關係。圖7(A)為氧富化率(%)與碳消耗基本單位(kg/tHM)之關係。由於隨著使 氧富化率增加，爐內氣體中之N2(氮)氣之比率減少，另一方面，H2、CO之濃度則增加，故為本發明要件B之爐頂廢氣循環操作之效果增大。圖7(B)顯示氧富化率(%)與焦炭比(kg/tHM)之關係、及氧富化率(%)與從一般鼓風口之循環氣體之吹入量(Nm3/tHM)的關係。藉從一般鼓風口以常溫吹入適量循環氣體之一部份，可在不增加粉煤比下維持鼓風口前溫度，且使焦炭比精密設立在現狀之可穩定運作範圍270kg/tHM以上，並可將鼓風爐之碳消耗基本單位(kg/tHM)刪減至大約380kg/tHM左右。此對照表1之一般運作時，對應於約9%之刪減。
圖7(C)為氧富化率(%)與爐頂廢氣之循環氣體比(%)之關係。爐頂廢氣之循環氣體比(%)是指從一般鼓風口及爐身鼓風口之還原氣體吹入量對總爐頂廢氣量之質量比(%)。隨著氧富化率之增加，增加從一般鼓風口之還原氣體吹入量，並將鼓風口前燃燒溫度維持在一定(2155℃)。
在此，本發明非受限於鼓風爐運作之焦炭比等級。
通常，在鼓風運作中，為擔保爐底部之發熱量，將鼓風條件調整為使鼓風口前燃燒溫度在約2155℃一定為一般。當以鼓風口前燃燒溫度降低之條件運作時，長期引起爐熱、熔鐵溫度之降低，而引發出鐵不良、溫度驟降等重大之運作問題。在從鼓風口吹入COG或天然氣之運作中，伴隨主要成分CH4之分解而來的吸熱反應與冷風之往鼓風爐內之吹入而導入的氣體顯熱降低，鼓風口前燃燒溫度降低。
為補償此，導入之氣體之氧富化為有效。再者，由於前述爐頂廢氣之主成分為CO與H2，故前述爐頂廢氣之循環氣體在鼓風口前不燃燒且不以冷風吹入，故導入之氣體顯熱降低，鼓風口前燃燒溫度降低。此時，亦按循環氣體之吹入量，使氧富化率上升，而可謀求熱補償。當提高氧富化率時，由於令出鐵比為一定，故使鼓風量減少，將爐內投入氧量調整為一定。結果，隨著使氧富化率增加，爐內氣體中之N2減少，相對地，CO、H2等還原氣體濃度提高。此使要件B之爐頂廢氣循環操作之效果增大。
第3實施例
圖8是顯示在(要件A+要件B+要件C)製程中令從一般鼓風口吹入之天然氣之基本單位為95(kg/tHM)時之鼓風爐之運作指標間的關係。在此，於表6顯示圖8之前述(要件A+要件B+要件C)製程之運作條件，除了吹入氣體從COG換成天然氣、從爐身鼓風口之循環氣體吹入量為400Nm3/tHM、吹入溫度為800℃以外，其餘與表5之檢討條件相同。
圖8(A)為氧富化率與碳消耗基本單位(kg/tHM)之關係。圖8(B)顯示氧富化率與焦炭比(kg/tHM)之關係、及氧富化率(%)與從一般鼓風口之循環氣體之吹入量(Nm3/tHM)之關係。圖8(C)為氧富化率與爐頂廢氣之循環氣體比(%)之關係。
此時，鼓風爐需以250kg/tHM以下之焦炭比等級進行運作，藉將氧富化率提高至40%，可使鼓風爐之碳消耗基本單位刪減至大約350kg/tHM左右。此對照表1之一般運作時，相當於約15%之刪減。
第4實施例
在第4實施例中，調查了在(要件A+要件B)製程中使從一般鼓風口吹入之COG或天然氣量變化、再者要件C製程為將爐頂廢氣從一般鼓風口在不加熱下吹入且增加從一般鼓風口之鼓風之氧富化率時的效果。
圖9顯示一例，該例是為了實現穩定之運作狀態，對以表1附有*之各種因素將焦炭比調整為煉鐵溫度不低於1520℃之鼓風爐，使在(要件A+要件B)製程中從一般鼓風口吹入之COG量變化。
如圖9所示，前述要件B為使從爐身部鼓風口之爐頂廢氣循環之吹入量為400Nm3/tHM時，若從一般鼓風口吹入之COG量不到30Nm3/tHM，則未見碳消耗基本單位有大幅之改善。此是因從一般鼓風口吹入之COG量過少，而無法充分發揮H2循環之增大效果。另一方面，當使從一般鼓風口之COG之吹入量為30Nm3/tHM以上時，隨著使前述COG之 吹入量增加，碳消耗基本單位大幅改善。
前述要件C為使從一般鼓風口吹入之氣體之氧富化率增加至35%，同時使從一般鼓風口吹入之爐頂廢氣之量為225Nm3/tHM時，若從一般鼓風口吹入之COG量不到30Nm3/tHM，則與要件B同樣地，碳消耗基本單位未見大幅之改善。此是因吹入量過少，而無法充分發揮H2循環之增大效果。另一方面，若從一般鼓風口吹入之COG量為30Nm3/tHM以上時，隨著使前述吹入之COG量增加，可使碳消耗基本單位比(要件A+要件B)大幅改善。此外，任一要件皆為當使吹入量越增加，碳消耗基本單位便可越降低。
圖10顯示一例，該例是為了實現穩定之運作狀態，對以表1附有*之各種因素將焦炭比調整為煉鐵溫度不低於1520℃之鼓風爐，在(要件A+要件B)製程中，使天然氣從一般鼓風口之吹入量變化。
與從一般鼓風口吹入COG時同樣地，前述要件B為使從爐身部鼓風口之爐頂廢氣循環之吹入量為400Nm3/tHM時，若從一般鼓風口吹入之天然氣之量不到30Nm3/tHM，則碳消耗基本單位未見大幅改善。然而，前述要件C為使從一般鼓風口吹入之氣體之氧富化率增加至40%，同時使從一般鼓風口吹入之爐頂廢氣之量為175Nm3/tHM時，當使從一般鼓風口吹入之天然氣之量為30Nm3/tHM以上時，隨著使吹入量增加，大幅改善了碳消耗基本單位。此外，雖然天然氣之使用量並無限制，但由於導致成本上升，故宜在可獲得預定效果之範圍設定天然氣使用量。
如以上所述，今後，若運作技術提高，可穩定運作之最低焦炭比等級更降低時，藉更積極地應用本發明(提高氧富化率)，可大幅刪減鼓風爐之碳消耗量。此外，就本發明之較佳實施形態作了說明，本發明不限於此例。只要為具有本發明所屬之技術領域之一般知識者，可清楚明白在記載於申請專利範圍之技術性思想之範疇內，可相當於各種變更例或修正例，可了解該等當然亦屬於本發明之技術性範圍。
產業上之可利用性
根據本發明，可提供刪減CO2排出量且在商用鼓風爐可長期且穩定地製造生鐵之鼓風爐之運作方法。

Claims (8)

  1. 一種鼓風爐之運作方法，係從爐頂放入鐵礦與焦炭並從一般鼓風口吹入粉煤，且該運作方法之特徵在於；從前述一般鼓風口，將含有氫及碳化氫之至少任一者之氣體與前述粉煤一起吹入；且將已從鼓風爐之爐頂廢氣去除了二氧化碳及水蒸氣而得之氣體，從爐身部鼓風口吹入爐內。
  2. 如請求項1之鼓風爐之運作方法，其更將已從鼓風爐之爐頂廢氣去除了二氧化碳及水蒸氣而得之氣體，從一般鼓風口吹入爐內。
  3. 如請求項1或2之鼓風爐之運作方法，其中前述從一般鼓風口吹入之氣體係進行氧富化成氧富化率在10%以上且在下述算式所示之Y%以下，Y=0.079×CH4+32(算式中之CH4表示從一般鼓風口吹入之氣體中之甲烷的體積%)。
  4. 如請求項1至3中任一項之鼓風爐之運作方法，其中前述含有氫及碳化氫之至少任一者之氣體的吹入量為30Nm3/tHM以上。
  5. 如請求項1至4中任一項之鼓風爐之運作方法，其中前述從爐身部鼓風口吹入之爐頂廢氣，係以溫度600℃以上且1000℃以下並且以400Nm3/tHM以下之吹入量從前述爐身部鼓風口吹入。
  6. 如請求項1至5中任一項之鼓風爐之運作方法，其中前述從爐身部鼓風口吹入之爐頂廢氣之吹入量為100Nm3/tHM以上。
  7. 如請求項1至6中任一項之鼓風爐之運作方法，其中前述從一般鼓風口吹入之含有氫及碳化氫之至少任一者之氣體，含有甲烷。
  8. 如請求項7之鼓風爐之運作方法，其中前述含有甲烷之氣體包含焦炭爐氣及天然氣之至少1種。
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