제조공정
산업 제조
고로(BF) 제철은 검증된 성능, 유연한 원료 사용, 높은 열에너지 보존 능력 덕분에 선철(hot metal, HM) 생산의 가장 실행 가능한 수단입니다. 고로 제철의 시작 시기는 명확하지 않지만, 14세기 유럽에서 제철로에 중요 공정 설계와 재엔지니어링이 도입되기 시작했습니다. 이후 고로 공정은 다른 대체 제철법 대비 선호 공정으로 자리잡았습니다.
고로 제철 공정은 시작 이래 지속가능성과 생존을 위해 지속적인 진화적 발전을 거쳐 고효율 공정이 되었습니다. 주요 발전 사항은 (i) 설비 현대화, (ii) 고로 생산성 증대, (iii) 코크스 비율 저감, (iv) 고로 캠페인 수명 연장, (v) 소재 유연성 및 개선입니다. 경제성, 효율성, 환경친화성을 높이기 위한 기술적 진보로는 (i) 다양한 공정 관리·제어 기법, (ii) 센터 코크스 장입, (iii) 고로 상부 고압 조업, (iv) 산소(O₂) 농축 조업, (v) 고가 코크스를 분탄, 천연가스, 오일, 플라스틱 등 대체 보조 탄소원으로 대체, (vi) 기타 다수가 있습니다. 고로 제철 기술 발전은 대량 연료를 소비하는 소형 생산 설비에서 일일 1만 톤 HM 생산 규모 고로가 여러 국가에서 흔히 볼 수 있는 현재 상태로 이어졌습니다. 이러한 규모와 생산량의 비약적 증가에도 불구하고, 고로 내부에서 일어나는 많은 반응은 여전히 완전히 밝혀지지 않았습니다.
현대 고로는 주로 소결광, 펠릿, 소결광/크기 선별 철광석, 또는 소결광/펠릿 부담으로 조업합니다. 이러한 소재의 유형과 품질은 개별 플랜트 운영 철학에 따라 달라지므로, 이들 소재의 생산과 환원 특성은 고로 공정에 지대한 중요성을 가집니다.
고로 공정 발전은 점진적으로 도입되어 최종적으로 표준 조업 관행이 되었습니다. 주요 발전을 대략적 연대순으로 나열하면 (i) 조제 부담 효과적 활용, (ii) 블라스트 주입제, (iii) 고 상부 압력, (iv) 고 풍온, (v) 부담 분포 제어 개선입니다. 이와 동시에 고로 물리적 크기도 점진적으로 커졌습니다.
부담 소재 최초 제조는 고로 장입 철광석 크기 선별에 불과했습니다. 더 정밀한 부담 크기 선별로 고로 투과성이 개선되어 더 많은 풍량을 불어넣을 수 있게 되었고, 고로 생산량이 증가했습니다. 또한 큰 광석 덩어리 제거로 환원 반응 효율도 향상되어 코크스 비율이 낮아졌습니다.
장입 전 철광석 소결은 부담 제조의 두 번째 중요 단계였으나, 소결은 원래 고로 플루이 더스트, 밀스케일, 광석 미분 등 폐 철함유 물질을 활용 가능한 고로 원료로 만들기 위해 개발되었습니다. 그러나 1950년대 중반 자속 소결(self-fluxing sinter) 성공으로 개념이 급변했습니다. 플럭스를 고로 장입 부담에서 제외하고 소결을 통해 투입할 수 있게 되었고, 이는 코크스 비율 저감과 고로 생산성 증대로 이어졌습니다. 현재 소결은 현대 고로 플랜트에서 확립된 부담 구성요소이며, 그 특성 추가 개선을 위한 연구가 지속되고 있습니다.
쉽게 구할 수 있는 고품위 철광석 고갈로 공급업체는 선광(beneficiation)과 고품위 철광석 펠릿 생산으로 제품을 업그레이드해야 했습니다. 이 공정은 널리 수용되어 고로 장입 부담이 고철분·저괴질(gangue)화되었고, 이는 생산 추가 증대와 코크스 비율 추가 저감으로 이어졌습니다. 펠릿으로 인해 부담 투과성이 향상되었다는 개선 효과도 주장되는데, 이는 더 정밀한 크기 선별 덕분입니다. 그러나 펠릿 사용은 보편적이지 않으며, 여러 국가에서 고로가 주로 소결 부담으로 조업되고 펠릿/크기 선별 철광석이 전체 장입의 작은 비중만 차지합니다. 실제로 대형 고로 안정 조업에는 높은 소결 비율이 필수적이라는 견해도 있습니다. 소결은 우수한 고온 특성과 분포 특성을 가지나, 펠릿은 쉽게 굴러 분포 제어가 어렵기 때문입니다. 또한 고로에 소결을 사용하면 코크스 오븐 플랜트에서 발생하는 코크스 브리즈(coke breeze)가 제철소 내에서 소비됩니다.
고로에 통상 사용되는 3가지 주입제가 있습니다: (i) 증기, (ii) O₂, (iii) 보조 연료. 주입제는 화염 온도, 즉 투에르 연소 존 화염 온도에 영향을 줍니다. 증기와 보조 연료는 화염 온도를 낮추고, O₂는 높입니다. 이론 화염 온도는 계산 가능하며, 대량 O₂와 보조 연료 사용 시 원활한 조업과 생산성 증대를 위해 극히 중요합니다. 낮은 화염 온도는 노 내 반응을 방해해 고로 칠링(chilling)을 유발합니다. 높은 화염 온도는 용융 존 확장과 부담 내 알칼리·실리카(SiO₂) 증발로 투과성을 해칠 수 있습니다. 따라서 주입제 양을 조절해 이론 화염 온도를 제어하는 것이 필수적입니다.
각 주입제를 개별적으로 보면:
주입제 사용 시 다음 3가지 한계 내 신중한 제어 필요: (i) 기체-고체 간 열전달 한계, (ii) 이론 화염 온도 한계, (iii) 보조 연료 완전 연소 한계. 이 한계 내 제어로 저연료비·고생산성 달성.
고 상부 압력 이점: 고로 내 가스 속도 감소 → 기체 환원 시간 증가 → 연료비 저감. 분진 손실도 감소(낮은 가스 속도로 조대 분진 이송 불가). 대안적으로 동일 가스 속도 유지하며 더 많은 풍량 불어넣기 → 생산성 증대, 채널링/플러딩/로딩 방지. 주요 단점: 스토브, 버스틀 파이프, 노 벽, 노 상부, 가스 정제 플랜트 등 고로 설비 전반에 견고한 구조 필요 → 비용 증가. 고로 탑만 해도 장입 시스템 내 가스 압력 평형화와 탑 장입 장비 마모 방지를 위해 특수 설계 필요. 고압 탑 가스 에너지 손실도 단점이나, 탑 가스 회수 터빈으로 일부 회수 가능.
공학적 이슈가 있으나, 대형 고로 조업에는 (i) 연료비 저감, (ii) 고로 고생산성 허용을 위해 고 상부 압력 사용이 필수적입니다.
투에르로 유입되는 공기는 코크스 연소로 가열되므로, 유입 공기가 뜨거울수록 투에르 영역 내 추가 가열에 소모되는 코크스 감소. 공기 예열은 새로운 것 아님. 100년 전부터 고로 스토브 존재. 그러나 비교적 최근에 1,300°C 초과 온도 달성. 고온 달성은 스토브 설계 개조 덕분: (i) 체커워크(checker work) 가열 면적 확대(벽돌 형상 변경), (ii) 고온 견디는 고품질 내화물 사용, (iii) 외부 연소실 설치로 가열 면적 추가 확보.
부담 소재 분포 제어는 가스 이용률 향상과 연료비 저감에 중요. 올바른 분포는 고로 응집 존 형상 제어에도 필요 → 생산 극대화, 고로 벽 가스 흐름 최소화 → 노 수명 연장.
고로 크기 증가로 종래 장입 장비로는 축적 각도, 밀도, 형상 차이로 고로 내 안정적 가스 분포 위한 부담 소재 분포 유지 불가. 이 문제는 장입 벨 출구에서 소재 분포 제어용 가동 아머(movable armour) 설치로 부분 해결. 벨레스 탑(bell-less top) 및 김블 탑(Gimble top) 장입 시스템 개발로, 회전 슈트(rotating chute)가 노 스톡라인 상 임의 위치에 장입 소재를 정확히 분배할 수 있게 되어 이 문제가 크게 해결되었습니다.
많은 고로에서 소결광은 부담 주성분입니다. 소결광 화학 조성은 고로 부담 타 구성요소에 따라 달라집니다. 일반적으로 소결광은 플럭스드(fluxed, CaO/SiO₂ ~1.2)부터 슈퍼 플럭스드(super-fluxed, CaO/SiO₂ ~1.7~2.2) 범위. 플럭스드 소결광은 부담 주성분이 소결광일 때 사용. 슈퍼 플럭스드 소결광은 나머지 부담이 산성일 때 슬래그 화학 균형 맞춰 허용 가능한 슬래그 조성 확보 위해 사용. 소결광은 소결 공정 특성상 극히 불균질(heterogeneous)합니다.
철광석과 혼합된 플럭스가 소결 중 반응·용융해 광석 입자 공격. 소립자 완전 응집 가능하나, 대립자는 주로 표면 공격만 받음. 냉각 중 슬래그 매트릭스 내 상이한 상(phase) 침전 발생. 전체 결과는 초기 혼합 시 구성요소 분리에 의존해 평형 상태와 거리가 먼 상 혼합물 형성. 예: 소결 전 석회 입자 존재했던 곳에 석회 풍부 영역 형성. 전체 상은 첨가된 플럭싱 제 양에 의존. 자속 소결광은 주로 적철석(hematite)과 자철석(magnetite)에 소량 칼슘 페라이트(calcium ferrites)로 구성. 칼슘 페라이트는 철광석과 석회 반응 생성물. '페라이트'란 반응 존 내 기초도(basicity)와 광석 입자에 따라 생성 가능한 다양한 페라이트 종(種) 총량 의미. 기초도 증가 시 페라이트 비율 증가.
소결광 내 페라이트는 보통 SiO₂와 Al₂O₃(알루미나)로 오염되어 SFCA(실리코-페라이트 칼슘 알루미나) 생성. SFCA 일반식 'n₁(Fe₂O₃)·n₂(SiO₂)·n₃(Al₂O₃)·5CaO', n₁+n₂+n₃ 합 ≈ 12. 칼슘 함량 ~15%로 비교적 일정. 실제 소결광에서 흔히 발견되는 페라이트: 7Fe₂O₃·2SiO₂·3Al₂O₃·5CaO, 9Fe₂O₃·2SiO₂·0.5Al₂O₃·5CaO.
소결광 내 페라이트 유형과 양은 환원 특성 결정에 중요. 페라이트 환원도는 일정하지 않고 종류별로 다름. 기초도 1.0~1.5 범위에서 페라이트(CaO·2Fe₂O₃, CaO·FeO·Fe₂O₃) 증가로 환원도 상승. 기초도 1.4~1.5에서 소결광 내 적철석 비율 저하, CaO·2Fe₂O₃ 소멸, 비교적 환원 어려운 2CaO·Fe₂O₃ 출현으로 환원도 하락. 기초도 1.5 초과 시 CaO·Fe₂O₃, CaO·FeO·Fe₂O₃ 출현으로 다시 상승 추세.
페라이트 환원 거동은 복잡: 철산화물 환원 위해 페라이트 분해 필요. 환원 과정에서 고차 철산화물과 철 풍부 페라이트가 먼저 환원되어 이칼슘 페라이트(di-calcium ferrite)와 뷔스티트(wustite)만 남음. 가스가 가역 반응 2CaO·Fe₂O₃ + 3H₂ = 2CaO + 2Fe + 3H₂O로 이칼슘 페라이트 공격. 유리된 CaO가 즉시 뷔스티트와 가역 반응 2CaO + 3FeO = 2CaO·Fe₂O₃ + Fe. 반응이 앞선 식으로 반복. 그러나 현미경 사진에서 뷔스티트가 가스 경계면에 없음이 확인 → 두 반응 간 확산 과정 필요. 연구에 따르면 산화물 표면에서 이칼슘 페라이트가 먼저 환원. 유리된 철이 산화물 상에서 분리되고 칼슘이 확산해 뷔스티트와 반응, 다시 철이 분리되거나 Fe₃O₄로 확산.
철광석 펠릿 생산 공정에서 철광석은 파쇄와 괴질 물질 제거로 선광됩니다. 일반적으로 산성 펠릿(acid pellets) 특성 개선을 위해 일부 석영 첨가. 생산 펠릿 다수는 산성 타입, 즉 플럭스 의도적 대량 첨가 없음. 산성 펠릿 생산 시 그린 펠릿을 산화 분위기에서 ~1,300°C로 소성. 이는 (i) 적철석 입자 소결, (ii) 자철석 입자 산화 후 소결, (iii) 슬래그 결합으로 입자 결합 촉진. 슬래그 결합은 펠렛화 공정용 벤토나이트와 미량 괴질 용융에 기인. 이 슬래그 상은 본질적으로 석회, 실리카, 산화제이철, 미량 알칼리, 마그네시아, 알루미나 등으로 구성.
슬래그 상 화학 조성 지표는 CaO-SiO₂-Fe₂O₃ 상평형도 참고. 평형도는 대부분 공정이 평형 상태가 아니므로 신중히 사용해야 하나 유용한 도구. 석영 입자와 적철석 간 소성 중 반응 거의 없음 → 산성 펠릿은 적철석, 석영, 슬래그 상, 경우에 따라 충분한 소성 안 된 경우 펠릿 블렌드 내 자철석 기원 자철석으로 구성.
산성 펠릿은 일부 고로 부담에 사용. 부담 내 사용량은 채택된 조업 관행에 의존. 고로가 철 단위 공급원으로 전량 산성 펠릿 사용 시 슬래그 생성용 플럭스(석회석, 돌로마이트)를 부담 일부로 고로에 장입.
현재 플럭스드 펠릿 사용이 선호됨. 플럭스 펠릿 내 포함되어 별도 장입 불필요. 플럭스드 펠릿은 석회 또는 돌로마이트를 플럭스로 생산 가능. 펠릿 기초도 증가에 따라 미세구조 변화. 석회 플럭스드 펠릿 고려 시, 석회 첨가는 슬래그 조성/양, 적철석 양에 영향. 석회 첨가는 적철석-석회 반응으로 칼슘 페라이트 CaO·Fe₂O₃ 또는 2CaO·Fe₂O₃ 생성 가능성 만듦(석회 농도 의존). 플럭스드 펠릿은 과도한 슬래그 생성 피하기 위해 산성 펠릿보다 낮은 소성 온도 사용.
플럭스드 펠릿에서 석회 화학 반응으로 적철석 입자 주위 칼슘 페라이트 입자 기대. 경우에 따라 원 적철석 입자 완전 칼슘 페라이트화(원 적철석 입자 크기 의존). 석회가 슬래그 상에 미치는 영향은 두 가지: (i) 슬래그 양 전반적 증가, (ii) 기초도 변화. 정확 조성은 반응 상 양에 의존하나 CaO-Fe₂O₃-SiO₂ 상평형도에서 가능성 유추 가능. 석회 플럭스드 펠릿 이슈: 상대적으로 불량한 환원 특성. 이 단점 극복 위해 석회 대신 돌로마이트로 플럭스드 펠릿 생산.
마그네시아 첨가는 철산화물과 고체상 반응 → 융점 상승. 돌로마이트 플럭스드 펠릿에서 마그네시오-페라이트 MgO·Fe₂O₃ 또는 (Mg·Fe)O·Fe₂O₃ 생성. 석영은 마그네시아-실리카 용융이 소성 온도에서 안 일어나 고체상 반응만 가능하므로 돌로마이트 플럭스드 펠릿에서 완전히 흡수 안 됨.
산성 펠릿 환원 메커니즘은 기체 환원, 반응 속도론, 직접 환원으로 설명.
철산화물에서 산소 제거 시 산성 펠릿 환원 경로: 적철석 → 자철석 → 뷔스티트(560°C 이상) → 금속 철. 이 상 변화는 CO 환원제로 가역 기체 반응으로 표현: 3Fe₂O₃ + CO = 2Fe₃O₄ + CO₂, Fe₃O₄ + CO = 3FeO + CO₂, Fe₃O₄ + 4CO = 3Fe + 4CO₂, FeO + CO = Fe + CO₂.
적철석 환원 메커니즘 광범위 연구. 적철석 환원은 이산적 단계(자철석→뷔스티트 등)로 일어나지 않고, 환원 기체 전위가 충분히 높으면 상부-하부 화학 구조 생성: 적철석 입자 주위 자철석 층, 그 바깥 뷔스티트 층, 최외곽 금속 철 층. 뷔스티트는 비화학양론적(철 이온 결핍). 이 공공(vacancies)이 철산화물 격자 내 철 확산 가능케 함. 뷔스티트서 산소 제거 → 산화물 표면 철 이온 공공 충진.
표면 환원 개시 → 산화물 내부에서 반응 계면으로 공공과 전자 결함 내향 확산. 뷔스티트 환원으로 내향 금속 이온 흐름이 자철석 층과 반응 → 자철석 환원. 반응 진행, 사이클 반복하며 자철석 점진적 환원.
철산화물 환원 속도론 광범위 연구되었으나 속도 결정 단계(rate controlling step) 관해 상충 견해 존재. 기체 환원은 (i) 본체 기체상에서 경계층 통과 반응 기체 확산, (ii) 생성물 층 통과 반응 계면까지 기체 확산, (iii) 반응 계면 흡착, (iv) 계면 화학 반응, (v) 생성물 기체 탈착, (vi) 입자 표면까지 기체 생성물 확산, (vii) 경계층 통과 본체 기체상까지 생성물 기체 확산 등 다단계 필요.
속도 제한 단계 논쟁 크나, 일반적으로 철산화물 환원은 McKewan 유도 식 준수: K₁ = Kw/dₒ = rₒ[1 - (1 - R)^(1/3)]/t. K₁: 적철석/자철석 계면 전진 속도(mm/min), Kw: 속도 상수(g/mm²/min), dₒ: 순수 철산화물 구 밀도(g/mm³), rₒ: 철산화물 구 반경(mm), R: 적철석→자철석 분율 전환, t: 반응 시간(min). 이 식 준수 주장 → 속도 제한 단계는 화학 반응.
Hills는 질량 전달 원리로 생성물 층 내 기체 확산과 입자 외부 경계층 통과 물질 전달만으로 제어되는 반응이 화학 제어 반응 식별에 자주 쓰이는 특성, 특히 [1 - (1 - R)^(1/3)]의 시간 선형성 가질 수 있음 보임. Hills는 (i) 생성물 층 내 기체 확산, (ii) 입자 외부 경계층 통과 물질 전달 두 공정 모두 제어한다고 가정. Hills 속도 방정식 형태: 3[1 - (1 - R)^(2/3)] - 2R(1 - Bₘ) = C₂·t. R: 분율 환원, t: 환원 시간(초), Bₘ = Dₑ/(Kg·rₒ), Bₘ: 물질 전달 모듈러스(생성물 층 내 확산 저항/입자 외부 물질 전달 저항 비), Dₑ: 생성물 층 내 확산 계수(mm²/sec), Kg: 반응 구 표면 물질 전달 계수(mm/sec), rₒ: 구 반경(mm). C₂: 환원 반응 상수, 철산화물 구 특성 및 환경 조건 의존.
800°C 이상 환원 시 온도 상승은 입자 용융 없으면 반응 속도 상승. 기공율 증가도 환원 속도 상승.
탄소(C)에 의한 철산화물 직접 환원 메커니즘은 고로에서 극히 중요. 900°C 초과에서만 상당량 직접 환원 발생. 직접 환원 반응 분해: FeₓOᵧ + C = FeₓOᵧ₋₁ + CO. 기체 환원: CO + FeₓOᵧ = FeₓOᵧ₋₁ + CO₂. x=1,2,3 / y=1,3,4. 용해 손실(부두아르) 반응 CO₂ + C = 2CO가 기체 반응용 CO 공급. 직접 환원 반응이 실제 간접 환원 경로로 진행됨 → 고로 공정에서 고체 산화물 직접 환원은 반응 진행 측면에서 중요하지 않음.
액체 철산화물-C 반응은 완전히 다름: 액체 산화물-고체 C 접촉 면적이 고체 산화물-고체 C보다 훨씬 큼. 반응/생성물 종 액체 내 확산이 고체상보다 훨씬 빠름. 이 효과로 액체 산화물/고체 C 시스템 반응 속도가 고체 산화물/고체 C 시스템보다 훨씬 높음. 반응 온도 높을수록 환원도 커짐. FeO 풍부 슬래그 환원 속도 제한 단계는 환원 정도에 따라 변화. 환원 철 핵생성과 C/액체 계면 화학 반응이 고환원도 도달 전까지 속도 제한 단계. 고환원도에서 최저 단계는 슬래그 경계층 통과 산소 확산.
알칼리는 고온 존서 기화 → 냉각 영역 부담과 코크스에 퇴적 → 부담/코크스와 함께 하강 → 최종 기화로 고로 내 순환. 이 순환 효과로 고로 내 상당히 높은 알칼리 축적 가능 → 부담 소재 환원 영향.
알칼리 첨가 시 환원 속도 증가 원인: 팽창 증가로 환원 기체 노출 표면적 확대. 또한 알칼리는 비표면 화학적 환원 유발 → 뷔스티트 표면이 금속 철 층에 차폐되지 않고 지속적으로 환원 기체 노출. 비표면 화학적 환원은 알칼리 양이온이 뷔스티트 격자 내 포함되어 뷔스티트 활성도 불균질화 → 철 핵생성 거동 변화 → 비표면 화학적 환원 유도. 펠릿 팽창은 일반적으로 과도 알칼리 함량 증상으로 간주.
고로 공정 수명 동안 ~1,000°C까지 철산화물, 펠릿, 소결광 환원 특성에 대한 방대한 지식 축적. 이 온도 이상에서는 내부 반응이나 부담 소재 특성 영향에 대해 알려진 바 거의 없음. 1,000°C 이하 부담 소재 거동 방대 정보 있어도 고로 조업 중 내부 검사 극히 어려워 적용 쉽지 않음. 고로 조업 중 시료 채취 주 '도구'는 가스 프로브, 온도 프로브, 부담 프로브 등이나 유효 범위는 고로 극소 체적에 불과.
그러나 소재 환원 거동과 고로 공정 간 상관관계는 합리적으로 정립됨. 예: 저온 환원 중 물리적 크기 큰 폭 분해 소재는 실조업에서 고로 투과성 저하 유발, 고환원성 부담 소재는 연료비 저감. 환원 중 과도 팽창 펠릿은 고로 투과성 손실 유발.
가동 중인 여러 고로를 수냉(quenching)하고 내용물을 체계적으로 해부·연구하면서 고로 내 물질 거동에 대한 중대 돌파구 마련. 고로 내 부담 분포는 장입 시퀀스, 장입 중량, 부담 구성요소, 고로 조업에 따라 달라 각 고로마다 다르게 운전됨. 그림 1은 쿠키오카(Kukioka) 4호 고로 내부 구조. 광석과 코크스 층이 연화-용융 존(cohesive zone) 도달 전까지 유지. 해부 절차 중 기계적 수단으로 물질 제거 시 물리적 저항 증가로 응집 존 시작 확인. 응집 존은 물질이 연화되기 시작해 최종 용융되는 영역. 응집 존이 고로 한 영역에만 있지 않고 합리적 기하학적 형상으로 분포한다는 발견은 고로 조업 중 내부 반응 이해에 주요 통찰 제공.
응집 존 구조는 고로 조업에 따라 다름. 예: 그림 1에 3개 고로 구조 표시. 히로하타(Hirohata) 1호: 연화 층이 '도넛' 형상으로 역 'V' 구조 배열. 쿠키오카 4호: 'W' 형상 응집 존. 히가시다(Higashida) 5호: 해부 전 불규칙 조업으로 왜곡된 역 'V' 형상.
히로하타 1호, 쿠키오카 4호 각 부담층 환원도 연구에서 흥미로운 특징 발견. 부담이 응집 존 도달 전까지 거의 환원 안 되다 응집 존서 급속 환원 진행. 수냉 시 냉각 기간 중 부담 소재 재산화 가능성 있어 실험실 테스트로 재산화 정도 측정.
이 실험 결과 환원도 보정 필요: 예: 10~30% → 15~40%로 상향 조정. 보정값이 N₂ 수냉 고로 대상 러시아 해부 연구 환원도와 일치.
노 내 등온선(isotherms)은 여러 방법 조합으로 추정.
등온선과 연화-용융 부담층 분포 비교(그림 1, 2) 결과, 소결광 주부담 고로에서 응집 존은 ~1,100~1,500°C 온도 범위에 존재.
응집 존 내 개별 부담층 구조는 층의 고로 내 위치에 의존. 히로하타 1호 두 층이 그림 2에 표시. G-5층은 응집 존 정점(apex) 근처, G-19층은 응집 존 바닥(base) 근처. G-5층은 4개 구분 영역, 그중 2개(C, D)는 덩어리/입상 부분. G-19층은 덩어리 부분 D만 포함. 명백한 형상 차이 외 주요 차이: G-5층 '고드름(icicles)'이 G-19층에서는 용융 직전 반용융 부분(A)으로 대체.
앞서 응집 존서 상당한 환원 발생함이 각 부분별 환원 데이터(표 1, 2)로 입증. 수치는 낮게 나타남(수냉에 의한 재산화 확실). C 부분 고환원도는 코크스 접촉 중 약간 낮은 환원 온도 때문으로 추정.
| 표 1 히로하타 1호 연화-용융층 부담 소재 환원도 | ||||
|---|---|---|---|---|
| 연화-용융층 | 부분* | 환원도 % | ||
| 소결광 | 광석 덩어리 | 펠릿 | ||
| G-5 | A | 65.6 | 65 | 79.3 |
| C | 72.8 | 68.2 | 81.2 | |
| D | 11.5 | 12.3 | 14.6 | |
| G-19 | D | 35.4 | 36.6 | 41.3 |
* B: 연화 부분, C·D: 덩어리 부분
| 표 2 덩어리 부분 펠릿 환원도 | ||
|---|---|---|
| 연화-용융층 | 샘플링 위치(경계*로부터 거리) (m) | 샘플 펠릿 평균 환원도 (%) |
| G3 | 2 | 12.7 |
| 0.2~0.3 | 23.1 | |
| G10 | 1 | 14.1 |
| 0.2~0.3 | (55)** | |
| G12 | 1.3 | 13.9 |
| 0.9 | 14.3 | |
| 0.5 | 12.3 | |
* 덩어리 부분과 연화 부분 사이 경계
** 재산화 안 된 환원 펠릿 값
히로하타 1호 연화-용융층 두께: 상부 층 400~500mm, 응집 존 바닥 근처 층 70~100mm. 두께 감소 원인: 상부 물질 무게 압력에 의한 압밀(compaction), 고로 직경 증가에 따른 자연적 물질 얇아짐. 연화 부분에서 철광석 과립들이 서로 접촉 결합. 소결광 입자층 변형 미미하나 펠릿은 변형 징후 보임.
펠릿 금속화(metallization) 공정은 3가지 모드 중 하나로 진행: (i) 금속 철이 펠릿 내 균일 분포, (ii) 금속 껍질 형성·뷔스티트 코어 잔류, (iii) 펠릿 내 뷔스티트 반응→슬래그 형성→금속 철 껍질 쪽으로 이동·중심 공동 형성. 이 3가지 모드 원인은 연화-용융층 내 분포와 무관, 펠릿 간 차이 또는 층 내 불균일 가스 흐름 기인 가능.
반용융 부분은 고밀도 금속 철과 소량 슬래그로 구성. 석회석이나 올리빈 미슬래그 잔류. 고드름은 코크스 공극으로 연장, 속이 빈 금속 껍질에 미세 슬래그 방울 부착. 고로 상부 연화-용융층일수록 고드름 길이 길어짐: G-1 레벨서 수백 mm 고드름, 하부 층서는 10~20mm만 생성.
쿠키오카 4호 연화-용융층 구조는 히로하타 1호와 기본 동일하나 얇은 부담층으로 구조 덜 뚜렷, 고드름 더 작음.
연화-용융층 슬래그 상 주요 화학 변화: 용융 부분에서 슬래그 트리클 다운 시 FeO 함량 감소. 부분 A서 X-선 미세분석으로 2~20% FeO 큰 차이 검출(위치 의존). 연화-용융층 분리 직전 슬래그 FeO 함량 2~3%만 잔류. 슬래그 타입은 일반 소결광 생산품과 유사. 단, 광석 과립에서 페이알라이트(fayalite) 상당량 생성. 슬래그 하강에 따라 조성 점진적 변화. CaO/SiO₂ 비율 점진 상승은 석회석 플럭싱과 SiO₂ 환원에 의한 SiO₂ 함량 저하 기인. Al₂O₃ 상승은 하강 슬래그에 코크스 회분 유입 때문.
노 하강에 따른 금속 조성 변화 고려. 연화-용융층 반용융 부분 금속 탄소 함량: 상부 ~0.2%, 하부 ~0.35~0.57%. 이 반용융층 C 공급원은 CO 침탄 작용 기인(코크스 접촉 금속 제외). 쿠키오카 4호 층서도 유사 경향. 고드름 C 함량 상승은 금속이 코크스 입자와 직접 접촉 때문.
금속 철이 층에서 분리되는 2가지 뚜렷한 메커니즘 확인:
노 내 금속 실리콘 픽업(silicon pick-up) 메커니즘은 상당한 논의 대상. 벨기에 리에주 실험 고로(샘플링 프로브 장착) 연구: 실리콘 레벨이 용융 존부터 헤스까지 점진 상승 → 금속 투에르 레벨 도달 시 최종 HM 실리콘 75% 달성. 반면 일본 해부 연구: 투에르 레벨 금속 실리콘 레벨이 탭핑 HM 훨씬 초과. 이 불일치 설명: 일본 고로 수냉 시 실리콘 픽업 발생 가능성. 퀸칭 중 실리콘 픽업 확률 실험에서 슬래그 존재 시 실리콘 픽업 가능성 확인. 일본 해부 데이터 분석 시 이 점 유의.
연화-용융 영역 금속 황(S) 레벨은 탭핑 HM 농도보다 훨씬 높음. 입상 존서 S 레벨 큰 증가 없음 → 연화-용융존 물질이 상승 가스로부터 S 흡수 때문일 수 있음(입상 존 부담 흡수 능력 부족 때문 아님). 고로 스택 800°C 이하 가스 내 실질적 S 부족이 저온 수평 프로파일 설명. 온도와 슬래그 기초도 상승에 따라 슬래그-금속 간 S 분배 증가. S 고로 내 순환 예: 그림 3 히로하타 1호 내 황 순환.
부담 구성요소 하강 중 물리적 크기 변화는 수냉 고로 데이터로 결정. 이 연구 주요 문제: 수냉 조업 중 물질 분해 발생. 소결광 열화(degradation) 최대 400~600°C, 체류 시간 증가에 따라 증가. 환원도 30% 초과 시 열화 미미. 코쿠라(Kokura) 2호 냉각 패턴 추정: 부담 소재 상당 기간 열화 유도 조건 노출 → 상당한 분해 발생. 수냉 조업이 소결광 열화에 미치는 영향 계산: 소결광 열화는 블로우아웃 후 시간 경과에 따라 증가, 샤프트 중간 영역서 상당한 열화 발생.
센터 워킹 고로(center working furnace, 가스 대부분 노 중심축 상향 흐름) 적용 시: 고로 중앙 구역(환원도 높음) 소결광 열화는 조업 중 환원 공정 주원인. 주변부 구역(환원도 낮음)은 블로우아웃 중 500°C 근처 장시간 체류로 열화 주원인. 센터 워킹 히로하타 1호 해부 결과로 설명. 부담 소재 크기 유지 또 다른 요인: 히로하타 1호 중앙 구역서 균열 발생 시 고온·급속 환원으로 즉시 융합. 열화는 주로 소결광 최대 관심사. 펠릿 크기 분포 조사: 펠릿 거의 분쇄 안 되고 원형 유지.
응집 존 형상이 노 내 가스 흐름에 의해 결정됨을 추가 입증 위해 히로하타 1호, 쿠키오카 4호 코어 샘플 채취→투과도 측정→가스 흐름·가스 속도 분포 프로파일 작성. 이 프로파일은 연화-용융층 분포와 직접 연관. 고로 하부 가스 흐름 빠름(7~9 m/s)이나 연화-용융층서 2~4 m/s로 대폭 감속 → 연화-용융층 투과성 나쁨 지시. 가스 상승하며 온도 하락으로 속도 자연 감소.
응집 존 형상이 고로마다 다름 입증. 제어에 많은 주의 필요. 응집 존 제어는 부담 분포에 크게 의존. 최대 생산성 위해 연료비 감수하고 강한 센터 워킹 프로파일 채택. 연료비 최소화 목표면 덜 센터 워킹 관행 추구. 강한 센터 워킹 히로하타 1호와 중간 센터 워킹 쿠키오카 4호 비교서 명확. 생산성과 투에르 상부 응집 존 높이 관계로 잘 설명 가능(그림 4). 응집 존 위치 높을수록 생산성 크나 연료비 증가 대가.
응집 존 제어 또 다른 포인트: 내화물 라이닝 영향. 노 벽 온도 너무 높으면 내화물 마모 상당 → 고로 수명 단축. 따라서 응집 존 제어로 벽 온도 최소 수준 유지 필요.
용융 공정에서 황(S) 역할은 Fe-S-O 상평형도 지배. 상승 가스 내 기체 황과 부담 내 고체 금속 철·뷔스티트 간 반응 필요. 이 상들 반응해 화학 조성 24% S, 9% O₂, 67% Fe인 공융점(eutectic) 형성, 녹는점 915°C. 형성된 액체 하강하며 온도 상승, 고체 금속 철·뷔스티트 용해→액체 조성 변화→경로 따라 이동→어느 지점서 액체 두 공액 액상(conjugate liquid phases)으로 분열. 추가 온도 상승으로 제1 액체 더 많은 고체 철 용해→조성 경로 이동, 제2 액체 더 많은 철산화물 용해→다른 조성 경로 이동. 이렇게 (i) 액체 금속 상, (ii) 액체 슬래그 상 두 상 형성. 시스템 내 실리카 존재해도 이 메커니즘 크게 변하지 않음. 단지 혼합 간극(miscibility gap) 이동 → 초기 액체 분리가 더 낮은 온도서 발생.
형성된 두 액체 각자 경로 진행. 액체 금속은 고체 철, C, S 용해→최종 금속 상. 슬래그 하강 중 코크스 회분, 부담 괴질, 플럭스서 알루미나, 실리카, 석회 용해→최종 슬래그 상. 연구에 따르면 CO/N₂ 기체 혼합물 내 황화수소 존재 시 Fe-S-O 액상 생성으로 철광석 소결광/펠릿 녹는점 저하.
알칼리도 고로 초기 용융 공정과 밀접 관련 있다고 봄. 알칼리 분포 연구: 알칼리 연화-용융층에 집중. 이유: 장입 부담/코크스 내 고유 알칼리 화합물 환원→800~900°C 초과 시 금속 원소 또는 시안화물로 기화→연화-용융층 쓸려 들어가 집적. 연화-용융층 하강하며 알칼리 재기화→순환 지속.
제조공정
고로 제철 공정 내 알칼리 영향 고로(BF) 운전 주요 목적: 원하는 화학 조성 쇳물(HM) 최대 생산, 최소 비용. 고품위 원료 기반과 규칙적·안정적 고로 운전 필요. 부담 재료 품질 매우 중요해 공정 문제 유발 원치 않는 원소 유입 주의 필요. 입력 차지 원치 않는 원소 함량도 주의. 제거·고로 성능 측면서 곤란한 주요 원치 않는 원소: 칼륨(K), 나트륨(Na) 알칼리 화합물. 고로 공정 내 알칼리 존재 공정 부정적 영향 알려져 있음. 알칼리: 코크스 반응성 증가, 광석 차지 조기 연화, 소결광 분해, 펠릿 팽창, 고로 내화
고로(BF) 부담 제조 및 장입 개요 고로(BF)는 노 바닥(hearth)을 제외하면 기본적으로 가스와 부담 입자가 반대 방향으로 흐르는 통로입니다. 안정적인 고로 조업의 기본 요건은 변동이 적은 이동 부담층을 노 내에 유지하는 것입니다. 구체적으로 안정된 가스 흐름과 혼합 부담층이 없는 부담층 구조를 형성해야 하며, 이 둘은 밀접하게 연관됩니다. 가스 흐름 안정성은 거의 전적으로 부담 투과성(permeability)에 의존하는데, 이는 부담 충전 구조(입자 크기, 입도 분포, 미분 비율 등)와 부담 하강 거동(고체 흐름)에 의해