高爐渣余熱裂解輪胎顆粒流化床的設計及實驗研究

張 浩， 儀垂杰， 孫啟棟， 趙韓非， 劉 松

(1. 青島大學 機電工程學院， 山東 青島 266071； 2. 青島理工大學 機械與汽車工程學院， 山東 青島 266520)

廢舊橡膠輪胎屬于固體廢物中的一大類，同時也是可利用的資源及可循環利用的高分子材料[1]。高爐渣是煉鋼過程中得到的主要副產品，排渣溫度高且產量大，含有豐富的熱量[2]，利用高爐渣余熱來熱裂解廢舊輪胎顆粒將會有良好的社會與經濟效益。國外在廢舊輪胎顆粒裂解油化方面開展了大量工作[3-4]；我國的研究及應用也發展迅速，陸續也發表了一些專利[5]，但大多數反應裝置工藝流程較為簡單、采用回轉窯式裝置來裂解廢舊輪胎，存在著不能連續生產和其他一系列問題。因為流化床反應裝置能夠很好地傳熱與傳質，所以經常被應用于煤燃燒與催化裂解等方面[6]。

目前， 國內外對利用輪胎顆粒裂解產生的裂解油與從高溫爐渣中進行換熱的工藝， 進行了大量的實驗研究。 Kordoghli等[3]對橡膠廢料制取氫氣進行分析研究； Al-Salem等[4]對利用廢舊輪胎進行熱裂解的成分進行分析， 并優化了實驗方法； Zhou等[7]對流化床反應爐的一些設計參數進行了分析與研究； Kyari等[8]對不同種類輪胎熱裂解產生的裂解氣成分進行實驗研究。 Liu等[9]對高爐渣余熱回收的傳熱特性進行實驗研究。 康永[10]對廢輪胎的熱裂解行為進行研究； 隋瑩[11]進行廢舊輪胎制取液體燃料的實驗研究； 戴賢明[12]對廢舊輪胎熱解過程及產物特性進行試驗研究；范一鳴等[13]對高溫熔渣顆粒運動和換熱特性的數值進行分析研究。 本文中設計了高爐渣余熱裂解廢舊輪胎流化床， 并進行了實驗研究， 驗證了本設計的合理性。 本設計利用流化床的優點， 不但解決了廢舊輪胎回收及高爐渣余熱利用的問題， 而且保證了利用高爐渣余熱裂解輪胎顆粒生產的連續性， 從而能耗得以降低， 生產效率得以提高。

1 工藝流程

圖1為高爐渣余熱裂解廢舊輪胎顆粒的工藝流程圖。廢舊輪胎顆粒由螺旋進料器進入流化床，高溫熔融狀態下的爐渣經過粒化裝置粒化后進入流化床，從高溫爐渣換熱后的熱氮氣作為載氣，廢舊輪胎顆粒在流化床內反應產生大量氣體產物。氣體產物從流化床出氣口進入旋風分離器，旋風分離器將未除凈的雜質分離，裂解后產生的廢渣從流化床下端排出。產生的氣體經過旋風分離后，進入冷卻器內充分冷凝，得到油品。剩余的不凝氣體經壓縮后送回流化床內加以利用。

1—放空閥；2—高爐渣粒化裝置；3—膠粒進料機；4—流化床反應器；5—旋風分離器；6—冷卻器；7—緩沖罐；8—循環風機；9—液體儲存罐；10—循環泵。圖1 高爐渣余熱裂解廢舊輪胎顆粒工藝流程圖Fig.1 Process flow chart of waste tire pellet cracking by waste heat from blast furnace slag

2 流化床的設計

輪胎由橡膠(60%～65%，質量分數，下同)、 炭黑(25%～35%)以及制造過程中添加的促進劑和填料等組分組成。本設計的裂解原料為廢舊輪胎顆粒，熱源為高溫爐渣的余熱。高爐渣余熱裂解輪胎顆粒的流化床總體結構示意圖如圖2。

2.1 輪胎顆粒熱裂解反應原理

輪胎的熱裂解是指在無氧或缺氧工況及合適的溫度下， 廢舊輪胎顆粒受熱生成裂解油和裂解氣， 并形成炭黑的過程。 在熱裂解過程中， 不同溫度下， 熱裂解的反應不同， 產物構成與有機物成分也存在差異。 胡春曉等[14]使用回轉窯實驗裝置， 將高爐渣與廢舊輪胎顆粒混合裂解， 實驗結果表明， 在裂解溫度為450～650 ℃時， 裂解油收率較高。

2.2 操作條件

每天工作20 h，處理能力6 t/d，處理效率300 kg/h。反應溫度為500 ℃，反應壓力為0.101 3 MPa(絕對壓力)， 載氣為氮氣， 加熱后的氮氣溫度可以達到700 ℃。 高爐渣在進入流化床時的溫度為1 100 ℃， 廢舊輪胎顆粒在進入到流化床時，溫度為20 ℃，裂解氣的排出溫度為450 ℃。氮氣在500 ℃下，密度ρg=0.450 kg/m3，等壓熱容Cp=1.127 kJ/(kg·K)，動力黏度μ=3.616×10-5(N·s)/m2。廢舊輪胎顆粒的密度ρt=1 200 kg/m3，比熱容C=1.904 kJ/(kg·K)，顆粒以任意方式堆積，平均直徑dp=3×10-3m， 空隙率ε=0.450，堆積密度ρp=390 kg/m3。

圖2 高爐渣余熱裂解輪胎顆粒流化床的總體結構示意圖Fig.2 Overall structure diagram of fluidized bed for cracking tire particles with blast furnace slag waste heat

2.3 床體的設計及計算

2.3.1 操作氣速的確定

1)臨界流化速度umf。當流化床內載氣的氣流速度剛達到使得床層開始流化時的氣流速度，稱為臨界流化速度umf。首先計算阿基米德數Ar[15]。熱解流化床的操作溫度較高，高溫下氣體的密度、黏度都發生顯著變化。氮氣在反應溫度為500 ℃下，密度為ρg=0.450 kg/m3，等壓熱容變為Cp=1.127 kJ/(kg·k)，動力黏度為μ=3.616×10-5(N·s)/m2。將數據帶入到式(1)中，

(1)

式中：μ為氣體的動力黏度， Pa·s；ρp為顆粒的密度， kg/m3；ρg為氣體的密度， kg/m3；dp為膠粒粒徑， m；g為重力加速度，g=9.80 m/s2。得出Ar≈128 274。

再根據阿基米德數進而推算出雷諾數，

1 650Re+24.5Re=Ar;Re=0.776。

當顆粒雷諾數Re<20時，

(2)

將數據帶入式(2)中得

umf=0.58 m/s 。

2)顆粒終端速度ut。當廢舊輪胎顆粒在流化床介質氣體中自由下落時，隨著下降速度的加快,所受氣體對輪胎顆粒的曳力(即氣體阻力)最終與顆粒所受的升力和重力平衡，輪胎顆粒做勻速運動，此時的輪胎顆粒降落的速度稱為終端速度。依據雷諾數的不同，計算公式也存在差異[16]。

斯托克斯區，

(3)

過渡區，

(4)

牛頓區，

(5)

將數據帶入式(4)得

ut=7.55 m/s 。

3)操作氣速u。流化床實際操作速度u應處于臨界流化速度umf與自由沉降速度ut之間，依據經驗選取操作氣速u為2 m/s。

2.3.2 流化床筒體直徑的確定

首先進行熱量衡算[17]，根據設計要求，每小時向床內投入輪胎顆粒質量m=300 kg。廢舊輪胎顆粒加熱到反應溫度500 ℃所需熱量為

Q1=CmΔt=2.742×105kJ/h 。

裂解反應所需的熱量為1 994 kJ/kg，由此得出單位時間的反應熱為ΔH=5.982×105kJ/h，未被熱解所利用的熱量以10%計，Q=9.596×105kJ為為每小時反應所需要的熱量。所需載氣氮氣的質量流量為

(6)

式中：t1為加熱后的氮氣溫度；t2為裂解氣排出溫度；Cp為等壓熱容。將數據帶入到式(6)中得到

m1=3 405.10 kg/h 。

經換算后，標準狀況下氮氣的體積流量為

流化床筒體直徑

(7)

式中：V為標準狀況下氣體體積流量， m3/h；P為絕對壓力， Pa；T為熱力學溫度， K；u為以T、P計的表觀速度， m/s。將數據帶入到式(7)，求得DR=1.17 m，取流化床筒體直徑為1.2 m。

2.3.3 擴大段直徑的確定

在裂解輪胎顆粒過程中會產生大量的裂解氣體，在流化床上部有一段筒體直徑會變大，這是為了降低流化氣速，使小顆粒不容易被氣體帶出。這一段流化床筒體直徑是根據不容許被氣體吹出流化床的最小顆粒的直徑確定的。

1)要求粒徑大于0.3 mm的顆粒在流化床內不被吹出去。假設在過渡區，將dmin=0.3×10-3帶入到式(4)中計算得顆粒帶出速度

ut=0.75 m/s，

雷諾數Re=2.70>0.4，故所得ut有效。

2)根據實驗可知[11]，輪胎裂解不同產物的產率分別為：裂解氣(12%～15%)、 油品(42%～45%)、 殘炭(35%～38%)、 水(約5%)。取流化床內產物的平均相對分子質量為255，求得流化床出口的氣體平均密度為

(8)

產物氣體體積流量計算公式為

(9)

求得V2=66.28 m3/h。

在出口溫度下氮氣密度為0.454 kg/m3，已求得質量流量m1=3 405.10 kg/h，由此得到流化床出口的氣體體積流量

(10)

因此流化床排出氣體總流量為

V總=V1+V2=7 566.50 m3/h。

(11)

3)流化床擴大段直徑為

(12)

將數據帶入到式(12)得DL=1.76 m，故取擴大段直徑DL=1.80 m。

2.3.4 流化床高度的計算

流化床的總高度包含4個部分的高度。估算膨脹比在確定流化床高度的設計中具有重要的地位。

根據經驗公式(13)對膨脹比R[18]進行估算：

(13)

將數據代入后得R=2.4。為了使廢舊輪胎顆粒流化狀態正常，取輪胎顆粒的空隙率εf=0.90。

當輪胎顆粒達到臨界流化狀態時的空隙率：

εmf=1-R(1-εf)=0.76 。

1)流化床床層高度Hf。根據公式(14)計算出固體顆粒的體積

(14)

其中ρmf=(1-εf)ρt=288 kg/m3，m為加工質量，εmf為臨界流化空隙率。

再由公式(15)

(15)

得到臨界流化時的床高Hmf=0.92 m。

流化床床層高度為

Hf=R×Hmf=2.4×0.92=2.21 m 。

2)分離段高度HD。采用經驗函數估算

HD=(2.7D-0.36R-0.7)exp(0.74uDR-0.23)DR，

(16)

將數據帶入到式(16)中求得HD=2.84 m。

3)擴大段高度HL。根據經驗，流化床體的擴大段高度一般取其直徑的3～4倍，在本設計中取擴大段高度為其直徑的3.5倍，HL=3.5×1.8=6.30 m。

4)錐形底高度H1。錐形底角度為α=90 °，則

計算得出H1=0.60 m。

5)流化床反應裝置總高H。高爐渣余熱裂解輪胎顆粒流化床的總高為

H=Hf+HD+HL+H1=11.95 m。

2.4 流化床裂解爐的主要構件

1)分布板。分布板的主要作用是將流化氣體均勻分布到床層，并且起到支撐流化顆粒的作用[19]。本設計的分布板開孔率為2.5%，制作分布板的材料為304耐高溫不銹鋼。

2)旋風分離器。旋風分離器是分離氣體中固體顆粒的裝置，影響旋風分離器分離性能的主要物性參數是顆粒的中位粒徑、 密度[20]。本設計中采用的是單級旋風分離器，為外部采購的構件。

3)冷卻器。冷卻器是利用輪胎顆粒裂解產生的氣體中各種成分冷凝溫度不同，在低溫下對氫氣以外的成分進行冷凝，從而分離出重油、輕油和其他物質。

3 實驗驗證

3.1 冷態實驗

為了驗證所計算的最小流化速度和操作流化速度等參數是否合理，按照結構尺寸1∶10的比例，制作高爐渣余熱裂解輪胎顆粒流化床的有機玻璃冷態實驗裝置。以此觀察不同流速氮氣下，床內物料的流化情況，冷態實驗的結構示意圖如圖3所示。

圖3 冷態實驗的結構示意圖Fig.3 Structure diagram of cold experiment

取管內高度為120 mm高爐渣，按照體積比1∶1將高爐渣顆粒與輪胎顆粒充分混合后，加入到冷態實驗裝置中。利用閥門調節氮氣流量，并記錄流量計示數，然后將流量計示數換算成流速。通過觀察氣體流速與壓力差的曲線波動確定臨界點，壓力差主要包括分布板壓差和流化層壓差。分布板壓差主要是用來說明流化床內床料是否涌動，顯示床料的運動狀態;流化層壓差主要說明床體內床料的流化狀態[21]。調節氮氣流速由小到大，觀察實驗裝置中高爐渣顆粒與輪胎顆粒流動狀態，并記錄氮氣流速與壓差變化。分布板壓差隨氮氣流速的變化曲線如圖4所示。流化層壓差和床層狀態隨氮氣流速變化情況如表1所示。

圖4 不同氮氣流速下分布板壓差變化曲線Fig.4 Variation curve of pressure difference of distributed plates under different nitrogen velocity

表1 床層狀態隨氮氣流速的變化

為了更直觀地觀察床層狀態隨氮氣流速的變化，繪制出不同氮氣流速下流化層壓差的變化曲線，如圖5所示。

圖5 不同氮氣流速下流化層壓差的變化曲線Fig.5 Variation curve of pressure difference of fluidized bed at different nitrogen velocity

因為氣體的密度、黏度隨溫度的變化而變化，但是，反應管橫截面積一定，由冷態試驗可知，室溫時氮氣流量可利用等壓理想氣體方程，計算出高溫下實際流化速度為

式中：Q1為室溫時氮氣流量， m3/h；T1為室溫， K；T2為床內氣體溫度， K；Q2為床內氣體流量， m3/h；d為反應管直徑， m；u為操作流化速度， m/s。

從圖4、 5可以看出，壓力差隨氮氣流速的增加，呈現不斷增大的趨勢。當流速增大到0.23 m/s左右時，壓差明顯減小，說明臨界流化速度在0.23 m/s左右。通過公式換算后，得到高溫下實際臨界流化速度為0.61 m/s，與計算結果接近。在氮氣流速超過0.68 m/s后，床層壓差波動不大，經過公式換算后，得到高溫下實際操作流化速度為1.79 m/s，所以選擇操作氣速為2 m/s合理。

3.2 熱態實驗

在進行冷態實驗后，確定了合適的流化風速，之后進行熱態實驗，檢驗該設計的合理性以及進料裝置、 分布板、 旋風除塵和冷凝裝置的穩定運行情況。根據日處理能力確定單位時間內的進料量，然后研究不同溫度對裂解油產率的影響。

圖6為熱態實驗結構示意圖。廢舊輪胎顆粒由螺旋進料器進入到流化床，高溫爐渣經過粒化裝置進入到流化床，從高溫爐渣換熱后的熱氮氣作為載氣，使廢舊輪胎顆粒在流化床內得到充分反應，產生大量氣體產物。產生的氣體經過旋風分離后進入冷卻器內充分冷凝，得到油品。

圖6 熱態實驗結構示意圖Fig.6 Schematic diagram of thermal experiment structure

溫度不但影響輪胎顆粒裂解過程，而且還影響最后的產物。當溫度在400 ℃以下時，熱裂解反應很慢，產物主要是炭黑和不可凝氣體。當溫度在450～600 ℃時，裂解油的產率先隨溫度的升高而增加，達到峰值后，又隨溫度的升高而減少。這主要是因為隨著溫度的升高，裂解油會發生二次裂解使得裂解油的產量減小[22]。

圖7 裂解溫度對裂解油產率的影響Fig.7 Influence curve of cracking temperature on cracking oil yield

熱態實驗考察了400～600 ℃不同溫度對輪胎顆粒裂解油產率的影響， 并驗證所假設的裂解溫度是否合理。 圖7為裂解溫度對裂解油產率的影響。 從圖中可以看出， 從400 ℃開始， 隨著溫度的升高裂解油的產率也在不斷提高， 在溫度達到520 ℃左右時， 裂解油產率接近峰值， 之后溫度繼續升高， 裂解油的產率下降， 說明溫度在520 ℃時， 輪胎裂解反應效果較好， 與假設的裂解溫度接近， 表明設計參數合理。

本文中設計的流化床反應裝置能夠利用高爐渣余熱將廢舊輪胎顆粒快速熱解，從而得到商業價值較高的裂解油，并有較高的裂解油產率。冷態與熱態實驗表明流化床床體設計參數合理，進料裝置及流化床其他構件運行穩定。

4 結論

為了解決廢舊輪胎處理不當造成的環境問題與高爐渣余熱利用不充分的問題，設計了一種利用高爐渣余熱裂解廢舊輪胎顆粒的流化床。通過操作數據與流化床尺寸的設計計算和完成設計后進行的冷態與熱態實驗得出了以下結論：

1)通過計算臨界流化速度umf與顆粒終端速度ut，確定了高爐渣余熱裂解輪胎顆粒流化床的操作氣速u為2 m/s。

2)通過熱量衡算，確定了流化床筒體直徑DR=1.2 m， 擴大段直徑DL=1.8 m；通過膨脹比確定了流化床床層高度Hf、 分離段高度HD、 擴大段高度HL和錐形底高度H1，從而確定了流化床裂解爐總高H=11.95 m。

3)首先進行冷態實驗，得出流化床臨界流化速度應在0.61 m/s左右，與計算結果接近；在氮氣流速超過1.79 m/s后，床層壓差波動不大，證明設計的流化床操作氣速為2 m/s合理。

4)最后進行熱態實驗，得出在裂解溫度達到520 ℃左右時，裂解油產率接近峰值，與假設的裂解溫度500 ℃接近，表明設計的裂解溫度為500 ℃合理。