TW202421796A - 熔煉爐裝置的操作方法 - Google Patents
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Abstract
本發明係關於一種熔煉爐裝置，尤其鼓風爐裝置之操作方法，該方法包含
- 將焦炭、含有氧化鐵之物質及助熔劑（必要時）饋入至該熔煉爐之頂部，
- 在高於1600℃之溫度下在該熔煉爐之風口位處注入含有氫氣之第一還原氣體，
- 在該熔煉爐之該風口位處注入氧氣，及
- 在該熔煉爐之下端豎井位處注入第二還原氣體，
其中焦炭以低於220 kg/t HM、較佳低於200 kg/t HM且更佳低於180 kg/t HM之塊焦量饋入，且其中在該風口位處注入之氧氣的用量低於120 Nm
3/t HM，較佳低於112 Nm
3/t HM。
Description
本發明大體上係關於一種熔煉爐裝置，尤其鼓風爐裝置之操作方法，以及關於此類熔煉爐或鼓風爐裝置。
現如今熔煉爐裝置的主要問題之一係其CO
2排放，此似乎不可避免地與此類熔煉爐/鼓風爐之運作相關。相反地，鋼生產係減少此等排放之關鍵要素，此係因為其為建構CO
2精簡技術提供了原料。
儘管有替代方法及裝置，如廢料熔融或直接還原製程，繼而在電弧爐中熔融，但諸如鼓風爐（blast furnace，BF）之熔煉（亦即，還原及熔融）爐仍代表當今鋼生產之使用最廣泛的製程。
實際上，鼓風爐由於其主要在使用所有種類之含鐵物質方面的通用性而在鐵及鋼製造中具有悠久傳統。其缺點來自以下事實：其使用由焦炭及/或輔助燃料引入之大量碳來還原礦石且供應所需＞1800℃之高火焰溫度，以供應還原所需之能量，加熱及熔融鐵及脈石。
此外，焦炭表示鍋爐中使得鍋爐之下半部分具有充足透氣性的固體基質，其中部分還原之鐵礦石經加熱至其熔融溫度且隨後在所謂的內聚區中熔融。在內聚區中，礦石物質軟化且失去其大部分滲透性。因此在內聚區中，氣體主要穿過置於此區域中之焦炭層。內聚區下方為滴落區，其中熔融物質隨著上升的還原氣流以逆流/錯流方式向下滴落。為了此情形恰當地發生在兩個區中，由上游氣體對向下流動之液滴施加的力必須在一定的操作條件內。
現今，咸信鼓風爐中之最小加焦量為約220 kg/t HM。此限制並非來自製程原因，而是來自以上提及之機械及/或流體動力學限制。
事實上，多年前已提出一些建議以將加焦量降至甚至低於100 kg/t HM。然而，極低加焦量之此類製程建議從未被鋼鐵行業採納，此係因為若實際上達成此類低加焦量，則必須克服許多問題。
實際上，此等問題可能出現在熔煉爐，諸如尤其鼓風爐之不同區中。
舉例而言，在鐵製造鼓風爐中，含有氧化鐵之物質經由鍋爐下降，經歷還原、軟化、熔融且滴落至爐床上之製程。在軟化開始與完全熔融之間的溫度下，其形成內聚區。在此內聚區中，當使用降低加焦量時，上升氣體之通道體積變得有問題。原因係礦石層之相對厚度增加，且內聚區中焦炭層之數目減少。此繼而提高氣體流速且隨後提高內聚區中之壓降。
隨著內聚區中上升氣體之流速變得愈高，其具有朝向壁區域水平地擴散且沿著最小阻力之路徑在壁區域中向上流動的趨勢。稱為壁溝流現象（wall channeling phenomenon）之此不利影響導致熱量損耗，優先通過爐料（burden）之氣流，以及因此爐料還原程度及溫度不均勻，從而產生嚴重操作干擾。
此外，爐腹氣體流速之增加可防止液態金屬及爐渣在滴落區內向下流動，從而造成溢流現象。
在鼓風爐豎井中，加焦量降低至極低值將對固體裝料之空隙空間具有重要影響。歸因於具有較寬粒度分佈之鐵礦石粒子的較小尺寸，其與大焦炭粒子相比形成較小空隙空間。焦炭粒子中之所得空隙空間為大致50%，而對於鐵礦石粒子，其平均為約35%。在極低加焦量之情況下，礦石粒子之比例極高，且因此豎井之空隙空間將實質上減小，從而產生豎井內之高氣體壓降。此可引起所謂的懸掛現象，其中爐料物質並不連續地向下移動，且其滿足極高阻力（極高氣體壓降）。
最後，亦需要最小加焦量以確保熱金屬之適當滲碳（carburize）。實際上，維持碳含量穩定係確保鐵進一步轉化成鋼之步驟的重要前提條件。
技術難題
本發明之一目標係提供一種操作熔煉爐裝置，尤其鼓風爐裝置之方法，其准許明顯減少CO
2排放，同時使得適當地處理以上提及之問題。
為了克服以上提及之問題，在第一態樣中，本發明提出一種熔煉爐（豎爐）裝置，諸如鼓風爐裝置之操作方法，其中該方法包含以下步驟：
- 將焦炭、含有氧化鐵之物質及其他含鐵物質（諸如鐵礦石、熱煤鐵（Hot Briquetted Iron，HBI）、廢料等）及助熔劑（必要時）饋入至該熔煉爐之頂部，
- 在高於1600℃之溫度下在該熔煉爐之風口位處注入含有氫氣之第一還原氣體，
- 較佳在低於600℃、更佳低於400℃之溫度下在該熔煉爐之風口位處注入氧氣，及
- 在該熔煉爐之下端豎井位處注入第二還原氣體。
根據本發明，焦炭以低於約220 kg/t HM，諸如低於約200 kg/t HM、低於約180 kg/t HM、低於約160 kg/t HM、低於約150 kg/t HM或低於約140 kg/t HM且最佳低於約130 kg/t HM之塊焦量饋入，且其中在該風口位處注入的氧氣之用量低於約120 Nm
3/t HM、較佳低於約112 Nm
3/t HM且更佳低於約100 Nm
3/t HM，諸如低於約80、40或甚至20 Nm
3/t HM。
在第二態樣中，本發明提出一種熔煉爐裝置，尤其一種鼓風爐裝置，其包含
- 裝填設備，其經組態以將焦炭、含有氧化鐵之物質及其他含鐵物質（諸如鐵礦石、熱煤鐵（HBI）、廢料等)以及助熔劑（必要時）饋入至熔煉爐之頂部，
- 第一注入器配置，其定位於熔煉爐之風口位處，且經組態以在高於1600℃之溫度下在熔煉爐之該風口位處注入含有氫氣的第一還原氣體，
- 第二注入器配置，其定位於熔煉爐之豎井位處，且經組態用於在熔煉爐之下端豎井位處注入第二還原氣體，
- 氧氣注入口配置，其經組態用於在熔煉爐之風口位處注入氧氣，
其中裝填設備經組態用於以約220 kg/t HM，諸如低於約200 kg/t HM、低於約180 kg/t HM、低於約160 kg/t HM、低於約150 kg/t HM或低於約140 kg/t HM且最佳低於約130 kg/t HM之塊焦量饋入焦炭；其中該第一注入器配置包含經組態用於在高於1600℃之該溫度下加熱第一還原氣體的電加熱器件，且其中該氧氣注入口經組態用於以低於120 Nm
3/t HM、較佳低於112 Nm
3/t HM、更佳低於100 Nm
3/t HM，諸如低於約80、40或甚至低於約20 Nm
3/t HM之用量注入氧氣。因此，該熔煉爐裝置較佳經調適且經組態用於實施根據第一態樣之方法。
始於實質上降低加焦量將導致內聚區之滲透性降低的假定，本發明人設計出藉由將第二還原氣體注入至豎井區域（圖3中之參考B）中，原則上可顯著降低的穿過內聚區之通道之還原氣體（亦即第一還原氣體，圖3中之參考A）的實際流量，由此亦降低其流速。由於爐腹氣體之流速及體積流量兩者將減小，因此施加於爐渣及鐵液滴上之向上力將減小且溢流之風險將降低。然而，儘管減少在風口位處注入之氧氣的量以燃燒儘可能少的焦炭似乎可能為期望的，但如此進行對熔煉爐之運作具有巨大影響。實際上，習知操作之熔煉爐/鼓風爐中的一個重要特徵為在風口位處必須存在槽道（raceway），亦即在用含氧熱風操作之鼓風爐之風口的前方存在空隙空間，其作用為鼓風爐之爐腹內氣體之適當分佈。在習知操作之鍋爐中，此等槽道藉由在風口附近之熱風的作用而燃燒焦炭來形成。一般承認歸因於不當氣體分佈（諸如在缺乏適當槽道的情況下），在風口位處注入之氧氣的用量降低至此類極低用量將不可避免地阻礙鍋爐之適當操作。
本發明人現首先鑑別到，將氧氣用量限於如上文所定義之用量具有進一步限制穿過內聚區之通道的氣體之實際量的顯著及協同作用。因此，不僅與習知操作之熔煉爐相比，本發明旨在顯著降低氧氣用量，且與已在一定程度上整合使用氣態還原劑以用於其操作的熔煉爐相比，亦顯著降低氧氣用量。其次，本發明人意外地發現，由於注入之極熱的第一還原氣體之作用，槽道形成亦可至少部分地藉由焦炭之直接氣化來獲得，如將在下文中更詳細地解釋。第三，已觀測到，在沒有或幾乎沒有氧氣在風口位處注入之情況下（且因此在風口前方沒有焦炭或幾乎沒有焦炭燃燒），亦可至少部分地藉由足夠高的注入氣體流速（諸如高於150 m/s、較佳高於170 m/s且更佳高於200 m/s）以機械方式獲得使爐腹內具有恰當氣體分佈的槽道。
然而，更重要地，本發明人確定以上組合作用（亦即，機械作用及所注入之第一還原氣體的直接焦炭氣化貢獻）可能不足以在風口前方「吹出（blow）」令人滿意之空隙，但相較於習知熱風操作之鼓風爐中常用的流量，注入相對較小量之氧氣將允許確保鍋爐內之恰當且持續的氣體分佈。因此，在本發明方法中，在風口位處注入「槽道產生（raceway-creating）」、「槽道維持（raceway-sustaining）」或「槽道支持（raceway-supporting）」之量的氧氣，亦即氧氣之量藉由燃燒此區域中適當量之焦炭而足以產生或維持在第一還原氣體之注入點後的槽道之尺寸及形狀，或氧氣之量足以支持或補充上文所描述之機械及氣化作用。氧氣注入可為連續的或間斷的，或甚至個別地根據關於槽道之尺寸及形狀之實際需求進行控制。在具體實例中，火焰溫度可調節至在1700與2600℃之間，較佳1800與2400℃之間，更佳1800與2300℃之間的溫度。
有利地，所注入氧氣之溫度低於600℃且較佳低於約400℃，諸如低於約300℃、低於約200℃或甚至在約環境溫度下。氧氣較佳以濃縮形式注入，諸如具有至少約75體積%、更佳至少約90體積%或至少約95體積%之氧氣含量，諸如工業上純氧。
有利地，第一還原氣體之密度低於約0.80 kg/Nm
3、較佳低於約0.70 kg/Nm
3、更佳低於約0.60 kg/Nm
3，諸如低於約0.50 kg/Nm
3、低於約0.45 kg/Nm
3、低於約0.35 kg/Nm
3且最佳低於約0.30 kg/Nm
3。實際上，本發明人構想，減少穿過內聚區之實際質量流且因此減少鍋爐內之恰當氣體分佈的又另一方式將為使用較不稠密氣體作為第一還原氣體。實際上，第一還原氣體之密度可藉由減少其更稠密物質（諸如二氧化碳、氮氣、水等）之含量及/或藉由增加其在較不稠密物質中之含量，諸如尤其藉由增加其氫氣含量或藉由將氦氣引入至第一還原氣體來主動地控制。此「避開（circumventing）」內聚區中之滲透性問題的再另一方式繼而亦允許在很大程度上防止以上爐料中之懸掛現象且顯著降低滴落區中溢流之風險。此外，在內聚區上方注入第二還原氣體推動第一還原氣體朝向熔煉爐之中心（如圖3中所示）上升，其繼而減少上文所提及之壁溝流問題。此外，在高於1600℃之溫度下注入第一還原氣體允許提供加熱及熔融爐料所需之相當大比例的熱能。
雖然引入諸如氫氣、氦氣或其混合物之較不稠密物質允許減少（第一）還原氣體之實際質量流，但其亦將允許提供所需熱能。實際上，如下表中所示，氦氣及尤其氫氣之比熱容（此處約在所關注之溫度下：約1527℃）顯著大於諸如CO或N
2之其他氣體，意謂每單位質量之氫氣或氦氣為了使溫度降低一個單位而釋放的熱量要高得多。
表：不同氣體之比熱容
| CO | H2 | N2 | He | |
| 1800K下之Cp （kJ/kg.K） | 1.28 | 16.76 | 1.27 | 10.39 |
但在氦氣及氫氣中，後者尤其較佳，除了其作為高效熱載體之作用以外，其另外具有直接適用於鼓風爐內之還原潛力。
在有該情況下，第二還原氣體（及其適當控制）同時在（下端）豎井位處之注入因此亦允許相比於更常規操作之鼓風爐至少維持或較佳增加熱金屬之產生。替代地或另外，第二還原氣體（及其適當控制）在（下端）豎井位處之注入使得將塊焦量降低至低於160 kg/t熱金屬之值。
在具體實例中，第二還原氣體可具有略微高於第一還原氣體之密度，然而較佳地，第二還原氣體之密度低於1.2 kg/Nm
3，較佳低於1.0 kg/Nm
3，更佳低於0.9 kg/Nm
3。
在具體實例中，第一還原氣體可在2巴絕對壓力與10巴絕對壓力之間，較佳在4與5巴絕對壓力之間或甚至在5與6巴絕對壓力之間注入。根據相同或其他具體實例，第二還原氣體可在2與10巴絕對壓力之間，較佳在4與5巴絕對壓力之間注入。
在本上下文中，似乎顯而易見，在根據本發明操作時「鼓風爐（blast furnace）」實際上並非「鼓風（blast）」爐本身，因為本發明基本上用如本文中所定義之第一還原氣體置換鼓風。然而，為方便起見，表述「鼓風爐（blast furnace）」在本文中使用時可指在習知（操作）之豎井還原（shaft reduction）及熔融（熔煉）爐的情況下用含空氣/氧氣鼓風操作的鍋爐，或指如本文所描述操作之豎井還原及熔融爐，其中鼓風基本上經還原氣體（在本文中稱作第一還原氣體）置換。
一般而言，第一還原氣體將在風口位處以低於約800 kg/t HM，較佳低於約775 kg/t HM、低於約750 kg/t HM、低於約700 kg/t HM、低於約650 kg/t HM且最佳低於約600 kg/t HM之用量注入。為了降低塊焦量，在風口處之注入質量流一般將較低。然而，由於必須確保第一還原氣體之最小流量，第一還原氣體可較佳地以高於60 kg/t HM，較佳高於120 kg/t HM、高於180 kg/t HM或甚至高於300 kg/t HM之質量流量注入。在具體實例中，第一還原氣體可以在500與1300 Nm
3/t HM之間、較佳900與1300 Nm
3/t HM之間、更佳770與1000 Nm
3/t HM之間的體積流量注入。
第二還原氣體可以高於20 kg/t HM，較佳高於50 kg/t HM之質量流量注入，然而第二還原氣體較佳以低於600 kg/t HM，較佳低於400 kg/t HM或甚至低於360 kg/t HM之用量注入。另外或替代地，第二還原氣體可以在200與800 Nm
3/t HM之間、較佳250與700 Nm
3/t HM之間、更佳250與600 Nm
3/t HM之間的體積流量注入。
可用於本發明方法中之第一還原氣體及/或第二還原氣體通常包含合成氣。儘管此合成氣可獲自任何適當製程或來源，但本發明方法較佳包含藉由重整步驟，尤其藉由重整焦爐氣、天然氣及/或其他（較低）烴或其混合物，特定言之藉由用CO
2及/或H
2O對其進行重整而產生此類合成氣的另一步驟。較佳地，此等組分之供應可由利用熔煉爐之（自身或並非自身）頂部氣體、鹼性氧氣爐（basic oxygen furnace，BOF）氣體、開放浴爐（open bath furnace，OBF）或來自鋼廠之其他廢氣及處理氣體的重整產生。其他適當製程包括對熔煉爐頂部氣體及/或焦爐氣及/或BOF氣體及/或OBF氣體進行單乙醇胺（MEA）吸附、膜分離、變壓吸附（Pressure Swing Adsorption，PSA）或真空變壓吸附（Vacuum Pressure Swing Adsorption，VPSA）。視起始物質而定，重整可藉由任何適當催化或非催化重整製程，或諸如蒸汽重整、乾式重整等之此類製程中之多者的組合進行。有利地，在烴重整中使用熔煉爐之頂部氣體作為CO
2及/或H
2O源且可因此在第一及/或第二還原氣體之製備中再循環。另外或替代地，還原氣體亦可使用自生重整或部分氧化之技術自烴源產生。
根據本發明之較佳具體實例，第一還原氣體含有氫氣。實際上，本發明人發現，為了緩解在降低加焦量時減少空隙之問題及尤其內聚區中之滲透性問題，以及同時減少下方滴落區中之溢流現象及以上爐料中之懸掛現象的影響，可減少更稠密物質之量及/或可增加較不稠密物質之量。儘管如上文所提及，但在本上下文內明確預見使用例如氫氣、氦氣或兩者來對第一還原氣體之密度起作用。特別需要使用具有一定比例之氫氣的還原氣體，此係因為此氣體相較於任何其他氣體具有低得多的密度及低得多的（動態）黏度，同時進一步用作還原劑。實際上，本發明人構想，降低第一還原氣體之密度會使得沿整個熔煉爐/鼓風爐具有期望較低的壓降，但尤其經由內聚區及滴落區。增加比例之氫氣進一步降低還原氣體之（動態）黏度，其此外尤其經由內聚區及滴落區兩者有利於第一還原氣體之較好流動及分佈。因此，有利地，第一還原氣體可為富含氫氣之氣體，諸如富含由氨裂解及/或甲醇裂解及/或乙醇裂解產生之氫氣的合成氣或氣體。第一還原氣體可具有高於約30體積%，較佳高於約35體積%、高於約40體積%、高於約50體積%之氫氣含量。高於約60體積%、高於約65體積%、高於約70體積%、高於約75體積%、高於約80體積%、高於約85體積%、高於約90體積%、高於約95體積%及甚至高於約98體積%之值亦為可能的。
第一還原氣體可因此係具有上文所給出之密度的任何適當還原氣體。特定言之，第一還原氣體可包含合成氣或由合成氣組成，諸如獲自已知重整製程之彼等合成氣。尤其較佳地，其具有高於約7，較佳高於約8且更佳高於約9之莫耳比(H
2+CO)/(H
2O+CO
2)。此莫耳比可甚至更高，諸如高於約12或甚至高於約15。替代地或另外，第一還原氣體可包含以下或由以下組成：由氨（N
2+ 3 H
2）裂解及/或甲醇裂解及/或乙醇裂解產生之氣體。在任何情況下，必要時或期望時，此等還原氣體可富含如上文所指示之氫氣。
尤其較佳藉由第一還原氣體提供加熱、熔融以及氧化鐵還原之適當進程所需之能量，或至少提供其之重要部分。所需加熱當然視實際上加熱至所需溫度之前的第一還原氣體之初始溫度而定。視先前步驟，諸如重整之類型而定，第一還原氣體一般具有800至1500℃，諸如900至1300℃之初始溫度。由於較佳在約1600℃至約2600℃之溫度下，更佳在高於約1800℃或約1900℃且最佳高於約2000℃之溫度下，諸如高於約2150℃、約2300℃、約2425℃或甚至高於約2500℃下注入第一還原氣體，所以藉由一或多個適當加熱器提供殘餘加熱，如下文進一步描述。在本發明方法之尤其有利的具體實例中，基於以下控制第一還原氣體之實際溫度：熔煉爐裝置之多個操作參數，諸如溫度、壓力、質量/體積流量及頂部氣體之組成；熔煉爐之特定裝填參數，諸如溫度及焦炭、含有氧化鐵之物質及/或助熔劑之流量；指示在熔煉爐內不同位置處之當前操作條件的量測值，諸如溫度、壓力、產物之組成及溫度，當然以及生產速率等。特定言之，亦可（尤其）根據第二還原氣體之溫度來控制第一還原氣體之溫度，或反之亦然，如下文將進一步描述。
在具體實例中，熔煉爐裝置可進一步包含至少一個感測器，其經調適以相對於氣體之CO、CO
2及/或H
2濃度分析熔煉爐頂部處之氣體的組成，視情況亦經調適以相對於氣體中之H
2O、N
2及/或CH
4濃度分析氣體的組成。感測器可在頂層內之鍋爐內部或可連接至自鍋爐之頂層擷取氣體的管道。
感測器可為適於確定氣體組成之任何種類的感測器，諸如電化學、催化珠（pellistor）、光電離、紅外點、紅外成像、半導體或超音波類型之感測器。半導體類型之感測器可為金屬氧半導體感測器。該感測器可包含於氣相層析儀中。
為了向第一還原氣體賦予所需能量且因此賦予所需溫度，可使用任何已知製程或已知製程之組合，其可能取決於該還原氣體之初始溫度。在注入至熔煉爐之前，較佳用一或多個電加熱器加熱第一還原氣體。因為設想之溫度相當高，所以尤其在達到高於約1800℃之溫度時，可能適合或期望在進行實際注入之前儘可能晚地給予額外熱，諸如藉由在爐腹風管（bustle pipe）下游提供至少部分加熱，例如在風口彎頭內，諸如在下行管（down-leg）之後，較佳在吹管（blowpipe）內，或甚至在風口本身內，最佳藉由位於吹管或風口內任何適當位置處的一或多個電漿炬。儘管如此，將諸如電阻或電漿電加熱器之（額外）加熱器置放於風口彎頭上游，例如置放於爐腹風管中或甚至置放於爐腹風管上游（重整下游）亦為可能的且由此明確地涵蓋於本發明之上下文中。在較佳具體實例中，第一還原氣體可藉由電加熱器（亦即，電驅動加熱器）加熱，電加熱器中之各者經調適以在200 - 700 kWh/t HM、250 - 600 kWh/t HM或300 - 550 kWh/t HM之電功率下操作。
在第一還原氣體（至少部分地）經一或多個例如配置於風口彎頭之吹管內之電漿炬加熱的情況下，電漿炬較佳為基於電極之電漿炬或無電極電漿炬，諸如選自電感點火之電漿炬、微波電漿炬、射頻電漿炬及其組合。適當的電漿炬為直流電電漿炬或交流電電漿炬，諸如3相交流電電漿炬，其中該等電漿炬一般具有1至10 MW、較佳2至6 MW、最佳4至5 MW之額定電功率。下文將提供關於熔煉爐裝置內之合適電漿炬及合適位置的其他細節。
與第一還原氣體相反，第二還原氣體一般將不在此類高溫下注入，但若認為係合乎需要或必需的，則可使用類似溫度。實際上，在大多數情況下，較佳在約800℃至約1200℃之溫度下，更佳在約900℃至約1100℃且最佳低於約1000℃，諸如低於約950℃之溫度下注入第二還原氣體。如已在第一還原氣體之溫度的上下文中簡要地提及，第二還原氣體之實際溫度較佳基於以下中之一或多者來控制：熔煉爐裝置之多個操作參數，諸如焦炭反應性溫度、壓力、質量/體積流量及頂部氣體之組成；熔煉爐之特定裝填參數，諸如溫度及焦炭、含有氧化鐵之物質及/或助熔劑之流量；指示熔煉爐內不同位置處之當前操作條件的量測值，諸如溫度、壓力、氣體組成等。特定言之，亦可（尤其）根據第一還原氣體之溫度來控制第二還原氣體之溫度，或反之亦然。
熔煉爐裝置可進一步包含氣體注入器調節器件，其經組態以基於確定之氣體組成及/或爐鍋爐頂部處之溫度來調適由第一及/或第二注入器配置注入之氣體的組成及/或氣體的體積。
氣體注入器調節器件亦可基於頂層處所確定之氣體組成及/或頂層處之溫度，使電源供應器適配至少一個電加熱器。
氣體注入器調節器件亦可經組態以基於藉由熔煉爐輸出之熱金屬的組成及/或溫度以及熱金屬生產速率來調適由第一及/或第二注入器配置注入之氣體的組成及/或氣體的體積及/或注入之氣體的溫度。為了確定由熔煉爐輸出之熱金屬的組成及熱金屬生產速率，熔煉爐裝置可包含其他感測器，其位於經組態以確定熱金屬之組成及測定熱金屬之體積的鍋爐之熱金屬出口處。
在本發明中，饋入至熔煉爐之塊焦量與習知操作之鼓風爐相比較低。然而，尤其在內聚區中，氣體之滲透性亦顯著減小，因為熔融爐渣滲透至焦炭層中且因此堵塞其高度之一部分。由於此降低焦炭層之滲透性高度，所以一般不需要在不具有最小高度之層中饋入焦炭。此類最小高度一般為至少約8 cm，諸如至少約10 cm，諸如在9與11 cm之間、至少約12 cm或至少約15 cm，諸如14至15 cm。
在另外其他具體實例中，本文所揭示之方法進一步包含尤其以下步驟：藉由根據在風口位處注入之第一還原氣體的量（注入量）及/或組成，及/或在風口位處注入之氧氣（若存在）的量（注入量）而控制在豎井位處注入之第二還原氣體的量（注入量）及/或組成，以將到達內聚區之含有氧化鐵之物質的平均還原度調整至高於約80%、更佳高於約85%的值。
如已經提及，所需之塊焦量尤其視藉由鐵礦石之直接還原所消耗之焦炭的量而定。在具體實例中，因此可藉由控制用於直接還原之塊焦消耗來降低塊焦量，此又可藉由根據在風口位處注入之第一還原氣體的量（注入量）及/或組成，及/或在風口位處注入之氧氣（若存在）的量（注入量）來調整在豎井位處注入之第二還原氣體的量（注入量）及/或組成而加以控制。因此，藉由控制用於直接還原之焦炭消耗低於約60 kg/t HM、較佳低於約50 kg/t HM、更佳低於約40 kg/t HM可（進一步）降低塊焦量，諸如降低至低於220 kg/t HM之值。
替代地或另外，本發明方法較佳進一步包含以下步驟：藉由控制在熔融爐熔煉爐之（下部部分）豎井中第二還原氣體之注入（流量、速度及壓力）來減少/限制內聚區上方之溝流效應/現象。獲得此有利效應係因為第二還原氣體係在豎井位處，較佳沿著熔煉爐之外周注入，使得自內聚區上升之氣體集中在熔煉爐內。因此，合理的是，第一還原氣體注入器（亦即，風口）及/或第二還原氣體注入器一般以與彼此距離在0.5與2.5 m之間且較佳1.0與1.5 m之間均勻地分佈。此外，豎井位處之第二還原氣體的注入速度可宜控制為在40與250 m/s之間，諸如較佳在80與200 m/s之間的值。一般亦有幫助或合乎需要的係控制第二還原氣體（在豎井位處注入）之體積流量與第一還原氣體（在風口位處注入）之體積流量之間的比率為0.1:1至1:1，較佳0.2:1至0.8:1，更佳0.33:1至0.7:1，或甚至0.4:1至0.7:1、0.65:1或0.6:1。
如上文已陳述，可用於本發明方法中之第二還原氣體通常包含合成氣。其亦可僅由合成氣組成，意謂第二還原氣體具有本身例如如自重整製程，較佳自如先前所提及之重整製程獲得之組成。與第二還原氣體之來源或初步處理無關，尤其較佳的係其具有高於約6、較佳高於約7且更佳高於約8之莫耳比(H
2+CO)/(H
2O+CO
2)。此莫耳比可甚至更高，諸如高於約12或甚至高於約15。在具體實例中，此莫耳比可低於約80，或低於約30。
第二還原氣體可富含有氫氣，諸如富含氫氣之合成氣。與其初始組成無關，其宜具有高於約30體積%、較佳高於約40體積%、更佳高於約50體積%之（最終）氫氣含量。
進一步較佳地，第一還原氣體及/或第二還原氣體較佳兩者基本上不含氮氣（若存在）。因此，第一還原氣體及第二還原氣體較佳（獨立地）具有低於約35體積%、更佳低於約15體積%、仍更佳低於約10體積%且最佳低於約5體積%之氮氣含量。
本發明之方法較佳亦包含對在風口處注入之任何氣體之壓力水平的主動控制。有利地，將風口位處之熔煉爐的壓力水平控制為高於約2巴，較佳高於約4巴且更佳高於約5巴之值。實際上，較高壓力水平亦對溢流現象具有積極影響，亦即施加於液滴上之壓力。壓力愈高，密度愈高，且氣體之流速亦愈低。由於氣體對液滴的影響更大地取決於流速（功率2）其次為密度，因此壓力的增加將有助於進一步改善內聚區及滴落區中之情形。
在有利具體實例中，該方法進一步包含以下步驟：藉由將熔煉爐之頂部壓力控制在1至10巴之範圍內，更佳在2至7巴且最佳在3與5巴之間的範圍內來減少溝流效應及溢流效應。
替代地或另外，該方法可進一步包含以下步驟：藉由控制第二還原氣體之注入條件，諸如具體言之注入於熔煉爐之豎井中之第二還原氣體的注入速度及/或用量來減少來自內聚區至下部豎井區中爐壁之氣體的壁溝流效應。
在本發明方法中，可有利地包括另一步驟：藉由碳捕獲及利用（carbon capture and utilization，CCU）及/或碳捕獲及儲存（carbon capture and storage，CCS）減少在操作期間產生之任何一或多種含有二氧化碳之廢氣及/或處理氣體的二氧化碳含量。
在此情形下，尤其有趣的係在所謂的合成氣生產設備中使用至少一部分所捕獲之CO
2，例如藉由將二氧化碳與CO
2精簡氫氣一起轉化為合成氣且進一步藉由甲烷化轉化為合成烴（諸如天然氣），及/或藉由任何其他適當生產製程（包括生物製程等）產生甲烷、甲醇、乙醇等。甲烷、甲醇、乙醇等之全部或部分可隨後用於可注入於鼓風爐中之合成氣生產。
如上文已提及，在本發明方法中，可能有利的係在合成氣之可接受氮氣濃度的限制內將氨（NH
3）及/或裂解氨（N
2+ 3 H
2）作為富氫燃料併入，兩者均用作（或用於）第一及/或第二還原氣體。事實上，若氨將作為具有高氫氣含量之無CO
2能量載劑而變得可商購，則此將備受關注。
表述「在豎井位處（at shaft level）」或「在熔煉爐之豎井位處注入（injecting … at a/the shaft level of the smelting furnace）」暗示在熱風位/風口位上方之下端豎井區中，尤其在爐腹上方，較佳在內聚區上方的氧化亞鐵之氣固還原區內進行注入。較佳地，豎井位處之注入可因此在內聚區之根部上方（例如緊鄰）進行，即內聚區直接接觸爐壁的區域（亦即，在內聚區之根部上方）換言之，等效表述「豎井位（shaft level）」或「下端豎井位（lower shaft level）」係指允許注入氣體參與還原反應之位，較佳指FeO還原區中之位。相反地，表述「在風口位處（at tuyere level）」或「在熔煉爐之風口位處注入（injecting … at a/the tuyere level of the smelting furnace）」暗示在習知地具備有熱風之風口的位處，較佳在爐腹之下半部分中（亦即，充分地在內聚區下方）使用習知風口進行注入。
「注入器配置（injector arrangement）」在本上下文中應理解為包含一或多個注入器，視情況包括任何對應相關之上游連接傳導、管道以及調節及控制組件、還原氣體處理/加熱/冷卻等。視特定情況而定，位於風口位處之第一注入器配置因此可指一或多個風口本身，或該（等）風口與任何一或多個相關之上游部件，諸如吹管總成或風口彎頭、爐腹風管、第一還原氣體處理或加熱單元、連接管道及控制組件等。類似地，視特定情況而定，位於豎井位處之第二注入器配置可指一或多個豎井注入器本身，或該（等）豎井注入器與任何一或多個相關之上游部件，諸如注入器饋入總成、豎井環管（ring pipe）、第二還原氣體處理或加熱單元、連接管道及控制組件等。
在具體實例中，第一注入器配置可包含至少10個第一氣體注入器（亦即，風口）且至多70個第一氣體注入器（亦即，風口），較佳18與40個之間的第一氣體注入器。根據相同或其他具體實例，第二注入器配置可包含至少10個第二氣體注入器且至多70個第二氣體注入器，較佳18與40個之間的第二氣體注入器。
表述「等效加焦量（equivalent coke rate）」包括饋入至熔煉爐之所有含碳固體或液體（在環境溫度下）物質，包括實際焦炭物質（以塊焦量饋入），且亦包括可添加至操作熔煉爐之其他含碳氣態、固體或液體物質，諸如在風口位處注入之氣態甲烷、天然氣及/或粉煤。若需要或認為有幫助，則可在風口位處注入粉煤或其他含碳氣態、固體或液體物質，例如以在低於1600℃之溫度下注入第一還原氣體時（例如由於缺乏加熱構件而暫時地）及/或在維護停止後重新啟動時，藉由在鍋爐內部燃燒來提供所需的能量。然而，其他含碳物質之注入量較佳低於150 kg/t HM，更佳低於120 kg/t HM。然而最佳地，本發明方法不將此類其他氣態、固體或液體含碳物質饋入至熔煉爐/鼓風爐，尤其本發明方法不涵蓋或包含將粉煤注入至熔煉爐/鼓風爐中，而僅將作為含碳固體物質之焦炭饋入至熔煉爐/鼓風爐之頂部。因此，如本文所用之表述「塊焦量（lump coke rate）」指示實際上添加至鼓風爐頂部之焦炭物質的用量。實際上，「塊焦（lump coke）」係指裝入鍋爐中之焦炭，一般具有大於20 mm之尺寸。在較佳具體實例中，鍋爐以低於220 kg/t HM、較佳低於200 kg/t HM且更佳低於180 kg/t HM之（總）等效加焦量操作。
表述為「/t HM」之用量係指由鼓風爐裝置生產之每噸（公噸）熱金屬。「Nm
3」係指標準立方公尺以指示在正常條件下，亦即在0℃（273.15 K）之溫度及1 atm （101.325 kPa）之絕對壓力下1平方公尺之氣體的體積。
在本發明上下文中，相對於氣體（混合物），表述「富含氫氣（hydrogen-enriched）」或「富含有氫氣（enriched with hydrogen）」意謂主動且故意地將氫氣（H
2）添加至該氣體（混合物）以提高所得富含氫氣之氣體（混合物）內氫氣的莫耳比例。
在本發明上下文中，在風口位處注入氧氣之用量係指注入氧氣之總量。
本發明上下文中之「還原氣體（reducing gas）」意謂能夠參與，亦即進行還原反應之氣體，亦即包含還原物質（諸如H
2及/或CO）之氣體，較佳其中H
2表示30-100體積%，CO表示10-70體積%，且除CO及H
2外之化合物表示小於35體積%、更佳小於10或甚至小於5體積%之還原氣體。在具體實例中，還原氣體具有低於25體積%、較佳低於20體積%且更佳低於10體積%之烴濃度。
在本發明上下文中，「約（about）」意謂給定數值覆蓋該數值之-10%至+ 10%的值範圍，較佳該數值之-5%至+5%的值範圍或甚至該數值之-2.5%至+2.5%的值範圍。
本發明之方法及本文所揭示之另外變體具有許多重要優勢及益處：
- 低CO
2排放，
- 在鋼廠佈置及物流中無變化，該方法可在具有有限改良之現有鼓風爐上實施，
- 歸因於豎井注入，風口氣體量可降低約15至30%，從而允許塊焦層厚度粗略降低25至50%，
- 在熔煉爐中無焦炭燃燒或幾乎無焦炭燃燒，因此無氧氣需求或幾乎無氧氣需求，
- 歸因於第一還原氣體內之H
2，此氣體之動態黏度可降低約15%，因此允許在相同壓降及作用於焦炭粒子及液滴上之相同力的情況下具有較高速度，
- 歸因於第一還原氣體內之H
2，此氣體之密度可降低約50%，因此允許在相同壓降及作用於焦炭粒子及液滴上之相同力的情況下具有較高速度，
- 通常無為達成極低焦炭消耗所需之粉煤或輔助燃料注入，及
- 易於重新開始，因為在鍋爐外部，諸如在緩升期間藉由蒸汽重整或H
2注入產生合成氣。
一般考慮事項
鼓風爐關於CO
2排放之主要問題為其製程係基於以焦炭為基礎之鐵礦石還原，且亦基於在風口位處注入富含碳之輔助燃料/還原劑。
已提議在豎井或甚至在風口位處注入合成氣以幫助降低鼓風爐中之焦炭消耗且因此減少CO
2排放。然而，即使在此等條件下，仍需要不可忽略的塊焦量，一般仍高於300 kg/t HM。對加焦量仍然很高的要求主要來自製程，且一小部分來自機械/流體動力學原因。
現今，鼓風爐似乎愈來愈多地被僅需要少量焦炭之替代製程途徑取代。實際上，此等製程將鼓風爐分成兩部分：在豎爐中進行之鐵礦石還原部分及在電熔融爐中進行之熔融部分，後者使用一種電弧/電漿或浸入式電極。然而，此概念產生資本支出（CAPEX-wise）極其昂貴且亦難以維持的極大型且複雜的裝置。此外，在利用氫氣還原之直接還原鐵（direct reduced iron，DRI）的情況下，熔融爐仍需要大量焦炭，約60至110 kg/t HM。需要此碳來完成DRI之還原且使隨後將在鹼性氧氣爐中經處理之熱金屬滲碳。
本發明方法旨在能夠展示廣泛使用之鼓風爐技術（若如本文所描述適當地轉化）能夠提供具有低CO
2排放之解決方案，且由此允許藉由改良鼓風爐中之處理條件而使用具有極低加焦量之（經修改之）鼓風爐。
實際上，習知鼓風爐現今將焦炭用於不同要求：
- 豎井中鐵礦石的間接還原：
3 Fe
2O
3+ CO → 2 Fe
3O
4+ CO
2及Fe
3O
4+ CO → 3 FeO + CO
2- 在鼓風爐之下半部分中氧化鐵的直接還原，直接還原熔融氧化鐵為：FeO + C → Fe + CO
- 溶損：在一定溫度水平下，焦炭與二氧化碳及H
2O反應以產生一氧化碳及H
2：
C + CO
2↔ 2 CO
C + H
2O ↔ CO + H
2- 熔融鐵之滲碳。在鼓風爐之典型操作溫度下，在約1500℃下，用碳飽和之鐵具有約4.5%溶解碳。此亦為鼓風爐之前提條件，因為其允許熱金屬在此溫度水平下為液體。
- 在風口處燃燒焦炭以產生熔融及還原鐵礦石所需的熱還原氣體。熱還原氣體應達到鼓風爐之操作所需的最低火焰溫度（1800 - 2600℃）。實際上，火焰溫度保證了自氣相至礦石及其後續熔融之熱傳遞。若彼溫度過低，則鼓風爐無法實現高產量。
- 歸因於化學平衡，大約一半在鼓風爐中產生之還原氣體在頂部處排出（頂部氣體）而不反應。頂部氣體之剩餘熱值一般1/3用於加熱熱風且2/3運出鼓風爐廠外。
在現今標準鼓風爐應用中，其中注入粉煤（injected pulverized coal，PCI）的加焦量為310 kg/t HM及180 kg/t HM，不同因素之焦炭消耗分佈如下，參見表1。
表1
| 以kg/t HM計 | 案例0 |
| PCI在風口處氣化/燃燒 | 180 |
| 焦炭在風口處氣化/燃燒 | 120 |
| 焦炭溶損豎井 | 28 |
| HM溶液之焦炭 | 47 |
| 直接還原之焦炭 | 114 |
| 總焦炭 | 310 |
| 注意：僅為大致值 |
現在問題為如何減小加焦量？
溶解於熱金屬中之焦炭無法真正地被還原，此係因為焦炭將溶解於熱金屬中直至其飽和。藉由碳來飽和熱金屬亦確保碳塊（carbon bloc）在爐床中之長壽命。因此原則上不可能減小此等47 kg/t HM（參見表1）。
若來自鼓風爐之上半部分之礦石的還原程度增加，則鼓風爐之下半部分中直接還原所需的焦炭可能很大程度地減少。提高減少程度可藉由增加鼓風爐豎井之氣相中的還原劑相對於氧化劑比率(CO+H
2)/(CO
2+H
2O)進行。此可藉由增加還原氣體流，例如藉由在豎井底部注入還原氣體來進行。另一選項將為藉由增加H
2+CO之累積濃度，主要藉由在風口位處及在豎井位處降低注入氣體中之N
2含量。
亦可藉由增加穿過鼓風爐之豎井之氣體中的還原劑相對於氧化劑比率來還原溶損之必需焦炭。此可藉由增加還原氣體流，例如藉由在豎井底部注入還原氣體來進行。此外，其亦可藉由增加H
2+CO之累積濃度，諸如藉由在風口位處及在豎井位處降低注入氣體中之N
2含量來進行。
在風口位處產生鼓風爐之下半部分的必需能量，其中燃燒如PCI或天然氣之焦炭及輔助燃料，且用熱風（在900與1300℃之間）氣化且在1800與2500℃之間的溫度下產生風口氣體。出於彼目的，需要燃燒大量燃料，此係因為其僅氧化成CO而非CO
2。這使得反應熱量之釋放更低，因此當燃料完全燃燒成CO
2及H
2O時，火焰溫度更低，因為其可在氧化氛圍中進行。
本發明提出執行以下：
在本發明中，提議將兩種注入類型結合，利用在豎井之底部及風口位兩者處注入之鼓風爐中的還原氣體，其中將在風口位處注入之還原氣體進一步加熱至類似於或儘可能接近於常用鼓風爐火焰溫度之溫度，同時顯著地減少氧氣注入。因此，本發明考慮將例如合成氣之風口還原氣體加熱至至少1600℃，較佳高於1800℃，更佳高於2000℃且可能甚至高於2300℃。
當在豎井及風口位處注入熱還原氣體時，本發明方法完全先驗地避免了對含氧熱風之要求。然而，根據本發明，若需要或認為有幫助，則提議在風口處提供少量注入冷氧，諸如低於120 Nm
3/t HM，較佳低於112 Nm
3/t HM，連同或不與一些輔助燃料，如天然氣、焦爐氣、粉煤等一起。通常，氧氣在風口位處之最小注入量高於約4 Nm
3/t HM，諸如高於約12 Nm
3/t HM，高於約25 Nm
3/t HM，例如高於約35 Nm
3/t HM或甚至高於約50 Nm
3/t HM。
為了加熱（第一）還原氣體，可使用不同方法將還原氣體例如自合成氣生產溫度（在催化重整製程及部分氧化/自熱重整之情況下約為950℃，在非催化重整製程之情況下約為1200℃，在（V）PSA之情況下為預加熱或非預加熱溫度（0至1300℃））有效加熱至所需/需要溫度。已知可用於該目的之技術。有利地，電能可用於彼目的，尤其例如經由電阻加熱及/或電漿技術之「綠色」或可再生電能。
此外，還原氣體可用任何適當方法生產，諸如在CO
2移除設備中，例如胺型吸附器、PSA或VPSA，其以鼓風爐氣體、鹼性氧氣爐氣體或其他氣體作為起始物質，其中可藉由使用吸附增強型水煤氣變換反應器來增加CO
2分離。還原氣體亦可為氫氣移除設備之富氫氣流。
此外，亦明確地預見使用純氫氣作為還原氣體或由如上文所提及之氨裂解（或甚至甲醇及/或乙醇裂解）產生的N
2及H
2之混合物。
在如本文所揭示之方法中，原則上有可能藉由幾乎完全消除穿過鼓風爐之氣體中的氮氣且藉由在約火焰溫度下注入鼓風爐中之氣體而達到約100 kg/t HM之加焦量。
替代地加熱在風口處注入之合成氣，亦有可能例如藉由使用電漿炬、直接浸沒於鼓風爐中之電極、藉由電感加熱等將電功率直接供應至鼓風爐。
在重整器、PSA、VPSA、CO
2移除設備等中再處理鼓風爐頂部氣體之一部分以用於產生具有足夠的還原劑相對於氧化劑比率的還原氣體係特別有益的。本發明方法考慮各種製程以用於產生還原氣體，且將其連同氫氣及/或裂解氨一起在豎井以及風口位處注入於鼓風爐中。
亦考慮使用一部分鼓風爐頂部氣體作為用於合成氣生產之加熱燃料。僅極小一部分之鼓風爐頂部氣體可離開鼓風爐廠，此指示效率高。
出於滲透性原因，低於90 kg/t HM之加焦量可能不可達，但本發明方法允許達成顯著低於200 kg/t HM之加焦量。
如上文所解釋，滲透性問題為還原氣體之一部分未在風口位處注入而在鍋爐之豎井底部注入的主要原因。實際上，將加焦量降低至最低水平會減小內聚區中上升氣體的穿過面積。此提高了內聚區及上部滴落區中之氣體流速及壓降，且其亦可在氣體徑向及周向分佈中產生異常。因此，減小風口及爐腹區域中之氣體體積係極重要的，此係藉由在豎井位處部分地注入還原氣體來達成。降低還原氣體之密度及黏度亦為有利的。此可藉由使用富含氫氣之還原氣體來達成，該還原氣體另外富含或不富含氫氣，其具有極低密度及黏度，此又產生較小壓降及較低氣體流速。
本發明方法仍將使用一些焦炭且可能需要例如甲烷以用於重整再循環之頂部氣體。在藉助於使含有CO及/或CO
2之氣體（諸如鼓風爐之頂部氣體及/或鹼性氧氣爐之氣體）甲烷化產生天然氣時，可實現額外CO
2節省。作為天然氣之替代方案，藉由甲烷化產生之甲烷亦可用於進一步減少CO
2佔據面積。
最後，本發明方法亦可包含自重整器/加熱器之廢氣或任何其他鋼廠處理氣體捕獲CO
2以供使用或儲存以進一步減少總CO
2佔據面積。
案例研究：鼓風爐中之還原氣體利用
為更好地說明本發明，已對若干案例進行了更深度的研究。該等案例之細節呈現於下表2中。
案例1及2為現今分別以255 kg/t HM及205 kg/t HM之粗焦量運行之鼓風爐。
案例3及4分別專用於具有注入至風口之熱H
2而不將熱氫氣注入及將熱氫氣注入至豎井的鼓風爐。
案例5及6係關於具有約180kg/t HM及約100 kg/t HM之新穎鍋爐，使用過度加熱合成氣在風口位處注入，同時視需要在風口位處注入少量氧氣。
案例7及8係關於具有約180kg/t HM及約100 kg/t HM之新穎鍋爐，使用過度加熱合成氣在風口位處注入，且除此之外，將熱合成氣注入至豎井中，同時視需要在風口位處注入少量氧氣。
案例1表示一種具有高粉煤注入（PCI）之典型操作良好的鼓風爐，如可在世界各地且特定言之歐洲發現若干此類鼓風爐。粉煤注入允許降低塊或粗焦量至約250 kg/t HM之值。
如可見，此熔爐每生產1公噸（metric t）熱金屬（t HM）需要約235 Nm
3之氧氣。此氧氣之部分伴隨經加熱空氣，其部分來自氧氣富集，其中純氧來自空氣分離設備。
因為鼓風爐需要一定火焰溫度以便正確地操作，所以需要此氧氣富集。實際上，火焰溫度保證可熔融經還原之礦石且注入之煤可在槽道內燃燒。在高PCI下，所需火焰溫度為約2200℃。
在此情況下，不可能完全消除天然鼓風，因為需要一定氣體體積以便具有足夠的潛熱來為鍋爐之豎井中礦石的加熱及還原提供能量。
案例2表示達到格外高的PCI注入之典型鼓風爐。此類操作已持續數月之長生產週期。然而，此操作極具挑戰性且需要高操作技能及極佳原料，尤其昂貴的高品質焦炭。在此案例中，值得注意的是已達到205 kg/t HM之粗焦量。
若吾人比較風口處之注入條件，則吾人可發現必須進一步增加氧氣富集，但總而言之，風口處之條件、熱風溫度、氣體體積流量並未大幅度改變。
當然，若吾人想要減少來自熱金屬生產之CO
2排放，則此等兩種操作並非合乎需要的，因為整個能量及還原劑輸入係基於煤。
案例3及4：在此等案例中，本發明人已使用高氫氣注入量分析鼓風爐之操作以便減少一部分來自煤之能量及還原劑輸入且相反地使用無CO
2之氫氣。
已知若在風口處與富含氧氣之熱風一起冷注入，則不可大量注入氫氣。氫氣利用之典型最大量受限於低於30 kg/t HM。
因此，添加氫氣將需要改變。其需要經熱注入，僅在風口位處或在風口及豎井位兩處注入。
如注入溫度，本發明人已假定在豎井位處為950℃且在風口位處為1200℃。此等溫度為當使用傳統熱交換器及再生型加熱器時典型地可達到之溫度水平。
在風口位處，現需添加冷氧以便燃燒一些焦炭以達到熔融礦石之所需火焰溫度。根據不使用PCI注入之鍋爐，已知在此情況下火焰溫度可減小至最少約1800℃，始終需要足夠的流量來供應足夠用於熔融經還原之礦石的能量且供應用於加熱及還原鼓風爐之豎井中礦石的能量。
如可見，有可能在風口處分別減少約240至150及180 Nm
3/t HM之氧氣注入。因此，較少碳將需要在風口處燃燒。然而，由於不存在可自PCI注入獲得之碳，因此需要在風口處燃燒之焦炭較高，如在案例1及2中，導致加焦量增加。
當在鼓風爐中使用氫氣時需要額外煤/焦炭，因此需要CO
2減排，此矛盾無法藉由習知方法克服。
另外，在存在及不存在豎井注入之兩種情況下，可見純H
2均需要大量氫氣，在存在及不存在豎井注入的情況下每t熱金屬分別需要1070及1280 Nm
3之氫氣。此遠遠超過了其他生產途徑的氫氣需求，例如直接還原製程需要約660 Nm
3/t HM氫氣。此外，在此等情況下所需加焦量相當高，從而使其不受關注。
為解決此問題，本發明人提出在過熱溫度下將具有或不具有純氫添加之合成氣注入至鼓風爐，同時視需要在風口位處注入少量氧氣。
舉例而言，過度加熱可藉由電漿炬進行。
案例5及6：在此等案例中，過度加熱在風口位處注入之氣體具有以下優勢：現在僅極少或無焦炭需要用氧氣燃燒即在風口處具有熔融經還原之礦石所需的溫度水平。
案例7及8：相比於案例5及6，此等案例具有對豎井之額外合成氣注入。此外，過度加熱在風口位處注入之氣體具有以下優勢：現在僅極少或無焦炭需要用氧氣燃燒即在風口處具有熔融經還原之礦石所需的溫度水平。然而，因為本發明人提議藉由在鍋爐之豎井中部分地注入氣體來操作鍋爐，所以其能夠以較低的電漿炬電能需求供應熔融所需之溫度水平。此外，在豎井注入之情況下，較少氣體需要穿過高阻內聚區。
另外，吾人可分別比較案例5與案例7及案例6與案例8。儘管案例5與7以及案例6與8分別在注入氧氣方面係相當的，但在案例7及8中，較少氣體需要進入風口，咸信其允許藉由「較小」槽道工作。實際上，如在案例5及7中使用較多氧氣時可見，加焦量較高，因為更多焦炭燃燒，而在案例6及8中，由於僅有極少氧氣而幾乎無焦炭燃燒，在此情況下，焦炭在風口處的主要消耗來自氣化。
與案例7及8相反，在案例5及6中，所有操作所需之還原氣體均需要穿過風口，且因此穿過滴落區及內聚區，此將分別導致溢流及懸掛問題。此外，在案例5及6中，不存在避免上文所描述之壁溝流現象的方式。
藉由操作如本文所描述之鼓風爐，現在有可能實際上達到分別呈現於案例7及8中之極低加焦量，亦即約180及約100 kg/t HM。
亦可看出，就100 kg/t HM與440 Nm
3/t HM而言，純氫氣之使用亦極低。
此可例如藉由將鼓風爐之頂部氣體再循環回至鼓風爐而達成。對此，H
2O及CO
2之含量需要減少。H
2O可易於藉由冷卻及縮合來減少。CO
2消除在某種程度上更複雜，且已提議不同方法，諸如PSA、VPSA以及CO
2與烴之重整以形成CO及H
2。
在實例中，已使用利用天然氣之重整。
此類重整可在約950℃之溫度下以催化方式進行，或在再生重整器類型中在無催化劑之情況下在＞1100℃之高溫下進行。因為在風口位處特定地需要極高溫度，所以後者類型極適合於在風口位處製備氣體。
此外，當在高溫下對氣體進行重整時，有可能達到氣體(CO+H
2)/(CO
2+H
2O) ＞ 7、較佳＞ 8、更佳＞ 9的極高還原度。高還原度對於達成低加焦量極重要，因為氣體中之各CO
2及H
2O會消耗槽道中之焦炭。
表2：
| 案例 1 | 案例 2 | 案例 3 | 案例 4 | 案例 5 | 案例 6 | 案例 7 | 案例 8 | ||
| BF1 | BF2 | 向風口注入熱H2之BF | 向風口及豎井注入熱H2的BF | 無豎井注入之180 kg/t HM新穎鍋爐 | 無豎井注入之110 kg/t HM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之180 kg/t HM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之100 kg/t HM新穎鍋爐 | ||
| 總加焦量（ kg/t HM ） | 301 | 256 | 274 | 324 | 180 | 114 | 177 | 102 | |
| 塊焦量（ kg/t HM ） | 255 | 205 | 274 | 324 | 180 | 114 | 177 | 102 | |
| 堅果加焦量（ Nut coke rate ）（ kg/t HM ） | 46 | 51 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | |
| PCI （ kg/t HM ） | 192 | 232 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | |
| 冷 O 2 （ Nm 3/t HM ） | 63 | 89 | 148 | 183 | 71 | 1.9 | 75 | 6 | |
| 天然乾鼓風體積（ Nm 3/t HM ） | 821 | 740 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | |
| 總 O 2 （ Nm 3/t HM ） | 235 | 244 | 148 | 183 | 71 | 1.9 | 75 | 6 | |
| 火焰溫度（ ℃ ） | 2 230 | 2 175 | 1 796 | 2 225 | 1 876 | 1 848 | 2 032 | 1 997 | |
| 乾燥頂部氣體體積（ Nm 3/t HM ） | 1392 | 1337 | 1285 | 1209 | 1005 | 1011 | 1084 | 1205 | |
| 頂部氣體之 LHV ， kJ/Nm 3 | 3574 | 3673 | 9781 | 9496 | 7809 | 8 914 | 7 846 | 9 065 | |
| 注入至豎井之還原氣體 （ Nm 3/t HM ） | 0 | 0 | 0 | 310 | 0 | 0 | 300 | 565 | |
| 注入至風口之還原氣體（ Nm 3/t HM ） | 0 | 0 | 1280 | 760 | 947 | 1200 | 760 | 889 | |
| 熱還原氣體或天然熱風注入至風口之溫度 （ ℃ ） | 1250 | 1150 | 1200 | 1200 | 1750 | 2020 | 1820 | 2150 | |
| 電漿之電消耗， kWh/t HM | 0 | 0 | 0 | 0 | 273 | 516 | 242 | 435 | |
此等氣體之體積流量概述於下表3中：
| 案例 1 | 案例 2 | 案例 3 | 案例 4 | 案例 5 | 案例 6 | 案例 7 | 案例 8 | |
| BF1 | BF2 | 向風口注入熱H2之BF | 向風口及豎井注入熱H2的BF | 無豎井注入之180 kg/t HM新穎鍋爐 | 無豎井注入之110 kg/t HM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之180 kg/t HM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之100 kg/t HM新穎鍋爐 | |
| 豎井中之還原氣體（ Nm 3/t HM ） | 0 | 0 | 0 | 310 | 0 | 0 | 300 | 565 |
| 用於還原氣體生產之 H 2 （ Nm 3/t HM ） | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 440 | 0 | 440 |
| 用於還原氣體生產之 NG （ Nm 3/t HM ） | 0 | 0 | 0 | 0 | 180 | 95 | 191 | 106 |
| 注入至風口之熱風（ Nm 3/t HM ） | 821 | 740 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| 注入至風口之 O 2 （ Nm 3/t HM ） | 63 | 89 | 148 | 183 | 71 | 2 | 75 | 6 |
| 注入至風口之還原氣體（ Nm 3/t HM ） | 0 | 0 | 1280 | 760 | 947 | 1200 | 760 | 889 |
| 風口處 ， 亦即槽道中之氣體體積 （ Nm 3/t HM ） | 1 247 | 1 217 | 1 538 | 1 076 | 1 135 | 1 240 | 920 | 939 |
| 爐腹中之氣體體積（ Nm 3/t HM ） | 1398 | 1332 | 1577 | 1147 | 1154 | 1294 | 966 | 969 |
焦炭消耗
BF中之焦炭係由豎井中之溶損反應（solution loss reaction）、滲碳、液態之直接還原（滴落區之上半部分）及風口中之焦炭氣化/燃燒消耗。此外，在鍋爐裝填期間將少量焦炭細粒排放至灰塵中。
在下文表4中，呈現所有案例由所提及之方式消耗的焦炭量（焦炭重新分配）。
| 案例 1 | 案例 2 | 案例 3 | 案例 4 | 案例 5 | 案例 6 | 案例 7 | 案例 8 | |
| BF1 | BF2 | 向風口注入熱H 2之BF | 向風口及豎井注入熱H 2的BF | 無豎井注入之180 kg/t HM新穎鍋爐 | 無豎井注入之110 kg/t HM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之180 kg/t HM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之100 kg/t HM新穎鍋爐 | |
| 在風口處燃燒 / 氣化之焦炭 （ kg/t HM ） | 127 | 93 | 171 | 210 | 92 | 24 | 92 | 24 |
| 焦炭溶損豎井（ kg/t HM ） | 22 | 29 | 23 | 11 | 17 | 17 | 13 | 10 |
| 滲碳之焦炭（ kg/t HM ） | 51 | 55 | 51 | 51 | 51 | 51 | 51 | 51 |
| 直接還原之焦炭（ kg/t HM ） | 91 | 70 | 19 | 40 | 13 | 18 | 14 | 12 |
| 灰塵及污泥中之焦炭（ kg/t HM ） | 11 | 10 | 11 | 12 | 7 | 4 | 7 | 4 |
| 具有灰塵及污泥之總焦炭 （ kg/t HM ） | 301 | 257 | 274 | 324 | 180 | 114 | 177 | 102 |
可見，對於新穎鍋爐條件，藉由液態之直接還原的焦炭消耗顯著較低。原因為由於鍋爐中之極高還原力（H
2+CO），亞鐵爐料在豎井中還原至極高程度。因此，藉由直接還原及溶損反應，較少FeO仍被還原為Fe。對於案例5至8，直接還原之焦炭消耗低於20 kg/t HM，而對於習知鍋爐，其大於70 kg/t HM。
亦可見，在案例7及8中，注入至豎井中之還原氣體限制了溶損之焦炭消耗，因此對焦炭之化學侵蝕較少。因此，認為還原氣體之注入不會使對新穎鍋爐案例之焦炭品質需求增加。
此外，隨著過度加熱之還原氣體將大量熱能引入至鼓風爐中，對待在風口中燃燒之焦炭之量的需求降低。儘管如此，還原氣體含有少量H
2O或CO
2。此等氣體經由與槽道區域中之碳反應而轉化為CO及H
2。因此，在此區域中將消耗一些焦炭。此可藉由比較案例7及8而見。可藉由注入非常熱的還原氣體來氣化（而非燃燒）不可忽略的焦炭部分，從而即使在注入氧氣之用量非常低的情況下也有助於產生及維持槽道。
此處已描述之內容展示可如何使用注入至風口中之過度加熱還原氣體及注入豎井位中之熱還原氣體將加焦量降低至極低水平。僅滲碳不可藉由還原氣體還原。
對內聚（熔融）區中之溢流及壓降的詳細解釋：
本說明書之目標為展示在將具有較高加焦量之鼓風爐的操作改變成具有較低加焦量的操作時，滴落區以及內聚區之入口中之溢流現象及壓降的相對且非絕對變化：
對於溢流，使用以下無因次參數：
Matsu-ura及Ohno圖式之無因次參數以及其用於計算中之變量及單位在下文呈現為參數（1）及（2）：
無因次壓降：
（1）
ΔP，兩點之間的氣體壓降（Pa）；
ΔL，量測
ΔP
d (m)之床長度；
ρ
l ，液體密度（kg/m
3）；
g，歸因於重力之加速度（m/s
2）。
無因次沖洗密度：
（2）
σ，液體表面張力（N/m）；
ρ
l ，液體密度（kg/m
3），
µ，液體黏度（Pa s）；
ε，空隙率（-）；
dp，粒子諧波直徑（m）；
u，基於空管柱之表觀液體流速（m/s）；
θ，液體在固體上之接觸角度（°）。
對於所有變量，所考慮之液體為爐渣。由於爐渣相較於熱金屬具有高得多的黏度及低得多的密度，因此溢流將首先出現爐渣。
在參數（1）之第一項中，無因次壓降，僅壓降
Δ P視氣體特徵而定。
第二項，參數（2）之無因次沖洗密度不具有直接視氣體特徵而定之參數，但經由焦炭粒子空隙率（voidage）及焦炭粒徑間接影響。
實際上，提高氣體中還原劑（H
2及CO）之流量及濃度將使用於豎井中之間接還原（經由布多阿爾（Boudouard）反應）及滴落區中之直接還原的焦炭之焦炭消耗降低。因此，內聚區且更重要地滴落區中之焦炭粒子將在此等區域中具有更大直徑（因為直接還原反應消耗較少）。請參看表4，其展示不同案例之焦炭重新分配。較大直徑亦將產生較高空隙率。從而無因次沖洗密度將因此降低。
已知在無因次沖洗密度之較低值下，無因次壓降可為較高的。
返回至壓降，且因此
直接視氣相而定。
實際上，彼參數通常藉助於埃爾貢（Ergun）方程式計算：
（3）
此方程式之第一項為處於內聚區及滴落區之條件下的層流項（laminar term），其與第二項（擾流項（turbulent term））相比為可忽略的。
作為良好近似值，其可因此寫為：
（4）
如已論述，粒徑（
Dp）及空隙率（
）將受H
2及CO之高通量及濃度積極地影響。
吾人可因此進一步簡化，始終在安全側，與之關係如下：
（5）
在加焦量降低之情況下，最差條件將為自滴落區進入內聚區，因為氣體之自由通過在此處最低。通過內聚區之氣體流速可估測為氣體體積流量除以內聚區中焦炭層中之自由部分（free section），因此：
（6）
吾人可藉由良好近似值，尤其在不變之焦炭層厚度的情況下，認為自由部分與加焦量成比例，因此
（7）
本發明之具體實例：
已知鼓風爐已成功地使用高粉煤注入率以低於210 kg/t HM之粗焦量操作，藉由高度富含氧氣之熱風（熱空氣）饋入。
氧氣消耗/燃燒注入之煤及焦炭，因此提供能量以在熔融還原之礦石所需的槽道中將風口氣體加熱至高溫水平。
為了減少來自鼓風爐之CO
2排放，本發明人想要消除所注入之煤且儘可能降低加焦量。
出於此原因，注入至風口之總氧氣的量應降低至低含量，較佳低於120 Nm
3/t HM，較佳低於112 Nm
3/t HM。
為了提供在高溫水平下之能量以熔融還原之礦石，若應保持1800至2600℃之典型槽道溫度，則可將風口氣體體積流量僅稍微降低大致20%。
由於還原氣體在本發明製程提議中不再產生於鼓風爐之槽道內部，或至少僅在小程度上產生，因此必須在外部產生還原氣體且將其供應至鍋爐。
表4顯示所有研究案例之注入至鍋爐的總質量流。明顯地，歸功於氣體中H
2之量，新穎鍋爐之此值相比於習知鍋爐顯著較低。所有案例之注入至風口的氣體組成呈現於表6中。
為了不超過內聚區中之可接受的流體動力條件，因此吾人主張此可僅在維持在風口處注入之還原氣體的質量流低於800 kg/t HM（諸如低於700 kg/t HM）時達到（參考表5）。
為了執行此操作，在風口位處注入之氣體的氫氣含量必須高於30%。需要提及，儘管在純H
2（100%）之情況下總質量流低於吾等案例，但焦炭高達274 kg/t HM及324 kg/t HM。
表5：注入至風口之氣體的總質量
| 案例 1 | 案例 2 | 案例 3 | 案例 4 | 案例 5 | 案例 6 | 案例 7 | 案例 8 | |
| BF1 | BF2 | 向風口注入熱H 2之BF | 向風口及豎井注入熱H 2的BF | 無豎井注入之180 kg/tHM新穎鍋爐 | 無豎井注入之110 kg/tHM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之180 kg/tHM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之100 kg/tHM新穎鍋爐 | |
| 注入至風口之熱風的密度， kg/Nm 3 | 1.29 | 1.29 | N/A | N/A | N/A | N/A | N/A | N/A |
| 注入至風口之熱風的體積流量 ， Nm 3/tHM | 820.8 | 740.2 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| 熱風之質量流量， kg/tHM | 1056.8 | 953.0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| 注入至風口之還原氣體的密度， kg/Nm 3 | N/A | N/A | 0.09 | 0.09 | 0.69 | 0.37 | 0.69 | 0.38 |
| 注入至風口之還原氣體的體積流量 ， Nm 3/tHM | 0 | 0 | 1280 | 760 | 947 | 1200 | 760 | 889 |
| 注入至風口之還原氣體的質量流量 ， kg/tHM | 0 | 0 | 114 | 68 | 650 | 443 | 525 | 337 |
| O 2 之密度 ， kg/Nm 3 | 1.42 | |||||||
| 注入至風口之冷 O 2 的體積流量 ， Nm 3/tHM | 62.7 | 89.2 | 147.6 | 182.5 | 71.2 | 1.9 | 75.1 | 6 |
| 注入至風口之冷 O 2 的質量流量 ， kg/tHM | 90 | 127 | 210.9 | 260.7 | 101.7 | 2.7 | 107 | 9 |
| 注入至風口之氣體的總質量流 ， kg/tHM | 1146 | 1080 | 325 | 329 | 751 | 446 | 632 | 346 |
表6：注入至風口之還原氣體的氣體組成。
| 案例 1 | 案例 2 | 案例 3 | 案例 4 | 案例 5 | 案例 6 | 案例 7 | 案例 8 | ||
| BF1 | BF2 | 向風口注入熱H 2之BF | 向風口及豎井注入熱H 2的BF | 無豎井注入之180 kg/tHM新穎鍋爐 | 無豎井注入之110 kg/tHM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之180 kg/tHM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之100 kg/tHM新穎鍋爐 | ||
| N 2 | 體積% | 0.0 | 0.0 | 0.6 | 0.7 | 0.6 | 0.5 | ||
| CO 2 | 體積% | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | ||
| CO | 體積% | 0.0 | 0.0 | 47.0 | 21.0 | 47.4 | 21.4 | ||
| H 2 | 體積% | 100.0 | 100.0 | 45.7 | 72.7 | 45.4 | 72.8 | ||
| CH 4 | 體積% | 0.0 | 0.0 | 2.7 | 1.2 | 2.7 | 1.1 | ||
| O 2 | 體積% | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 |
為了就壓降而言估測此類較低加焦量對內聚區之影響，需要進入內聚區之氣體的參數。此氣體為將氣體注入至風口、焦炭燃燒（若注入O
2）、焦炭在風口處氣化（在存在H
2O及CO
2之情況下）及藉由液態之最終還原反應產生CO（FeO(l) + C(s)
Fe(l) + CO）的結果。
在新穎鍋爐（案例7及8）之情況下，主要藉由將氣體之高還原力注入至豎井及風口而使鐵礦石還原至接近100%，且藉由最終還原及焦炭燃燒而還原至有限量。因此，對於新穎鍋爐，行進通過內聚區之氣體的體積顯著較低。
表7：爐腹氣體行進通過內聚區（cohesive zone，CZ）的條件及所有案例的估測壓降。
| 案例 1 | 案例 2 | 案例 3 | 案例 4 | 案例 5 | 案例 6 | 案例 7 | 案例 8 | ||
| BF1 | BF2 | 向風口注入熱H 2之BF | 向風口及豎井注入熱H 2的BF | 無豎井注入之180 kg/tHM新穎鍋爐 | 無豎井注入之110 kg/tHM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之180 kg/tHM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之100 kg/tHM新穎鍋爐 | ||
| N 2 | 體積% | 46.55 | 44.22 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.6 | 0.0 | 0.4 |
| CO 2 | 體積% | 0 | 0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 |
| CO | 體積% | 46.13 | 47.08 | 18 | 35.0 | 55.0 | 24.6 | 57 | 25.7 |
| H 2 | 體積% | 7.22 | 8.7 | 82 | 65.0 | 45.0 | 74.8 | 43 | 73.8 |
| H 2O | 體積% | 0 | 0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 |
| 爐腹氣體之氣體體積流量 | NM 3/tHM | 1398 | 1332 | 1577 | 1147 | 1154 | 1294 | 966 | 969 |
| 內聚區中之流速 | m/tHM | 181.8 | 214.9 | 190.6 | 117.6 | 212.3 | 377.8 | 181.1 | 316.0 |
| 密度 | kg/Nm 3 | 1.16 | 1.15 | 0.3 | 0.50 | 0.73 | 0.38 | 0.75 | 0.39 |
| 爐腹氣體之質量流量 | kg/tHM | 1628 | 1530 | 486 | 569 | 839 | 495 | 731 | 381 |
| 氣體之通過面積 | m 2 | 14.7 | 11.9 | 15.8 | 18.7 | 10.4 | 6.5 | 10.2 | 5.9 |
| CZ 中之壓降 | kPa/m | 25.5 | 34.7 | 7.4 | 4.5 | 21.7 | 36.1 | 16.4 | 26.0 |
為了估測CZ上之壓降，本發明人已假定礦石層為不可穿透的。此外，咸信熔融爐渣之一些部分滲透至CZ之焦炭層中且從而堵塞其高度之一部分。因此，此焦炭-礦石界面層亦被視為不可穿透的厚度。因此，所有上升氣體可僅穿過剩餘厚度之CZ焦炭層（總焦炭層高度-焦炭-礦石界面層之高度）。
因此，對於運行BF（案例1及2），排除界面層之焦炭層的厚度一般約為15 cm。焦炭-礦石界面層之厚度假定為約4 cm。由於（有效）焦炭層厚度為穩定鍋爐操作之重要因素，所以此值較佳在所有情況下保持不變。
如先前所提及，壓降與上升氣體之密度及流速（體積流量及組成）有關係。
如自表4可見，由於加焦量較低，因此案例2之CZ中的壓降比案例1高得多。
因為爐腹氣體可更平滑地行進通過CZ，所以可良好地操作180 kg/t HM之加焦量的新穎鍋爐。然而，由於CZ之壓降相當高，因此在無豎井注入之情況下將加焦量降低至100 kg/t HM之終值似乎具有挑戰性。此意謂案例6溢流之風險較高。
可藉由增加鼓風之壓力來解決此問題。較高鼓風壓力增加密度且降低進入鍋爐之氣體的體積。流速對壓降之影響比密度高得多，此係因為壓降與流速之平方有關
（參見方程式（5））。儘管如此，更高壓力需要更昂貴的機械器件以及更高電能需求。
然而，此挑戰可藉由豎井注入減輕，該豎井注入使得氣體注入至風口中之體積流量較低，從而產生較低壓降。可清楚地看出，案例8（新穎鍋爐）中之壓降甚至低於案例2。
此外，由於新穎鍋爐之CZ及滴落區中的壓降較低，此使得生產速率增加。為達成習知BF（案例2）之壓降水平，生產速率可增加15%。因此，在案例8中再次證明了豎井注入之優勢。
下表8展示案例8在較低及較高生產速率之情況下的壓降。
| 案例 2 | 案例 8 | |||
| BF2 | 伴隨豎井注入之100 kg/tHM新穎鍋爐 | 伴隨豎井注入之100 kg/tHM新穎鍋爐， 更多生產 | ||
| 生產速率 | tHM/h | 299 | 300 | 344 |
| 爐腹氣體之氣體體積流量 | NM 3/tHM | 1332 | 969 | 967 |
| 內聚區中之流速 | m/tHM | 214.9 | 316.0 | 312.7 |
| 密度 | kg/Nm 3 | 1.15 | 0.39 | 0.41 |
| 爐腹氣體之質量流量 | kg/tHM | 1530 | 381 | 392 |
| 氣體之通過面積 | m2 | 14.7 | 5.9 | 5.9 |
| CZ 中之壓降 | kPa/m | 34.7 | 26.0 | 34.3 |
電加熱
電驅動加熱器可用於（第一）還原氣體之高效加熱且達到熔煉爐中所需之溫度。有利地，電漿狀態下之氣體可用作加熱構件。
基於電極之電漿炬可充當電驅動加熱器。電漿在至少兩個電極之表面上點火。電極可由石墨製成。電極中之至少一者處於高電位且電極中之至少一者處於較低電位。直流電及3相AC電漿炬為基於電極之電漿炬。
除基於電極之電漿炬以外，亦存在無電極電漿炬。在後者中，電漿以電感方式點火，因此不需要電極。典型的無電極電漿炬為微波（microwave，MW）電漿及射頻（radiofrequency，RF）電漿。RF電漿通常稱為電感耦合電漿（inductively coupled plasma，ICP）。
直流電（direct current，DC）電漿炬具有低體積佔據面積。
交流電（alternating current，AC）電漿炬，尤其3相交流電電漿炬具有更高體積佔據面積，但具有其他優勢：電漿受限於點火區域以便於更好控制電漿位置。歸因於交流電，因此操作模式為週期性的，電極受到自然地冷卻，因此限制電極腐蝕且延長其壽命。交流電電漿炬並不像直流電電漿炬需要渦流氣體或磁線圈以供電漿穩定，因此，炬之設計不太複雜。
直流電電漿炬可包含2個或個數為2的倍率（例如2、4、6、8、12、14、16、18、20個）的電極。更高數目之電極可促進電漿之更高可控性且增加電漿炬功率。
交流電電漿炬，尤其3相交流電電漿炬可包含3個或個數為3的倍率（例如3個、6個、9個、12個、15個、18個、21個電極或更多）的電極。更高數目之電極可促進電漿之更高可控性且增加電漿炬功率。
如上文所定義，可在鍋爐中採用電漿炬，尤其直流電電漿炬或/及交流電電漿及/或3相交流電電漿炬，功率為1-10 MW、較佳2-6 MW、最佳4-5 MW功率。
電漿炬可與一或多個氣體注入器整合。
較佳地，一個電源供應器為至少一個電漿炬之1-10、1-5、1-3或1個供電。
為實現穩定的電漿操作，電源供應器可經設計具有備用容量。備用容量可高達操作電漿炬所需之電漿功率的3倍、較佳2倍或甚至1.5倍。使用＜30、＜20及/或＜10 MW之多個電源供應器（一個電源供應器驅動一或多個電漿炬）以向多個電漿炬供電比使用總容量等於或高於所有低容量電源供應器之容量總和的一個獨特電源供應器更佳。在前一種情況下，電漿炬操作波動對電網強加的閃爍遠沒有後者嚴重。此外，使用＜30、20或10 MW之多個電源供應器產生較佳可控性及靈活性：當電源供應器波動或崩潰時，不會對整個系統產生干擾傳播且在無嚴重問題之情況下鍋爐可保持運行，因為其他電源供應器可共同地提供崩潰之電源供應器的電力輸入。另外，一或多個備用電源供應器可聯機安裝，且在主電源供應器故障之情況下，切換至備用電源供應器以保證在全功率下的穩態操作。在下一規劃維護輪次期間，可進行維修，由此從不會發生生產損耗。然而，大量電源供應器導致高成本、高功率損耗及高空間要求，因此應選擇最佳數目個電力單元。
在交流電電漿炬中，尤其在3相交流電電漿炬中，電極可呈棒狀。當電漿運作時，置放於電漿點火區域中之電極的側面受到腐蝕，且電極之長度縮短。電漿炬配備有一種機制，其藉由朝向電漿點火區域向內移動電極來確保電漿點火區域處之電極間間隙維持恆定。在預定義之最小長度之後，該機制可更換或修正電極。在具體實例中，電極間間隙可經調整為在0與100 mm之間，諸如在5與50 mm之間或約40 mm。
修正電極係藉由在舊/已使用電極之背面（與置放於電漿點火區域中之電極的側面相對）擰緊新電極來實現。新電極與舊電極之連接係在炬操作時藉由電極夾持器件進行。
當電漿操作逐漸腐蝕且消耗石墨電極時，修正電極之另一可能性可為使用基於碳之糊狀物。可將碳糊狀物，典型地為石墨及黏合劑之混合物施用於電極消耗或用完的部分。此糊狀物補充碳含量，延長電極之壽命且有助於在電漿操作期間維持有效電導率及熱傳遞。添加碳糊狀物以修正石墨電極可典型地使用經設計以修正電極而不中斷電漿製程之器件，藉由將電極糊狀物管柱引入至石墨電極之消耗部分上來進行。含有基於碳之糊狀物的器件逐漸將糊狀物推入電極管柱中，以填充由消耗之電極材料留下的空隙且恢復碳含量，從而允許碳糊狀物經控制且精確地添加，從而確保在整個電漿操作中維持電極之效能及效率，由此幫助延長電極之可操作壽命且促成電漿操作之整體效果。
在直流電電漿炬中，電極可具有管狀形狀。在操作期間，電漿點火區域處之管的側面受到腐蝕且電極之厚度縮短。電漿炬電極更換器件將破損電極替換為新電極而放入電漿炬中。藉由另一電極夾持器件來將使用過的電極替換成新電極。
電極替換系統之機制可配備有新電極之彈匣（magazine）及使用過的電極之彈匣，因此電漿炬可長時間在無手動交互之情況下進行操作。
在DC電漿炬中，藉由調諧電操作參數來控制電漿。在3相AC電漿炬中，電漿控制係基於持續擷取電漿之圖像的攝影機。使用相關軟體，以描繪穩定狀態下之電漿特徵的電漿圖像為基準來評估彼等圖像中所描繪之電漿特徵（亦即，發光度、形狀、擴散率等）。隨後，施加改變（亦即，電極間間隙、電壓振幅等）以便將電漿保留在穩定狀態中。
在一些具體實例中，跨越包含電漿炬之電漿加熱器的氣體流速可在10與120 m/s之間，較佳在20與50 m/s之間。到達電漿加熱器之進入氣流可分成至少兩個流，第一流在中心流過由電漿炬產生之弧，第二流在弧周圍流動。兩個流的流速及/或流動動力學可實質上相同。然而，較佳地，兩個流具有不同流速及流動動力學，諸如穿過弧之中心流較佳為紊流（turbulence）儘可能減小之低流速流（5 - 60 m/s），而周邊流較佳為高流速流（30 - 200 m/s）且可經配置為渦流。
在一些較佳具體實例中，中心流流過電漿弧且加熱至極高溫度。第二流在電漿弧之下游不久注入，且經定向以此方式使得其充當對電漿炬之電漿燃燒器腔室的耐火內襯壁的保護而免受中心高溫流之熱量影響，從而有利地減少壁襯層上的熱負載。
具體實例之詳細描述
圖1呈現根據本發明之一些態樣之熔煉爐裝置，諸如根據本發明經修改以操作之鼓風爐裝置的有利具體實例。
（修改之）鼓風爐裝置包含鼓風爐10，其中其習知風口及風口彎頭21由爐腹風管20饋入。然而，不同於習知鼓風爐，爐腹風管20經由風口彎頭21及風口將第一還原氣體A提供至鼓風爐10。此外，第二還原氣體B在豎井位處經由多個注入器（圖中未示）饋入，該等注入器由環管25饋入。
第一還原氣體A及第二還原氣體B較佳包含藉由重整來自冶金廠的鼓風爐之頂部氣體D或其他氣體獲得之重整氣體。視情況，可將H
2添加至第二還原氣體B以特定增加第二還原氣體之氫氣含量或以使其溫度適應，諸如以使其冷卻至所需溫度。在H
2O及/或天然氣（natural gas，NG）或任何其他適當來源存在下，可在任何適當重整器40或如此操作之器件中，例如在如圖1中所示之再生熱交換器中進行重整。必要時，將氫氣添加至重整器40。
在重整之前，較佳在頂部氣體清潔器50中清潔頂部氣體D以消除任何固體粒子且藉此提供經清潔之頂部氣體C。必要時，可在進入重整器40之前將頂部氣體D或經清潔之頂部氣體C提供至其他處理步驟，例如（部分）移除諸如H
2O、氯、重金屬、硫組分（諸如COS）及其類似物之特定組分。亦可直接（亦即，未重整）將經清潔之頂部氣體C添加至第二還原氣體B。
將第一還原氣體A加熱至高於1600℃之溫度，隨後經由風口彎頭21穿過風口注入至鼓風爐10中。此（額外）加熱（或此加熱之部分）可在進入爐腹風管20之前經由（電阻）加熱器件30進行。然而，較佳僅在將第一還原氣體A注入鼓風爐10中之前不久，例如藉由安裝於風口彎頭21上，諸如吹管上之電漿炬（圖中未示）而將其加熱至其所需溫度。
根據本發明，可在風口位處添加少量氧氣E，諸如用於在鼓風爐10內之風口21處產生且維持槽道空隙。氧氣E較佳經由配置於風口內之對應氧氣口（圖中未示）注入。較佳在相當低的溫度（相比於第一還原氣體）下添加氧氣E，以便允許冷卻風口122（圖2）。氧氣添加可經由專用氧氣噴槍或替代地經由直接整合於風口中或於吹管中且特定言之其鼻中的氧氣口進行。
圖2一般呈現適用於本發明之上下文之電加熱器的可能具體實例。在此具體實例中，三個電極電漿炬1213（由於剖視圖而僅展示兩個）經配置於風口彎頭121之吹管1211中，使得其電極1214到達吹管1211之中心管道內，該吹管1211較佳包含耐火襯層（refractory lining）1212。在圖2中，風口彎頭121以流體方式連接至位於熔煉爐之壁（圖中未示）內的風口122，風口122之鼻1221達到熔煉爐內。氧氣口1222宜配置於風口122設置內以用於如上文進一步所揭示注入（較佳冷）氧氣。
圖3展示在操作中鼓風爐之示意性（半）部分，其包含自鍋爐頂部饋入之堆疊的焦炭及鐵礦石層。圖3亦展示內聚區內之層的詳細視圖。在風口位處注入第一還原氣體A，從而歸因於氣體之流速及焦炭之直接氣化而形成槽道。所得氣體在鍋爐內上升且必須穿過內聚區內之焦炭層，其中現在內聚區中之經軟化及熔融之鐵（礦石）層已變得基本上不透氣。第二還原氣體B之注入將上升氣體推向鍋爐之中心，由此很大程度上避免上文所提及之壁溝流效應。
10:「鼓風」爐
20:第一注入器配置之爐腹風管
21:第一注入器配置之風口彎頭
25:第二注入器配置之環管
30:加熱單元
40:重整器
50:頂部氣體清潔單元
A:第一還原氣體
B:第二還原氣體
C:經清潔之頂部氣體
D:頂部氣體
E:O
2121:風口彎頭
1211:吹管
1212:耐火襯層
1213:電漿炬
1214:電極
122:風口
1221:風口鼻
1222:氧氣口
現將參考附圖藉由實例描述本發明之較佳具體實例，其中：
[圖1]為本發明之有利具體實例的示意圖。
[圖2]為適用於本發明之第一注入器配置（之一部分）之有利具體實例的示意性部分剖視圖。
[圖3]繪示鼓風爐內之區及還原氣體B之下端豎井注入對穿過內聚區內焦炭層之上升氣體的影響。
本發明之其他細節及優勢將自以下實施方式顯而易見。
10:「鼓風」爐
20:第一注入器配置之爐腹風管
21:第一注入器配置之風口彎頭
25:第二注入器配置之環管
30:加熱單元
40:重整器
50:頂部氣體清潔單元
A:第一還原氣體
B:第二還原氣體
C:經清潔之頂部氣體
D:頂部氣體
E:O2
Claims (38)
- 一種熔煉爐裝置，尤其鼓風爐裝置之操作方法，該方法包含 將焦炭、含有氧化鐵之物質及其他含鐵物質以及助熔劑（必要時）饋入至該熔煉爐之頂部， 在高於1600℃之溫度下在該熔煉爐之風口位處注入含有氫氣之第一還原氣體， 較佳在低於600℃、更佳低於400℃之溫度下在該熔煉爐之該風口位處注入氧氣，及 在該熔煉爐之下端豎井位處注入第二還原氣體， 其中焦炭以低於220 kg/t HM、較佳低於200 kg/t HM且更佳低於180 kg/t HM之塊焦量(lump coke rate)饋入，且其中在該風口位處注入之氧氣的用量低於120 Nm 3/t HM，較佳低於112 Nm 3/t HM。
- 如請求項1之方法，其中該第一還原氣體以低於800 kg/t HM、較佳低於775 kg/t HM且更佳低於750 kg/t HM之總質量流在該風口位處注入。
- 如請求項1或2中任一項之方法，其中該第一還原氣體之密度低於0.80 kg/Nm 3，較佳低於0.60 kg/Nm 3且最佳低於0.30 kg/Nm 3。
- 如請求項1至3中任一項之方法，其中該第一還原氣體及/或該第二還原氣體包含藉由重整製程產生之氣體，尤其藉由用H 2O、CO 2或含有CO 2及/或H 2O之氣體，且更佳用諸如熔煉爐頂部氣體、鹼性氧氣爐氣體及/或開放浴爐氣體之鋼廠廢氣來重整焦爐氣、天然氣、生物氣體及/或其他含烴氣體。
- 如請求項1至4中任一項之方法，其中該第一還原氣體及/或該第二還原氣體包含藉由對氫氣及/或富含CO之氣體，更佳對諸如熔煉爐頂部氣體、鹼性氧氣及/或氧氣鼓風爐氣體之鋼廠氣體應用CO 2分離技術產生之氣體，該技術諸如單乙醇胺（MEA）吸收、膜分離、變壓吸附（Pressure Swing Adsorption，PSA）或真空變壓吸附（Vacuum Pressure Swing Adsorption，VPSA）。
- 如請求項1至5中任一項之方法，其中該第一還原氣體具有高於30體積%、較佳高於40體積%、更佳高於50體積%之氫氣含量。
- 如請求項1至6中任一項之方法，其中該第一還原氣體在1600℃至2600℃之溫度下、更佳在高於1800℃且最佳高於2000℃之溫度下注入。
- 如請求項1至7中任一項之方法，其中該第一還原氣體在注入至該熔煉爐之前用一或多個電加熱器加熱，較佳在一或多個風口彎頭及/或一或多個風口內，最佳藉由一或多個電漿炬加熱。
- 如請求項8之方法，其中該第一還原氣體係用配置於一或多個風口彎頭之吹管內的一或多個電漿炬加熱，該等電漿炬較佳為基於電極之電漿炬或無電極電漿炬，諸如選自電感點火之電漿炬、微波電漿炬、射頻電漿炬或其組合。
- 如請求項9之方法，其中該一或多種電漿炬為直流電電漿炬及/或交流電電漿炬及/或3相交流電電漿炬，其中該等電漿炬具有1至10 MW、較佳2至6 MW、最佳4至5 MW之額定電功率。
- 如請求項1至10中任一項之方法，其中該第一還原氣體及/或該第二還原氣體具有高於6、較佳高於7且更佳高於8之莫耳比(H 2+CO)/(H 2O+CO 2)。
- 如請求項1至11中任一項之方法，其中該第二還原氣體具有高於25體積%、較佳高於30體積%、更佳高於40體積%之氫氣含量。
- 如請求項1至12中任一項之方法，其中該第二還原氣體在800℃至1200℃之溫度下、更佳在低於1100℃且最佳低於1000℃之溫度下注入。
- 如請求項1至13中任一項之方法，其中將在該風口位處之該熔煉爐的壓力水平控制為高於2巴，較佳高於4巴且更佳高於5巴之值。
- 如請求項1至14中任一項之方法，其中該第一還原氣體及該第二還原氣體具有低於35體積%、較佳低於15體積%、更佳低於10體積%且最佳低於5體積%之氮氣含量。
- 如請求項1至15中任一項之方法，其中該第一還原氣體及/或該第二還原氣體包含由裂解氨產生之氣體。
- 如請求項1至16中任一項之方法，其中該焦炭以層饋入，且其中各焦炭層之高度為至少10 cm，較佳至少12 cm，更佳至少15 cm。
- 如請求項1至17中任一項之方法，其進一步包含以下步驟：藉由根據在風口位處注入之該第一還原氣體的量及/或組成，及/或在風口位處注入之氧氣的量而控制在該豎井位處注入之該第二還原氣體的量及/或組成，以將到達內聚區之該含有氧化鐵之物質的平均還原度調整至高於約85%的值。
- 如請求項1至18中任一項之方法，其進一步包含以下步驟：藉由將該熔煉爐之頂部壓力控制在1至10巴之範圍內，更佳在2至7巴且最佳在3與5巴之間的範圍內來減少溝流效應及溢流效應。
- 如請求項1至19中任一項之方法，其進一步包含以下步驟：藉由控制該第二還原氣體之注入條件，諸如注入於該熔煉爐之豎井中之該第二還原氣體的注入速度及/或用量來減少來自該內聚區之氣體的壁溝流效應。
- 如請求項1至20中任一項之方法，其進一步包含以下步驟：藉由碳捕獲及利用（carbon capture and utilization，CCU）及/或碳捕獲及儲存（carbon capture and storage，CCS）降低在操作期間產生之任何一或多種含有二氧化碳之廢氣及/或處理氣體的二氧化碳含量。
- 如請求項1至21中任一項之方法，其進一步包含以下步驟：將在操作期間產生之任何一或多種含有二氧化碳之廢氣的二氧化碳轉化為合成燃料，諸如藉由甲烷化轉化為合成天然氣，或藉由甲醇及/或乙醇生產轉化為甲醇及/或乙醇。
- 一種熔煉爐裝置，尤其鼓風爐裝置，其包含 裝填設備，其經組態以將焦炭、含有氧化鐵之物質及其他含鐵物質以及助熔劑（必要時）饋入至該熔煉爐之頂部， 第一注入器配置，其定位於該熔煉爐之風口位處，且經組態以在高於1600℃之溫度下在該熔煉爐之該風口位處注入含有氫氣的第一還原氣體， 第二注入器配置，其定位於該熔煉爐之豎井位處，且經組態用於在該熔煉爐之下端豎井位處注入第二還原氣體， 氧氣注入口配置，其經組態用於在該熔煉爐之該風口位處注入氧氣， 其中該裝填設備經組態用於在低於220 kg/t HM、較佳低於200 kg/t HM且更佳低於180 kg/t HM之塊焦量下饋送焦炭；其中該第一注入器配置包含經組態用於在高於1600℃之該溫度下加熱該第一還原氣體的電加熱器件；且其中該氧氣注入口經組態用於以低於120 Nm 3/t HM、較佳低於112 Nm 3/t HM之用量注入氧氣，其中注入之氧氣的溫度較佳低於600℃且更佳低於400℃。
- 如請求項23之熔煉爐裝置，其中該氧氣注入口配置被配置於該第一注入器配置內。
- 如請求項23或24之熔煉爐裝置，其中該熔煉爐裝置經組態用於提供具有低於0.80 kg/Nm 3、較佳低於0.60 kg/Nm 3且最佳低於0.30 kg/Nm 3之密度的該第一還原氣體。
- 如請求項23至25中任一項之熔煉爐裝置，該第一注入器配置經組態用於以低於800 kg/t HM、較佳低於775 kg/t HM且更佳低於750 kg/t HM之總質量流在該風口位處注入該第一還原氣體。
- 如請求項23至26中任一項之熔煉爐裝置，其進一步包含一或多個重整器，該一或多個重整器經組態用於藉由重整製程產生氣體作為第一還原氣體及/或第二還原氣體，尤其藉由用H 2O及/或CO 2或含有CO 2及/或H 2O之氣體，且更佳用諸如熔煉爐頂部氣體、鹼性氧氣爐氣體、開放浴爐氣體之煉鋼廢氣來重整焦爐氣、生物氣體、天然氣及/或其他含烴氣體。
- 如請求項23至27中任一項之熔煉爐裝置，其進一步包含一或多個設備，該一或多個設備經組態用於藉由CO 2分離製程，諸如單乙醇胺（MEA）吸收、膜分離、變壓吸附（PSA）或真空變壓吸附（VPSA）來分離CO 2以用於處理熔煉爐頂部氣體、鹼性氧氣爐氣體及/或開放浴爐氣體。
- 如請求項23至28中任一項之熔煉爐裝置，其進一步包含第一氫氣來源及第一氫氣含量控制器，該第一氫氣含量控制器經組態以將該第一還原氣體之氫氣含量調整至高於30體積%、較佳高於40體積%、更佳高於50體積%之值。
- 如請求項23至29中任一項之熔煉爐裝置，其中該第一注入器配置之該電加熱器件經組態用於將該第一還原氣體加熱至1600℃至2600℃之溫度，更佳至高於1800℃且最佳高於2000℃之溫度。
- 如請求項23至30中任一項之熔煉爐裝置，其中該電加熱器件包含一或多個電阻加熱器及/或一或多個電漿炬。
- 如請求項30之熔煉爐裝置，其中該電加熱器件包含配置於一或多個風口彎頭之吹管內的一或多個電漿炬，該等電漿炬較佳為基於電極之電漿炬或無電極電漿炬，諸如選自電感點火之電漿炬、微波電漿炬、射頻電漿炬或其組合。
- 如請求項32之熔煉爐裝置，其中該一或多個電漿炬為直流電電漿炬及/或交流電電漿炬及/或3相交流電電漿炬，其中該等電漿炬具有1至10 MW、較佳2至6 MW、最佳4至5 MW之額定電功率。
- 如請求項23至33中任一項之熔煉爐裝置，其進一步包含第二氫氣來源及第二氫氣含量控制器，該第二氫氣含量控制器經組態以將該第二還原氣體之氫氣含量調整高於25體積%、較佳高於30體積%、更佳高於40體積%。
- 如請求項23至34中任一項之熔煉爐裝置，其中該第一注入器配置包含上游調節器件，其經組態以在高於2巴、較佳高於4巴且更佳高於5巴之壓力水平下將在該風口位處注入於該熔煉爐中之該還原氣體的質量流量控制在800 kg/t HM，較佳低於775 kg/t HM且更佳低於750 kg/t HM。
- 如請求項23至35中任一項之熔煉爐裝置，其進一步包含調節單元，該調節單元經組態以藉由根據在風口位處注入之該第一還原氣體的量及/或組成，及/或在風口位處經由該氧氣注入口注入之氧氣的量而控制在該豎井位處經由該第二注入器配置注入之該第二還原氣體的量及/或組成，以將到達該內聚區之該含有氧化鐵之物質的平均還原度調整至高於約85%的值。
- 如請求項23至36中任一項之熔煉爐裝置，其進一步包含在至少一種含有二氧化碳之廢氣生產元件下游之碳捕獲及利用（CCU）單元及/或碳捕獲及儲存（CCS）單元以用於減少該廢氣之二氧化碳含量。
- 如請求項23至37中任一項之熔煉爐裝置，其進一步包含經組態用於將二氧化碳轉化為合成天然氣及/或處理氣體之甲烷化單元或用於生產諸如甲醇及乙醇之合成烴的任何其他器件。
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