TW202409298A

TW202409298A - 氣體還原高爐及其操作方法

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Publication number: TW202409298A
Application number: TW112112284A
Authority: TW
Inventors: 関口毅
Original assignee: 関口毅
Priority date: 2022-03-31
Filing date: 2023-03-30
Publication date: 2024-03-01
Also published as: JP7445842B2; JPWO2023190840A1; WO2023190840A1

Abstract

本發明揭示一種除了從爐頂進料之焦炭或從風口吹送之燃料之外，還從風口向爐內吹送被預熱至800℃以上的還原氣體的高爐的操作方法，係包含：將前述豎爐的生產效率控制為滿足不等式(Pd×MR)/Vsh≦12，並以不含朝向比前述豎爐的前述中間部更上方吹送的氣體的量會成為滿足不等式3.9≧K1≧3.1、算式(Cf+Cg-Ci)+(Hf+Hg)/2=K1×(1-Xm)(相對於生鐵中每一莫耳鐵的算式)的量之方式，來吹送前述還原氣體。Vsh：前述豎爐的有效爐容積(m³)；Pd：每日的生鐵生產量(tp/day)；MR：從爐頂進料之原料比(t/tp)；K1：決定燃料比時的常數；Cf：將前述從爐頂進料之焦炭及前述從風口吹送之燃料加起來的[C]量(mol-C/mol-Fe)；Hf：將前述從爐頂進料之焦炭及前述從風口吹送之燃料加起來的[H]量(mol-H/mol-Fe)；Cg：前述還原氣體中的CO氣體量(mol-C/mol-Fe)；Hg：前述還原氣體中的[H]量(mol-H/mol-Fe)；Ci：前述生鐵中的[C]量(mol-C/mol-Fe)；Xm：從爐頂進料之原料中金屬鐵(mol-Fe)相對於所有鐵成分(mol-Fe)的比率。

Description

氣體還原高爐及其操作方法

本發明係關於削減高爐中的焦炭比或還原材比的方法，並且關於削減從高爐所排放的CO₂的方法。

高爐法係從爐頂投入焦炭及鐵礦石，並且從流道部(runner)的鼓風機風口(流道風口)吹送熱風(1000℃以上的高溫空氣)以及作為還原材的燃料(微粉煤等)。與此同時，微粉煤及或焦炭的燃燒，不僅會產生巨大的熱量，還會產生CO及/或H₂等的還原氣體。如上方式產生的高溫的還原氣體會在爐內上升的同時，使漸漸下降的鐵礦石升溫並還原。

鐵礦石的還原反應有三種型態(一氧化碳氣體還原、氫氣還原、直接還原)。其中，直接還原係直接消耗焦炭中的碳的反應(FeO+C=Fe+CO)，是大量的吸熱反應。此外，因為燃燒、氣體還原而產生的CO₂、H₂O也會在高溫下引起消耗焦炭中的碳的溶損反應(CO₂+C=2CO)、水煤氣反應(H₂O+C=CO+H₂)，但這些也是大量的吸熱反應。(以下，不區分溶損反應或水煤氣反應時稱為「焦炭氣化反應」)

一氧化碳氣體還原、氫氣還原、直接還原的比率在一般高爐大致為6：1：3。有助於氫氣還原的氫氣係使帶入爐內水分或燃料中的氫成分因燃燒而產生的水蒸氣(H₂O)藉由水煤氣反應而氫氣化者，而有助於一氧化碳氣體還原的一氧化碳亦使來自直接還原的副產氣體或燃料中的碳成分因燃燒而產生的二氧化碳藉由溶損反應而一氧化碳化者。亦即，傳統高爐法的還原反應大多依靠焦炭消耗。

在高爐製造的生鐵當中含有碳，該碳幾乎源自焦炭，且傳統高爐法的焦炭消耗量的15%至20%係擔負作為滲碳材的作用。

[先前技術文獻]

[專利文獻]

專利文獻1：日本特願平7-90034「高爐中的微粉煤大量吹送操作方法」

專利文獻2：日本專利第5722867號公報「使高爐氣體再循環的方法及相關裝置」

專利文獻3：日本特願2016-168281「氧高爐的操作方法」

[非專利文獻]

非專利文獻1：「基於小型試驗高爐的氧高爐法的檢討」鐵與鋼，第77卷(1991年)12號

非專利文獻2：「煉鋼技術100年-從技術導入到先進技術的展開、至次世代技術」鐵與鋼，第100卷(2014年)1號，p.2-30

非專利文獻3：「無氮還原氛圍對高爐軟融層透氣性的影響」鐵與鋼，第104卷(2018)第9號

非專利文獻4：「環境調和型製程技術的開發/氫還原等製程技術的開發」NEDO環境部2020年度成果報告會資料

非專利文獻5：「Environmental Vision 2050」JFE集團環境經營願景2050說明會資料P14至23〈URL：https：//www.jfe-holdings.co.jp/investor/zaimu/g-data/jfe/2020-environmental-management-vision210525-01.pdf〉

非專利文獻6：重見彰利著「煉鐵手冊」、地人書館(1979年)

非專利文獻7：「鋼鐵手冊(第4版)」(2002年)

非專利文獻8：「鋼鐵手冊(第5版)」(2014年)

非專利文獻9：「基於豎爐爐式還原爐與穹頂式熔化爐之組合的煉鐵法的開發」鐵與鋼，第73卷(1987年)15號

非專利文獻10：「對高爐的微粉煤吹送技術的現狀」鐵與鋼，第78卷(1992年)7號

非專利文獻11：「對高爐的微粉煤吹送的吹送部的構造及燃燒特性」鐵與鋼，第82卷(1996年)12號

非專利文獻12：「經由模型實驗之軟融帶形成行為的研究」鐵與鋼，第68卷(1982年)15號

非專利文獻13：「關於未燃燒微粉煤之高爐內行為的基礎檢討」鐵與鋼，第77卷(1991年)1號

非專利文獻14：「對於高爐之礦石、焦炭大量混合進料技術的開發」鐵與鋼，第92卷(2006年)12號

傳統高爐由於相當程度依靠所謂的直接還原，其係使微粉煤或焦炭型態的碳與鐵礦石接觸而直接使其還原，因此勢必會消耗大量的碳。雖然持續在努力降低每單位生鐵的碳消耗量，但這樣的努力必然有其限度。以下所揭示的技術之目的在於徹底檢討爐內的反應並實現低碳消耗的高爐操作。

除了從爐頂進料之焦炭或從風口吹送之燃料、或是此兩者之外，還從風口向爐內吹送被預熱至800℃以上的還原氣體的高爐的操作方法，係包含：將豎爐的生產效率((Pd×MR)/Vsh)控制為滿足不等式(Pd×MR)/Vsh≦12；其中，Vsh：前述豎爐的有效爐容積(m³)；Pd：每日的生鐵生產量(tp/day)；MR：從爐頂進料之原料比(t/tp)；並以不含朝向比前述豎爐的中間部更上方吹送的氣體的量會成為滿足不等式3.9≧K1≧3.1之量的方式吹送前述還原氣體；其中，相對於生鐵中每一莫耳鐵，滿足算式：(Cf+Cg-Ci)+(Hf+Hg)/2=K1×(1-Xm)；K1：決定燃料比時的常數；Cf：將從爐頂進料之焦炭及從風口吹送之燃料加起來的[C]量(mol-C/mol-Fe)；Hf：將前述從爐頂進料之焦炭及前述從風口吹送之燃料加起來的[H]量(mol-H/mol-Fe)；Cg：前述還原氣體中的CO氣體量(mol-C/mol-Fe)；Hg：前述還原氣體中的[H]量(mol-H/mol-Fe)；Ci：前述生鐵中的[C]量(mol-C/mol-Fe)；Xm：從爐頂進料之原料中的金屬鐵(mol-Fe)相對於所有鐵成分(mol-Fe)的比率。

以上的手段與傳統高爐不同，可將爐下部的作用限定為礦石、爐渣的熔化，並可將豎爐的作用限定為礦石的還原(氣體還原100%)。因此，能夠藉由爐從風口吹送之燃料及送氧量，來適當保持爐下部所需的熱量(也就是生鐵溫度)，同時根據豎爐狀況(氣體還原率或爐頂溫度、豎爐效率)使預熱還原氣體量自如地增減(也就是與爐下部熱平衡獨立)，因此使得高爐操作容易，亦使爐況穩定。

並且，由於是將爐下部所需的熱限定為礦石或爐渣熔化所需的熱量，因此在爐下部產生的氣體量也可降低至傳統高爐的一半左右，因此連同複數段風口效果，即使低焦炭比，也可確保與傳統高爐相當的爐內透氣性。

根據本發明，可確保高爐的透氣性，同時將生鐵製造的焦炭比降低至100kg/tp以下。

1:爐體

2:風口

2a:第一段風口

2b:第二段風口

2c:第三段風口

2d:預備還原風口

2e:原料預熱風口

3:風徑區

3a:氣體

3b:氣體

3c:氣體

4a:氣體

4b:氣體

4c:氣流

5:液流

6:爐芯

7:生鐵水

8:塊狀帶

8a:礦石層

8b:焦炭層

8c:焦炭

9:軟融帶

9a:軟融層

9b:焦炭開縫

10:滴落帶

11:爐下部

12:豎爐

13:爐腹(爐中心)

14:鐘形部(爐腹)

15:爐床部

21:除濕器

21a:氣體洗淨冷卻器

22:CO₂分離裝置

23:熱風爐

24:加熱器

25:CO₂回收設備

26:發電設備

27:氫、氧製造設備

28:氣體煙囪

31:氣體壓縮機

CA1,CA2,CA3,CA4,CA6,CA8,CA9,CA10,CA11:成分計

FI4,FI5,FI6,FI7,FI8,FI9,FI10,FI11,FI12,FI13,FI14,FI15:流量計

PI7,PI8,PI11:壓力

Qm1:原料熱

Qm2:熱

Qm3:消耗熱

Qmt:鐵渣熱

Tg’:RW溫度

Ti:鐵渣溫度

Ti’:鐵渣溫度

TI3,TI5,TI7,TI8,TI11,TI13,TI14:溫度計

WI6:質量流量計

圖1係顯示傳統高爐的爐內圖。

圖2係顯示本實施型態的高爐的爐內圖。

圖3係顯示在本實施型態的高爐當中，三段風口時的爐內溫度分布。

圖4係顯示本實施型態的高爐當中的控制品的配置。

圖5係顯示傳統高爐例的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖6係顯示實施例1的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖7係顯示實施例1-2的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖8係顯示實施例2的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖9係顯示實施例3的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖10係顯示實施例4的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖11係顯示實施例5的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖12係顯示實施例6、7的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖13係顯示實施例8的流程圖，圖面中一併記載了主要的基本單位。

圖14係顯示爐下部的熱輸入．熱輸出。

圖15係顯示爐下部的熱平衡(傳統高爐)。

圖16係顯示出爐下部的熱平衡比較(傳統高爐與本發明)。

圖17係顯示爐下部的熱量線圖(本發明)。

圖18係顯示爐下部的必要/消耗能量vs.軟融帶通過氣體量的比較(傳統高爐與本發明)。

圖19係顯示本發明的爐下部氣體基本單位及礦石溫度變化。

圖20係顯示傳統高爐例的Rist模式圖。

圖21係顯示實施例1的Rist模式圖。

圖22係顯示傳統高爐例的熱線圖。

圖23係顯示實施例1的熱線圖。也一併記載了實施例1-2的熱線圖(氣體)。

參照檢附圖式來說明以下幾個例示性的實施型態。圖面並不一定以正確的比例尺來顯示，因此要特別注意彼此的尺寸關係並不限於圖式所示者。

以下的說明及檢附的申請專利範圍中，各用語的使用含意係與本發明所屬技術領域中具有通常知識者所周知的定義一致，但要注意有幾個用語分別是以下的意思。所謂「爐下部」係比軟融帶下方的區域。將高爐的爐體當中沿徑向鼓出的部位稱為「爐腹」，「豎爐」的意思係爐體當中前述爐腹的上方，且比爐頂下方的部分，但所謂豎爐的「中間部」係除了在高度方向當中豎爐的中央之外，也特別定義用來作為代表從中央往上往下包含豎爐之高度的六分之一的區域的用語。所謂豎爐的「有效爐容積(m³)」意指例如豎爐下端與爐頂部的原料位準，也就是到存放線的高度之間的爐內容積。所謂「部分燃燒」意指不會達到完全燃燒的燃燒。所謂「一次燃燒」意指從C+0.5．O₂=CO的反應，以及自焦炭、從風口吹送之燃料生成CO、H₂、H₂S的部分燃燒，並將因一次燃燒而產生的熱稱為「一次燃燒熱」。所謂「二次燃燒」意指CO+0.5．O₂=CO₂、H₂+0.5．O₂=H₂O的反應，並將CO₂或H₂O稱為「二次燃燒氣體」。所謂「燃料比」係製造1噸生鐵所需的焦炭以及從風口吹送之燃料的總重量(kg/tp)，近來亦常見被稱為還原材比。燃料比只要沒有特別說明，並不包含在爐頂氣體循環等從風口吹送的還原氣體(CO、H₂)，而是包含烴燃料(CiHjOk；將灰分(Ash)除外的成分表示)。

氧高爐法的研究當中，過去以來一直嘗試利用爐頂氣體來降低焦炭比、燃料比，也知道因為利用爐頂氣體(還原氣體)會連帶使直接還原率降低。然而，關於還原氣體利用，從經濟方面的觀點來看，係以爐頂氣體為主體而實施研究，發現要從風口前端的燃燒溫度或爐下部的熱平衡來降低焦炭比、燃料比有其限度(約200kg)。亦會考量到：例如即使製程上焦炭比減少了，仍不可避免因受軟融帶的透氣路徑變得不足以致爐內的透氣明顯受到妨礙等在操作上的問題而並不實際。以下所揭示的操作方法係反向考量本發明所屬技術領域中具有通常知識者長久以來根深柢固之技術偏見而思及者。

以下所揭示的高爐的操作方法一言以蔽之，係將足夠量的還原氣體吹送高爐，藉此欲在軟融帶上方實質地完成鐵礦石的還原反應的操作方法。如上述的條件係藉由使吹送的還原氣體量相對於所生產的每一莫耳生鐵會相當於

(Cf+Cg-Ci)+(Hf+Hg)/2=1.5/ηg...(1)而達成。

其中，

Cf：將從爐頂進料之焦炭及從風口吹送之燃料加起來的[C]量(mol-C/mol-Fe)

Hf：將從爐頂進料之焦炭及從風口吹送之燃料加起來的[H]量(mol-H/mol-Fe)

Cg：預熱還原氣體中的CO氣體量(mol-C/mol-Fe)

Hg：預熱還原氣體中的[H]量(mol-H/mol-Fe)

Ci：生鐵中的[C]量(mol-C/mol-Fe)

ηg：氣體利用率(%)或爐頂氣體的二次燃燒率(%)。

在此所舉出的各個記號及以下段落中的記號Xm、K1代表相對於生鐵中每一莫耳鐵(Fe)的以下莫耳數。

然而，有時會從爐頂進料有如還原鐵、鐵廢料(scrap)等還原狀態的鐵，因此上述算式會被修正為：

(Cf+Cg-Ci)+(Hf+Hg)/2=1.5/ηg×(1-Xm)...(2)

其中，

Xm：從爐頂進料之原料中金屬鐵(mol-Fe)相對於所有鐵成分(mol-Fe)的比率

將右邊的1.5/ηg替換為參數K1，且從如表4至表7所示的各種實施例求出適當的K1的範圍的結果為：

(Cf+Cg-Ci)+(Hf+Hg)/2=K1×(1-Xm)...(3)

3.9≧K1≧3.1...(4)

其中，

K1：決定燃料比時的常數。

以下更進一步詳細說明本發明。

作為地球暖化的對策，減少高爐法當中的從爐頂進料之焦炭(以下記載為焦炭)或從風口吹送之燃料的微粉煤或重油、天然氣等的化石燃料成了最重要的課題。已知是藉由對爐頂氣體進行除濕處理(去除氣體中的水蒸氣)或去碳酸處理(去除氣體中的二氧化碳)之後而再次吹送高爐的爐頂氣體循環法可降低製造1噸生鐵所需的還原材的基本單位的還原材比(=焦炭比+從風口吹送之燃料比)(專利文獻2、3)。而關於微粉煤等的從風口吹送之燃料，以再生能源燃料(生物燃料等)或碳回收燃料(使用環保燃料從CO₂轉換的烴燃料)替代燃料，藉此還具有有效削減CO₂排放量的可能性。

然而，關於焦炭，因為1)爐內的透氣性確保(爐柵的作用)，以及2)作為滲碳材的作用，而考量為不可避免使用冶金用焦炭(由限定的煤製造)，而焦炭比(每一噸生鐵的焦炭基本單位)的削減正是高爐法當中CO₂削減的關鍵。

焦炭與從風口吹送之燃料相比較，成本相對更高，因此有史以來始終以低焦炭比操作為目標。在利用熱風的傳統高爐中的焦炭比例一般約為350(300至370)kg/tp(tp：意指生鐵公噸。以下亦同)，或即使是世界整體的操作記錄，下限也約為250kg/tp。

就氧高爐法的特徵，一方面藉由氧的利用從而提高了微粉煤的燃燒效率，另一方面從風口吹送純氧使其與熾熱焦炭直接燃燒，因而會有使風口前端溫度(風徑區(raceway)內的最高溫度點)變得異常高溫的課題。作為因應的對策，為了抑制風口前端溫度的異常高溫化，已提案有吹送水蒸氣(H₂O)或包含H₂O及CO₂等的爐頂氣體的方法或是吹送鐵礦石的方法(專利文獻3)，但可推想爐下部會因受這些的吸熱反應而冷卻，因此必須吹送大量的微粉煤，而且焦炭比的下限值仍為200至250kg/tp(此時的微粉煤比=300kg/tp、還原材比=500kg/tp)。

在歐洲所開發的ULCOS-NBF法係將氧高爐法及爐頂氣體循環法合併在一起的高爐法。與其他爐頂氣體循環法相同，其為吹送爐內的還原氣體限定為源自還原材(焦炭及從風口吹送之燃料)的爐頂氣體，爐頂氣體的一部分會以剩餘氣體被排放至系統外的準閉式循環法(半閉式循環法)。投入碳量(將焦炭及從風口吹送之燃料加起來的還原材中的碳量)僅較傳統高爐法約削減24%(非專利文獻2)。

作為地球暖化的對策，在日本開發中的兩個最新高爐法(非專利文獻4、5)當中，即使利用CCUS(Carbon Capture,Usage and Storage，碳捕集、再利用及封存)，CO₂削減量仍僅比傳統高爐法削減30%左右，若除去CCUS效果，則為削減10%左右，焦炭比在傳統高爐的操作範圍內，約300至350kg/tp。

如以上，為了削減焦炭比、削減CO₂，過去以來也開發了改善傳統高爐法的操作，或取代傳統高爐法的氧高爐法或爐頂循環法，但至今仍未有可將焦炭比降低至200kg/tp以下(熱物質平衡上或Rist模式上之)之具合理性的製程提案，此為高爐法的最大課題。

降低焦炭比的操作上的課題為爐內的氣體透氣性。如圖1所示，高爐具備爐體1及風口2，作為原料的礦石及焦炭係交替地被進料至爐內，形成由礦石層8a及焦炭層8b堆疊成層狀的塊狀帶8。熱風及燃料係從風口2被吹送而形成風徑區(以下也稱為RW)3，並且以與焦炭一起反應同時產生之源自RW的氣體3a在爐下部11上升。隨著原料在豎爐12內下降，溫度持續上升，進行礦石還原，來到1100℃附近時，礦石開始軟化，來到1200℃附近時，礦石更進一步軟化並開始熔融，最終在1400至1500℃熔融而形成在滴落帶10及爐芯6滴落的液流5，並以爐渣及生鐵水7來到爐床部15(參照圖2)的底部。軟化或熔融的礦石的集合體，也就是軟融層9a的透氣性會比礦石層8a變差，但夾在軟融層與軟融層之間的焦炭(焦炭開縫9b)會發揮爐柵的作用，形成源自RW的氣體3a的流路，藉此維持軟融帶9(軟融層9a與焦炭開縫9b的集合體)的透氣性。而且，中心進料焦炭8c被積極地進料至爐中心，因此可確保爐中心的氣流4c，並且可使軟融帶形狀維持為倒V字形。

低焦炭比操作當中，由於礦石/焦炭比(O/C比)增加，軟融層在軟融帶所佔的厚度比率增加，焦炭開縫的厚度比率減少，因此軟融帶的透氣性降低便是一大課題。

本發明之課題可藉由以下手段來解決。

於有效確保了原料在豎爐的停留時間(反應時間)的設備當中，除了從爐頂進料之焦炭或從風口吹送之燃料、或是此兩者以外，還將被預熱至800℃以上的還原氣體，以相對於生鐵中的每一莫耳鐵(Fe)滿足算式(3)、算式(4)之量的還原氣體(CO、H₂)，吹送至比豎爐下部更下方的爐內，俾使軟融帶正上方的礦石還原率接近100%。

此外，上述計算的預熱還原氣體並不含要吹送比豎爐的中間部更上方的預熱還原氣體。並且，在豎爐的所需的停留時間，用所謂豎爐生產效率Psh(t原料/day．m³；每單位豎爐容積的原料處理量)的指標整理時，必須滿足下述算式。

Psh=(Pd×MR)/Vsh≦12(t原料/day．m³)...(5)

Vsh=豎爐的有效爐容積(m³)

Pd：每日的生鐵生產量(tp/day)

MR：從爐頂進料之原料比(t/tp)

即使停留時間、還原氣體量足夠，由於礦石的還原性、豎爐內的氣體透氣狀況等，實際的氣體還原率有時仍會產生變化。因此，為了管理氣體還原率，調整還原氣體量俾使生鐵中每一噸鐵(Fe)的在爐頂氣體中的CO₂與H₂O的總氣體量Vpc(Nm³/t-Fe)在下述算式的範圍(K值的範圍)。

Vpc=K2×Gy/1.5+Xf×22.4+Xo...(6)

610≧K2≧560...(7)

K2：由直接還原率或生鐵中的鐵比率決定的常數

Gy：相對於進料礦石及進料金屬鐵的鐵成分(mol-Fe)的氧(mol-O)的比率(mol-O/mol-Fe)

Xf：每一噸生鐵的進料原料中所含的CaCO₃、MgCO₃的總莫耳比(kmol/tp)

Xo：在比豎爐的從上方起的2/3高度(從下方起的1/3高度)更上方所供應至爐內的二次燃燒氣體(CO₂、H₂O)的氣體量(Nm³/tp)

上述還原氣體係可使對高爐爐頂氣體經除塵、脫H₂O、脫CO₂處理後再循環，亦可不使其再循環而是從系統外導入氫或一氧化碳等。本發明中特徵在於：由於爐下部的燃料比低，並且為了防止氮氣(N₂)因為循環而濃縮，除了爐頂氣體以外，也會積極利用來自系統外的還原氣體(包含由可燃性燃料製造的還原氣體)。

這些還原氣體(以下亦稱為從風口吹送之氣體)被預熱至1200至1350℃的高溫，並且從風口被吹送爐內，但由於吹送溫度高，因此在將從風口吹送之氣體預熱的加熱器的高溫區域，使甲烷等的可燃性燃料部分燃燒(CH₄+0.5O₂=CO+H₂)，或是對爐頂氣體的一部分(CO₂或H₂O)進行氣體改質(CH₄+CO₂=2CO+2H₂、CH₄+H₂O=CO+3H₂)，藉此亦可實現還原氣體的還原度提升、增量。

藉由以上的方法，可使氣體還原率接近100%，爐下部的所需能源量會降低，但同時地為了更進一步削減焦炭比、燃料比，重點為：抑制爐下部的反應熱(焦炭氣化反應)、甲烷等的冷卻燃料的投入，並降低爐下部的氣體產生量。作為該指標，將爐下部的一次燃燒熱量(來自焦炭及從風口吹送之燃料的CO、H₂生成熱)及從風口吹送之氣體顯熱的總熱量(也就是被供應至爐下部的總熱量)設為每一噸生鐵2.4GJ/tp以下(2.2GJ/tp以下為佳)致為重要，以下列舉出具體的手段。

在爐體高度方向配置兩段以上的風口群，且從(至少)最下段的風口吹送以氧氣(O₂)及二次燃燒氣體(CO₂、H-O)的總量計為200Nm³/tp以下的含氧氣體，而從比豎爐下部更下方的風口吹送500×(1-Xm)^1.3Nm³/tp以上的還原氣體(CO及H₂的總量)，並且以包含前述還原氣體及從風口吹送之燃料中的氫成分的CO及H₂的合計為800×(1-Xm)^1.3Nm³/tp以上的方式吹送。其中，Xm：從爐頂進料之原料中金屬鐵(mol-Fe)相對於所有鐵成分(mol-Fe)的比率。

作為從風口吹送之燃料，是將「滿足下述算式的所有型態(氣體、液體、固體)的烴燃料(CiHjOk；去除灰分(Ash)的成分表示)」或「構成生鐵、爐渣的金屬單體(Si、Ca、Al、Mg、Fe、Si、Mn、C)或其合金鐵構成的燃料」以單體或混合兩種類以上，並與氧氣一起來使用。

j/i≦2.3、...(8)

(16×k)/(12×i+j+16×k)≦10%...(9)

從高爐風口一起吹送可燃性燃料(從風口吹送之燃料)及預熱還原氣體(從風口吹送之氣體)時，將每一噸生鐵依下述算式所算出的莫耳量(Vo₂-1)(O₂-kmol/tp)以上(Vo₂+0.2)(O₂-kmol/tp)以下之範圍的量的氧作為純氧(或90%以上純度的氧)來供應。

Vo₂=0.5×(C1+C2-C3-C4+S1+S2-O1-O2)+S3+1.5×S4...(10)

C1：從風口吹送之燃料中的C成分量(C-kmol/tp)

C2：焦炭中的碳莫耳量(C-kmol/tp)

C3：生鐵中的碳莫耳量(C-kmol/tp)

C4：生鐵中的鐵以外的金屬還原所需的碳莫耳量(C-kmol/tp)

O1：從風口吹送之燃料中的O成分量(O-kmol/tp)

O2：預熱還原氣體中的CO₂及H₂O的莫耳量(kmol/tp)

S1：未與從風口吹送之燃料中的氧氣結合的Mg成分(Mg-kmol/tp)

S2：未與從風口吹送之燃料中的氧氣結合的Ca成分(Ca-kmol/tp)

S3：未與從風口吹送之燃料中的氧氣結合的Si成分(Si-kmol/tp)

S4：未與從風口吹送之燃料中的氧氣結合的Al成分(Al-kmol/tp)

此外，將氧氣的量相對於依算式(10)所算出的莫耳量Vo₂(O₂-kmol/tp)設為-1(O₂-kmol/tp)至+0.2(O₂-kmol/tp)的範圍的量，這是為了根據氣體還原率或滲碳狀況來調整Vo₂。設為-1(O₂-kmol/tp)以上係因為假定氣體還原率為100%到92%，而設為+0.2(O₂-kmol/tp)以下係為了防止氧含量過剩以致對於生鐵的滲碳惡化。

以下，說明本發明之實施型態。

如先前技術所述，在一般的高爐當中，焦炭的消耗大約30%與直接還原反應有關，大約40%與H₂O或CO₂的反應有關。因此，要減少焦炭消耗重點在於：(1)增加氣體還原反應(減少直接還原反應)；(2)不對爐內的900至1000℃以上的高溫區域從外部混入H₂O或CO₂；以及(3)使被供應至爐下部並且在爐下部產生的熱量、氣體量相對於來自爐下部(軟融帶下方)的外部熱輸出(生鐵熱、爐渣熱、熱損耗)必須足夠。在此，設為900至1000℃以上係因為其為與碳(C)的焦炭氣化反應實質上大約從900℃開始到1000℃以上會特別活潑的溫度。

順帶一提，關於氣體還原或直接還原與燃料的關係，高爐操作中可靠性最高的平衡線圖之一的Rist操作線圖容易判別。將後述實施例所記載的傳統高爐(例)與本發明實施例1的Rist操作線圖分別顯示於圖20及圖21。此外，操作線圖上，從風口吹送之氣體中的CO及H₂係作為從風口吹送之燃料算入在Y軸(O+H₂)。

傳統高爐(例)的直接還原率(Yd)為30%，若要使其成為0%，只要將W點(FeO開始還原的點)固定，就會形成圖20中一點鏈線所示的操作線。操作線的斜率顯示出每一莫耳[Fe]的[C+H₂]莫耳，因此不利用還原氣體的傳統高爐(例)係與燃料比成比例的指標。因此，比起現狀(Yd=30%)，必須大幅增加燃料比(焦炭或PCI)，從經濟性或燃料比削減的觀點來看是反效果，降低直接還原率本身並無法達到傳統操作的目標。

以氧高爐為基礎的爐頂氣體循環法係不僅以燃料比還以爐頂氣體(還原氣體)來補正操作線的傾斜，藉此以增加操作線的自由度。若是相同的燃料比，操作線會依爐頂氣體吹送的量而上升，使直接還原率(Yd)降低。然而，由於開發目標為降低燃料比，且由於燃料比會隨著爐頂氣體吹送增加而削減(Yd上升)，因此如爐頂氣體循環量也會因著燃料比的削減而減少(Yd上升)，其最佳點會相應變動。

從燃料比削減或氧燃燒下的風口保護、爐頂溫度、經濟性等的觀點來看，最佳操作線已經過各式各樣的研究，但至今(包含習知方法)仍沒有以Yd=0%為目標或手段的研究實際報告(文獻)。

本發明之操作線(圖21)係通過Yd=0%，而成為使W點或豎爐效率設為固定時的「最大斜率(燃料比+還原氣體比)」。本發明之燃料比(參照表4至表7)遠比過去任何方式還大幅地低，因此所謂「最大斜率」在相同種的燃料當中，還原氣體比(從風口吹送之氣體的基本單位)會比其他任何方式還大。

該傾向也在顯示出本發明之許多的實施例的表4至表7中的從風口吹送之氣體(V13)得到確認，在沒有金屬鐵進料的實施例1至8當中，從風口吹送之氣體量除了實施例7以外都在700Nm³/tp以上。實施例7之所以少至564Nm³/tp，是因為使用包含大量H₂的乙烯(C₂H₄)作為燃料，且模擬地將H₂吹送爐下部。因此，將從風口吹送之燃料中的H₂成分視為還原氣體，並以「V13+從風口吹送之燃料[H₂]」換算時，會形成890Nm³/tp的還原氣體，是傳統高爐(例)的8倍以上。此外，所有的實施例1至8，包含金屬鐵投入例(金屬投入率Xm)在內，換算值均為800×(1-Xm)^1.3Nm³/tp以上。

本發明係對每1Nm³的爐頂氣體，添加與下述算式相符的燃料(外部燃料)及氧氣並加熱至高溫。藉此可對殘存在氣體中的CO₂及H₂O進行氣體改質(轉換成CO或H₂)，並藉由外部燃料的一次燃燒(部分氧化)使從風口吹送之氣體量(CO、H₂)任意地增加而不受爐頂氣體量的限制。

[O₂](kmol/Nm³)=FRh/2×([C]-[CO₂]-[H₂O]-FRh×[0])...(11)

FRh(kg/Nm³)：對1Nm³爐頂氣體所添加的燃料比

[CO₂](kmol/Nm³)：爐頂氣體中的CO₂成分

[H₂O](kmol/Nm³)：爐頂氣體中的H₂O成分

[C](kmol/kg)：燃料中的C成分

[O](kmol/kg)：燃料中的O成分

此外，使用氫或一氧化碳作為外部燃料時，根據算式(11)是完全不需要氧氣。另外，也可使全部的爐頂氣體都是以氫為主的外部燃料。

本發明的一大特徵在於：無論爐頂氣體量或成分如何(也包括不使用爐頂氣體的情況)，皆可隨時以所需的量向爐內供應優質的還原氣體，因此在平衡論上可極大地(最大100%)提高在豎爐的氣體還原率。

關於使氣體還原率接近100%的從風口吹送之氣體(還原氣體)的量，如後述實施例等所示反覆進行案例研究的結果發現適當者為：不論還原氣體的CO/H₂比率或燃料的種類，「對於生鐵中每一莫耳鐵(Fe)，除了從爐頂進料之焦炭或從風口吹送之燃料、或是此兩者以外，還將下述算式所示量的還原氣體(CO、H₂)以800℃以上的溫度吹送至比豎爐下部更下方」。

此外，吹送至比豎爐的中間部更上方的預熱還原氣體不包含於滿足算式(3)、算式(4)的預熱還原氣體，這是因為在比豎爐的中間部更上方的爐內會進行預熱或FeO的還原，且超過了Rist模型上的W點(氣體還原的速率控制點)的區域。設為800℃以上，這是因為雖然W點(FeO開始還原的點)溫度係由氣體與礦石在逆流下的熱平衡中所決定，但由於當氧高爐(高熱流比化)或氫還原(吸熱反應)比率提高時，W點會向低溫側移動，因此800℃的氣體溫度依吹送的部位亦有效果。

又，為了使上述算式成立，當然必須確保所需的原料停留時間(反應時間)。豎爐生產效率Psh(t原料/day．m³；單位豎爐容積的原料處理量)至少必須滿足算式(5)。

Psh

12是本案發明人根據一般直接還原設備的生產效率所導出的指標值，在其倒數乘上原料堆積密度即是豎爐停留時間。傳統高爐的Psh為6至8(t原料/day．m³)左右，與直接還原設備相比，生產效率(停留時間)本身沒有問題。在本發明中，焦炭比遠比傳統高爐小，單位生鐵生產量的豎爐生產效率大幅降低(即礦石停留時間或還原時間拉長)，因此若將本發明適用於傳統高爐，還有增產空間的傳統高爐的豎爐生產效率為6至8(t原料/day．m³)左右，生產效率(停留時間)本身沒有問題。在本發明中，焦炭比遠比傳統高爐小，相同爐容積中的礦石停留時間(即還原時間)也大幅拉長，因此將本發明適用於傳統高爐時會有增產的空間。

就從燃料製造從風口吹送之氣體的方法而言，例如來自甲烷的合成氣體製造技術、對H₂O進行氣體改質的蒸氣重整法、對CO₂進行氣體改質的乾式重整法、甲烷的部分氧化法(一次燃燒)也被實用化。這些當中有使用觸媒在600至900℃下使其反應的方法(觸媒部分氧化)、以及以1200至1300℃以上利用無觸媒方式使其反應的方法(熱部分氧化)。本發明係最後以高溫對風口吹送還原氣體，因此對於使其在高溫下反應，有熱效率及設備上的優點，從觸媒成本或維護的觀點來看，以無觸媒為佳。無論何種情況都會有因甲烷引起的煤產生的課題，但採用如高爐熱風爐般的蓄熱爐(利用燃燒廢氣的蓄熱工程與氣體預熱工程的交替循環)，藉此便容易藉由燃燒廢氣中的氧化氣體(CO₂、H₂O、O₂)去除煤。

關於將燃料吹送氣體中的時間點，燃料為CO或H₂時沒有程序上的限制，但燃料為烴氣體或液體燃料或固體燃料時，為了抑制煤的產生，同時促進一次燃燒或氣體改質，還原氣體會被加熱至600℃以上後再吹送。再者，無觸媒的情況，從燃燒效率(防止煤產生)的觀點來看，以1000至1200℃以上吹送為佳。然而，為了提高預熱效果，能夠利用燃燒廢氣來進行煤清除，因而必須在充分接近加熱器出口前吹送燃料。

就加熱器的形式而言，為了將還原氣體預熱至1000℃以上，如以高爐熱風爐為代表，以氣體接觸面係由耐火物所構成的蓄熱式加熱器(蓄熱爐)為佳。將熱風式高爐轉換利用於氧高爐時，由於不需要熱風爐，因此在氣體處理量或處理溫度上，容易將該熱風爐轉用在還原氣體用加熱器也是對傳統高爐法進行程序上的改善的優點。

本發明之加熱器的燃料係與傳統熱風爐一樣，利用高爐爐頂氣體為佳。即使是純氧高爐，由於爐頂氣體含有(源自原燃料或設施的)N₂，若將爐頂氣體循環利用時會使其濃縮，因此需要積極抽出至循環系統外的結構。雖然也有與過去一樣以剩餘氣體的形式送到系統外設備的方法，但會含有CO而必須進行CO₂的分散處理，因此使用在屬於高爐附帶設備的加熱器的氣體加熱用燃料是最合適者。作為加熱用燃料來使用時，只要在靠近例如CO₂分離設備之前分離，並且在氧過剩率1(完全燃燒)附近氧燃燒之後對廢氣進行除濕，就算不經由CO₂分離器，也可使CO₂濃度接近100%，且可減少CO₂分離設備的能力負擔及運轉負擔。

順帶一提，天然氣等的燃料係不使其轉換成還原氣體，而是作為從風口吹送之燃料直接將燃料吹送爐內的方法較為常見。然而，要降低焦炭比時，吹送燃料中的氫成分的處理便成了課題。例如甲烷會因為完全燃燒而產生35.8MJ/Nm³的熱量，但是會產生H₂O，並因為水煤氣氣化反應(H₂O+C=CO+H₂)而消耗風徑區周邊的焦炭。若降低氧含量並停留在一次燃燒(CH₄+0.5×O₂=CO+2H₂)，則發熱量會降低至1.6MJ/Nm³，且燃燒溫度只有400℃左右。亦即，甲烷與氧氣的一次燃燒所產生的還原氣體(CO、H₂)相對於2000℃以上的風徑區溫度形成強力的冷卻氣體，會使焦炭比及從風口吹送之燃料比(微粉煤等)惡化(增加)。作為對策而預熱甲烷時，600℃以上時會因為裂解現象(CH₄→C+2H₂)產生煤並造成問題。

不僅甲烷，低一次燃燒熱(生成CO、H₂時的發熱量)的燃料(氣體或液體)亦包括同樣的問題，而不適合CO₂削減時代(減碳趨勢)的從風口吹送之燃料。常溫氫在對於風徑區溫度會作為強力的冷卻氣體而發揮作用之觀點上亦相同。為了將這些燃料作為CO₂削減時代的高爐燃料，如前所述的燃料添加方法最為有效，由於可藉由加熱器補足(可追加加熱)這些燃料的熱性課題，因此爐下部的熱平衡相當優異。

氣體改質技術是習知技術，利用熱風爐加熱還原氣體也不是新的理念。然而，本發明之特徵在於：明確整合爐頂氣體及系統外燃料、氣體加熱用燃料的作用，且將用以實現氣體還原100%的高品質並且充足量的還原氣體作為從風口吹送之氣體以進行供應的系統。

依據以上內容，更闡明確保使爐內的氣體還原率接近100%所需的氣體量及氣體品質的手段及方案。

以下，說明比軟融帶更下方的高溫區域當中的燃料及焦炭的燃燒方法。

傳統的風口燃料吹送係吹送接近完全燃燒的氧氣，使源自二次燃燒的CO₂或H₂O積極地與風徑區周圍的焦炭反應並產生還原氣體，專利文獻1當中，建議在170kg/tp以下的微粉煤吹送時，過剩氧率為1以上。在此，定義：(過剩氧率)=(從風口所吹送的空氣、純氧、微粉煤中的氧含量)/(將微粉煤中的碳、氫燃燒至CO₂、H₂O所需的氧含量)。

取代熱風而利用純氧時，也必須注意燃燒溫度容易因為無N₂而異常高溫化。在與傳統高爐同樣的氧過剩率的情形下，風口前端的異常火焰溫度是不可避免，例如一直以來檢討過如「為了降低因為氧氣燃燒而異常高溫化的風口前端溫度，從風口同時吹送H₂O或CO₂、鐵礦石」的對策(專利文獻3)。然而，策略上原本就應避免吹送H₂O或CO₂，以避免引起焦炭氣化反應(吸熱反應)，並連帶導致焦炭消耗增加或爐下部的熱消耗變大。

本發明的策略細節容後敘述，但其特徵在於：將在風徑區的燃料燃燒抑制在一次燃燒(=降低過剩氧化率)，藉此在純氧操作中亦可大幅抑制燃燒溫度。再者，將在風徑區未使之燃燒的1200至1250℃的從風口吹送之氣體(CO或H₂的還原氣體)與從風口吹送之燃料一起吹送適當的量，藉此可提高微粉煤或碳燃料的點火性，並適當地管理其最大燃燒溫度。

已知只要降低過剩氧率，微粉煤的燃燒效率就會降低，但是若提高氧氣濃度(氧氣分壓)，則燃燒效率會大幅上升(非專利文獻1、非專利文獻9)。再者，風徑區空間當中的微粉煤的氧氣燃燒，化學反應或紊流擴散(非氣體邊界膜擴散)成為受控速率，也有可能因為微粉煤與氧氣的攪拌強化而達到100%的一次燃燒(非專利文獻11)。亦即，在氧氣燃燒下，亦可充分使在風徑區空間的微粉煤的一次燃燒的燃燒效率設成與傳統高爐(熱風)同等(50%至70%)以上。

相對地，傳統高爐亦如上述，即使微粉煤在風徑區內的燃燒效率遠遠不及100%，在操作上亦無實質障礙。亦即，所謂「在風徑區內的微粉煤燃燒效率<100%」係指未燃炭(Unburnt Char)或CO₂、H₂O流出至風徑區外，但未燃炭與CO₂或H₂O的氣化反應速度會比焦炭快(非專利文獻13)，且與滴落金屬中的熔存碳的反應速度更快數倍(非專利文獻6、7)，因此這些(未燃炭或熔存碳)的存在，可有效地抑制焦炭消耗。

爐腹氣體中的未燃炭在滴落帶前進時，在按體積換算比地球上任何大豪雨還激烈地傾盆而下的金屬/爐渣之中被洗淨(洗滌效果)，之後通過空隙狹窄的軟融帶(過濾效果)。在這些過程中，未燃炭被捕捉，且在金屬中滲碳或隨之回到爐下部。而且，如非專利文獻10「未燃炭在滲碳或焦炭氣化反應被消耗，滲碳速度成為未燃炭的供應受控速率，200kg/tp左右的微粉煤吹送達不到滲碳速度受控速率」，作為CO₂或H₂O還原反應材並發揮功能。亦即，焦炭消耗因為未燃炭的回收受到抑制，爐下部的燃燒效率接近100%。

以上現象(未燃炭的爐內捕捉與消耗現象)在傳統高爐也經過確認，但本發明當中，由於如後述「爐腹氣體量與傳統高爐相比較可降低至1/2至1/3程度，因此洗滌效果增加」，以及「軟融帶當中的焦炭開縫(過濾網眼大)通過氣體量比率係從傳統高爐的約90%(表2)降低至約40%(表2)至0%(全焦炭混合進料時)」，因此來自風徑區的流出炭會再被捕捉、消耗，爐下部整體的燃燒效率可合理地期待會在傳統高爐以上。

以上不限於微粉煤，在其他從風口吹送之燃料也是共通者。與燃料或氧氣一起吹送高溫的還原氣體或點火材(Mg、Ca、Si、Al等的金屬粉末、CaC₂、FeSi等的脫氧材)，藉此使燃料點火前的環境溫度提高，可更加提高點火性或燃燒速度。

在此，針對本發明的重要要素之一的「爐下部(從軟融帶到爐底)的熱平衡」的思維加以說明。

圖14係顯示包含軟融帶的高爐爐下部的熱輸入、熱輸出。就熱輸入而言為：從豎爐進來的原料(礦石、焦炭等)熱Qm1、RW氣體(源自風徑區的氣體)熱Qgr以及原料中的固體氧的焦炭一次燃燒熱Qk；就熱輸出而言為：出鐵渣熱Qmt、從軟融帶流出的氣體熱Qcg以及在爐下部的反應或因熱損耗等而被消耗的熱Qm3；O=Qm1+Qcg-Qmt-Qgr-Qm3。此外，關於爐下部的FeO還原(直接還原)，熱平衡可考慮為由以下兩個反應來成立。

FeO=Fe+0.5×02；反應熱(吸熱)包含在Qm3

C+0.5×02=CO；反應熱(發熱)包含在Qk

以下，以圖15說明在爐下部內的氣體與原料的熱交換。縱軸表示溫度，橫軸表示熱容量比(kJ/K．tp)，圖面中的面積(=溫度×熱容量比)係顯示熱量比(kJ/tp)。此外，在爐下部也會進行鐵以外的金屬(類金屬(metalloid))的還原，但每一噸生鐵的反應熱與其他的熱相比較少，因而在熱平衡的說明(圖14至圖17)中可忽視。並且，氣體比熱(kJ/Nm³K)的氣體成分變動的影響不大，因此將Cg設為固定的。

在爐下部供應有Qgr及Qk，與溫度Tcg的氣體一起被排出至豎爐的熱量Qcg(=Qg1+Qk)以外的熱量(Qg2+Qg3+Qk2)會熱傳遞至爐下部。經熱傳遞的熱被用在將礦石從軟融帶入口溫度Tcs加熱至出鐵渣溫度Ti的熱Qm2，或是被使用在爐下部的消耗熱Qm3(FeO分解熱、熔化熱、滲碳熱、熱損耗)。Qm2與被帶入軟融帶的原料熱Qm1一起形成鐵渣熱Qmt。

降低焦炭比或燃料比是減少RW氣體熱，在圖15中：1)減少爐下部消耗熱Qm3；2)增加對爐下部的原料帶入熱Q1(溫度Tcs)；3)減少來自爐下部的氣體流出熱Qcg(=Qg1+Qk1)。Qcg(=Cg．Vg．Tcg)為爐下部的無效熱(=不會熱傳遞的熱)，能有效降低軟融帶通過氣體比Vg(=RW氣體比Vgr+從直接還原而來的氣體比)。就減少Vgr(=Qgr/Tg)的方法而言，有效方式為減少RW氣體熱量Qgr或提升RW氣體溫度Tg。

圖16係顯示傳統高爐與本發明的爐下部熱平衡。

氣體還原率接近100%的本發明，由於不需要爐下部的FeO分解熱(FeO=Fe+0.5×O₂)或固體氧的焦炭一次燃燒熱Qk’，因此形成爐下部消耗熱(反應熱、熱損耗等)Qm3=Qg3+Qk2>>Qm’3=Qg’3+Qk’3。本發明的礦石軟化溫度係比傳統高爐高100℃左右Tcs<Tcs’，因此本發明的爐下部所需熱Qmr=Qm2+Qm3會顯著降低。

再者，由於軟融帶通過氣體比Vg>>Vg’，因此爐下部氣體帶出熱Qcg=Qg1+Qk1>>Qcg’=Qg’1+Qk’1，結果本發明其固體氧的一次燃燒熱Qk與RW氣體熱量(帶入顯熱與一次燃燒熱)Qgr的總熱量會顯著降低。亦即，本發明可更進一步削減爐下部燃料比。

在此，設想將氣體量V、溫度T的從風口吹送之氣體(CO、H₂等)與從風口吹送之燃料混合而吹送時的爐下部熱平衡(爐下部熱傳遞量Q)的變化。在從風口吹送之氣體混合的前後，若來自爐下部的流出氣體溫度Tcg不變，則爐下部熱傳遞量Q會因為氣體混合，使△Q=(T-Tcg)×V增加。若T<Tcg，則△Q會成負(燃料增加主要原因)，因此並不理想。

即使T≧Tcg，RW氣體溫度(Tg)也會降低，因此必須注意。圖17以實線顯示本發明之爐下部的Reichardt線圖。對爐下部的有效熱傳遞量(Qg’2+Qg’3)維持固定，若RW溫度Tg’降低，則氣體操作線會從實線移動至兩點鏈線，並使無效熱Qg’1增加。因此，如果是相同的有效熱傳遞量，則高RW 溫度Tg’(也就是RW氣體量Vg’較少)更有益於焦炭比或燃料比的削減。再者，若Tg’降低，使氣體操作線斜率比兩點鏈線趨緩而低於圖中的A點，就無法再將原料升溫至出鐵渣溫度Ti’而對操作帶來妨礙。鐵渣溫度Ti’=1500℃時的RW溫度Tg’在操作上的下限也取決於爐下部熱損耗，約為2000℃。

爐下部所需的熱量Qh(=Qm2+Qm3)如前所述是原料升溫、熔融、反應、滲碳、熱損耗所需的熱。本發明當中，鐵礦石在豎爐會被還原接近100%，因此爐下部的還原反應只限於鐵以外的金屬(P、Si、Mn等)。因此，雖然爐下部所需的熱量Qh依爐渣比例或生鐵溫度、鐵渣成分、爐體熱損耗而不同，但仍為700至1200MJ/tp(除了熱損耗之外為650至950MJ/tp)，與傳統高爐的2500至3500MJ/tp相比較約為1/3。

如以上，從爐下部的熱平衡的觀點來看，本發明的一大特徵也在於要改善製程，使爐下部所需熱以及通過軟融帶的氣體量與傳統高爐相比較大幅降低，藉此便可大幅削減焦炭比或燃料比。

以下，圖19(焦炭比≒60kg時的試算值)顯示：從熱流比的觀點整理關於通過軟融帶的氣體與原料的溫度分布。軟融帶通過氣體量V=750Nm³/tp當中，熱流比=1，氣體與原料的溫度顯示出相差大約25℃的平行線的變化。V=500Nm³/tp時熱流比>1，形成向下方呈突的溫度變化，在低溫側(軟融帶正上方)氣體與礦石的溫度一致。另一方面，V=1000Nm³/tp時，熱流比<1，形成向上方呈突的溫度變化，在低溫側(軟融帶正上方)氣體與礦石的溫度相差大約50℃。

低溫側的氣體與礦石的溫差為圖15、圖16所說明的Tcg與Tcs的溫差，作為爐下部投入熱會是無效熱。因此，圖19中，為了削減對爐下部的投入熱，可為V=500Nm³/tp，至少V≦750Nm³/tp為佳。此外，若焦炭比變大，會使原料的熱容量比(kJ/tp．K)增加達與焦炭比變大相應的量，因此與熱流比平衡的氣體量V也會增加，在焦炭比200kg/tp時會形成V=900Nm³/tp。

又，礦石若是高溫就會軟化，空隙率降低，透氣阻力擴大。假設100%氣體還原礦石的軟化開始點=1350℃、熔融點=1450℃，則其間的停留時間越長，且單位停留時間的平均溫度越高，透氣性就越惡化。因此，從所謂軟融層的透氣性的觀點來看亦為可縮短高溫下的停留時間的熱流比≧1為佳。

關於以上特徵，圖18顯示比較傳統高爐與本發明之間對於爐下部的礦石顯熱以外的投入熱量(Qk+Qgr)與爐下部所需熱Qh的關係。關於爐下部投入熱(Qk+Qgr)，假定實線表示在氣體還原率95%左右之前仍可充分發揮本發明之效果的範圍，並且虛線表示氣體還原率100%的情況。爐下部投入熱量及氣體量係與爐下部的燃料比有很大的相關，但在本發明當中卻大幅降低了。後述的本發明的實施例1至8係各式各樣的燃料或還原氣體組成，但全部都在虛線內的區域。

圖22及圖23各自為比較傳統高爐(例)與本發明(實施例1)的熱量線圖。縱軸的熱量(GJ/tp)係表示原料與氣體各自在爐內的焓變化(enthalpy change)(也就是兩者間的熱移動量)，橫軸係表示各自的溫度。從這些比較也可知，爐下部的熱移動量在本發明當中遠小於傳統高爐。

本發明中，係如前述方式，藉由抑制燃料中C成分的一次燃燒，從而在純氧操作中亦適當抑制燃燒溫度，另一面必須確保風徑區(RW)溫度在2000℃以上。亦即，在爐下部使用的燃料必須選定「使氧氣的一次燃燒溫度成為2000℃以上的燃料」。如先前所述，例如甲烷一次燃燒溫度只有400℃左右，因此不適合作為從風口吹送之燃料。煤炭亦因內含大量含水量或吸附水者會受水分的分解熱而使一次燃燒溫度變低，因而不適合作為爐下部燃料。

若在爐下部使用的燃料為烴燃料(CiHjOk；除掉灰分(Ash)的成分表示)，就必須滿足算式(8)、算式(9)。此外，算式(8)的j/i、算式(9)的(16×k)/(12×i+j+16×k)皆以較低為佳。

亦即，為了削減焦炭比或燃料比，在爐下部使用的烴燃料係以碳成分較多的燃料為有效，其主要原因在於可獲得較高的一次燃燒熱，而與近來所謂氫還原高爐(為了削減CO₂而以氫主體進行還原之高爐法的總稱)的說法矛盾。本發明之爐下部燃燒的特徵在於：藉由使用一次燃燒熱較高的燃料，從而刻意減少二次燃燒並滯留在以一次燃燒為主體，以避免純氧的風口前端的異常燃燒溫度，同時有效地增加爐下部的有效熱傳遞量。

此外，作為在爐下部使用的燃料，除了烴燃料之外，還採用「生鐵或構成爐渣的金屬單體(Si、Ca、Al、Mg、Fe、Si、Mn)或其合金鐵」的氧氣燃燒也極為有益。由於不會產生伴隨燃燒的副產氣體，因此與適量的從風口吹送之氣體一起從風口吹送，藉此可製造任何所需溫度的RW氣體。而且，這些燃料的副產品是鐵渣成分，對鐵渣品質沒有影響，這當然也是選定這些燃料的理由。

因應從風口吹送之燃料中的成分，與燃料同時吹送燃燒至CO(一次燃燒)或金屬燃料的氧化燃燒所需的足夠的氧氣。亦即，特徵在於：因應從風口吹送之燃料的成分，對每一噸生鐵吹送下述算式的氧氣。

[O₂]f=0.5×(C1+S1+S2-O1)+S3+1.5×S4...(12)

[O₂]f：因應從風口吹送之燃料所吹送的氧含量(O₂-kmol/tp)

C1：從風口吹送之燃料中的C成分量(C-kmol/tp)

O1：從風口吹送之燃料中的O成分量(O-kmol/tp)

S1：從風口吹送之燃料中的金屬Mg成分(Mg-kmol/tp)

S2：從風口吹送之燃料中的金屬Ca成分(Ca-kmol/tp)

S3：從風口吹送之燃料中的金屬Si成分(Si-kmol/tp)

S4：從風口吹送之燃料中的金屬Al成分(Al-kmol/tp)

鐵礦石中，赤鐵礦(Fe₂O₃)的情況，每一噸Fe約含300Nm³的氧氣(O₂)，傳統高爐(直接還原率約為30%)當中，約85Nm³/tp的固體氧因為直接還原而直接消耗碳材。本發明中，如前所述，可使氣體還原率穩定地接近100%，因此焦炭不會因受直接還原而被消耗。因此，如下述算式，只要從焦炭比扣除對於生鐵的滲碳以及生鐵中的鐵以外的金屬成分(Si、Mn、P等)的還原所需的碳，可算出使焦炭在爐下部燃燒所需的氧氣。

[O₂]c=0.5×(C2-C3-C4)...(13)

[O₂]c：因應焦炭所吹送的氧氣莫耳量(O₂-kmol/tp)

C2：焦炭中的碳莫耳量(C-kmol/tp)

C3：生鐵中的碳莫耳量(C-kmol/tp)

C4：生鐵中的鐵以外的金屬的還原所需的碳莫耳量(C-kmol/tp)

因此，本發明當中在爐下部從風口吹送的氧含量Vo₂(O₂-kmol/tp)係成為如下述算式為兩個算式的合計([O₂]f+[O₂]c)。

Vo₂=0.5×(C1+C2-C3-C4+S1+S2-O1)+S3+1.5×S4...(14)

本發明之特徵在於：計算中並未考慮傳統高爐中屬於必須之由鐵的直接還原所致的碳材及氧氣的消耗(礦石中的固體氧的碳材的氧化反應)；再者，與傳統高爐相比較，焦炭比極少，因此成為[Q₂]f>>[O₂]c，在後述實施例當中，不吹送從風口吹送之燃料的實施例2、3以外的實施例1、4至8當中成為[O₂]c=0。

要100%地管理作為從風口吹送之氣體的還原氣體的品質並不容易，結果有多少會在從風口吹送之氣體中殘留H₂O或CO₂的情形。只要H₂O或CO₂(假定總計O2kmol/tp)係從風口被吹送，就會連帶消耗達相應量(O2 kmol/tp)的焦炭，生鐵中的碳成分也會降低，因此進行以下的對策。

1)與算式(14)的O1同樣地，將風口吹送氧氣減少O2/2(kmol/tp)。

2)以與碳成分相符的方式增加從風口吹送之燃料的O2(kmol/tp)。

以上都是藉由從風口吹送之燃料中的碳在高溫的爐內(≧2000℃)對CO₂或H₂O進行氣體改質成為CO及H₂，因此可抑制焦炭消耗。並且，均可將算式(14)變成下述算式來對應。

VO₂=[O₂]f+[O₂]c...(15)

[O₂]f=0.5×(C1+S1+S2-O1-O2)+S3+1.5×S4...(15-1)

[O₂]c=0.5×(C2-C3-C4)...(15-2)

如先前所述，抑制在氧高爐中的風口前端的異常溫度上升，並且，風徑區(RW)溫度必須維持適當的高溫。此處的RW溫度意味著：並非只有從風口吹送之燃料的燃燒，也包含受從風口吹送之氣體的冷卻或與周圍焦炭的焦炭氣化反應或燃燒的平衡氣體溫度。

從RW排放的氣體係具有將為了生成、保熱生鐵或爐渣的高溫的熱(高級熱)傳達至材料的作用，該熱傳達速度和氣體與材料(生鐵或爐渣、焦炭)的溫差成比例。因此，來自RW的氣體溫度必須至少比材料溫度還高；如圖17的說明，本發明係被管理在大約2000℃以上(以出鐵渣溫度1500℃為前提)，因此即使將吹送風口的還原氣體預熱至1300℃，也與RW溫度相比較會相對地發揮冷卻氣體的功能。因此，與圖17的說明同樣地，爐下部的從風口吹送之氣體量有限制。

在高度方向設置複數段風口的方法為：用以解決為了促進氣體還原或降低還原材比而增加從風口吹送之氣體量的必要性，以及限制RW氣體量的必要性之看似矛盾現象的手段。

例如，圖2顯示在高度方向分割成兩段以上的風口的例子。燃料及氧氣係從第一段風口(最下段風口)2a吹送，預熱還原氣體係從設置在軟融帶9下方的第一段風口2a吹送達將RW保持在適當溫度的量，並且從設置在軟融帶9上方的第二段以上的風口2b至2e吹送其餘的量。藉此，可將RW溫度保持在適當溫度(2000至2600℃)，並且在維持還原氣體固定的溫度下，改變用於「第一段風口」對「第二段以上的風口」的還原氣體分配比，藉此不需要改變整個系統的熱物質平衡(包含還原材比)，就可將爐況調整的重要因素的RW溫度或RW風量予以調整之劃時代的方法。此外，如圖14至16所說明，預熱還原氣體的溫度係軟融帶正上方的礦石溫度(1200至1350℃以上)為佳。

再者，本發明之複數段風口方式係如中心焦炭進料法具有將軟融帶確保為倒V字型的效果，因此具有可確保爐內的透氣性的特徵。

如圖2所示其原理在於：從藉由第一段風口2a所形成的風徑區(RW)3產生高溫氣體(2000至2600℃)，從第二段風口2b吹送中溫氣體(1200至1350℃)，從第三段風口2c吹送中低溫氣體(800至1100℃)的構造，且必然地會形成：由第一段風口所形成的源自RW的氣體3a會在爐中心側上升，且源自第三段風口的氣體3c會在爐壁側流動，而源自第二段風口的氣體3b會流通豎爐的中間部。亦即，第一段風口/第二段風口/第三段風口的氣體溫差會置換成爐半徑方向的溫差。

在相同的氣體成分下，氣體溫度較高係意味著還原反應速度或升溫速度快，因此相對而言溫度較高的爐中心側的礦石會比溫度較低的爐壁側的礦石在更快的時間點達到熔點。半徑方向的礦石降下速度大致相同，因此更快的時間點係意味著爐中的較高位置(靠近進料口)。反之，爐壁側係在較慢的時間點，也就是在爐中的較低位置(遠離進料口)達到熔點。因此，軟融帶係形成透氣性優越的倒V字形。故此，依各風口的溫度及風量以及第一段風口/第二段風口/第三段風口的風量比率或溫度比率、風口間距離係可決定倒V字形的形狀或爐內溫度分布(參照圖3)。

由於在第一段風口(最下段風口)與第二段風口之間要形成軟融帶，因此將第二段風口與第一段風口靠近設置，藉此可將軟融帶位置固定在爐內下方，因此可降低爐高度。反之，在相同的爐高度的情形，可取得較長的預熱帶、還原帶，因此可提高生產效率。對此，第二段風口2b的設置場所係圖2所示的「2b設置推薦範圍」，也就是鐘形部(爐腹)14的中間位置到爐腹(爐中心)13的上端為佳。反之，如前所述，為了延長未滿1000℃(以900℃以下為佳) 的氣體還原時間(停留時間)，第三段風口係設置在位於中間部下側的豎爐下部的「2b設置推薦範圍」的上側，即圖2所示的「2c設置推薦範圍」為佳。

以上係對三段風口的說明，但從說明的主旨可明瞭在兩段風口也可獲得同樣的效果(效果多少有些差異)。以下，從熱平衡的觀點來說明特意採用設備上較複雜的第三段風口為合理的情況。

首先，將第二段風口的吹送溫度設為1200至1350℃(以較高溫度為佳)，這是因為如前所述，為了削減爐下部的熱消耗量，而將礦石溫度升溫至接近軟融帶的溫度。其次，就能源基本單位而言爐頂溫度係在氣體不會凝結的範圍內盡可能設成較低的溫度為佳，且高爐大多以120至180℃進行操作。

在氣體還原率100%操作中，當從風口吹送之燃料或焦炭比決定時，軟融帶通過氣體比Vg(Nm³/tp)也隨之決定，因此從氣體還原率100%的Rist模型操作線，可因應假定的豎爐效率唯一地決定從第二段以上的風口吹送的還原氣體量(V23)。

以爐下部的熱平衡觀點，第二段風口吹送溫度係以1300至1350℃為最佳，即使如此，在爐頂氣體溫度或W點溫度(Tr)、氣體還原結束溫度的管理上，仍會有欲以1200℃未滿的溫度(T23)進行吹送(後述實施例1或8等)的情形。在這種情況下，三段風口為有效，如從爐腹部的第二段風口以1300℃(T2)吹送氣體量V2，同時從設在豎爐下部的第三段風口以1100℃以下的氣體溫度(T3)吹送氣體量V3。該等氣體量與溫度，假設比熱恆定則其關係如下述算式。

V23=V2+V3...(16)

T23×V23=T2×V2+T3×V3...(17)

然而，第二段風口的氣體量V2係管理在根據焦炭比使與軟融帶通過氣體比Vg的總氣體量(Vg+V2)成為750至1000Nm³/tp左右為佳。這是因為與前述圖19的說明同樣地與熱流比有關，若熱流比>1(氣體相對於原料的熱流較低)，就無法將原料加熱至第二段風口氣體溫度而爐下部所需熱會增加，即使熱流比≦1，要使W點溫度(Tr)或氣體還原結束溫度降低，第二段風口流量仍以較少為佳。

不同於由CO所為的氣體還原，由H₂所為的氣體還原係吸熱反應，因此在從風口吹送之燃料或從風口吹送之氣體中有大量氫成分的情況(吸熱還原)或焦炭比高的情況(熱流比增加)，爐頂氣體溫度會降低。如此的燃料組合的情況(實施例2、4至7)，係以爐頂氣體升溫為目的而增加第一段/第二段風口的吹送量(結果，還原氣體會增加，因此豎爐效率降低)，或是利用圖2所記載的預備還原風口2d或原料預熱風口2e來使礦石升溫。

預備還原風口2d係設置在Rist模型上的M點(磁鐵礦的還原開始點)與W點(方鐵礦的還原開始點)之間的風口，設置在從屬於圖2所示的「2d設置推薦範圍」的豎爐的中間部起的豎爐高度的±1/6的範圍。氫還原係吸熱反應，該熱是由氣體所提供，因此為富含氫的燃料時，爐頂溫度與W點溫度(Tr)的溫差會變大。為了抑制Tr的上升，預備還原風口作為補給反應熱或升溫熱的風口為有效。

預備還原風口只要可預備還原至W點即可，因此氣體的還原度只要在磁鐵礦還原平衡以上即可。在富含氫的操作時，爐頂氣體中的水分會變多，因此只要像傳統高爐同樣洗淨冷卻爐頂氣體，便可簡單地初步脫水以提高氣體還原度。因此，將洗淨冷卻後的氣體再循環利用，並且從同風口吹送利用氧氣使其部分燃燒的氣體。從防止焦炭氣化的觀點來看，預備還原風口的氣體溫度係設為1000℃以下(900℃以下為佳)。

複數段風口的優點在製程上尤其可發揮的特點為：除了爐頂溫度之外，還可特意地調整W點溫度(Tr)以及氣體還原結束溫度。後述實施例1當中，利用第三段風口，藉此可將還原結束溫度抑制在不容易引起焦炭氣化反應的918℃(參照圖23)。此外，實施例1-2當中，還併用預備還原風口，藉此可將第一段/第二段風口2a、2b的吹送量減少至熱流比1(相應於此使第三段風口增量)，保持在與實施例1相同的爐頂溫度下，可使W點溫度(Tr)及還原結束溫度降低100℃以上(圖23的一點鏈線)。

如以上，減少來自第一段風口2a、第二段風口2b的氣體的吹送量，而增加來自第三段風口2c的氣體的吹送量的氣體流量的控制以及進行隨之而來的氣體溫度的控制、燃料供應量的控制，藉此如實施例1所示，可降低W點溫度(Tr)及氣體還原結束溫度。再者，藉由降低前述第三段風口2c的氣體溫度，且亦從預備還原風口2d吹送氣體，並控制該吹送量，藉此如實施例1-2所示，就可實現更進一步降低W點溫度(Tr)及氣體還原結束溫度的控制。

本實施型態的操作系統具備：從風口吹送之氣體的流量調整系統及控制系統。該從風口吹送之氣體的流量調整系統係由在爐體1的高度方向(圖2中的上下方向)分離配置的三個以上的風口群2a、2b、2c、2d以及前述各風口群的流量量測機器及前述各風口群的流量調整機器所構成。該風口群2a、2b、2c、2d係各自由分別構成為用以對高爐的爐體1內部吹送還原氣體並在爐體1的周方向隔開間隔排列的複數個風口2所形成。該控制系統係構成為分別以流量計FI7量測爐頂氣體流量、以成分系統CA8(H₂O以外)及流量計FI8、溫度計TI8、壓力計PI8量測爐頂氣體氧化度、以溫度計TI7量測爐頂溫度、以溫度計TI5量測豎爐12的中間部的溫度，並量測圖4中加熱器入口的氣體成分CA9及氣體流量FI9以及加熱器出口的氣體成分CA11及氣體流量FI11，以控制要供給所需量的燃料及供應氧氣O₂的外部燃料供應系統、包含加熱器24的加熱系統以及前述從風口吹送之氣體的流量調整系統。本操作系統的情形，可提高氣體還原率至接近100%，還可控制從第三段風口2c、預備還原風口2d所吹送的氣體量、溫度、燃料量，以適當維持爐頂溫度，同時在600℃以上1000℃以下的範圍進行上述W點溫度(Tr)以及氣體還原結束溫度的溫度控制。

此外，構成從風口吹送之氣體的流量調整系統的各風口群的流量量測機器係分別指：圖4所示的量測風口群2b的流量的流量計FI12、量測風口群2c的流量的流量計FI13、流量計FI14、量測風口群2a的流量的流量計FI11(扣掉FI12及FI13者)、量測風口群2d的流量的流量計FI5、流量計FI6、質量流量計WI6。

又，從風口吹送之氣體的流量調整系統各風口群的流量調整機器係指：如圖4所示，設在各流量計的下游側的流量調節閥。

此外，溫度範圍的下限設為600℃以上，這是因為若礦石溫度不在600℃以上，還原反應的進展實為窒礙難行，溫度範圍的上限設為1000℃以下，這是因為在溫度超過1000℃，焦炭氣化反應會變得活躍，而將溫度控制在該溫度範圍。

原料預熱風口2e係設置在比預備還原風口2d更靠豎爐上方的豎爐上部1/3處的風口，且為不預期預備還原的風口，並以原料預熱及爐頂溫度管理為目的而設置者。由於不預期氣體還原，因此具有所要利用的氣體的氣體還原度可較低的優點。此外，功能上，預備還原風口係包含原料預熱風口，特別是在富含氫的操作當中，如上所述，利用預備還原風口的優點較大。

傳統高爐法中，不言而喻地，在比軟融帶更下方(爐下部)的直接還原是不可避免，但對於爐下部的FeO的存在係意味著氣體還原也會在該區域發生，且焦炭氣化反應也不可避免地會發生，就熱物質平衡而言這些完全與直接還原相同。焦炭氣化反應係在焦炭內部發生，因此已知在爐下部會使重要的焦炭強度明顯惡化，且焦炭劣化影響比起直接還原還大。無論如何，至今大多數提案出來的氧高爐法並沒有直接還原率為0%者，也沒有氣體還原中或還原後的焦炭氣化抑制方法的提議。

本發明的一大特徵係如以上所述，藉由燃料及還原氣體吹送、爐頂氣體的管理，使焦炭氣化反應在動力學上實際可抑制的溫度(約900至1000℃以下)完成氣體還原，從而使氣體還原率極其接近100%。

以下，說明本發明當中的爐體的透氣性(軟融帶、爐腹~爐底、塊狀帶)。

軟融帶的透氣性(透氣壓損)除了前述軟融帶的形狀以外，也由通過軟融帶的氣體量及軟融帶的透氣阻力決定。亦即，減少通過軟融帶的氣體量可使透氣壓損降低，且藉由降低軟融帶的透氣阻力，從而可在相同的氣體量，亦使透氣壓損降低。

關於通過軟融帶的氣體量，在圖14至圖16已說明本發明與傳統方法相比較可大幅削減。另一方面，關於軟融帶的透氣阻力，非專利文獻3揭示了「(1)因受礦石層的軟化收縮現象，以致壓損開始上升的溫度會與礦石還原率有很大的相關(礦石還原率若接近100%，則>1300℃)。(2)軟融層的壓損梯度 (每單位厚度的透氣壓損)，在礦石還原率約70%的傳統高爐、與氣體還原率接近100%的氧高爐當中大大不同(前者會上升至礦石層的壓損梯度的100倍，但後者只會上升至礦石層的10倍)。」

就上述(1)而言，在具備複數段風口的氧高爐當中，在第一段風口的前端形成2000至2600℃的風徑區，若從第二段風口以1200至1350℃吹送100%氣體還原率所需要的量的氣體，則內含礦石軟化點(約1350℃)的軟融帶會穩定地形成在第一段風口與第二段風口之間。

由於上述軟融帶其溫度的形成理由，來自第二段風口的氣體不會通過，而只有源自第一段風口(風徑區)的氣體會流通。再者，在氧高爐當中沒有氮氣，因此爐內氣體量降低，所以例如在後述的表4、圖6所示的實施例1的情況，通過軟融帶的氣體量約為500Nm³/tp，是同表中的傳統高爐(例)的約30%。另一方面，實施例1的焦炭比(對於生鐵的滲碳及鐵以外的金屬還原所需的理論界限焦炭比)係傳統高爐的約兩成，在軟融帶所佔的焦炭開縫的比率按比例減少。

高爐填充層部的壓損梯度係可用下述算式來表示(非專利文獻6至8)，也可適用於礦石層或焦炭層、焦炭開縫或軟融層。

△P：壓力損失(Pa/m)

L：層的高度或氣體通過長度(m)

ρ：氣體密度(kg/m³)

G：空塔質量流量速度(kg/m²．s)

K：透氣阻力指數(參照下表；根據非專利文獻3、12、14)

[表1]

依照算式(18)，根據傳統高爐(例)的軟融帶的通過氣體量(圖1的通過焦炭開縫的氣體4a與通過軟融層的氣體4b的總和)求出壓力損失，並求出會形成與其相同的壓力損失的本發明(本實施例1)的軟融帶通過氣體流量(Nm³/tp)時，其結果如表2所示。此外，關於軟融帶的厚度L，利用與圖19相同的熱計算，傳統高爐的厚度為本發明的兩倍。又，在傳統高爐(例)當中，從爐頂氣體量減去30Nm³/tp作為源自在軟融帶上方的焦炭氣化反應的氣體。

[表2]

與傳統高爐(例)相同的軟融帶壓力損失時，實施例1的焦炭開縫流量會因應焦炭比而降低，但軟融層流量會大幅增加，因此總計有熱物質平衡上的所需要量的500Nm³/tp的大約2.7倍的氣體流通。這意味著若是所需要的流量，壓力損失會降低至傳統高爐(例)的20%(根據算式(18))。此外，本發明的軟融層是由還原率接近100%的礦石所形成，因此可抑制來自在傳統高爐會觀察到的軟融層的熔融物(未還原FeO的低熔點化合物)滴落至焦炭開縫而妨礙透氣性的現象，因此利用焦炭開縫的厚度比率算出透氣量。

如上所述，本發明係將焦炭比減少至極限，因此帶有副原料的進料礦石(O)與進料焦炭(C)的比率，實施例1的O/C=28亦相對於傳統高爐(例) 的O/C=5有很大的不同。因而，進料原料中焦炭所佔的比率C/(O+C)在實施例1為3.5wt%，在以往的礦石、焦炭混合進料的所知的範圍內可將全量的(O+C)予以混合進料。

眾所周知，礦石、焦炭混合進料係為了改善軟融帶的透氣性等而預先在礦石(O)當中混合數%至10%的小粒焦炭(C)來進料的方法。將非小粒的焦炭塊予以混合的例子，亦在非專利文獻14揭示了物理特性或高溫特性、進料方法等。

焦炭開縫的最大優點在於確保軟融帶的透氣性，使爐腹氣體(流入軟融帶的氣體)繞過透氣性差的軟融層而通過焦炭開縫。反過來說，由於主要的氣體會繞過軟融層，因此兩者的熱交換效率變差，而有如圖16說明的缺點(爐下部無效熱的增加)。由於熱交換變差，軟融層的厚度變厚，壓損也增加。

本發明當中，焦炭比低，且軟融層的透氣性也高，因此如後述表2在軟融層內有焦炭開縫以上的氣體流通，因此大幅地解決傳統高爐的缺點。更進一步使其發展，使爐腹氣體的全量通過軟融層為本發明之全量混合方式。

表3係顯示比較傳統高爐(例)的爐內壓力分佈(kPa)、以及將實施例1的原料以層狀進料的情形、與全量混合進料的情形(沒有焦炭開縫)的爐內壓力分佈。此外，每一噸生鐵的進料原料容積(m³/tp)會隨焦炭比而不同，例如實施例1是傳統高爐(例)的70%，因此在此為使塊狀帶的停留時間固定，以塊狀帶高度70%來計算。而且，難以正確算出在滴落帶的壓力損失，因此將傳統高爐的同一部分的壓損設為60kPa之外，並且可使用填充層內液體停留率來擴展Ergun方程式(非專利文獻7)，簡化成僅質量速度的一次項，並與傳統高爐比較計算。其中，表3所示簡化成僅質量速度的一次項而算出壓損的計算結果係在比較計算下比起未簡化時的結果會得出更不利於實施例1的計算結果的計算方法。

[表3]

實施例1的焦炭比是傳統高爐(例)的大約1/5，但無論何種進料方法，透氣性都比傳統高爐(例)大幅改善，呈現本發明之優異性的結果。透氣壓損的降低及停留時間的增加若換個角度來說為有增產的空間，若在壓力、爐高不變的狀態下直接將本發明應用於既有高爐，則可增產40%以上。若可增產40%，便可削減30%爐下部熱損失比(MJ/tp)，爐下部所需熱會相應地降低，可更進一步削減燃料比(實施例1可削減10kg/tp)，從CO₂削減的觀點來看優點亦較大。

順帶一提，關於爐下部的透氣性，除了壓損之外，防止溢流(液體的噴濺現象)也是另一個重要的操作指標，傳統高爐係操作在稍微低於藉由溢流因子(縱軸)與流體比(橫軸)的對數表示所整理的溢流界限曲線(斜降的曲線)的點(非專利文獻7、8)。若氣體空塔流速_u0(

軟融帶通過氣體比)減少而液體空塔流速v₀(

出生鐵比)為固定的情形下，液體比(

v₀/u₀)會增加，但溢流因子(

u₀ ²)會按二次方減少，因此能夠在比斜降的溢流界限線的斜率還傾斜兩倍朝下方遠離而進行穩定的操作。

本發明當中，由於爐下部的氣體流速降低至傳統高爐的1/2至1/3左右，因此會是沒有溢流的操作。傳統高爐當中，溢流是決定出鐵比的主要因素，但對此點，本發明亦可比起傳統高爐還增加出鐵比。

圖4顯示關於保持氣體還原率接近100%，並適當控制燃料及氧氣的手段。量測項目如下。(附括號的編號與圖4的量測器編號相呼應)

(1)鐵礦石中[O]成分、副原料中[CO₂]成分(CA_1)及投入速度(WI_1)

(2)焦炭中[C][H][O]成分(CA_2)及投入速度(WI_2)

(3)生鐵的溫度(TI_3)及[C]成分(CA_3)

(4)從風口吹送之燃料的[C][H][O]成分(CA_4)及投入速度(WI_4)、氧氣流量(FI_4)

(5)預備還原風口下部的爐內溫度(TI_5)以及對於該風口的爐頂氣體再循環流量(FI_5)

(6)預備還原從風口吹送之燃料的[C][H][O]成分(CA_6)及投入速度(WI_6)、氧氣流量(FI_6)

(7)爐頂氣體流量(FI_7)及溫度(TI_7)、氣體壓力(PI_7)

(8)除塵、除濕後的爐頂氣體流量(FI_8)及溫度(TI_8)、氣體壓力(PI_8)、氣體成分(CA_8)

(9)CO₂分離後的爐頂氣體流量(FI_9)及氣體成分(CA_9)

(10)混合在爐頂氣體的燃料的[C][H][O]成分(CIO_10)及投入速度(WI_10)、氧氣流量(FI_10)

(11)加熱器出側氣體的流量(FI_11)、溫度(TI_11)、壓力(PI_11)、[CO₂]成分(CA_11)

(12)第二段從風口吹送之氣體流量(FI_12)

(13)送到第三段風口的高溫氣體流量(FI_13)及吹送前溫度(TI_13)

(14)送到第三段風口的低溫氣體的流量(FI_14)及溫度(TI_14)

(15)從爐頂氣體被抽出到系統外的氣體流量(FI_15)

關於爐頂氣體中的H₂O成分，雖然不容易直接量測，但可從爐頂氣體(除塵‧除濕後)(8)的蒸氣壓求出氣體(8)的H₂O成分，並且從(7)及(8)的莫耳流量確定爐頂氣體(7)中的H₂O比率。結果，可在對(8)進行氣體成分量測的同時，確定要作為爐頂氣體(7)排放的CO、CO₂、H₂、H₂O、N2莫耳流量，因此只要減掉從燃燒(6)或從副原料(1)產生的CO₂及H₂O，便可確定因爐內氣體還原反應而產生的CO₂及H₂O的莫耳流量X。另一方面，所謂氣體還原率100%是僅利用CO或H₂使鐵礦石還原(也就是去除鐵礦石中的氧氣)而生出CO₂或H₂O，由於可藉由(1)來確定鐵礦石中的O(氧)莫耳流量Y，因此，將算式(6)、算式(7)作為反饋指標，以調整氣體(9)流量(FI_9)及燃料(10)投入速度(WI_10)，以使得氣體還原率RDg=X/Y=1。

在此，氧氣(10)流量(FI_10)係根據CO₂分離設備後的氣體(9)的CO₂莫耳流量及H₂O莫耳流量，以及燃料(9)中的C、H、O的莫耳流量，並依算式(11)進行調整，以使加熱後的氣體品質成為最佳(僅由CO及H₂構成)。

如僅取出高爐的氣體還原部的製鐵方式為直接還原製鐵法。利用直接還原法所製造的還原鐵(DRI或HBI)的還原率並非100%(95%至97%左右)。其主要理由在於：不論氣體還原速度是溫度愈高就愈快，均將礦石溫度抑制在900℃左右以下以防止黏爐，本發明無黏爐限制而能夠使氣體還原至軟融帶正上方溫度(約1300℃)，因此可對爐下部供應接近100%還原率的礦石。然而，最終還原若在1000℃以上，就會因為受氣體還原而產生的CO₂或H₂O發生焦炭氣化，因此在爐頂溫度隨第二段/第三段風口流量或預備還原風口或原料預熱風口進行調整之前，表面上的氣體還原率未達100%。

又，氣體還原率達到100%不盡然是合理的操作目標。特別是，若豎爐效率變低，外部燃料或循環氣體量增加，連帶使爐頂氣體顯熱損失或加熱器投入熱、氣體處理能量等整體的能量效率降低。因此，豎爐效率的管理與氣體還原率RDg同時進行致為重要。豎爐效率的嚴密管理並不容易，但本發明的氣體還原率高，因此豎爐效率與爐頂氣體量的相關性強，在操作上只要管理爐頂氣體流量(FI_7)即可，而可容易進行。

另一方面，從上述求出的爐頂氣體(7)的CO、CO₂、H₂、H₂O、N2莫耳流量及爐頂氣體溫度(TI_7)可算出爐頂氣體(7)的焓流量Q7(顯熱及潛熱)。同樣地，可算出加熱器出口氣體(11)的焓流量Q11(顯熱及潛熱)。由於在包含熱損失在內的高爐主體的生鐵製造能源量Qnet是已決定，因此要投入至爐內的燃料的必要合計焓流量Qfuel係唯一地決定為「Qfuel=Qnet+Q7-Q11」。在此，Qfuel包含來自燃料(4)投入速度(WI_4)的潛熱流量Q4及來自燃料(6)投入速度(WI_6)的潛熱流量Q6，其他也包含相當於從焦炭(2)中的C莫耳流量減去熔入在生鐵(3)中的C莫耳流量之分量的潛熱流量Q23。亦即，形成「Qfuel=Q4+Q6+Q23」。

從軟化開始到作成生鐵或爐渣所需要的熱必須是2000℃以上的高溫(高級熱)，並且供應作為第一段風口燃料及焦炭的一次燃燒(Q4+Q23)。而且，還原反應速度係溫度愈高愈快，若礦石原本即未被預熱至600℃以上，實際上很難發生反應。因此，調整焦炭(2)流量(WI_2)或燃料(4)流量(WI_4)，以使生鐵(1)的溫度(TI_3)或碳成分(CA_3)、預熱風口下(5)溫度(TI_5)成為所需值。此時，如算式(10)所示調整氧氣(4)流量(FI_4)，並且調整第一段風口與第二段風口以上風口的分配比，以使風徑區溫度適當。

最後，調整爐頂氣體(7)溫度(TI_7)及預備還原風口下(5)溫度(TI_5)，使之成為所需的溫度。

首先，在爐頂氣體溫度會變高的原料、燃料的組合的情況(碳成分較多的情況)，原則上不使用預備還原風口2d。將加熱器出口氣體(11)溫度(TI_11)保持在高溫，僅利用第一段風口2a/第二段風口2b進行吹送，且確認爐頂溫度在適當範圍內。若爐頂溫度或豎爐的中間部的溫度(TI_5)較高，如圖4所示，分配加熱器出口氣體及加熱器入口氣體各自的流量(FI_13)、(FI_14)後加以混合，並且從第三段風口2c以溫度(TI_13)吹送。藉此，可在吹送還原氣體量不變的狀態下，降低比爐頂溫度(

爐頂氣體的顯熱損失)、比豎爐的中間部更下方的溫度(

Tr溫度或最終還原溫度)。

接著，在爐頂溫度會變低的原料、燃料的組合的情況(氫成分較多的情況)，取代第三段風口2c而使用預備還原風口2d。從第一段風口2a及第二段風口2b吹送所需的還原氣體量，並且調整預備還原風口的燃料(6)流量(WI_6)及氧氣(6)流量(FI_6)使爐頂氣體(7)溫度形成所需溫度，同時調整爐頂再循環氣體(5)流量(FI_5)，使來自預備還原風口的混合氣體溫度成為700至900℃以上。豎爐氣體中氫成分較多的情況，藉由原料預熱或預備還原熱的追加供應，會具有除了爐頂溫度之外，還可使Rist模型上的W點(FeO開始還原的點) 向右側移動的效果，並且有助於還原氣體量的減少、最終還原溫度的低溫化(焦炭氣化反應抑制)。

若是利用原料預熱風口2e(參照圖2)與預備還原風口2d一起併用或取代預備還原風口2d，且燃料使用氫使其完全燃燒，可利用後段的除濕器(包含氣體洗淨冷卻器)作為水從循環氣體去除，因此可從爐頂將原料預熱風口燃料的影響限定在除濕器。如以上，根據本發明，即便在遠低於傳統高爐的焦炭比、燃料比當中，也可實現穩定且容易的操作。

[實施例]

於表4至表7顯示本發明之實施例的基本單位、溫度與傳統高爐之例的比較。

[表4]

[表5]

[表6]

[表7]

分別於圖5至13顯示表4至表7的傳統高爐例、實施例1至8的流程圖(實施例6及7對應於圖12)。圖面中的數字係顯示製造每一噸生鐵 (1000kg)的基本單位，形成表4至表7所示的基本單位的一部分。各基本單位係使用包含Rist模型或熱平衡計算的各區域的熱物質平衡模型而算出，但關於除濕器、CO₂分離裝置、氣體改質、CO₂回收設備係將反應效率設為100%而算出基本單位。

實施例1是將焦炭使用量限定為滲碳及非鐵金屬的還原所需的焦炭量的最終焦炭比的實施例，使用石墨(Graphite)作為燃料的例子。藉由在加熱器24被混合於爐頂氣體的燃料，將爐頂氣體利用在加熱器的加熱用燃料，且將氫利用在原料預熱用燃料，而將輸送入系統內(=排放至系統外)的碳源設為僅是所需最小限度焦炭。

爐頂氣體在經過除塵之後，利用除濕器21去除H₂O，利用CO₂分離裝置22將CO₂分離，剩下的成分(CO、H₂、N₂)被送往加熱器24。CO₂被送往系統外的CO₂回收設備25，且從第一段風口2a將在藉由未圖示的甲烷化反應(CO₂+4H₂=CH₄+2H₂O；發熱反應)轉換成CH₄之後，利用未圖示的石墨轉換設備(例如HAZER製程)再轉換成C(石墨)者予以再投入爐內。

加熱器24係與傳統高爐例(圖5)的熱風爐23同樣的蓄熱爐，為了防止加熱用燃料中煤或焦炭中的氮氣或作為廠務系統混入內部的氮氣因為循環而濃縮，使用從除濕器21的後段所抽出的爐頂氣體，以調整火焰溫度為目的與燃燒廢氣混合並在燃燒室(未圖示)進行氧燃燒，經由蓄熱室(未圖示)，以飽含CO₂的廢氣依需要通過除濕器21之後被送到CO₂回收設備25。雜質氣體的N₂在碳酸液化過程(未圖示)會被排放至系統外，因此整個系統N₂不會被濃縮。來自CO₂分離裝置22的爐頂氣體在藉由氣體壓縮機31昇壓之後，通過預熱完畢的其他蓄熱室(未圖示)被預熱至預定溫度，且被供應至各風口。

以上，是僅投入必要最小限度的焦炭作為化石燃料，但其他的燃料係由循環燃料及氫供應，只要包含設置在系統外的CO₂回收設備，就不會將CO₂全部排放至大氣中的系統。

實施例1-2是為了將W點溫度(Tr)及還原結束溫度降得比實施例1還低，而增加第三段風口及第一段風口的吹送量並刪除第二段風口，且設置預備還原風口的例子。雖為了簡化設備而刪除第二段風口，但亦可使第一段風口回到158Nm³/tp，對第二段風口吹送250Nm³/tp。由於兩個實施例都並未假想焦炭氣化反應，因此在試算上，實施例1在化石燃料使用量的減少量雖較少，但從W點溫度(Tr)及還原結束溫度的差異，在實際上操作，實施例1-2也有可能更優異。

圖7係混合加熱器入口氣體及加熱器出口氣體，作為使第三段風口溫度降得比加熱器出口溫度低的方法，但是如果氫供應壓力高，亦可取代加熱器入口氣體，直接混合氫。

實施例1-3至1-5係將實施例1的礦石的固定比率置換成金屬鐵(DRI或廢料)而進料的實施例，實施例1-3、1-4為金屬鐵20%，實施例1-5為金屬鐵36%。金屬鐵不需要還原，也不含氧氣，因此每一噸鐵的熱容量較小，因此在豎爐的熱流比會降低，所以具有與利用氧高爐或氫還原的熱流比增加(豎爐)相互抵銷的效果。而且，具有下述特徵：由於不需要還原，所以可減少豎爐(塊狀帶)的還原氣體量，但由於爐下部的熱平衡不變，所以燃料比幾乎不會改變。

實施例1-3係將實施例1的鐵礦石置換成20%金屬鐵的試算，也是兩段風口的實施例，但W點溫度(Tr)高(988℃)、還原結束溫度超過1000℃，因此焦炭氣化反應(=表面上的直接還原)無可避免。實施例1-4係為了抑制焦炭氣化反應，併用第三段風口及預備還原風口，且設Tr=851℃及還原結束溫度=890℃。

實施例1-5係更進一步增加金屬鐵比率的例子，即便使塊狀帶進一步冷卻並將所有預熱還原氣體從第一段/第二段風口吹送，使Tr進入所要的溫度，但由於爐頂溫度也會降低，因此預備還原風口是必要的。

實施例2係不使用實施例1的從風口吹送之燃料(CO₂回收燃料)的例子。與傳統高爐同樣地，由於利用焦炭作為燃燒熱源或還原氣體產生源，而焦炭比比實施例1還高，但比起使用190kg/tp微粉煤的傳統高爐(例)，焦炭比也會降低至58%，燃料比(還原材比)降低至36%。

實施例3係將實施例2當中的燃料從氫變更成甲烷的例子。為了削減CO₂，活用氫是不可少的，但在改善氫製造設備、輸送系統等的基礎設施之前氫的運用窒礙難行。因此，例示出利用包含LNG且入手性高的甲烷的例子。傳統高爐或其他方式(非專利文獻5)係將甲烷作為風口燃料直接吹送爐內，但本實施例係使其在蓄熱式的加熱器內部分燃燒(一次燃燒；生成CO及H₂)並混合在爐頂氣體(圖9)。

藉由取代氫而利用甲烷，吸熱反應比實施例2更為減少，即使是兩段式風口，也可維持適當的爐頂溫度，但發現W點溫度(Tr)高達966℃，因此實施例3-2顯示特意利用預備還原風口，藉此使Tr降低100℃以上的例子。焦炭消耗量雖比實施例2少，但取代氫而利用甲烷，藉此排除CO₂回收效果的CO₂排出量比實施例2還多，比起傳統高爐例，更可削減約46%(實施例3-2)。

本發明亦可適用在不使爐頂氣體再循環的情況。實施例4(圖10)是在實施例1的風口氣體不利用爐頂氣體，而是全部利用外部氫的例子。爐頂氣體(主要成分為H2、H₂O、CO、CO₂)係經由氣體洗淨冷卻器21a以副產氣體被用來作為系統外的發電設備26的燃料，並以H₂O及CO₂被排放。該廢氣係藉由除濕器21去除H₂O形成CO₂氣體，並藉由CO₂回收設備25被轉換成石墨(C)，且作為從風口吹送之燃料被再利用。藉由前述發電設備26所發電的電力係被利用在製造高爐所需的H₂或O₂的氫、氧製造設備27。形成不將CO₂全部排放至大氣中的系統這點與實施例1相同，但因為爐頂氣體不在高爐內再循環，在高爐側或系統外都不需要CO₂分離設備的系統是其特徵。

以上的實施例只是例示，顯示出燃料也利用氫(H₂)或甲烷(CH₄)、石墨(C)的例子，惟除過去以來所利用的重油或微粉煤、廢塑膠之外，不言而喻還可利用生物燃料、焦炭氣體(COG)、轉爐氣體(LDG)、CO₂轉換燃料(氣體、液體、固體)、金屬系燃料、焦炭粉等所謂的可燃燃料。

實施例5(圖11)顯示利用以爐渣成分比調配了金屬鎂(Mg)、金屬鈣(Ca)、金屬矽(Si)的金屬燃料(粉狀)的例子。

從最下段風口與金屬燃料或氧一起吹送適量的從風口吹送之氣體，藉此可確保適當的風徑區溫度(實施例5當中為2383℃)，同時可供應爐下部(軟融帶以下的區域)必要的熱量。鐵礦石係藉由外部所供應的氫而還原，氫還原率提高至接近100%(約97%)，成為如文字所述的氫還原高爐。由於在爐內沒有燃燒焦炭或化石燃料，所以幾乎不會從爐頂排放CO、CO₂(只有從非鐵金屬的還原產生的量)，因此是也不需要CO₂分離設備、CO₂回收設備的劃時代性系統的實施例。

實施例5當中，為了防止非鐵金屬還原時產生的CO氣體、少量混入的雜質氣體(N₂等)的濃縮，與實施例1或3同樣地抽出爐頂氣體的一部分作為加熱器燃燒氣體。本實施例當中，由於加熱器燃燒廢氣中的CO₂含量只有一點點(數%vol)，因此氣體會從氣體煙囪28發散出去，但亦可設置脫濕裝置來回收CO₂。又，爐頂氣體雖說只有少量但還是含有CO₂，因此在加熱器後段對CH₄進行吹送氣體改質，藉此來抑制爐下部基於CO₂的焦炭氣化反應。

此外，由於吸熱反應的氫還原率高達97%，因此為了抑制塊狀帶的溫度降低以促進還原反應，增加第二段風口吹送量(豎爐效率降低)，更進一步從預備還原風口積極運用還原氣體。藉由該操作，豎爐上部的熱流比降低至接近0.6，爐頂溫度多少會上升，但在氫還原率為97%當中，在熱物質平衡及平衡論上實現了還原開始溫度≧650℃、還原結束溫度≦900℃、爐頂溫度≦200℃。

實施例6及7係採用不使爐頂氣體再循環的開放系統的例子，關於從風口吹送之燃料，分別是使用生物焦炭或生物煤等的生物燃料的例子以及利用環保電力使CO₂燃料化的E-Fuel的例子。這些燃料是將CO₂排放係數視為零(0)，因此爐頂氣體的CO₂排放量只計算非鐵金屬還原的量，因此在燃燒排出時，就不需要回收CO₂。爐頂氣體係成為容易使用的發熱量(實施例6或7為8500至8700kJ/Nm³)，因此具有即使在高爐以外的工廠，也可利用既有的氣體供應網廣泛活用作為替代能源，且可大幅降低這些工廠的CO₂排放量的優點。

實施例8係僅使用焦炭及微粉煤(PCI)、甲烷(相當於天然氣)這些傳統高爐所利用的燃料(還原材)來進行焦炭比及燃料比的削減的例子。微粉煤能夠以任意的比率與生物焦炭或生物煤混合而混合燃料化，最終若形成生物燃料100%，則源自從風口吹送之燃料的CO₂排放量就會變成零(0)。關於在加熱器內使其部分燃燒而轉換成還原氣體的甲烷也是藉由替換成經過CO₂回收的甲烷，而可獲得同樣的效果。圖面中分別依序一併記載著燃料轉換前/後的碳(C)基本單位。

在實施例8的基於化石燃料當中，也是從高爐排放至系統外的碳量(不加上CO₂回收)為238kg/tp，比起傳統高爐的381kg/tp，僅直觀上即可削減約40%(38%)的CO₂排出。再者，若加上製造1kg的焦炭需要1.7至1.8kg的煤，則實際上可減少一半(削減50%)的CO₂排出量。

以上的實施例僅為一例，也可為組合了實施例1至8的中間的原燃料的活用或系統構造。亦即，根據本發明，為了削減焦炭或削減CO₂的原燃料的選項或系統構造的選項沒有限制地變多本身就是劃時代的技術，因應作為附帶設備的CO₂儲藏/利用技術的今後的發展，只要修正熱平衡、物質平衡並考量經濟性而採用最適當的系統即可。

本案說明書援用日本專利申請案特願2022-68527號(申請日：2022年3月31日)的所有內容。

以上已說明了本發明的幾種實施型態，但這些實施型態是提示的實施例，並未限定發明的範圍的意思。這些新穎的實施型態可用其他各種型態來實施，可在不脫離發明的要旨的範圍進行各種省略、置換及變更。這些實施型態或其變形包含在發明的範圍或要旨，同時包含在申請專利範圍所記載的發明及其均等的範圍。

[產業上的利用可能性]

本發明之技術亦可轉變用途在還原鐵製造設備或熔鐵爐(廢料熔化爐)。