CN114107591A - 一种加热-纯氢还原冷却***和方法 - Google Patents
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Abstract
本发明涉及一种加热‑纯氢还原冷却***和方法，属于冶金过程中的竖炉还原技术领域，解决了现有技术中氢气利用率低的问题。该加热‑纯氢还原冷却***包括自上而下依次连通设置的加热段、等压段和还原冷却段；所述加热段设置有氧化球团入口、热烟气入口和烟气出口，来自所述氧化球团入口的氧化球团与来自所述热烟气入口的热烟气在所述加热段中进行接触，接触后的烟气从所述烟气出口排出，接触后的氧化球团进入所述等压段；所述还原冷却段设置有氢气入口和气体出口，来自所述等压段中的氧化球团与来自所述氢气入口的氢气在所述还原冷却段中进行还原和冷却，所述还原和冷却过程产生的气体从所述气体出口排出。本发明提高氢气利用率。
Description
本发明涉及竖炉还原技术领域，尤其涉及一种加热-纯氢还原冷却***和方法。
背景技术
氢冶金是实现钢铁行业降碳、零碳的必然选择，氢冶金按照降碳效果可以分为低氢冶金、富氢冶金和纯氢冶金。低氢冶金主要在高炉中采用富氢或纯氢气体部分取代焦炭作为还原剂，降碳限度低于20％；富氢冶金主要包括竖炉富氢还原以及富氢熔融还原，降碳效果可达50～80％；纯氢冶金尚处于试验开发阶段，一般以竖炉作为反应器、纯氢气体作为还原气。从降碳效果来看，竖炉纯氢还原是未来氢冶金的发展趋势。
富氢气体一般通过天然气或工业副产气在转化炉内合成并加热，为H2、CO、CH4、CO2或H2O的混合气体，合成气的加热温度一般不高于900℃。由于纯氢还原是强吸热反应，所需的还原温度更高，但是，氢气的比热系数较低，并且对换热管束的腐蚀性更强，导致氢气的加热难度更高，目前还没有针对纯氢气体加热的成熟装备，氢气的加热问题成为纯氢冶金面临的瓶颈；同时，采用常温氧化球团-热氢气的方式进行还原，还原所需的热量完全由氢气物理热提供，造成氢气的循环量大，氢气的一次利用率一般不超过30％，利用效率较低。
发明内容
鉴于上述的分析，本发明旨在提供一种加热-纯氢还原冷却***和方法，用以解决现有的纯氢竖炉还原***中由于氢气加热极限温度受限制而导致氢气利用率低的问题。
一方面，本发明实施例提供了一种加热-纯氢还原冷却***，该加热-纯氢还原冷却***包括自上而下依次连通设置的加热段、等压段和还原冷却段；
所述加热段设置有氧化球团入口、热烟气入口和烟气出口，来自所述氧化球团入口的氧化球团与来自所述热烟气入口的热烟气在所述加热段中进行接触，接触后的烟气从所述烟气出口排出，接触后的氧化球团进入所述等压段；所述还原冷却段设置有氢气入口和气体出口，来自所述等压段中的氧化球团与来自所述氢气入口的氢气在所述还原冷却段中进行还原和冷却，所述还原和冷却过程产生的气体从所述气体出口排出。
基于上述方法的进一步改进，所述氧化球团入口设置在所述加热段的顶部，所述热烟气入口设置在所述加热段1和所述等压段的交界处，所述烟气出口设置在靠近所述加热段上部的位置，所述氢气入口设置在靠近所述还原冷却段下部的位置，所述气体出口设置在所述等压段和所述还原冷却段的交界处。
优选地，所述加热-纯氢还原冷却***还包括均压装料***、燃烧炉、氢气供应装置，所述均压装料***与所述氧化球团入口连接，所述燃烧炉与所述热烟气入口连通，所述氢气供应装置与所述氢气入口连通。
优选地，所述加热-纯氢还原冷却***还包括烟气净化***，所述烟气净化处理***与所述烟气出口连通。
优选地，所述加热-纯氢还原冷却***还包括余热回收***和煤气净化***，所述煤气净化***的入口与所述气体出口连接，所述煤气净化***的出口与所述氢气入口连接，所述余热回收***设置在所述气体出口与所述煤气净化***之间。
另一方面，本发明实施例提供了一种加热-纯氢还原冷却方法，采用本发明所述的加热-纯氢还原冷却***，该加热-纯氢还原冷却方法包括：来自氧化球团入口的氧化球团和来自热烟气入口的热烟气在加热段中进行逆流接触，逆流接触后的烟气从烟气出口排出，逆流接触后的氧化球团进入等压段进行等压过渡后进入还原冷却段，来自等压段中的氧化球团与来自氢气入口的氢气在还原冷却段中同步进行还原和冷却，所述还原和冷却过程产生的气体从气体出口排出，得到固体产物海绵铁。
优选地，所述热烟气的温度为1150-1350℃，所述逆流接触使得氧化球团的温度为1000-1100℃。
优选地，在所述热烟气中，H2和CO的体积百分含量之和为5-10％，O2的体积百分含量小于1％。
优选地，所述热烟气入口处的热烟气的压力与所述气体出口处的气体的压力相等。
优选地，所述烟气出口排出的烟气经过净化处理后排放；所述气体出口排出的气体经过余热回收和净化处理后返回所述还原冷却段。
与现有技术相比，本发明至少可实现如下有益效果之一：
(1)本发明采用热氧化球团-常温氢气(先用烟气加热氧化球团，再将加热后的氧化球团与氢气混合)的还原形式取代传统的常温球团-热氢气(将常温氧化球团与加热后的氢气混合)的还原形式。采用传统的常温球团-热氢气的还原方式时，还原所需的热源由热氢气提供，热氢气不仅要满足铁氧化物还原的化学消耗，还要提供还原所需的热量，造成循环氢气量大、氢气一次利用率低于30％。而采用本发明的热氧化球团-常温氢气的还原形式时，以热氧化球团的物理热提供氢还原过程中所需的热量，氢气循环量大幅降低，氢气利用率显著提高，一次利用率可提高至50％以上；
(2)本发明采用常温氢气对热氧化球团同步进行还原和冷却过程，无需对最终得到的海绵铁进行单独冷却，避免了冷却气的使用，海绵铁的物理热直接用于还原，提高了热效率；
(3)采用热烟气直接加热氧化球团为后续还原过程提供热量，代替了传统工艺中的采用热烟气加热氢气-热氢气加热还原氧化球团的方式，提高了加热效率，并且不再需要传统工艺中加热氢气所用的氢气换热器，简化了工艺，同时消除了传统工艺中的氢气换热器加热氢气的温度限制，提高了还原的温度上限；
(4)在本发明的一种优选实施方式中，控制加热烟气中还原性气体(H2、CO)和氧气的含量，避免加热烟气与还原后的气体(还原煤气)在等压段混合后发生燃爆，同时，在加热段中，热烟气对氧化球团起到预还原效果，减轻纯氢还原负担，降低氢气量消耗，进一步提高氢气利用率。
本发明中，上述各技术方案之间还可以相互组合，以实现更多的优选组合方案。本发明的其他特征和优点将在随后的说明书中阐述，并且，部分优点可从说明书中变得显而易见，或者通过实施本发明而了解。本发明的目的和其他优点可通过说明书以及附图中所特别指出的内容中来实现和获得。
附图说明
附图仅用于示出具体实施例的目的，而并不认为是对本发明的限制，在整个附图中，相同的参考符号表示相同的部件。
图1为本发明的加热-纯氢还原冷却***；
图2为氧化球团温度对氢气利用率的影响图；
图3为不同氧化球团温度对氢气循环量的影响图；
图4为不同热烟气温度下热烟气需求量的变化图；
图5为以高炉煤气为燃料时的富氧率对热烟气温度的影响图；
图6为以高炉煤气为燃料时预热空气对热烟气温度的影响图；
图7为以焦炉煤气为燃料时不同烟气温度下烟气需求量的变化图；
图8为对比例1的现有技术的纯氢竖炉还原***；
图9为对比例1-4中热氢气温度对氢气利用率的影响图。
附图标记：
1-加热段；2-等压段；3-还原冷却段；4-氧化球团入口；5-热烟气入口；6-烟气出口；7-氢气入口；8-气体出口；9-均压装料***；10-燃烧炉；11-氢气供应装置；12-烟气净化***；13-余热回收***；14-煤气净化***；15-氢气加压装置；16-还原段；17-冷却段；18-换热器装置；19-洗涤装置；20-加压装置；21-冷却气供应装置。
具体实施方式
下面结合附图来具体描述本发明的优选实施例，其中，附图构成本申请一部分，并与本发明的实施例一起用于阐释本发明的原理，并非用于限定本发明的范围。
一方面，本发明公开了一种加热-纯氢还原冷却***，如图1所示，其中，该加热-纯氢还原冷却***包括自上而下依次连通设置的加热段1、等压段2和还原冷却段3；所述加热段1设置有氧化球团入口4、热烟气入口5和烟气出口6，来自所述氧化球团入口4的氧化球团与来自所述热烟气入口5的热烟气在所述加热段1中进行接触，接触后的烟气从所述烟气出口6排出，接触后的氧化球团进入所述等压段2；所述还原冷却段3设置有氢气入口7和气体出口8，来自所述等压段2中的氧化球团与来自所述氢气入口7的氢气在所述还原冷却段3中进行还原和冷却，所述还原和冷却过程产生的气体从所述气体出口8排出。
本发明中，在加热段1中，热烟气对氧化球团进行加热，将氧化球团加热为热氧化球团，同时热烟气对氧化球团起到预还原效果：
3Fe2O3+CO＝2Fe3O4+CO2 式(1)；
3Fe2O3+H2＝2Fe3O4+H2O 式(2)。
本发明中，在还原冷却段3中，氢气和氧化球团进行还原反应：
3Fe2O3+H2＝2Fe3O4+H2O 式(2)；
Fe3O4+H2＝3FeO+H2O 式(3)；
FeO+H2＝Fe+H2O 式(4)。
需要注意的是，本发明中，所述氢气入口7中的氢气指的是未经过温度处理的氢气，即常温氢气。
现有技术中的纯氢竖炉还原***自上而下依次包括还原段、等压段和冷却段，先将常温氧化球团与经过加热的氢气在还原段进行还原反应，然后再通过等压段等压过渡之后进入冷却段进行冷却，即常温氧化球团-热氢气的还原方式。
在本发明中，所述加热段1起到对氧化球团加热的作用，热的氧化球团可以为后续氢还原过程提供所需的热量，同时氧化球团在加热段1中进行预还原；加热后的氧化球团经过等压段2等压过渡后进入还原冷却段3同步进行还原和冷却过程，即热氧化球团-常温氢气的还原方式。
在现有的纯氢竖炉还原***中，还原所需的热源由热氢气提供，热氢气不仅要满足铁氧化物还原的化学消耗，还要提供还原所需的热量，造成循环氢气量大、氢气一次利用率低于30％；同时加热氢气需要换热器，而换热器对氢气的加热极限温度不高于950℃，无法满足纯氢还原所需的热量，极大降低了氢气利用率；而且需要用到换热器和还原段之后还要有冷却段的工艺，工艺繁琐。
而在本发明的加热-纯氢还原冷却***中，进行的是热氧化球团-常温氢气的还原形式，以热氧化球团的物理热提供氢还原过程中所需的热量，氢气循环量大幅降低，氢气利用率显著提高，一次利用率可提高至50％以上；采用热烟气直接加热氧化球团为后续还原过程提供热量，代替了传统工艺中的采用热烟气加热氢气-热氢气加热还原氧化球团的方式，提高了加热效率，并且不再需要传统工艺中加热氢气所用的氢气换热器，简化了工艺，同时消除了传统工艺中的氢气换热器加热氢气的温度限制，提高了还原的温度上限；而且无需对最终得到的海绵铁进行单独冷却，避免了冷却气的使用，海绵铁的物理热直接用于还原，提高了热效率；并且，在加热段1中，热烟气可以对氧化球团起到预还原效果，减轻了还原冷却段3中纯氢的还原负担，降低了氢气量消耗。
为了充分提高热量利用率和氢气利用率，优选地，所述氧化球团入口4设置在所述加热段1的顶部，所述热烟气入口5设置在所述加热段1和所述等压段2的交界处，所述烟气出口6设置在靠近所述加热段1上部的位置，所述氢气入口7设置在靠近所述还原冷却段3下部的位置，所述气体出口8设置在所述等压段2和所述还原冷却段3的交界处。
在上述优选实施方式中，从所述加热段1的顶部进入的氧化球团与来自所述热烟气入口5的热烟气进行长时间充分的逆流接触，使得氧化球团与热烟气进行充分热交换和预还原，从而提高热量利用率以及减少后续在还原冷却段3中的氢气消耗量；在还原冷却段3中，来自所述等压段2的氧化球团自上而下温度逐渐降低、金属化率逐渐升高，还原完成后从竖炉***底部排出，来自所述氢气入口7的氢气自下而上温度和氧化度逐渐升高，还原完成后从所述气体出口8排出，因此，氧化球团与氢气进行了长时间成分的逆流接触，使得氧化球团与氢气在所述还原冷却段3中进行充分的还原和冷却，从而提高热量利用率、氢气利用率以及金属化率；另外，所述热烟气入口5设置在所述加热段1和所述等压段2的交界处，所述气体出口8设置在所述等压段2和所述还原冷却段3的连接处，所述等压段2除了起到等压过渡加热后的氧化球团外，还起到隔离热烟气与所述气体出口8排出的气体(还原煤气)的作用，并且使得所述热烟气入口5的压力与所述气体出口8的出口压力相等。
具体来说，所述加热-纯氢还原冷却***还包括均压装料***9、燃烧炉10、氢气供应装置11，所述均压装料***9与所述氧化球团入口4连接，所述燃烧炉10与所述热烟气入口5连通，所述氢气供应装置11与所述氢气入口7连通。所述均压装料***9使得进入所述氧化球团入口4的氧化球团的压力均等，从而使得氧化球团在加热段1中吸收的热量更加均匀；所述燃烧炉10通过燃烧燃料来提供热烟气，所述燃烧炉10的燃料可以为本领域常用的能够用于提供热烟气来加热氧化球团的气体燃料，优选地，所述燃料为天然气、焦炉煤气和高炉煤气中的一种或多种。需要说明的是，以高炉煤气作为燃烧炉10的燃料，用常温空气为助燃气体时，热烟气温度只能达到956℃，所以需要通过富氧、预热煤气或空气等方式调整热烟气的温度。
本发明中，为了加速氢气流动，加快氢气与氧化球团在还原冷却段3中还原和冷却速度，从而提高氢气利用率，优选地，在所述氢气供应装置11和所述氢气入口7之间设置氢气加压装置15。
本发明中，为了提高所述加热-纯氢还原冷却***的环保性能，优选地，所述加热-纯氢还原冷却***还包括烟气净化***12，所述烟气净化处理***与所述烟气出口6连通。从所述烟气出口6排出的废烟气经过所述烟气净化***12处理达到排放标准后再排放，从而减少环境污染，提高所述加热-纯氢还原冷却***的环保性能。本发明对所述烟气净化***12的设置没有特别的限定，可以为本领域常用的烟气净化***，例如旋风除尘、SDS脱硫、布袋除尘等烟气净化***，该烟气净化***是本领域技术人员通过查阅现有技术就可以实施的，因此，本发明对所述烟气净化***12不再赘述。
本发明中，考虑到所述加热-纯氢还原冷却***的节能减排以及回收再利用的问题，优选地，所述加热-纯氢还原冷却***还包括余热回收***13和煤气净化***14，所述煤气净化***14的入口与所述气体出口8连接，所述煤气净化***14的出口与所述氢气入口7连接，所述余热回收***13设置在所述气体出口8与所述煤气净化***14之间。在该优选实施方式中，所述气体出口8排出的还原煤气经过所述余热回收***13回收余热，将回收的热量用于其他***的加热过程，避免热量浪费；经过所述余热回收***13处理后的还原煤气再进入所述煤气净化***14进行煤气净化处理，回收剩余的氢气进行循环利用，从而使得H2的一次利用率达到50-55％。本发明中，所述余热回收***13和所述煤气净化***14可以为本领域中的常规手段，只要能够达到本发明的技术效果即可，本领域技术人员可以通过现有技术确定所述余热回收***13和所述煤气净化***14，在此不再赘述。
另一方面，本发明公开了一种加热-纯氢还原冷却方法，采用本发明所述的加热-纯氢还原冷却***，该加热-纯氢还原冷却方法包括：来自氧化球团入口4的氧化球团和来自热烟气入口5的热烟气在加热段1中进行逆流接触，逆流接触后的烟气从烟气出口6排出，逆流接触后的氧化球团进入等压段2进行等压过渡后进入还原冷却段3，来自等压段2中的氧化球团与来自氢气入口7的氢气在还原冷却段3中同步进行还原和冷却，所述还原和冷却过程产生的气体从气体出口8排出，得到固体产物海绵铁。
本发明中，在加热段1中，热烟气对氧化球团进行加热，将氧化球团加热为热氧化球团，同时热烟气对氧化球团起到预还原效果：
3Fe2O3+CO＝2Fe3O4+CO2 式(1)；
3Fe2O3+H2＝2Fe3O4+H2O 式(2)。
本发明中，在还原冷却段3中，氢气和氧化球团进行还原反应：
3Fe2O3+H2＝2Fe3O4+H2O 式(2)；
Fe3O4+H2＝3FeO+H2O 式(3)；
FeO+H2＝Fe+H2O 式(4)。
需要注意的是，本发明中，来自所述氢气入口7的氢气指的是未经过温度处理的氢气，即常温氢气。
现有技术中的纯氢竖炉还原方法是在自上而下依次包括还原段、等压段和冷却段的***中进行的，先将氢气加热，再与常温氧化球团在还原段进行还原反应，然后再通过等压段等压过渡之后进入冷却段进行冷却，即常温氧化球团-热氢气的还原方法。
在本发明中，先将氧化球团加热，加热后的氧化球团经过等压段2等压过渡后进入还原冷却段3同步进行还原和冷却过程，即热氧化球团-常温氢气的还原方法。
在现有的纯氢竖炉还原方法中，还原所需的热源由热氢气提供，热氢气不仅要满足铁氧化物还原的化学消耗，还要提供还原所需的热量，造成循环氢气量大、氢气一次利用率低于30％；同时加热氢气需要换热器，而换热器对氢气的加热极限温度不高于950℃，无法满足纯氢还原所需的热量，极大降低了氢气利用率；而且需要换热器和还原段之后还要有冷却段的工艺，工艺繁琐。
而本发明的热氧化球团-常温氢气的还原方法中，以热氧化球团的物理热提供氢还原过程中所需的热量，氢气循环量大幅降低，氢气利用率显著提高，一次利用率可提高至50％以上；采用热烟气直接加热氧化球团为后续还原过程提供热量，代替了传统工艺中的采用热烟气加热氢气-热氢气加热还原氧化球团的方式，提高了加热效率，并且不再需要传统工艺中加热氢气所用的氢气换热器，简化了工艺方法，同时消除了传统工艺中的氢气换热器加热氢气的温度限制，提高了还原的温度上限；而且无需对最终得到的海绵铁进行单独冷却(海绵铁的温度小于120℃)，避免了冷却气的使用，海绵铁的物理热直接用于还原，提高了热效率；并且，在加热段1中，热烟气可以对氧化球团起到预还原效果，减轻了还原冷却段3中纯氢的还原负担，降低了氢气量消耗。
根据本发明的一种优选实施方式，所述热烟气的温度为1150-1350℃，所述逆流接触使得氧化球团的温度为1000-1100℃。
本发明中，氢气循环量为1025-1087m3/DRI。
本发明中，通过热烟气直接加热氧化球团，氧化球团的温度可以轻易达到1300℃以上，本发明的发明人在研究中发现，当氧化球团温度越高时，所需的循环氢气量越大，导致氢气的利用率降低，当氧化球团的加热温度控制在1100℃以内，氢气利用率可达到50％以上，氢气的利用率相对于现有技术大幅提升；同时，氧化球团加热温度达到1000℃以上时，还原后球团的金属化率可以达到93％以上。因此，结合氧化球团温度对氢气利用率的影响和还原后球团的金属化率，优选氧化球团加热温度为1000-1100℃。
对于热烟气的温度，通常，在一定的氧化球团加热温度要求下，烟气温度越高时所需的烟气量越小，本发明的发明人在研究中还发现，热烟气温度过高会导致球团粘结，当烟气温度高于1400℃后会造成氧化球团的局部粘结率高于20％，烟气温度低于1350℃时粘结率在10％以下；考虑到实际生产中氧化球团处于动态过程，氧化球团与热烟气的温差更大，当热烟气温度控制在1350℃以下时可以避免氧化球团在加热过程中的粘结，因此，优选热烟气的温度为1150-1350℃。
本发明中，所述逆流接触后的烟气的温度为200-250℃。
为了防止热烟气与来自还原冷却段3中的还原煤气在等压段2中混合发生爆燃，在所述热烟气中，H2和CO的体积百分含量之和为5-10％，O2的体积百分含量小于1％。
本发明的热烟气是通过燃烧燃料得到的，所述燃料可以为本领域常用的能够用于提供热烟气来加热氧化球团的气体燃料，优选地，所述燃料为天然气、焦炉煤气和高炉煤气中的一种或多种。需要说明的是，以高炉煤气作为燃料，用常温空气为助燃气体时，热烟气温度只能达到956℃，所以需要通过富氧、预热煤气或空气等方式调整加热烟气的温度。
同时，为了减少热烟气的大气污染，可以采用本领域常规的低氮燃烧技术控制烟气的NOx的体积百分含量小于80ppm。
本发明中，优选地，所述热烟气入口5处的热烟气的压力与所述气体出口8处的气体的压力相等。在该优选实施方式中，可以进一步防止热烟气与来自还原冷却段3中的还原煤气在等压段2中混合。
本发明中，为了加速氢气流动，加快氢气与氧化球团在还原冷却段3中还原和冷却速度，从而提高氢气利用率，优选地，氢气进入所述还原冷却段3之前进行加压处理。
考虑到所述加热-纯氢还原冷却方法的环保性、节能减排以及回收再利用的问题，优选地，所述烟气出口6排出的烟气经过净化处理后排放；所述气体出口8排出的气体经过余热回收和净化处理后返回所述还原冷却段3。
在该优选实施方式中，烟气经过净化处理达到排放标准后再排放，减少环境污染，本发明对所述净化处理的方式没有特别的限定，可以为本领域常用的方式，例如旋风除尘、SDS脱硫、布袋除尘等烟气净化方法，该烟气净化处理方法是本领域技术人员通过查阅现有技术就可以实施的，因此，本发明对所述净化处理不再赘述；所述气体出口8排出的气体(还原煤气)经过回收余热，将回收的热量用于其他***的加热过程，避免热量浪费，再进行煤气净化处理，回收剩余的氢气进行循环利用，从而使得H2的一次利用率达到50-55％，本发明中，所述余热回收煤气净化可以为本领域中的常规手段，只要能够达到本发明的技术效果即可，本领域技术人员可以通过现有技术确定所述余热回收和所述煤气净化的方法，在此不再赘述。
下面通过具体实施例来进一步说明本发明的技术方案和技术效果。
以下实施例中，氧化球团的性能如表1所示：
表1
| 成分 | TFe | FeO | Fe<sub>2</sub>O<sub>3</sub> | Al<sub>2</sub>O<sub>3</sub> | CaO | MgO | SiO<sub>2</sub> | P<sub>2</sub>O<sub>5</sub> | S |
| 含量，％ | 68.66 | 0.87 | 97.12 | 0.86 | 0.23 | 0.58 | 1.32 | 0.28 | 0.002 |
实施例1
在如图1所示的加热-纯氢还原冷却***中进行，均压装料***9里的10kg氧化球团通过氧化球团入口4进入加热段1中，燃烧炉10以天然气为燃料将温度1150℃的热烟气(H2和CO的体积百分含量之和为7％，O2的体积百分含量为0.4％)通过热烟气入口5进入加热段1中，氧化球团与热烟气在加热段1进行逆流接触，将氧化球团加热至1000℃，逆流接触后的烟气(温度为200℃)从烟气出口6排入烟气净化***12处理达到排放标准后再排放，逆流接触后的氧化球团进入等压段2进行等压过渡后进入还原冷却段3中，氢气供应装置11提供的氢气经过氢气加压装置15加压后通过氢气入口7(压力使得氢气循环量为1025m3/DRI)进入还原冷却段3中，氧化球团与氢气在还原冷却段3中同步进行还原和冷却4h，还原和冷却过程产生的气体(还原煤气)从气体出口8排出，依次进入余热回收***13回收余热、进入煤气净化***14进行煤气净化处理，回收剩余的氢气，并将剩余的氢气经过氢气入口7通入还原冷却段3进行循环利用，还原和冷却过程后得到的海绵铁(温度为90℃)从还原冷却段3的下部排出。
实施例2
按照实施例1的方法进行，不同的是，在加热段1中将氧化球团加热至1050℃，氢气循环量为1062m3/DRI。
实施例3
按照实施例1的方法进行，不同的是，在加热段1中将氧化球团加热至1100℃，氢气循环量为1087m3/DRI。
实施例4
按照实施例1的方法进行，不同的是，在加热段1中将氧化球团加热至950℃，氢气循环量为988m3/DRI。
在实施例1-4中，通过计算热平衡，从而得到氢气利用率。结果如图2所示，从图2可以看出，氧化球团温度升高时氢气利用率有所降低，氧化球团的加热温度控制在1100℃以内，氢气利用率可达到50％以上。与对比例1的结果对比可知，采用本发明的加热-纯氢还原冷却***和方法，氢气的利用率大幅提升。
在实施例1-4中，不同氧化球团温度对氢气循环量的影响如图3所示，可以看出，氧化球团温度越高时，所需的循环氢气量越大。
取还原冷却段上层还原后的金属化球团进行化验分析确定金属化率，实验条件及结果如表2所示。可以看出，氧化球团加热温度达到1000℃以上时，还原后球团的金属化率达到93％以上。
表2
| 氧化球团温度，℃ | 950 | 1000 | 1050 | 1100 |
| 氢气流量，L/min | 29.96 | 31.08 | 32.10 | 33.01 |
| 还原球团金属化率，％ | 86 | 93 | 95 | 96 |
综上所述，当氧化球团温度为1000-1100℃时，可以达到更高的氢气利用率和金属化率。
实施例5
按照实施例2的方法进行，不同的是，热烟气的温度为1150℃。
实施例6
按照实施例2的方法进行，不同的是，热烟气的温度为1200℃。
实施例7
按照实施例2的方法进行，不同的是，热烟气的温度为1250℃。
实施例8
按照实施例2的方法进行，不同的是，热烟气的温度为1300℃。
实施例9
按照实施例2的方法进行，不同的是，热烟气的温度为1350℃。
实施例10
按照实施例2的方法进行，不同的是，热烟气的温度为1400℃。
实施例11-16
分别按照实施例5-10的方法进行，不同的是，烟气出口的烟气温度为250℃。
在实施例5-16中，通过热平衡计算，不同热烟气温度下热烟气需求量的变化如图4所示。可以看出，热烟气温度越高时所需的热烟气量越小。
在实施例5-16中，在加热段1的加热过程完成后，待球团完全冷却后取出，取出最下层(热烟气入口处)的氧化球团称量，再挑选出发生粘结的氧化球团称量，通过计算确定粘结球团所占的质量比，即粘结比。
结果见表3。
其中：γ为粘结比，％；m0为下层氧化球团的总质量，g；m1为下层发生粘结的氧化球团质量，g。
表3
| 热烟气温度，℃ | 1150 | 1200 | 1250 | 1300 | 1350 | 1400 |
| 热烟气流量，L/min | 57.4 | 54.5 | 51.6 | 49.4 | 47.2 | 45.4 |
| 氧化球团粘结比，％ | 0 | 0 | 0 | 2 | 7 | 18.3 |
从表3可以看出，热烟气温度高达1400℃后会造成氧化球团的局部粘结比接近20％，热烟气温度在1150-1350℃时粘结比在10％以下；同时考虑到实际生产中氧化球团处于动态过程，氧化球团与热烟气的温差更大，当热烟气温度控制在1350℃以下时可以避免氧化球团在加热过程中的粘结。因此，加热烟气的温度最佳范围为1150-1350℃。
实施例17-20
按照实施例1的方法进行，不同的是，燃烧炉10以高炉煤气为燃料，采用富氧的方式燃烧产生热烟气。富氧率分别为45％、57.5％、78％、100％，达到的热烟气温度分别为1150℃、1200℃、1250℃、1280℃。高炉煤气成分如表4所示。
表4
| 煤气成份 | CO | O<sub>2</sub> | CO<sub>2</sub> | H<sub>2</sub> | N<sub>2</sub> |
| 体积百分含量，％ | 24.42 | 0.28 | 22.16 | 0.06 | 53.07 |
富氧率对热烟气的影响如图5所示。从图5可以看出，采取富氧的方式时，热烟气的最高燃烧温度只能达到1280℃。
实施例21-25
按照实施例17的方法进行，不同的是，燃烧炉10以高炉煤气为燃料，采用预热空气的方式燃烧产生热烟气。空气温度分别为450℃、560℃、675℃、775℃、900℃，达到的热烟气温度分别为1150℃、1200℃、1250℃、1300℃、1350℃。
空气温度对热烟气温度的影响如图6所示，从图6可以看出，通过预热空气时，热烟气温度可达1350℃。
实施例26-30
按照实施例2的方法进行，不同的是，以焦炉煤气作为燃烧炉10的燃料、常温空气为助燃气体，由于热烟气燃烧温度可达1734℃，通过回兑烟气调整热烟气的温度。热烟气温度分别为1150℃、1200℃、1250℃、1300℃、1350℃。焦炉煤气成分如表5所示。
表5
| 煤气成份 | H<sub>2</sub> | CH<sub>4</sub> | CO | CO<sub>2</sub> | N<sub>2</sub> | O<sub>2</sub> |
| 百分含量，％ | 56.54 | 24.74 | 7.5 | 4.5 | 4.12 | 0.3 |
实施例31-35
分别按照实施例26-30的方法进行，不同的是，烟气出口的烟气温度为250℃。
实施例26-35中，通过热平衡计算，不同热烟气温度下热烟气需求量的变化如图7所示，与图4对比可以看出，采用焦炉煤气和天然气燃烧产生热烟气，热烟气温度相同时所需的烟气量相近。
对比例1
在如图8所示的纯氢竖炉还原***进行，均压装料***9里的10kg氧化球团通过氧化球团入口4进入还原段16中，氢气供应装置11提供的氢气经过以天然气为燃料加热的换热器装置18加热到800℃后进入还原段16中，氧化球团与热氢气在还原段16中逆流接触进行还原反应，还原反应后的还原煤气(300℃)从还原段16的上部排出进行洗涤装置19和加压装置20后进入换热器装置18循环利用；还原反应后的固体产物进入等压段2等压过渡后进入冷却段17，在冷却段17中，还原反应后的固体产物与来自冷却气供应装置21提供的冷却气接触进行冷却处理，得到冷却后的海绵铁。
对比例2-4
按照对比例的方法进行，不同的是，氢气的温度分别为850℃、900℃、950℃。
在对比例1-4中，通过热平衡计算，还原煤气中氢气的利用率如图9所示。可以看出，氢气的加热温度升高时氢气的利用率逐渐提高，但利用率不超过30％。
以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。
Claims (10)
1.一种加热-纯氢还原冷却***，其特征在于，该加热-纯氢还原冷却***包括自上而下依次连通设置的加热段(1)、等压段(2)和还原冷却段(3)；
所述加热段(1)设置有氧化球团入口(4)、热烟气入口(5)和烟气出口(6)，来自所述氧化球团入口(4)的氧化球团与来自所述热烟气入口(5)的热烟气在所述加热段(1)中进行接触，接触后的烟气从所述烟气出口(6)排出，接触后的氧化球团进入所述等压段(2)；所述还原冷却段(3)设置有氢气入口(7)和气体出口(8)，来自所述等压段(2)中的氧化球团与来自所述氢气入口(7)的氢气在所述还原冷却段(3)中进行还原和冷却，所述还原和冷却过程产生的气体从所述气体出口(8)排出。
2.根据权利要求1所述的加热-纯氢还原冷却***，其特征在于，所述氧化球团入口(4)设置在所述加热段(1)的顶部，所述热烟气入口(5)设置在所述加热段(1)和所述等压段(2)的交界处，所述烟气出口(6)设置在靠近所述加热段(1)上部的位置，所述氢气入口(7)设置在靠近所述还原冷却段(3)下部的位置，所述气体出口(8)设置在所述等压段(2)和所述还原冷却段(3)的交界处。
3.根据权利要求1或2所述的加热-纯氢还原冷却***，其特征在于，所述加热-纯氢还原冷却***还包括均压装料***(9)、燃烧炉(10)、氢气供应装置(11)，所述均压装料***(9)与所述氧化球团入口(4)连接，所述燃烧炉(10)与所述热烟气入口(5)连通，所述氢气供应装置(11)与所述氢气入口(7)连通。
4.根据权利要求1或2所述的加热-纯氢还原冷却***，其特征在于，所述加热-纯氢还原冷却***还包括烟气净化***(12)，所述烟气净化处理***与所述烟气出口(6)连通。
5.根据权利要求3所述的加热-纯氢还原冷却***，其特征在于，所述加热-纯氢还原冷却***还包括余热回收***(13)和煤气净化***(14)，所述煤气净化***(14)的入口与所述气体出口(8)连接，所述煤气净化***(14)的出口与所述氢气入口(7)连接，所述余热回收***(13)设置在所述气体出口(8)与所述煤气净化***(14)之间。
6.一种加热-纯氢还原冷却方法，其特征在于，采用权利要求1-5中任一项所述的加热-纯氢还原冷却***，该加热-纯氢还原冷却方法包括：来自氧化球团入口(4)的氧化球团和来自热烟气入口(5)的热烟气在加热段(1)中进行逆流接触，逆流接触后的烟气从烟气出口(6)排出，逆流接触后的氧化球团进入等压段(2)进行等压过渡后进入还原冷却段(3)，来自等压段(2)中的氧化球团与来自氢气入口(7)的氢气在还原冷却段(3)中同步进行还原和冷却，所述还原和冷却过程产生的气体从气体出口(8)排出，得到固体产物海绵铁。
7.根据权利要求6所述的加热-纯氢还原冷却方法，其特征在于，所述热烟气的温度为1150-1350℃，所述逆流接触使得氧化球团的温度为1000-1100℃。
8.根据权利要求6或7所述的加热-纯氢还原冷却方法，其特征在于，在所述热烟气中，H2和CO的体积百分含量之和为5-10％，O2的体积百分含量小于1％。
9.根据权利要求6或7所述的加热-纯氢还原冷却方法，其特征在于，所述热烟气入口(5)处的热烟气的压力与所述气体出口(8)处的气体的压力相等。
10.根据权利要求6或7所述的加热-纯氢还原冷却方法，其特征在于，所述烟气出口(6)排出的烟气经过净化处理后排放；
所述气体出口(8)排出的气体经过余热回收和净化处理后返回所述还原冷却段(3)。
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