炼焦炉气体显热回收装置

摘要

本发明提供一种炼焦炉气体显热回收装置，其能够从炼焦炉气体高效率地进行热回收，该炼焦炉气体显热回收装置的特征在于，具备：热交换塔（2），其使炼焦炉中产生的炼焦炉气体与载热体直接接触，且使焦油在该载热体的表面凝结；载热体回收槽（5），其使附着有焦油的所述载热体集合，且通过比重分离而使焦油从所述载热体分离，来对所述载热体进行回收。

说明书

技术领域

本发明涉及高效率回收在炼焦炉中产生的炼焦炉气体（COG）的显热 的炼焦炉气体显热回收装置。

背景技术

在将煤装入炼焦炉的炭化室并在高温还原气氛下进行干馏的炼焦制 造工艺中，作为副产物，产生约800℃的COG。该COG在设置于炼焦炉 顶部的上升管内通过的过程中，受到氨水冲洗而被急剧冷却至约80℃以 下，并进一步由气体冷却器冷却之后，通过焦油沉降式离心机将凝结了的 液体成分分离成焦油和氨水来进行回收。

以前，作为要在不进行氨水冲洗的情况下有效回收COG的显热的方 法，提出有使用了直接接触法的COG显热回收方法（例如，参照专利文 献1）。

上述COG显热回收方法是指向COG中直接雾状喷射约150℃的高沸 点焦油馏分，来将COG一次冷却到320～330℃，然后使其与约70℃的中 沸点焦油馏分直接接触而二次冷却到约120℃。

在上述COG显热回收方法中，使用焦油作为载热体，存在不需要将 载热体和焦油分离这样的优点，但热回收后的焦油的温度成为有效能量低 的低温焦油，存在已经不适合于低压蒸汽制造这样的大的缺点。需要说明 的是，在以提高该回收后的焦油温度的方式进行设计时，出现在200℃以 上进行挥发的焦油而使热回收变得不成立。

若能够从温度自800℃到250℃变化的COG有效进行热回收，则能够 期待0.95MJ/Nm³-COG的能量的回收。

然而，在国内的炼焦工厂中，无法进行到250℃的热回收为实情。其 原因在于，COG中含有的焦油成分在800℃时处于挥发状态，但当低于 450℃时，焦油成分凝结，因此在间接热交换式的情况下，焦油较厚地凝 结到传热管表面而使热交换性能降低，另一方面，在直接接触式的情况下， 焦油附着在载热体的表面而使热回收后的工艺不成立。

虽然提出很多COG显热回收方法，但这些方法大部分无法实施都是 基于上述理由。

因此，最近，处理焦油困难，从而技术开发的关注点朝向将高温的 COG中的挥发焦油改性而进行干气化的方法（例如，参照非专利文献1）。

【在先技术文献】

【专利文献】

【专利文献1】日本特开昭56-163193号公报

【非专利文献】

【非专利文献1】铃木公仁等著，高温COG中焦油的催化剂干气化 （改性·利用技术），煤科学会议发表论文集（45），36-37，2008-10-09

【发明的概要】

【发明要解决的课题】

然而，通过现有的基于干气化的方法能够进行干气化的焦油成分为焦 油的70%左右（干气化91%），虽然的确将焦油气化而使COG的总发热 量增加，但对于剩余30%的焦油成分而言，无法回收改性后COG的显热 （在改性前后不变）。

发明内容

本发明考虑以上那样的现有的COG显热回收方法中的课题而作出， 提供一种能够从炼焦炉气体高效率地进行热回收的炼焦炉气体显热回收 装置。

【用于解决课题的手段】

在回收炼焦炉气体的显热时，无法解决在回收装置使用传热管的间接 热交换法中附着焦油，从而传热管的总传热系数降低这样的问题，因此在 本发明中采用直接热交换法。

在直接热交换法中，虽然焦油凝结附着于直接接触的载热体的表面， 但通过利用已存的焦油沉降式离心机（氨水、焦油、焦油渣的比重分离槽） 和载热体回收槽来对焦油进行比重分离，由此能够避免向利用载热体的热 的后续的工艺带入焦油。

作为上述载热体，优选使用比重显著大于焦油（比重1.1）的低熔点 金属、例如锡（熔点232℃，比重7.0）。只要与焦油相比具有充分的比重 差即可，例如，还可以使用比重为2左右的熔融盐、镓等。

上述直接热交换中包括COG与载热体（冷却介质）面对接触而流动 的对流式热交换、COG和载热体向相同的方向接触而流动的并流式热交 换。

在通过对流式热交换对COG的显热进行回收时，根据数值计算来预 测直接接触产生的热交换，并进行显热回收装置的基本设计。当取某炼焦 工厂的尺寸规模为例来进行设计时，直接接触式热交换塔的大小成为φ 3.6m×H10m（热交换有效高度），作为载热体的锡的循环流量为422kg/s （3.63m³/min）。

预想使锡循环的两台送液泵的合计动力为120kW，且对与在热交换 塔内落下的锡液滴相反而在塔内上升的COG进行吸引的送风机的动力为 30kW，且可预计热回收为27.5MW。

热回收后的锡的温度为500℃，当将该热用作低压工艺蒸汽制造时， 能够制造315kt/年的蒸汽。由此，能够削减目前为了制造工艺蒸汽而购入 的外部燃料，且即使新增加泵动力和鼓风机动力的电费，也能够实现大幅 的成本降低。

以高效率进行热回收的本发明的炼焦炉气体显热回收装置的主旨在 于，具备：热交换塔，其使炼焦炉中产生的炼焦炉气体与载热体直接接触， 并使焦油在该载热体的表面凝结；

载热体回收槽，其使附着有焦油的所述载热体集合，且通过比重分离 而使焦油从所述载热体分离，来对所述载热体进行回收。

在本发明中，作为所述载热体，能够使用比重比所述焦油重的载热体。

在本发明中，该炼焦炉气体显热回收装置还可以具有氨水散水装置， 该氨水散水装置对通过所述热交换塔内的热交换而冷却后的炼焦炉气体 进行引导并对氨水进行散布，使未凝结的焦油成分凝结且对其进行积存。

在本发明中，该炼焦炉气体显热回收装置还可以具有焦油沉降式离心 机，该焦油沉降式离心机对来自所述氨水散水装置的氨水和凝结液进行引 导而使它们比重分离。

在本发明中，该炼焦炉气体显热回收装置还可以具有抓取装置，该抓 取装置将在所述焦油沉降式离心机的最下层沉淀的载热体和焦油渣的混 合物向所述载热体回收槽供给。

在本发明中，该炼焦炉气体显热回收装置还可以具有散液喷嘴，该散 液喷嘴将所述载热体从所述热交换塔的上部散布。

对流式炼焦炉气体显热回收装置具有气体给排路，该气体给排路将所 述炼焦炉气体从所述热交换塔的塔下部供给，并从所述热交换塔的塔顶部 抽出。

在对流式炼焦炉气体显热回收装置中还可以具有通路部，该通路部将 附着有焦油的所述载热体的一部分向所述热交换塔的外部取出，且在该通 路部的出口部具备所述载热体回收槽。

另外，在对流式炼焦炉气体显热回收装置中，还可以在所述热交换塔 内具有液滴接受部，该液滴接受部接受用于热交换且附着有焦油的所述载 热体，且该液滴接受部与所述通路部的入口部连接。

另外，在对流式炼焦炉气体显热回收装置中，还可以设有第二散液喷 嘴，该第二散液喷嘴将在所述载热体回收槽中分离后的所述载热体从所述 液滴接受部的下方散布。

并流式炼焦炉气体显热回收装置具有第二气体给排路，该第二气体给 排路将所述炼焦炉气体从所述热交换塔的塔顶部供给，且从所述热交换塔 的塔下部抽出。

在并流式炼焦炉气体显热回收装置中，还可以在所述热交换塔的下部 设置所述载热体回收槽。

【发明效果】

根据本发明，具有能够以高效率回收高温的炼焦炉气体的显热这样的 优点。

附图说明

图1是本发明的对流式炼焦炉气体显热回收装置的整体结构图。

图2是表示在图1的热交换塔内设置的流槽的结构的俯视图。

图3是表示在热交换塔内散布的锡粒子的粒径分布的曲线图。

图4是表示用于计算锡粒子的速度的、粒子雷诺数与球的阻力系数的 关系的曲线图。

图5是表示热交换塔的性能预测计算结果的曲线图。

图6是表示热交换塔内部的COG与各粒径的液体金属粒子的温度分 布的曲线图。

图7是表示热交换塔内部的COG与各粒径的液体金属粒子的速度分 布的曲线图。

图8是本发明的并流式炼焦炉气体显热回收装置的整体结构图。

图9是表示并流式炼焦炉气体显热回收装置中的热交换塔的性能预 测计算结果的曲线图。

具体实施方式

以下，基于附图所示的实施方式，对本发明进行详细地说明。

[1]对流式炼焦炉气体显热回收装置

图1是本发明的对流式炼焦炉气体显热回收装置（以下，简称为对流 式显热回收装置）1的整体结构图。

[1.1]热交换塔

在图1中，从炼焦炉（未图示）产生的800℃的炼焦炉气体（以下， 称为COG）被从热交换塔2的塔下部2a导入到该热交换塔2内，在塔内 部朝向上方上升，并被从塔顶部2b送出。

需要说明的是，COG的主成分为氢、甲烷、一氧化碳，但此外，还 含有焦油成分、粗轻质原油成分、氨、硫化氢、氰化氢等成分。

本实施方式中的热交换塔2的直径为φ3.6m，高度H为10m。需要 说明的是，对于设计的根据，在后面叙述。

在塔顶部2b内配置有散液喷雾喷嘴（散液喷嘴）3，将作为载热体的 锡从该散液喷雾喷嘴3以熔点以上的初始温度250℃、平均液滴粒子直径 1mm进行散布。

锡的液滴在塔内落下，另一方面，COG在塔内朝向上方流动，由此 形成对流式的直接接触热交换。该期间，重力向下作用于液滴，但在向上 流动的COG的作用下受到流体阻力，因此缓慢地落下。其结果是，与自 由落下的情况相比，能够长时间进行热交换。

在塔内落下的锡粒子通过与高温的COG接触而被加热，与此相对， COG对锡传递热量而被冷却。此时，若COG中含有的焦油成分低于 450℃，则在热交换环境中，以最低温的锡液滴的表面为中心而开始凝结。 由此，焦油附着于锡液滴的表面。

落下的附着有焦油的锡液滴由在距锡液面L（0m）高度为5m的位置 设置的流槽4承接，并向相邻的载热体回收槽5引导。

需要说明的是，在流槽4上设有多个开口部，以免将在热交换塔2内 上升的COG的流动完全遮挡。

[1.2]在热交换塔中设置的流槽

图2是表示上述流槽4的结构的俯视图。

流槽4具有窗框状的液滴接受部4a和通路部4b，该液滴接受部4a 在热交换塔2内沿水平方向配置，该通路部4b从该液滴接受部4a的一部 分呈线状地延伸设置，并前低后高地倾斜，在液滴接受部4a上设有多个 矩形形状的开口部4c。

上述的开口部4c以在热交换塔2的水平截面中占有的封闭面积为 50%的方式设置，将落下的锡粒子的50%向载热体回收槽5引导，并使剩 余的50%直接落下到热交换塔2内的最下部。

需要说明的是，图中，4b′为形成通路部4b的侧壁，4c′为在开口 部4c的周围形成的侧壁。

另外，开口部4c只要是能够使封闭面积为50%的形状即可，不局限 于上述矩形形状，例如，也可以由具备多个圆形孔的冲孔金属等构成。

[1.3]载热体回收槽

在图1中，向载热体回收槽5引导的附着有焦油的锡中，焦油的比重 为1.1，相对于此，锡的比重为7.0，十分大，因此将焦油和锡通过重力进 行比重分离。

焦油在保持约350℃的显热的状态下被从排出口5a向载热体回收槽5 外排出，冷却后与以前同样地被有效利用·处理。

沉入到载热体回收槽5的下部的锡通过在载热体回收槽5中设置的第 一立式泵6而从载热体回收槽5的下部输送到热交换塔2中的高度为5m 的位置、即输送到流槽4的下表面位置，并从第二散液喷雾喷嘴（第二散 液喷嘴）7再次向热交换塔2内散布。散布的锡与高温的COG进行直接 接触，与通过开口部4c而直接落下的锡一起被加热。

因此，降落注入到在热交换塔2的塔下部2a设置的液体锡浴中的锡 存在经过载热体回收槽5的不含有焦油的锡和通过流槽4的开口部4c（开 口率50%）而落下的在表面附着有焦油的锡这两方。

但是，作为热回收的结果，液体锡浴的锡温度成为500℃以上的高温， 因此焦油在到达该位置之前再次挥发，与高温的COG一起在热交换塔2 内上升。然后，上升的同时再次冷却而凝结。其结果是，通过再挥发的焦 油使热交换塔2内的焦油气体浓度升高少许，使其向稳定状态稳定。

另外，液体锡浴的锡通过第二立式泵8从热交换塔2汲取而被进行热 利用。例如，向用于制造低压工艺蒸汽的锅炉9输送而被冷却到比熔点温 度高的250℃。然后，再次重复从在热交换塔2内的上部设置的散液喷雾 喷嘴3进行散布的动作。

另外，在从塔顶部2b排出的COG中必然混入少许量的锡微粒子。虽 然锡的蒸汽压力比较低，但锡蒸汽也与COG一起被从塔顶部2b排出。

根据后述的设计计算，从散液喷雾喷嘴3散布的锡的2.9wt%不会落 下，而被与COG一起向热交换塔2外排出。

[1.4]焦油沉降式离心机

对于从热交换塔2排出的锡而言，使用焦油沉降式离心机10进行回 收·再利用。COG在通过设置于热交换塔2的后段的氨水散水装置11时 被冷却至约80℃，且焦油凝结。

在此，液体锡和锡蒸汽都成为固体，与氨水一起向焦油沉降式离心机 10流入。在焦油沉降式离心机10中，以从上至下的顺序将氨水A、焦油 B、焦油渣C进行比重分离，并将氨水A的一部分抽出，除了进行水处 理的量之外，还通过泵12、循环路13而再次从氨水散水装置11散布。

焦油B被排出而进行利用·处理，且焦油渣C由作为抓取装置的输送 器14抓取而进行处理。

焦油渣C主要由煤微粉末、炼焦微粉末形成的固体粒子构成。且在 该焦油渣中还混有比重更大的固体锡。为了对该固体锡进行再利用，在本 实施方式中，将含有固体锡的焦油渣C直接向载热体回收槽5投弃。

由于焦油渣C比焦油比重大，且比锡比重小，因此以夹在焦油与锡 之间的方式形成层，且焦油渣C中含有的固体锡在350℃的环境下再次熔 解而成为液体，向在载热体回收槽5的底部积存的锡的层合流。

另一方面，在锡与焦油的边界高度上设有架部5b，对于在350℃下也 处于固体的状态的焦油渣C而言，通过作为第二抓取装置的第二输送器 15向载热体回收槽5的外部排出。

为了使焦油的液面达到固定的第二输送器15的位置，使用浮子式液 面计（未图示）来控制锡送液用的第一立式泵6，由此实现该情况。

详细而言，将浮子的比重设定为焦油（比重1.1）与锡（比重7）的 中间，从而通过浮子式液面计检测焦油·锡界面的高度，在该界面高度比 架部5b高的情况下，增加第一立式泵6的转速，由此增加泵流量而使界 面高度下降。与此相反，在界面高度比架部5b低的情况下，如下这样进 行控制：通过减少第一立式泵6的转速来使泵流量减少，从而使界面高度 上升。

在焦油渣C与锡的浸润性良好的情况下，假想出成为在排出的焦油 渣C中容易混入锡的状况，但在该情况下，只要增厚焦油渣C的堆积层 厚度而使比重分离的效果生效即可。需要说明的是，上述焦油沉降式离心 机10可以使用已存的离心机。

另外，在将焦油沉降式离心机10和载热体回收槽5连接的情况下， 可能形成向热交换塔2→流槽4→载热体回收槽5→焦油沉降式离心机10 →COG配管相连的短路路径。因此，在流槽4的通路部4b设置潜堰4d， 来防止COG在热交换中途排气的情况。

需要说明的是，在通路部4b的入口部连接液滴接受部4a，在通路部 4b的出口部具备载热体回收槽5。

[1.5]送液泵

在本实施方式中，在两个部位使用锡送液用的泵。

一个是用于将在热交换塔2下部的液体金属浴中积存的锡再次向热 交换塔2上部的散液喷雾喷嘴3提升输送的第二立式泵8，处理的温度范 围为500～600℃。

另一个是将在载热体回收槽5的下部积存的锡向在热交换塔2的中间 高度设置的第二散液喷雾喷嘴7提升输送的第一立式泵6，处理的温度范 围为350℃左右。

作为上述各立式泵6、8，可以使用将电动机部放置在槽外的上部， 并使轴铅垂地下降的本田机工（株）制或（株）新井制作所制的立式（立 轴）多级泵。此种立式（立轴）多级泵也使用于熔融金属或熔融盐的液态 输送。

需要说明的是，由于COG为可燃性毒性气体，因此在轴所贯通的密 封部与外部气体之间设置第三室16，并对该第三室16以比COG侧的压 力高的压力供给氮。由此，即使密封存在泄漏，也只会成为氮向COG侧 混入或氮向外部气体泄露中的某一种，从而确保安全。另外，作为密封材 料，例示出到600℃为止都能够使用的镍铬铁耐热耐蚀合金纤维耐热膨胀 石墨压盖填料。

[1.6]散液喷雾喷嘴

作为锡散液用的散液喷雾喷嘴3，通过仅使填料使用能够耐受400℃ 的高温填料（例如铜等金属填料），就能够将水用喷雾喷嘴作为锡散液用 使用。

并且，无论锡，还是水，通过同一喷雾喷嘴制作出的粒子直径大致相 同。但是，对于压力而言，根据锡与水的密度比（比重比）而锡成为水的 7倍。对于体积流量而言，两者相同。

需要说明的是，图1中，17是与氨水散水装置11连接的鼓风机，当 驱动该鼓风机17时，供给到热交换塔2中的COG与锡散液相反而上升， 通过连接管18→氨水散水装置11→排出管19而向对流式显热回收装置1 外排出。

即，COG供给线21及连接管18作为将COG从热交换塔2的塔下部 2a供给，并从热交换塔2的塔顶部2b抽出的气体给排路而发挥功能。

另外，图中，24是用于使氨水散水装置11和焦油沉降式离心机10 均压化的均压管。

[1.7]锡的散液

作为雾化时向粒子分裂的临界条件的评价方法，使用表示从流体受到 的阻力与表面张力的力之比的临界韦伯数We_crit。

[数学式1]

${\mathrm{We}}_{\mathrm{crit}}=\frac{{\mathrm{\rho u}}^{2}D}{\sigma }---(2-1)$

在自由落下的水滴时，提出We_crit=22左右。对于具有粘性的流体而 言，提出式（2-2）来作为式（2-1）的修正式。

[数学式2]

${\mathrm{We}}_{\mathrm{crit}}={\stackrel{·}{\mathrm{We}}}_{\mathrm{crit}}+14\mathrm{Oh}---(2-2)$

在此，是流体的粘性为零时的临界韦伯数。即，雾化粒子直径 通常由韦伯数We和欧尼索数Oh的函数表示。

在表1中示出锡与水的物理参数、假定为此次的锡喷雾喷嘴的粒子直 径及喷射速度下的雷诺数Re、韦伯数We、欧尼索数Oh。

需要说明的是，存在式（2-3）的关系。

[数学式3]

$\mathrm{Oh}=\sqrt{\mathrm{We}}/\mathrm{Re}---(2-3)$

[表1]

表1鍚和水的雾化相似法则

根据表1，对于韦伯数We而言，两者大致相同，对于欧尼索数Oh 而言，锡为水的约1/4。即，锡的粘性的效果成为水的粘性的效果的1/4。

另外，根据式（2-1）和式（2-2），当以同一流速向水用的喷雾喷嘴 供给锡时，韦伯数We变小，其结果是，可预测到粒子直径也变小。但是， 根据式（2-3）和表1，1000等级的韦伯数We变化了0.04左右，其影响 极其小。因此，实质上，在水和锡中能够得到相同的粒子直径分布。

该粒径分布在图3的曲线图中表示。

该曲线图表示通过选定的喷雾喷嘴而预想到的锡的粒子直径分布。

详细而言，表示各粒子直径的个数比例、质量比例、在热交换塔2中 散布时的热回收比例，粒子直径最小直至0.1mm而存在。

粒子直径为0.1mm的锡粒子在800℃的COG气氛中，末速度成为 2.0m/s，因此当以使全部的锡粒子能够在热交换塔2中落下的方式将COG 的上升速度设计成微风程度的2.0m/s以下时，热交换塔2成为大规模， 无法实现。

另一方面，粒子直径为0.4mm的锡粒子在800℃静止COG气氛中的 末速度为11.86m/s，该流速所需要的热交换塔的截面积为10.12m²（φ3.6m）这样的实际的大小，因此采用允许成为整体的2.9wt%的直径 小于0.4mm的粒子与COG一起排出，且在后段进行回收的方法。使焦油 沉降式离心机10与载热体回收槽5连接就是该缘故。

需要说明的是，作为用于使锡散布的散液喷雾喷嘴的候补，示出扇形 喷射角为90°、流量为408L/min0.35MPa（Sn）、异物通过直径为5.6mm 的イケウチWP901000。

[1.8]性能计算方法及性能计算

[1.8.1]计算方法

通过铅垂方向的一维模型来研究热交换塔2。关于锡液滴粒子，分别 研究将中心直径作为代表直径的各个粒子群。COG和载热体（锡）的能 量方程式分别通过式（3-1）和式（3-2）表示。

[数学式4]

${\stackrel{·}{m}}_{\mathrm{COG}}{\mathrm{Cp}}_{\mathrm{COG}}\frac{{\mathrm{dT}}_{\mathrm{COG}}}{\mathrm{dz}}=A\frac{d}{\mathrm{dz}}\left({\lambda }_{\mathrm{COG}}\frac{{\mathrm{dT}}_{\mathrm{COG}}}{\mathrm{dz}}\right)+\underset{i}{\Sigma }\frac{{\lambda }_{\mathrm{COG}}}{D_{\mathrm{mi}}}{\mathrm{Nu}}_i\frac{6{\stackrel{·}{m}}_{\mathrm{mi}}}{{\rho }_m{u}_{\mathrm{mi}}{D}_{\mathrm{mi}}}(T_{\mathrm{mi}}-T_{\mathrm{COG}})---(3-1)$

[数学式5]

${\stackrel{·}{m}}_{\mathrm{mi}}{\mathrm{Cp}}_m\frac{{\mathrm{dT}}_{\mathrm{mi}}}{\mathrm{dz}}=\frac{{\lambda }_{\mathrm{COG}}}{D_{\mathrm{mi}}}{\mathrm{Nu}}_i\frac{6{\stackrel{·}{m}}_{\mathrm{mi}}}{{\rho }_m{u}_{\mathrm{mi}}{D}_{\mathrm{mi}}}(T_{\mathrm{mi}}-T_{\mathrm{COG}})---(3-2)$

在此，质量流量，Cp：定压比热，T：温度，z：铅垂方向距离， λ：热传导率，D：直径，ρ：密度，v：速度，A：热交换塔截面积，Nu： 努塞尔数，下标中，COG：炼焦炉气体，m：载热体（锡），i：具有图3 所示的各中心直径的粒子群编号。

表示假定成球形的载热体（锡）液滴周围的热传递的努塞尔数Nu_i通过式（3-3）表示。

[数学式6]

在此，Re_i：第i组粒子的粒子雷诺数，Pr：COG的普朗特数。

粒子的运动方程式通过考虑了重力和阻力的式（3-4）求出。

[数学式7]

$u_{\mathrm{mi}}\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{mi}}}{\mathrm{dz}}=\delta +\frac{3C_{\mathrm{Di}}{\rho }_{\mathrm{COG}}}{4D_{\mathrm{mi}}{\rho }_m}|u_{\mathrm{COG}}-u_{\mathrm{mi}}|(u_{\mathrm{COG}}-u_{\mathrm{mi}})---(3-4)$

在此，g：重力加速度，C_Di：作用于粒子群i的阻力系数，作为Rei 的函数，通过图4的粒子雷诺数与球的阻力系数的关系来提供。

粒子的初速度根据散液喷雾喷嘴的喷射狭缝前后压力差，并使用伯努 利方程来求出。实际上，能够估算出以0.35MPa向具有图3的特性的喷 雾喷嘴供给锡时的初速度为10m/s。

粒子的末速度u_mit根据式（3-4）的右边为零的重力与阻力的平衡条件， 并通过式（3-5）来求出。

[数学式8]

$u_{\mathrm{mit}}=u_{\mathrm{COG}}+\sqrt{\frac{4g{D}_{\mathrm{mi}}{\rho }_m}{3C_{\mathrm{Di}}{\rho }_{\mathrm{COG}}}}---(3-5)$

如上所述，当设计成以粒子直径0.4mm的锡粒子为边界，使具有其 以下的粒子直径的粒子和COG一起从上部排出，并使具有其以上的粒子 直径的粒子落下来直接进行热交换时，根据式（3-5），得到式（3-6）。

[数学式9]

$u_{\mathrm{COG}}=-\sqrt{\frac{4g{D}_{\mathrm{mb}}{\rho }_m}{3D_{\mathrm{Db}}{\rho }_{\mathrm{COG}}}}---(3-6)$

在此，D_mb=0.0004[m]，C_Db是具有D_mb的粒子直径的粒子的阻力系数。 接着，根据炼焦气体的质量流量，通过式（3-7）确定热交换塔的截面积 A。

[数学式10]

$A=\frac{{\stackrel{·}{m}}_{\mathrm{COG}}}{{\rho }_{\mathrm{COG}}{u}_{\mathrm{COG}}}---(3-7)$

然后，通过式（3-8）求出在塔内液体金属粒子所占有的容积占有率R。

[数学式11]

$R=\underset{i}{\Sigma }\frac{{\stackrel{·}{m}}_{\mathrm{mi}}}{A{\rho }_m{u}_{\mathrm{mi}}}---(3-8)$

热交换塔内的COG随着被冷却而密度发生变化。密度与温度的关系 按照理想气体的状态方程式而变化。

[1.8.2]计算中使用的物理参数

表2中示出本计算中使用的物理参数和运转条件。尤其是对于COG 的粘性系数、热传导率、比热而言，取出表3所示的250℃下的物理参数 和800℃下的物理参数，并相对于温度的变化而构成线性近似式来使用。 COG的250℃和800℃下的各物理参数由具有精制后COG的组成（H₂： 58%，CH₄：27%，CO：7%，N₂：8%）的混合气体的物理参数代替。

[表2]

表2本计算中使用的物理参数和运转条件          

[表3]

表3COG物理参数的温度变化

[1.9]装置基本设计和预测性能

关于热交换塔高度（有效锡液滴落下距离）为5m和10m的情况，对 热交换效率η、COG出口温度、液体金属浴温度、回收热/投入动力比来 研究金属/气体质量流量比的影响。在此，通过式（3-9）来评价热交换效 率η。

将热交换效率η定义为式（3-9）。

[数学式12]

$\eta =\frac{h_{\mathrm{COG}800}-h_{\mathrm{COG}\mathrm{exit}}}{h_{\mathrm{COG}800}-h_{\mathrm{COG}250}}---(3-9)$

在此，h_cog：COG的比焓，800：表示800℃的状态的下标，250： 表示250℃的状态的下标，exit：表示热交换塔出口处的状态的下标。

作为投入动力，为输送液体锡的泵动力、考虑了到热交换塔及氨水散 水装置的配管压力损失和对液滴产生的阻力后的COG鼓风机动力的合 计。

锡送液泵动力两台合在一起为0.25kJ/kg-锡的等级，COG鼓风机动 力为0.33～1.0kJ/Nm³-COG的等级。

以下，参照图5的曲线图，对热交换塔的预测性能进行说明。

在该曲线图中，将热交换塔2的高度（以下，称为塔高度）为10m 时和为5m时的预测性能分别在相同的曲线图中对比表示。

在该曲线图中，用金属/气体质量流量比表示向热交换塔2供给的锡 与COG的比例，将在塔下部2a积存的锡的温度表示为液体金属浴温度， 并用液滴空间占有率表示锡的液滴在热交换塔2内所占有的比例。

在该曲线图中，COG的出口温度朝向热交换器的低温侧温度、即散 布的锡的温度250℃而逐渐接近（参照L1、L2）。

若使在塔下部2a积存的锡的设计温度成为使焦油挥发所需要的温度 500℃，则塔高度为5m（参照L3）时的热交换效率为82%。另一方面， 塔高度为10m（参照L4）时的热交换效率为95～96%。若要在塔高度5m 处得到与塔高度10m时同等的热交换效率，则必须大幅提高金属/气体质 量流量比，这样，液体金属的循环量变得过剩，液体金属浴温度（参照 L5）低于500℃。需要说明的是，L6表示塔高度10m时的液体金属浴温 度。

若增加金属/气体质量流量比，则锡的送液泵（图1的第一立式泵6 及第二立式泵8）动力和作用于锡粒子上的阻力引起的鼓风机（图1的鼓 风机17）的动力增加，从而塔高度5m的回收热/投入动力比、塔高度10m 的回收热/投入动力比都减少。

另外，如图5的曲线图所示，热交换塔2内的空间中的液体锡的空间 占有率几乎不依赖于塔高度，而与金属/气体质量流量比大致对应，并且 成为小于0.1%的小的值。由该计算结果可知以下的情况。

（a）热交换效率

随着金属/气体质量流量比的增加，接触面积增加，从而热交换效率 增加，但直到效率95%左右为止的增加率大。可知使锡散布的直接接触 的效率优良。

（b）COG出口温度

COG出口温度朝向热交换器的低温侧的温度250℃逐渐接近，该倾向 与热交换效率上下对称。若载热体使用镓那样的更加低熔点的金属，则直 到250℃以下为止都能够充分地进行热回收。

（c）液体金属浴温度

当液体金属浴的温度成为450℃以下时，在热交换塔2下部的液体金 属浴中，随着时间的经过，焦油始终蓄积，除了与锡的比重分离之外，还 另行需要焦油的排出手段，从而不优选。

另外，当液体金属浴的温度降低时，以锡为载热体的锅炉等热利用设 备的规模变大。当热交换效率η变大时，热回收增加，由此该温度应该 上升，但实际上，金属/气体质量流量比进一步增加，相对于金属/气体质 量流量比的增加，而液体金属浴的温度表现出降低的倾向。

相对于称为450℃左右的焦油凝结开始，若当作富余而以500℃作为 液体金属浴的最低温度，则在热交换的高度为10m的情况下，在金属/气 体质量流量比中，32（此时的热交换效率为95%）为上限，另一方面， 在热交换的高度为5m的情况下，在金属/气体质量流量比中，27（此时 的热交换效率为82%）为上限。因此，当对两者的热交换效率进行比较 时，采用热交换高度为10m这一方有利。

（d）回收热/投入动力比

另一方面，当观察回收热/投入动力比时，随着金属/气体质量流量比 的增加，锡的送液泵动力和作用于锡粒子的阻力引起的鼓风机动力增加， 从而回收热/投入动力比减少（参照L7、L8）。但是，该比为200左右， 在图5的曲线图所示的范围中，投入动力不会限制设备设计。

根据以上的情况，为了设计显热回收装置，注意液体金属浴温度的同 时选择热回收效率最大的点。因此，优选热交换塔2的有效高度为10m， 且金属/气体质量流量比为32。

在图6的曲线图中示出与该条件大致相同的热交换塔高度为10m、金 属/气体质量流量比为30.6时的热交换塔内部的COG和各粒径的液体金 属粒子的温度分布。

图6的曲线图中的纵轴表示热交换塔2的高度，0m相当于锡的液面 水平L（参照图1），10m相当于塔顶部2b。横轴表示温度。表示在250℃ 的温度下从10m的高度喷射各种粒子直径的锡，另一方面，从热交换塔 2的下部供给800℃的COG的情况。

由于粒子直径越小（粒子直径为0.5mm），比表面积越大，因此通过 热交换温度快速上升，但当粒子直径变大时（粒子直径为2.5mm），温度 上升变慢。

如上所述，由于在热交换塔2的高度5m的位置设有流槽4，因此在 该流槽4的高度处，粒子直径为2.5mm的锡的温度从250℃上升到290℃， 粒子直径为0.5mm的锡的温度上升到400℃，且平均温度成为约350℃。

因此，若在高度5m的位置设置流槽4，则能够回收沸点最低直至 290℃的焦油成分、例如苯并[a]芘或菲等。由此，可以在热交换塔2的正 好中间高度的5m位置设置开口率为50%的格子状的流槽4。

接着，在图7中示出同一条件下的COG和各粒径的液体金属粒子的 速度分布。

在图7的曲线图中，纵轴表示热交换塔2的高度方向位置，横轴表示 向下速度。

COG在被导入热交换塔2内的时刻具有-12m/s的速度（由于COG的 流动向上，因此用负值表示），但随着在热交换塔2内上升而被冷却，并 因冷却引起的密度的增加而减速。

另外，对于锡而言，粒子直径小的锡、例如粒子直径为0.5mm的锡 以初速度10m/s被从散液喷雾喷嘴3喷射，但因在热交换塔2内上升的 COG的流体阻力而边减速边落下，直至减速到5m/s左右。另一方面，粒 子直径为2.5mm的锡的重力大于流体阻力，从而边加速边落下。

需要说明的是，虽然在图7的曲线图中未图示，但粒子直径为0.4mm 以下的粒子的向下速度最终成为负数。即，上升而不会落下到液体金属浴 中。

由以上的情况可知，允许粒子直径为0.4mm以下（2.9wt%）的锡粒 子和COG一起上升而被排出的设计成立。

[2]并流式炼焦炉气体显热回收装置

图8所示的并流式炼焦炉气体显热回收装置（以下，简称为并流式显 热回收装置）20为将图1所示的热交换塔2和载热体回收槽5一体化的 结构。需要说明的是，在图8中，对于与图1相同的构成要素，标注同一 符号并省略其说明。

800℃的COG经由COG供给线21而被从热交换塔22的塔顶部22a 向热交换塔22内导入，并被从热交换塔2的塔下部22b经由连接管18 而抽出。上述COG供给线21及连接管18作为将COG从热交换塔22的 塔顶部22a供给，并从热交换塔22的塔下部22b抽出的第二气体给排路 而发挥功能。

由此，在热交换塔22的内部下降的过程中，与从散液喷雾喷嘴3散 布的锡之间进行并流式的直接接触热交换。

在热交换塔22内落下的附着有焦油的锡液滴由在热交换塔22的下部 设置的作为比重分离槽的载热体回收槽23承接，另一方面，COG被冷却 到320℃左右并从塔下部22b向氨水散水装置11送出。

上述热交换塔22的直径为φ3.6m，高度H为20m。

在图1所示的对流式显热回收装置中的直接接触热交换中，因向上流 动的COG的阻力而液滴缓慢落下，从而能够增长与液滴接触的接触时间， 但在并流式的直接接触热交换中，与对流式的直接接触热交换相比，热交 换效率降低。因此，在并流式显热回收装置20中，提高热交换塔22的高 度来补偿热交换效率的降低。

在具有上述结构的并流式显热回收装置20中，未设置用于使凝结有 焦油的载热体（锡液滴）的一部分向热交换塔22的外部取出的通路部， 而使载热体的全部向在热交换塔22的下部设置的载热体回收槽23流入。 由此，能够省略流槽4、第一立式泵6、第二散液喷嘴7，能够实现装置 的简化。需要说明的是，图中，符号24为均压管。

图9是表示并流式显热回收装置的热交换塔的性能预测计算结果的 曲线图。

在该曲线图中，横轴是表示向热交换塔22供给的锡与炼焦炉气体的 比例的金属/气体质量流量比，左侧纵轴表示回收热/投入动力比及液体金 属浴温度℃（在载热体回收槽23中积存的锡的温度），右侧纵轴表示热交 换效率%。

在并流式显热回收装置20中，在以90%的热交换效率为目标的情况 下，由于为并流式接触，因此相对于COG质量流量而需要125倍的载热 体质量流量。因此，相对于向并流式显热回收装置20投入的泵和鼓风机 的动力，仅能进行24倍的热回收。

在上述的对流式显热回收装置1中，相对于COG质量流量而仅需要 30.6倍的载热体质量流量，相对于投入的泵和鼓风机的动力能够进行184 倍的热回收（参照图5的曲线图中的L8），当将两种情况进行比较时，在 并流式显热回收装置20中，与对流式显热回收装置1相比，需要约8倍 的动力。

即，关于动力，泵动力压倒性地大于鼓风机动力，泵动力P（W）与 成比例，并通过下述式（3-10）表示。

[数学式13]

$P=\stackrel{·}{m}\mathrm{gH}/\eta ---(3-10)$

在此，为载热体质量流量（kg/s），g为重力加速度（m/s²），H为扬 程（热交换塔高度）（m），η为泵效率。

当用并流式时的泵动力：除以对流式时的泵动 力：时，得到8.17，从而为约8倍的动力。

然而，根据并流式显热回收装置20，具有能够使设备和运转方法极 其简化这样的优点。

例如，在对流式显热回收装置1中，为了将载热体回收槽5的液面水 平维持为固定，要求控制第二散液喷雾喷嘴7用的第一立式泵6的运转， 但根据并流式显热回收装置20，不需要进行这样的液面水平的控制。并 且，也不需要用于将载热体的一部分向热交换塔22的外部取出的流槽4， 因此也没有通路部4b闭塞的顾虑，维护变得容易。

以往，COG具有约800℃的显热，因此尽管具有0.95MJ/Nm³-COG 程度的产生热量，当冷却到450℃以下时，焦油也凝结而附着于传热管， 因此几乎无法进行热回收到上述情况。

然而，根据上述的对流式及并流式显热回收装置，使锡液滴与高温的 COG直接接触，从而焦油在液体锡的表面凝结，之后，使焦油和液体锡 进行比重分离，因此若将本发明适用于炼焦炉，则能够实现大幅的成本下 降，且CO₂的排出量也大幅削减。

需要说明的是，在上述的对流式显热回收装置中，在热交换塔2内设 置流槽4，来承接附着有焦油的锡液滴并向载热体回收槽5供给，但在回 收COG显热时，若进行增加载热体质量流量而使液体金属浴的温度下降 到350℃左右的运转，则也可以不设置流槽4，而在热交换塔2的下部设 置载热体回收槽。

本申请基于2011年5月20日申请的日本国专利申请第2011-114027 号而主张优先权的利益。2011年5月20日申请的日本国专利申请第 2011-114027号的说明书的全部内容用于参考而援引于本申请。

工业实用性

本发明的炼焦炉气体显热回收装置能够利用于对炼焦炉中产生的 COG的显热进行回收来实现节能的领域中。

符号说明：

1  对流式显热回收装置

2  热交换塔（热交换装置）

2a 塔下部

2b 塔顶部

3  散液喷雾喷嘴（散液喷嘴）

4  流槽

4a 液滴接受部

4b 通路部

4c 开口部

4d 潜堰

5  载热体回收槽

5a 排出口

5b 架部

6  第一立式泵

7  第二散液喷雾喷嘴（第二散液喷嘴）

8  第二立式泵

9  锅炉

10 焦油沉降式离心机

11 氨水散水装置

12 泵

13 循环路

14 输送器

15 第二输送器

16 第三室

17 鼓风机

18 连接管

19 排出管

20 并流式显热回收装置

21 COG供给线

22 热交换塔

23 载热体回收槽