코크스 강도에 대한 석탄 배합 및 조업조건의 영향

이 운 재, 최 재 훈, 이 용 국

포항산업과학연구원, 에너지화성연구팀

Effect of Coal Blending and Operating Variables on Coke Strength in Coke Oven

Woon-Jae Lee, Jae-Hoon Choi and Yong-Kuk Lee

Energy/Coal and Chemical Process Research Team, RIST

1. 서  론

고로 제철법에서 코크스는 철광석을 환원시키는 환원재와 열원공급 역할을 할 뿐만 아니라, 열풍의 통기성을 유지하는 중요한 역할을 하기 때문에 고강도의 코크스를 안정적으로 공급하는 것이 중요하다.

야금용 코크스는 3mm 이하가 대략 80∼90%인 원료석탄을 탄화실로 장입하여 15∼20시간 동안 약 1000℃까지 가열하여 제조된다. 이 경우 석탄은 연화-용융하여 점결하는 성질이 있는 것이 필수적이며, 석탄의 점결성은 코크스 제조시에 기본적인 요구조건이 된다. 장입된 석탄은 오븐 벽으로부터의 열전달에 의해 연화용융 및 고화 수축과정을 거치면서 코크스 케이크를 형성한다. 코크스 오븐에서 원하는 품질을 갖는 코크스를 제조할 때 고려할만한 요인은 크게 세 가지로 요약할 수 있다. 즉 코크스 품질은 원료석탄의 배합, 전처리 및 건류조건의 세 가지 요인에 의존한다. 여기서 원료석탄의 배합은 내부 요인이며, 나머지 두 개는 외부 요인으로 볼 수 있다. 원료석탄의 배합에 대한 인자로는 석탄의 조직성분, 석탄화도, 배합비, 점결성 등이 있으며, 전처리에 대한 인자는 원료탄 입도조정과 장입밀도가 있으며, 건류조건에 대한 인자는 연소실 온도와 총 건류시간이 있다. 코크스 강도를 결정하는 인자로는 크게 코크스의 미세조직, 그리고 기공율과 분포로 대별할 수가 있다. 코크스의 미세조직은 광학 현미경관찰에 의해, 등방성, 모자이크, flow type등으로 크게 분류되고 있다. 모자이크조직은 다시 미세모자이크(fine mosaic)와 거친 모자이크(coarse mosaic)등으로 세분되며, 가장 코크스강도가 높게 나타나는 것은 거친 모자이크조직으로 알려져 있다. 고품질의 코크스를 저비용으로 생산하기 위해 실로와 시험로를 이용하여 코크스 품질에 대한 원료탄 성상 및 배합비 변화와 조업조건 등의 영향이 많이 연구되어 왔다.

본 연구에서는 코크스 오븐에서 코크스제조를 위한 건류시험을 수행하였으며, 제조된 코크스 품질에 대한 원료탄 배합 및 조업조건의 영향을 조사하였다.

2. 실  험

본 연구에 사용된 이동벽을 갖는 코크스 시험로의 개략도는 Fig. 1 에 나타내었다. 오븐 본체(0.30mW×0.5mL×0.6mH)는 이동벽, 탄화차, 고정벽 및 수평 수축 측정장치로 구성된다. 이동벽과 고정벽은 SiC plate로 제작되었으며, 탄화차는 부정형 내화물을 이용하여 제작되었다. 장입된 석탄 가열을 위해 이동벽과 고정벽의 양쪽에 같은 용량의 히터(SiC)를 수평으로 설치하였다. 이동벽에는 오븐 벽이 받는 힘을 측정할 수 있도록 로드셀(0.5톤)을 설치하였으며, 움직일 수 있도록 하부에 레일과 바퀴가 설치되었다. 탄화차는 석탄 건류 종료시 오븐 밖으로 끌어내어 적열 코크스를 배출할 수 있도록 하부에 레일과 바퀴가 설치되어 있다. 탄화차의 한쪽 벽(0.3mW×0.6mH)에는 석탄 내의 가스압과 온도를 측정할 수 있도록 프로브를 오븐 폭 방향과 높이 방향으로 설치하였다. 오븐 상부에는 석탄 장입을 위해 장입구(200□)를 설치하였으며, 발생되는 가스 배출을 위해 배출관(150A)을 설치하였다. 발생가스 배출관에는 오븐 내의 압력을 조절할 수 있도록 damper를 설치하였으며, 오븐 내 압력조절을 위해 배출관 하부에 압력계를 설치하여 약간의 양압(0∼1mm H2O)걸리도록 하였다. 적열 코크스는 건류 종료후 탄화차를 오븐 밖의 pusher 까지 이동시킨 다음, pusher를 이용하여 오븐 폭 방향으로 밀어 소화장치로 압출하였다. 소화장치로 이송된 적열 코크스는 steel box로 밀폐시킨 후 질소(3 l/min)를 이용하여 소화하였다. 건류시 발생하는 가스(COG)는 damper 후단에 설치된 LPG 버너에서 LPG와 함께 연소되며, 연소된 배가스는 연도 통풍력으로 외부로 배출된다. 연도 통풍력 조절을 위해 연도 상부에 damper를 설치하였다.

시험로에서 생성된 코크스를 평가하기 위해 드럼 테스트를 실시하였다. 코크스 강도에 대한 드럼지수는 JIS20에 따라 측정하였다; 입도 크기 비(+25, +38, +75, +100mm)로 구성된 25mm 이상의 코크스 10kg을 1500mm의 드럼에서 150회전 회전시킨 다음, 15mm 채에 남는 코크스의 무게 퍼센트를 DI15015로 정의한다. Table 1 은 본 연구에 사용된 단일탄의 공업분석 및 원소 분석치를 나타낸 것이다. 배합탄I에 배합된 단일탄은 다음과 같다; CW, PD, GP, DP, MX. 또한 배합탄II에 배합된 단일탄과 배합비는 다음과 같다; IH12%, GC24%, SR6%, YK7%, GG22%, KW8%, SH8%, EH10%, PC3%.

3. 결과 및 고찰

Fig. 2 는 배합탄I에서 CW의 배합비를을 5∼20wt% 로 변화시켰을 때 제조된 코크스 강도 변화를 나타낸 것이다. 단일탄으로 CW 탄은 휘발분이 높기 때문에 CW 탄의 배합비가 증가할수록 배합탄의 휘발분 함량은 증가하게 된다. 그림에서 보듯이, CW의 배합비가 증가함에 따라 코크스 강도는 CW 배합비 10%에서 약간 증가하는 경향을 보이며, 그 이상 배합비를 증가시키면 감소한다.

Fig. 3 은 배합탄I에서 MX의 배합비를 10∼25wt% 로 변화시켰을 때 제조된 코크스 강도 변화를 나타낸 것이다. MX 탄은 코크스 제조용 석탄으로는 점결력이 매우 약한 석탄에 속한다. 그림에서 보듯이, 코크스 강도는 MX 탄의 배합비가 증가함에 따라 감소하였다. MX 탄 20% 이상의 배합비에서는 코크스 강도가 급격히 감소하는 것으로 나타났다.

Fig. 4는 배합탄II에 대해 최종 건류온도 1100℃, 1150℃에서 수분 변화에 따른 코크스 강도 변화를 나타낸 것이다. 석탄은 850℃에서 장입되며 중심온도가 600℃에 도달하면 3℃/min로 최종 건류온도로 가열하여 1시간 동안 유지하였다. 그림에서 알 수 있듯이, 수분이 감소함에 따라 코크스 강도는 선형적으로 증가하는 것을 알 수 있다. 이것은 수분 감소로 인한 오븐 내에서 균일한 석탄 건류와 장입밀도 증가 때문이다. 최종 건류온도 1100℃에서 코크스 강도는 수분 1% 감소에 따라 1.8% 증가하며, 1150℃에서는 수분 1% 감소에 따라 코크스 강도는 2.1% 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 5는 최종 건류온도 1100℃에서 수분 8.6∼9.0wt%와 6.0∼6.7wt%의 배합탄II에 대해 코크스 강도에 대한 석탄 입도(-3mm)의 영향을 나타낸 것이다. 그림에서 알 수 있듯이, 건조탄이 습탄에 비해 높은 장입밀도로 인해 코크스 강도가 더 크게 나타나고 있으며, 석탄 입도(-3mm)가 증가함에 따라 장입밀도의 감소로 코크스 강도는 습탄 및 건조탄에 대해 선형적으로 감소한다. 이것은 석탄 입도(-3mm)의 증가에 의한 장입밀도의 감소로 오븐 중심에서 가열속도가 증가하여 코크스 강도가 감소하는 것으로 판단된다. 건류속도는 두 단계에 크게 영향을 준다. 즉 연화단계에의 빠른 가열은 연화성을 향상시켜 석탄입자의 점착, cell 벽의 두께, 비등방성 발달을 증가시키나, semicoke의 코크스화 단계동안 빠른 가열은 강한 수축, 균열발달과 코크스의 기계적 강도를 낮추는 경향이 있다. 습탄 및 건조탄에 대해 석탄 입도에 따라 코크스 강도는 각각 0.24%/dp와 0.26%/dp 로 감소하는 것으로 나타났다.

4. 결  론

점결력이 높은 석탄배합이 증가함에 따라 코크스 강도는 증가하였다. 석탄 수분 감소에 따라 코크스 강도는 선형적으로 증가하였으나, 석탄 입도 증가에 따라 선형적으로 감소하였다. 또한 최종 건류온도와 가열속도 변화에 대해서는 거의 일정한 값을 나타내었다.

5. 참고문헌

1. Vogt, D., Duchene, J. M., Fouzaud, J. N. and Isler, D., Ironmaking Conf.	Proc., 225(1991).

2.	Colletta, A., Barnaba, P., Federico, G. and Masella, D. C., Ironmaking	Conf. Proc., 243(1990).

3.	Amamoto, K., Fuel, 76, 17, 133(1997).

Table 1  Analyses of various coals used in coal blending.

Coal	Proximate analysisdb			Ultimate analysis					LMF	TD	RI	FSI
	V.M	F.C	Ash	C	H	N	S	O*
IH	34.57	58.62	6.81	86.83	5.41	1.68	0.76	5.32	4.09	208	0.87	8.0
CW	30.70	61.84	7.46	87.28	5.45	1.90	0.91	4.46	3.75	216	0.97	8.3
SR	17.76	75.24	7.00	92.31	4.45	1.29	0.44	1.51	0.92	17	1.46	4.3
GC	19.37	71.52	9.11	90.45	4.62	2.08	0.73	2.14	2.29	82	1.37	7.7
PD	19.98	70.37	9.65	90.80	4.46	2.02	0.62	12.10	2.43	98	0.98	8.5
GP	25.65	65.99	8.39	80.47	4.67	1.58	0.71	12.56	2.55	92	0.98	7.6
DP	33.85	57.19	8.96	78.74	4.84	1.56	0.41	17.45	3.4	68	0.7	4.1
YK	18.80	71.50	9.70	92.68	4.51	0.81	0.20	1.80	1.71	69	1.45	8.5
GG	34.69	58.25	7.06	85.41	5.56	2.16	0.58	6.29	3.43	158	0.83	8.0
KW	32.32	58.92	8.76	84.66	5.18	1.80	0.41	7.39	2.05	25	0.74	6.1
SH	28.37	62.21	9.42	87.75	5.20	1.77	0.53	4.75	3.15	116	0.91	6.5
MX	35.03	56.47	8.50	5.44	1.89	0.46	9.95	3.5	1.57	20	0.71	4.1
EH	20.17	69.53	10.30	90.11	4.51	1.32	0.39	3.69	1.32	36	1.23	5.9
PC	11.70	87.60	0.70	90.55	3.65	2.87	2.2	0.73

* : difference [100-(C+H+N+S)]