TWI812069B - 氧氣高爐及氧氣高爐的操作方法 - Google Patents
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Abstract
本發明的課題在於即便於爐下部的熱流比高的情形時，亦確保高的熔鐵溫度。氧氣高爐1包括：爐體2，裝入原料；及風口3，向爐體2內吹入送風氣體及還原材。送風氣體具有50體積%以上的氧濃度，下述式（1）所表示的爐下部的熱流比β為0.8以上，形成於風口前方的風徑區的前端至爐壁的距離D（m）與風口高度下的爐體半徑R（m）的比（D/R）滿足下述式（2）。
β＝（C
pig＋C
slag＋C
coke）/C
gas…（1）
D/R＞0.13β＋0.07…（2）
此處，C
pig為爐下部的熔鐵的熱容（W/K），C
slag為爐下部的爐渣的熱容（W/K），C
coke為爐下部的焦炭的熱容（W/K），C
gas為爐下部的還原氣體的熱容（W/K）。
Description
本發明是有關於一種自風口向高爐內吹入氧氣、自爐頂產生氮氣含量少的高爐氣體的氧氣高爐及氧氣高爐的操作方法。
近年的高爐為了實現運轉座數的彙集、用於緩和原料制約的爐體的小型化等，而要求更高的生產性。因此，需要以高的出鋼比實施操作。出鋼比是一座高爐每天出鋼的量除以高爐的內容積（高爐內的風口位準至爐料線的位準的容積）所得的值，用作表示高爐的效率的指標。又，以地球環境問題為背景，對於煉鋼廠，亦強制要求節能、節約資源、抑制二氧化碳（CO
2）的產生，因此最近的高爐操作中大力推進低還原材比（低還原劑比（reducing agent ratio，RAR））操作。
通常的高爐進行自風口向爐內吹入熱風爐中所產生的高溫空氣的操作。將此種通常的高爐稱為熱風高爐。於熱風高爐中，為了提高生產性，存在設為數vol%左右的富氧的情形。然而，風口前方的氮氣的濃度為50 vol%左右，由於氮氣並不直接有助於鐵礦石的還原，故而熱風高爐的出鋼比最高為2.0 t/day･m
3～3.0 t/day･m
3左右。
與此相對，已知有藉由自風口向爐內吹入常溫的純氧而實現高出鋼比的操作的氧氣高爐（例如參照專利文獻1、專利文獻3）。氧氣高爐因送風氣體中不含氮氣，故而還原氣體濃度高。因此，製造熔鐵1 t所需的還原氣體量減少，能夠提高裝入物的熱容與爐內氣體的熱容的比（以下表述為熱流比）。藉此，能夠達成高於熱風高爐的出鋼比（例如4.0 t/day･m
3～6.0 t/day･m
3）。
於高熱流比的操作中，不易發生送風氣體向裝入物的傳熱，爐內的溫度低。於氧氣高爐中雖然爐整體的熱流比提高，但若爐下部的熱流比高，則送風氣體向熔鐵的傳熱變得不足，熔鐵溫度降低。因此，如專利文獻3所述，即便於爐下部的熱流比高的氧氣高爐中，亦確保高的熔鐵溫度。又，雖然不為氧氣高爐，但如非專利文獻1及專利文獻2所述，亦已知有於熱風高爐中藉由風徑區深度或風口突出距離控制爐熱的技術。
非專利文獻1中揭示有如下一種技術：於熱風高爐中，藉由提高風口風速並增大風徑區深度，而抑制爐芯內的溫度降低。專利文獻2中揭示有如下一種技術：於熱風高爐中，藉由延長風口突出距離，而於不增大風徑區深度的情況下，抑制爐芯內的溫度降低。專利文獻3中揭示有如下一種技術：藉由吹入來自氧氣高爐的爐身部的經預熱的氣體，而控制爐熱。
[現有技術文獻]
[專利文獻]
專利文獻1：日本專利特開昭60-159104號公報
專利文獻2：日本專利特開2007-046145號公報
專利文獻3：日本專利特開昭63-171809號公報
非專利文獻
非專利文獻1：Y. Matsui, M. Shimizu, K. Nozawa, K. Shibata and R. Ito: CAMP-ISIJ, 12（1999）, 632.
[發明所欲解決之課題]
非專利文獻1及專利文獻2為用於熱風高爐的技術，能夠對如熱風高爐般爐下部的熱流比低的情形時的爐熱進行控制。因此認為某種程度上亦能夠改善向熔鐵的傳熱效率。然而，非專利文獻1及專利文獻2以控制爐芯溫度等爐熱為主要目的，未見顯著改善向熔鐵的傳熱效率的效果。進而，非專利文獻1及專利文獻2僅以爐下部的熱流比低的高爐為對象，因此於應用於如氧氣高爐般爐下部的熱流比高的高爐的情形時，無法獲得充分的傳熱效率改善效果。基於以上理由，即便使用非專利文獻1及專利文獻2的技術，於氧氣高爐中亦無法獲得與熱風高爐相同程度高的熔鐵溫度。又，專利文獻3為用於氧氣高爐的技術，能夠降低爐身部附近、即爐上部的熱流比。然而，由於爐下部的熱流比仍然高，故而無法充分改善向熔鐵的傳熱效率，無法獲得與熱風高爐相同程度高的熔鐵溫度。
本發明是鑒於所述課題而完成，其目的在於提供一種即便於爐下部的熱流比高的情形時亦能夠確保高的熔鐵溫度的氧氣高爐及氧氣高爐的操作方法。
[解決課題之手段]
[1]一種氧氣高爐，其包括：爐體，裝入原料；及風口，向所述爐體內吹入送風氣體及還原材，且
所述送風氣體具有50體積%以上的氧濃度，
下述式（1）所表示的爐下部的熱流比β為0.8以上，
形成於所述風口的前方的風徑區的前端至爐壁的距離D（m）與風口高度下的爐體半徑R（m）的比（D/R）滿足下述式（2）。
β＝（C
pig＋C
slag＋C
coke）/C
gas…（1）
D/R＞0.13β＋0.07…（2）
此處，C
pig為爐下部的熔鐵的熱容（W/K），C
slag為爐下部的爐渣的熱容（W/K），C
coke為爐下部的焦炭的熱容（W/K），C
gas為爐下部的還原氣體的熱容（W/K）。
[2]如[1]所記載的氧氣高爐，其中比D/R滿足下述的式（3）。
D/R＞0.15β＋0.07…（3）
[3]如[1]或[2]所記載的氧氣高爐，其中爐下部的熱流比β為1.4以下。
[4]如[1]至[3]中任一項所記載的氧氣高爐，其中比D/R為0.30以下。
[5]如[1]至[4]中任一項所記載的氧氣高爐，其中自所述爐體出鋼的熔鐵的熔鐵溫度大於1520℃。
[6]一種氧氣高爐的操作方法，其使用如[1]至[5]中任一項所記載的氧氣高爐進行操作。
[發明的效果]
根據本發明的氧氣高爐及氧氣高爐的操作方法，即便爐下部的熱流比β為0.8以上，藉由將形成於風口前方的風徑區的前端至爐壁的距離D與風口高度下的爐體半徑R的比D/R設為式（2）的範圍，亦能夠確保高的熔鐵溫度。
以下，參照圖式對本發明的實施形態進行說明。圖1為表示本發明的氧氣高爐的較佳的實施形態的立體圖。圖1的氧氣高爐1包括裝入原料的爐體2、及向爐體2內吹入送風氣體及還原材的風口3。自爐頂部向爐體2中裝入燒結礦、鐵礦石、焦炭、石灰石、料粒等原料。
風口3設置於作為爐下部的爐體2的爐腹部，將送風氣體與還原材吹入爐體2內。若自風口3吹入送風氣體及還原材，則於風口3的前方形成風徑區RW。送風氣體具有50體積%以上的氧濃度，較佳為氧濃度為100%。送風氣體中的氧氣與爐內的焦炭或自風口3吹入的還原材進行反應而成為CO氣體，該CO氣體將鐵礦石還原。再者，為了將風口端溫度設為適當溫度，亦可與純氧一起吹入天然氣、丙烷氣體、焦爐氣體（C氣體）或生物沼氣等。
還原材包含固體還原材或氣體還原材、或者固體還原材與氣體還原材的混合材。再者，還原材只要為具有還原作用的物質，則不限定於此，例如可使用粉煤或廢塑膠等，可為粒狀或粉狀等任一種。於使用氣體還原材作為還原材的情形時，只要為具有還原作用的物質，則無特別限定，例如可適宜地使用一氧化碳、氫氣、甲烷等烴、甲醇等醇，其中較理想為使用甲烷等烴。其原因在於：烴於與O
2反應而生成CO時放熱，因此能夠減小高爐的還原材比（RAR）。
此處，為了減少製造熔鐵1 t所需的送風氣體量而獲得高的出鋼比，需要將爐下部的熱流比β設為0.8以上。爐下部的熱流比β可以下述式（1）表示。再者，熱流比β較佳為1.4以下。其原因在於：於熱流比β超過1.4的情形時，需要將下文所述的式（2）的比D/R設為超過0.25，若比D/R超過0.25，則於爐內上升的氣體速度提高，伴隨於此，通氣性變差。
β＝（C
pig＋C
slag＋C
coke）/C
gas…（1）
此處，
C
pig：爐下部中的熔鐵的熱容（W/K）
C
slag：爐下部中的爐渣的熱容（W/K）
C
coke：爐下部中的焦炭的熱容（W/K）
C
gas：爐下部中的還原氣體的熱容（W/K）。
並且，為了獲得高的出鋼比，需要熱流比β為0.8以上，並且氧濃度設為50體積%以上。即，通常，若提高出鋼比，則裝入物滯留於爐內的時間變短，因此爐內進行鐵礦石的還原反應的時間亦變短。因此，若欲於氧濃度未滿50體積%的狀態下不提高還原速度而提高出鋼比，則鐵礦石的還原變得不足。另一方面，藉由將氧濃度設為50體積%以上，則鐵礦石的還原速度提高，即便滯留於爐內的時間變短，亦能夠充分還原鐵礦石。因此，藉由將氧濃度設為50體積%，而提高還原速度，提高出鋼比。
進而，將風徑區RW的前端至爐壁的距離D（m）與風口3的高度位置下的爐體半徑R（m）的比D/R設為下述式（2）的範圍。藉由比（D/R）處於下述範圍，即便爐下部的熱流比β為0.8以上，亦可獲得高的熔鐵溫度。進而，更理想為比D/R處於下述式（3）的範圍。再者，距離D意指風徑區RW的深度D
R（m）與自爐壁突出的風口3的長度D
L（m）的合計（D＝D
R＋D
L）。
D/R＞0.13β＋0.07…（2）
D/R＞0.15β＋0.07…（3）
以下，對所述式（2）、式（3）的導出方法進行說明。首先，如下述式（4）～式（6）般定義無因次熔鐵溫度θ
pig 、 out、傳熱效率η、及氣體帶入熱量H
gas。
θ
pig 、 out＝（T
pig 、 out－T
pig 、 in）/（T
gas 、 in－T
pig 、 in）…（4）
η＝H
pig 、 slag 、 coke/H
gas…（5）
H
gas＝C
gas×（T
gas 、 in－T
pig 、 in）…（6）
此處，
T
pig 、 out：所出鋼的熔鐵溫度（℃）
T
pig 、 in：熔鐵開始滴加時的熔鐵的溫度（℃）
T
gas 、 in：藉由自風口供給的送風氣體與還原材及焦炭的燃燒反應而於風口端生成的氣體的溫度（℃）
H
pig 、 slag 、 coke：自送風氣體向熔鐵、爐渣及焦炭的合計傳熱量（W）
H
gas：於風口端生成的氣體的帶入熱量（W）。
若將爐渣及焦炭的溫度視為與熔鐵的溫度大致相同，則合計傳熱量H
pig 、 slag 、 coke（W）可以下述式（7）表示。
H
pig 、 slag 、 coke＝（C
pig+C
slag+C
coke）×（T
pig 、 out-T
pig 、 in）…（7）
根據所述式（2）、式（4）～式（7），無因次熔鐵溫度θ
pig 、 out、傳熱效率η及爐下部的熱流比β的關係如下述式（8）所示。
θ
pig 、 out＝η/β…（8）
此處，高的熔鐵溫度T
pig 、 out意指大於1520℃，更佳為進而大於1540℃。若熔鐵溫度T
pig 、 out＞1520℃，則可抑制黏度上升引起的出鋼比的降低。作為氧氣高爐1的通常的操作條件，於T
pig 、 in＝1400℃、T
gas 、 in＝2000℃的情形時，為了設熔鐵溫度T
pig 、 out＞1520℃，根據式（4），需要設無因次熔鐵溫度θ
pig 、 out＞0.20。此意指於式（8）中，以滿足η/β＞0.20的方式提高傳熱效率η即可。再者，於熔鐵溫度T
pig 、 out＞1540℃的情形時，相當於無因次熔鐵溫度θ
pig 、 out＞0.23，滿足η/β＞0.23即可。
繼而，基於模型實驗求出用以設熱流比β≧0.8且滿足η/β＞0.20的傳熱效率η的操作條件。模型實驗的方法如下所述。製作模擬氧氣高爐1的爐下部的丙烯酸容器。丙烯酸容器的尺寸設為寬度400 mm或240 mm、深度100 mm、高度400 mm。由於丙烯酸容器為長方體，故而風口高度下的爐體半徑R＝240 mm或400 mm。為了模擬堆積於爐內不動的焦炭粒子，而於丙烯酸容器內填充直徑4 mm的聚乙烯粒子。於該丙烯酸容器的側面安裝風口並供給空氣（T
gas 、 in＝50℃）。又，供給矽油（T
pig 、 in＝20℃）作為模擬自爐上部供給的熔鐵、爐渣及焦炭的物質。再者，於實際的氧氣高爐1中，供給熔鐵、爐渣及焦炭三種，但於本實驗中，認為爐渣及焦炭與熔鐵的溫度大致相同，而利用矽油模擬全部的熔鐵、爐渣及焦炭三種。
於模型實驗時，於丙烯酸容器的下部的熱流比β成為0.6～1.4的範圍內，以氣體及矽油的流量進行實驗，藉此能夠再現實際的氧氣高爐中的爐下部的熱流比β為0.8以上的現象。於實驗中距離D是藉由將形成於風口前方的風徑區RW的深度D
R與風口3的長度D
L合計而算出。又，為了改變風徑區RW的深度D
R的值，亦於在風口的前方設置金屬絲網而模擬形成風徑區RW的條件下進行實驗。將實驗結果示於下述表1。
[表1]
| 實驗結果 | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 |
| 熱流比β | 1.32 | 1.32 | 1.32 | 0.66 | 0.66 | 0.66 |
| 半徑R（×10 -3m） | 0.40 | 0.24 | 0.40 | 0.40 | 0.24 | 0.40 |
| 距離D（×10 -3m） | 0.06 | 0.06 | 0.15 | 0.08 | 0.08 | 0.16 |
| 比D/R | 0.15 | 0.25 | 0.38 | 0.20 | 0.33 | 0.40 |
| 傳熱效率η | 0.15 | 0.26 | 0.49 | 0.23 | 0.28 | 0.60 |
於表1中，藉由模型實驗，測定自下部流出的矽油的溫度T
pig 、 out，使用所述式（5）及式（6）算出傳熱效率η。圖3為表示藉由模型實驗求出的η與比D/R的關係的曲線圖。根據該曲線圖，可獲得下述式（9）的關係。
η＝1.56×（D/R）－0.11…（9）
根據式（9）與η/β＞0.20的關係式，可獲得所述式（2）。又，根據式（9）與η/β＞0.23的關係式，可獲得式（3）。
再者，比D/R較佳為0.30以下，進而更佳為0.25以下。其原因在於：若D/R過大，則於爐內上升的氣體速度提高，伴隨於此，通氣性變差。
藉由以滿足以所述方式獲得的式（2）或式（3）的方式設定氧氣高爐1的操作時的比D/R，即便β為0.8以上，亦能夠確保高的熔鐵溫度。比D/R藉由調整爐體半徑R、風口3的長度D
L、風徑區深度D
R的任一者而變化。尤其是於藉由風徑區深度D
R控制比D/R的情形時，藉由以下述方式控制自風口3吹入爐內的送風氣體及還原材的流量等而進行。
首先，於設風口徑D
T（m）、福祿數Fr時，氧氣高爐1中的風徑區深度D
R藉由下述式（10）算出。
D
R/D
T＝0.521×（Fr）
0.8…（10）
福祿數Fr以下述式（11）表示。
Fr＝（ρf/ρP）
1/2×U/（g×d）
1/2…（11）
再者，於所述式（11）中，ρf為爐腹氣體密度（kg/m
3），為高溫氣體中的氣體密度，ρP為焦炭粒子的視密度（kg/m
3），U為爐腹氣體流速（m/sec），d為焦炭粒子的調和平均粒徑（m），g為重力加速度（＝9.81 m/sec
2）。式（11）中的爐腹氣體流速U（m/sec）藉由下述（12）式算出。
U＝V/（π×D
T 2/4）…（12）
再者，於所述式（12）中，V為每個風口的爐腹氣體流量（m
3/sec），為換算為自風口3吹入風徑區RW內的送風氣體與還原材及風口3的前方的焦炭於風徑區RW中燃燒發生氣化反應而成為僅包含CO、H
2、N
2的高溫氣體的情形時的體積流量。
於式（11）及式（12）中，只要獲知自風口3吹入的送風氣體及還原材的溫度、組成、流量及變化為爐腹氣體時的放熱量、風徑區RW內的壓力便能夠算出爐腹氣體流量V及爐腹氣體密度ρf。風徑區RW內的壓力可以於設置風口3的高度設置爐內壓力計所獲得的測定值代替。或亦可將以吹入風口3的送風氣體的原壓為基準，計算朝向風口的流通路徑的壓力損失並減去而獲得的數值設為風徑區RW內的壓力。焦炭粒子的視密度ρP可使用李氏比重瓶法、液中測量法或簡單阿基米德法進行測定。
因此，於操作圖1的氧氣高爐時，基於式（10）～式（12）算出風徑區深度D
R，並使用所算出的風徑區深度D
R與已知的爐體半徑R及風口3的突出量D
L求出比D/R。然後，以所求出的比D/R滿足式（2）或式（3）的方式，調整自風口3吹入的送風氣體及還原材的流量等。藉由此種氧氣高爐的操作方法，即便爐下部的熱流比β為0.8以上，亦可確保高的熔鐵溫度。
實施例1
將所述模型實驗中改變氧濃度、爐下部的熱流比β、距離D、爐體半徑R時的熔鐵溫度T
pig 、 out示於下述表2。
[表2]
○：合格 ×：不合格
| 發明例1 | 發明例2 | 發明例3 | 發明例4 | 比較例 1 | 比較例 2 | 比較例 3 | 比較例 4 | 比較例 5 | 比較例 6 | 比較例 7 | |
| 送風氧濃度 | 100% | 100% | 100% | 60% | 23% | 100% | ｛00% | 100% | 40% | 60% | 40% |
| 出鋼量（t/day） | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 | 8000 |
| 熱流比β | 0.95 | 0.95 | 0.95 | 0.84 | 0.66 | 0.95 | 0.95 | 0.95 | 0.77 | 0.66 | 0.95 |
| 半徑R（m） | 4.9 | 4.2 | 5.6 | 5.6 | 7.0 | 7.0 | 5.6 | 7.0 | 7.0 | 7.0 | 7.0 |
| 距離D（m） | 1.0 | 1.0 | 1.3 | 1.2 | 1.3 | 1.0 | 1.0 | 1.3 | 1.3 | 1.3 | 1.3 |
| 比D/R | 0.2 | 0.24 | 0.23 | 0.21 | 0.19 | 0.14 | 0.18 | 0.19 | 0.19 | 0.19 | 0.21 |
| 傳熱效率η | 0.21 | 0.26 | 0.25 | 0.22 | 0.18 | 0.11 | 0.17 | 0.18 | 0.18 | 0.18 | 0.22 |
| 無因次熔鐵溫度θ pig 、 out | 0.219 | 0.275 | 0.265 | 0.267 | 0.272 | 0.119 | 0.177 | 0.189 | 0.233 | 0.272 | 0.214 |
| 熔鐵溫度T pig 、 out（℃） | 1532 | 1565 | 1559 | 1560 | 1563 | 1471 | 1506 | 1514 | 1540 | 1563 | 1514 |
| 氧濃度 合格與否 | ○ | ○ | ○ | ○ | × | ○ | ○ | ○ | × | ○ | × |
| β 合格與否 | ○ | ○ | ○ | ○ | × | ○ | ○ | ○ | × | × | ○ |
| 式（2） 合格與否 | ○ | ○ | ○ | ○ | ○ | × | × | × | ○ | ○ | × |
| 式（3） 合格與否 | × | ○ | ○ | ○ | ○ | × | × | × | ○ | ○ | × |
於表1中，實施例1～實施例4滿足本發明的範圍，熱流比β為0.8以上，且可獲得1520℃以上的熔鐵溫度T
pig 、 out。另一方面，比較例1為熱風高爐的各規格，氧濃度未滿50體積%，因此爐下部的熱流比β未滿0.8，未能獲得高出鋼比。進而，比較例5雖然相較於熱風高爐而提高了氧濃度，但氧濃度未滿50體積%，因此爐下部的熱流比β未滿0.8，亦未能獲得高出鋼比。比較例2～比較例4為氧氣高爐的各規格，爐下部的熱流比β設為0.8以上。然而，比D/R不滿足式（2），熔鐵溫度T
pig 、 out未滿1520℃。比較例6雖然氧濃度為50體積%以上，熔鐵溫度T
pig 、 out亦為1520℃以上，但爐下部的熱流比β未滿0.8，因此未能獲得高的出鋼比。比較例7雖然爐下部的熱流比β為0.8以上，但氧濃度未滿50體積%，因此未能獲得高出鋼比。又，比較例7由於無法進一步提高出鋼量，故而無法將爐體半徑R減小至滿足式（2）的範圍，而亦未能獲得1520℃以上的熔鐵溫度T
pig 、 out。
1:氧氣高爐
2:爐體
3:風口
D:距離
D
L:長度
D/R:比
D
R:深度
R:爐體半徑
RW:風徑區
T
pig 、 out:熔鐵溫度
β:爐下部的熱流比
η:傳熱效率
圖1是表示本發明的氧氣高爐的較佳的實施形態的立體圖。
圖2為表示進行圖1的氧氣高爐的模型實驗的設備的一例的示意圖。
圖3為表示藉由模型實驗所求出的傳熱效率η與比D/R的關係的曲線圖。
1:氧氣高爐
2:爐體
3:風口
D:距離
DR:深度
DL:長度
R:爐體半徑
RW:風徑區
Claims (10)
- 一種氧氣高爐，包括：爐體，被裝入原料；及風口，向所述爐體內吹入送風氣體及還原材，且所述送風氣體具有50體積%以上的氧濃度，下述式(1)所表示的爐下部的熱流比β為0.8以上，形成於所述風口的前方的風徑區的前端至爐壁的距離D(m)與風口高度下的爐體半徑R(m)的比(D/R)滿足下述式(2)：β=(Cpig+Cslag+Ccoke)/Cgas…(1) D/R>0.13β+0.07…(2)此處，Cpig為爐下部的熔鐵的熱容(W/K)，Cslag為爐下部的爐渣的熱容(W/K)，Ccoke為爐下部的焦炭的熱容(W/K)，Cgas為爐下部的還原氣體的熱容(W/K)。
- 如請求項1所述的氧氣高爐，其中比D/R滿足下述的式(3)：D/R>0.15β+0.07…(3)。
- 如請求項1或請求項2所述的氧氣高爐，其中爐下部的熱流比β為1.4以下。
- 如請求項1或請求項2所述的氧氣高爐，其中比D/R 為0.30以下。
- 如請求項3所述的氧氣高爐，其中比D/R為0.30以下。
- 如請求項1或請求項2所述的氧氣高爐，其中自所述爐體出鋼的熔鐵的熔鐵溫度大於1520℃。
- 如請求項3所述的氧氣高爐，其中自所述爐體出鋼的熔鐵的熔鐵溫度大於1520℃。
- 如請求項4所述的氧氣高爐，其中自所述爐體出鋼的熔鐵的熔鐵溫度大於1520℃。
- 如請求項5所述的氧氣高爐，其中自所述爐體出鋼的熔鐵的熔鐵溫度大於1520℃。
- 一種氧氣高爐的操作方法，其使用如請求項1至請求項9中任一項所述的氧氣高爐進行操作。
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