高爐渣余熱裂解輪胎顆粒流化床的設(shè)計(jì)及實(shí)驗(yàn)研究

張 浩， 儀垂杰， 孫啟棟， 趙韓非， 劉 松

(1. 青島大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 山東 青島 266071； 2. 青島理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)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(shí)也是可利用的資源及可循環(huán)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(chǎn)品，排渣溫度高且產(chǎn)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(jīng)濟(jì)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(yīng)用也發(fā)展迅速，陸續(xù)也發(fā)表了一些專利[5]，但大多數(shù)反應(yīng)裝置工藝流程較為簡單、采用回轉(zhuǎn)窯式裝置來裂解廢舊輪胎，存在著不能連續(xù)生產(chǎn)和其他一系列問題。因?yàn)榱骰卜磻?yīng)裝置能夠很好地傳熱與傳質(zhì)，所以經(jīng)常被應(yīng)用于煤燃燒與催化裂解等方面[6]。

目前， 國內(nèi)外對利用輪胎顆粒裂解產(chǎn)生的裂解油與從高溫爐渣中進(jìn)行換熱的工藝， 進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究。 Kordoghli等[3]對橡膠廢料制取氫氣進(jìn)行分析研究； Al-Salem等[4]對利用廢舊輪胎進(jìn)行熱裂解的成分進(jìn)行分析， 并優(yōu)化了實(shí)驗(yàn)方法； Zhou等[7]對流化床反應(yīng)爐的一些設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了分析與研究； Kyari等[8]對不同種類輪胎熱裂解產(chǎn)生的裂解氣成分進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。 Liu等[9]對高爐渣余熱回收的傳熱特性進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。 康永[10]對廢輪胎的熱裂解行為進(jìn)行研究； 隋瑩[11]進(jìn)行廢舊輪胎制取液體燃料的實(shí)驗(yàn)研究； 戴賢明[12]對廢舊輪胎熱解過程及產(chǎn)物特性進(jìn)行試驗(yàn)研究；范一鳴等[13]對高溫熔渣顆粒運(yùn)動和換熱特性的數(shù)值進(jìn)行分析研究。 本文中設(shè)計(jì)了高爐渣余熱裂解廢舊輪胎流化床， 并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究， 驗(yàn)證了本設(shè)計(jì)的合理性。 本設(shè)計(jì)利用流化床的優(yōu)點(diǎn)， 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(chǎn)的連續(xù)性， 從而能耗得以降低， 生產(chǎn)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(jìn)料器進(jìn)入流化床，高溫熔融狀態(tài)下的爐渣經(jīng)過?；b置?；筮M(jìn)入流化床，從高溫爐渣換熱后的熱氮?dú)庾鳛檩d氣，廢舊輪胎顆粒在流化床內(nèi)反應(yīng)產(chǎn)生大量氣體產(chǎn)物。氣體產(chǎn)物從流化床出氣口進(jìn)入旋風(fēng)分離器，旋風(fēng)分離器將未除凈的雜質(zhì)分離，裂解后產(chǎn)生的廢渣從流化床下端排出。產(chǎn)生的氣體經(jīng)過旋風(fēng)分離后，進(jìn)入冷卻器內(nèi)充分冷凝，得到油品。剩余的不凝氣體經(jīng)壓縮后送回流化床內(nèi)加以利用。

1—放空閥；2—高爐渣?；b置；3—膠粒進(jìn)料機(jī)；4—流化床反應(yīng)器；5—旋風(fēng)分離器；6—冷卻器；7—緩沖罐；8—循環(huán)風(fēng)機(jī)；9—液體儲存罐；10—循環(huán)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(shè)計(jì)

輪胎由橡膠(60%～65%，質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)、 炭黑(25%～35%)以及制造過程中添加的促進(jìn)劑和填料等組分組成。本設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)示意圖如圖2。

2.1 輪胎顆粒熱裂解反應(yīng)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(yīng)不同， 產(chǎn)物構(gòu)成與有機(jī)物成分也存在差異。 胡春曉等[14]使用回轉(zhuǎn)窯實(shí)驗(yàn)裝置， 將高爐渣與廢舊輪胎顆?；旌狭呀?， 實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明， 在裂解溫度為450～650 ℃時(shí)， 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(yīng)溫度為500 ℃，反應(yīng)壓力為0.101 3 MPa(絕對壓力)， 載氣為氮?dú)猓?加熱后的氮?dú)鉁囟瓤梢赃_(dá)到700 ℃。 高爐渣在進(jìn)入流化床時(shí)的溫度為1 100 ℃， 廢舊輪胎顆粒在進(jìn)入到流化床時(shí)，溫度為20 ℃，裂解氣的排出溫度為450 ℃。氮?dú)庠?00 ℃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(jié)構(gòu)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(shè)計(jì)及計(jì)算

2.3.1 操作氣速的確定

1)臨界流化速度umf。當(dāng)流化床內(nèi)載氣的氣流速度剛達(dá)到使得床層開始流化時(shí)的氣流速度，稱為臨界流化速度umf。首先計(jì)算阿基米德數(shù)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(fā)生顯著變化。氮?dú)庠诜磻?yīng)溫度為500 ℃下，密度為ρg=0.450 kg/m3，等壓熱容變?yōu)镃p=1.127 kJ/(kg·k)，動力黏度為μ=3.616×10-5(N·s)/m2。將數(shù)據(jù)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(jù)阿基米德數(shù)進(jìn)而推算出雷諾數(shù)，

1 650Re+24.5Re=Ar;Re=0.776。

當(dāng)顆粒雷諾數(shù)Re<20時(shí)，

(2)

將數(shù)據(jù)帶入式(2)中得

umf=0.58 m/s 。

2)顆粒終端速度ut。當(dāng)廢舊輪胎顆粒在流化床介質(zhì)氣體中自由下落時(shí)，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(yùn)動，此時(shí)的輪胎顆粒降落的速度稱為終端速度。依據(jù)雷諾數(shù)的不同，計(jì)算公式也存在差異[16]。

斯托克斯區(qū)，

(3)

過渡區(qū)，

(4)

牛頓區(qū)，

(5)

將數(shù)據(jù)帶入式(4)得

ut=7.55 m/s 。

3)操作氣速u。流化床實(shí)際操作速度u應(yīng)處于臨界流化速度umf與自由沉降速度ut之間，依據(jù)經(jīng)驗(yàn)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(jìn)行熱量衡算[17]，根據(jù)設(shè)計(jì)要求，每小時(shí)向床內(nèi)投入輪胎顆粒質(zhì)量m=300 kg。廢舊輪胎顆粒加熱到反應(yīng)溫度500 ℃所需熱量為

Q1=CmΔt=2.742×105kJ/h 。

裂解反應(yīng)所需的熱量為1 994 kJ/kg，由此得出單位時(shí)間的反應(yīng)熱為ΔH=5.982×105kJ/h，未被熱解所利用的熱量以10%計(jì)，Q=9.596×105kJ為為每小時(shí)反應(yīng)所需要的熱量。所需載氣氮?dú)獾馁|(zhì)量流量為

(6)

式中：t1為加熱后的氮?dú)鉁囟?；t2為裂解氣排出溫度；Cp為等壓熱容。將數(shù)據(jù)帶入到式(6)中得到

m1=3 405.10 kg/h 。

經(jīng)換算后，標(biāo)準(zhǔn)狀況下氮?dú)獾捏w積流量為

流化床筒體直徑

(7)

式中：V為標(biāo)準(zhǔn)狀況下氣體體積流量， m3/h；P為絕對壓力， Pa；T為熱力學(xué)溫度， K；u為以T、P計(jì)的表觀速度， m/s。將數(shù)據(jù)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(kuò)大段直徑的確定

在裂解輪胎顆粒過程中會產(chǎn)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(jù)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(nèi)不被吹出去。假設(shè)在過渡區(qū)，將dmin=0.3×10-3帶入到式(4)中計(jì)算得顆粒帶出速度

ut=0.75 m/s，

雷諾數(shù)Re=2.70>0.4，故所得ut有效。

2)根據(jù)實(shí)驗(yàn)可知[11]，輪胎裂解不同產(chǎn)物的產(chǎn)率分別為：裂解氣(12%～15%)、 油品(42%～45%)、 殘?zhí)?35%～38%)、 水(約5%)。取流化床內(nèi)產(chǎn)物的平均相對分子質(zhì)量為255，求得流化床出口的氣體平均密度為

(8)

產(chǎn)物氣體體積流量計(jì)算公式為

(9)

求得V2=66.28 m3/h。

在出口溫度下氮?dú)饷芏葹?.454 kg/m3，已求得質(zhì)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(kuò)大段直徑為

(12)

將數(shù)據(jù)帶入到式(12)得DL=1.76 m，故取擴(kuò)大段直徑DL=1.80 m。

2.3.4 流化床高度的計(jì)算

流化床的總高度包含4個(gè)部分的高度。估算膨脹比在確定流化床高度的設(shè)計(jì)中具有重要的地位。

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式(13)對膨脹比R[18]進(jìn)行估算：

(13)

將數(shù)據(jù)代入后得R=2.4。為了使廢舊輪胎顆粒流化狀態(tài)正常，取輪胎顆粒的空隙率εf=0.90。

當(dāng)輪胎顆粒達(dá)到臨界流化狀態(tài)時(shí)的空隙率：

εmf=1-R(1-εf)=0.76 。

1)流化床床層高度Hf。根據(jù)公式(14)計(jì)算出固體顆粒的體積

(14)

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

再由公式(15)

(15)

得到臨界流化時(shí)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(jīng)驗(yàn)函數(shù)估算

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

(16)

將數(shù)據(jù)帶入到式(16)中求得HD=2.84 m。

3)擴(kuò)大段高度HL。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，流化床體的擴(kuò)大段高度一般取其直徑的3～4倍，在本設(shè)計(jì)中取擴(kuò)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(jì)算得出H1=0.60 m。

5)流化床反應(yīng)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(gòu)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(shè)計(jì)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(fēng)分離器。旋風(fēng)分離器是分離氣體中固體顆粒的裝置，影響旋風(fēng)分離器分離性能的主要物性參數(shù)是顆粒的中位粒徑、 密度[20]。本設(shè)計(jì)中采用的是單級旋風(fēng)分離器，為外部采購的構(gòu)件。

3)冷卻器。冷卻器是利用輪胎顆粒裂解產(chǎn)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(jìn)行冷凝，從而分離出重油、輕油和其他物質(zhì)。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 冷態(tài)實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證所計(jì)算的最小流化速度和操作流化速度等參數(shù)是否合理，按照結(jié)構(gòu)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(jī)玻璃冷態(tài)實(shí)驗(yàn)裝置。以此觀察不同流速氮?dú)庀?，床?nèi)物料的流化情況，冷態(tài)實(shí)驗(yàn)的結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示。

圖3 冷態(tài)實(shí)驗(yàn)的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structure diagram of cold experiment

取管內(nèi)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(tài)實(shí)驗(yàn)裝置中。利用閥門調(diào)節(jié)氮?dú)饬髁浚⒂涗浟髁坑?jì)示數(shù)，然后將流量計(jì)示數(shù)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(diǎn)，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(nèi)床料是否涌動，顯示床料的運(yùn)動狀態(tài);流化層壓差主要說明床體內(nèi)床料的流化狀態(tài)[21]。調(diào)節(jié)氮?dú)饬魉儆尚〉酱?，觀察實(shí)驗(yàn)裝置中高爐渣顆粒與輪胎顆粒流動狀態(tài)，并記錄氮?dú)饬魉倥c壓差變化。分布板壓差隨氮?dú)饬魉俚淖兓€如圖4所示。流化層壓差和床層狀態(tài)隨氮?dú)饬魉僮兓闆r如表1所示。

圖4 不同氮?dú)饬魉傧路植及鍓翰钭兓€Fig.4 Variation curve of pressure difference of distributed plates under different nitrogen velocity

表1 床層狀態(tài)隨氮?dú)饬魉俚淖兓?/p>

為了更直觀地觀察床層狀態(tài)隨氮?dú)饬魉俚淖兓L制出不同氮?dú)饬魉傧铝骰瘜訅翰畹淖兓€，如圖5所示。

圖5 不同氮?dú)饬魉傧铝骰瘜訅翰畹淖兓€Fig.5 Variation curve of pressure difference of fluidized bed at different nitrogen velocity

因?yàn)闅怏w的密度、黏度隨溫度的變化而變化，但是，反應(yīng)管橫截面積一定，由冷態(tài)試驗(yàn)可知，室溫時(shí)氮?dú)饬髁靠衫玫葔豪硐霘怏w方程，計(jì)算出高溫下實(shí)際流化速度為

式中：Q1為室溫時(shí)氮?dú)饬髁浚?m3/h；T1為室溫， K；T2為床內(nèi)氣體溫度， K；Q2為床內(nèi)氣體流量， m3/h；d為反應(yīng)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?dú)饬魉俚脑黾?，呈現(xiàn)不斷增大的趨勢。當(dāng)流速增大到0.23 m/s左右時(shí)，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(shí)際臨界流化速度為0.61 m/s，與計(jì)算結(jié)果接近。在氮?dú)饬魉俪^0.68 m/s后，床層壓差波動不大，經(jīng)過公式換算后，得到高溫下實(shí)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(tài)實(shí)驗(yàn)

在進(jìn)行冷態(tài)實(shí)驗(yàn)后，確定了合適的流化風(fēng)速，之后進(jìn)行熱態(tài)實(shí)驗(yàn)，檢驗(yàn)該設(shè)計(jì)的合理性以及進(jìn)料裝置、 分布板、 旋風(fēng)除塵和冷凝裝置的穩(wěn)定運(yùn)行情況。根據(jù)日處理能力確定單位時(shí)間內(nèi)的進(jìn)料量，然后研究不同溫度對裂解油產(chǎn)率的影響。

圖6為熱態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)示意圖。廢舊輪胎顆粒由螺旋進(jìn)料器進(jìn)入到流化床，高溫爐渣經(jīng)過粒化裝置進(jìn)入到流化床，從高溫爐渣換熱后的熱氮?dú)庾鳛檩d氣，使廢舊輪胎顆粒在流化床內(nèi)得到充分反應(yīng)，產(chǎn)生大量氣體產(chǎn)物。產(chǎn)生的氣體經(jīng)過旋風(fēng)分離后進(jìn)入冷卻器內(nèi)充分冷凝，得到油品。

圖6 熱態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)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(chǎn)物。當(dāng)溫度在400 ℃以下時(shí)，熱裂解反應(yīng)很慢，產(chǎn)物主要是炭黑和不可凝氣體。當(dāng)溫度在450～600 ℃時(shí)，裂解油的產(chǎn)率先隨溫度的升高而增加，達(dá)到峰值后，又隨溫度的升高而減少。這主要是因?yàn)殡S著溫度的升高，裂解油會發(fā)生二次裂解使得裂解油的產(chǎn)量減小[22]。

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

熱態(tài)實(shí)驗(yàn)考察了400～600 ℃不同溫度對輪胎顆粒裂解油產(chǎn)率的影響， 并驗(yàn)證所假設(shè)的裂解溫度是否合理。 圖7為裂解溫度對裂解油產(chǎn)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(chǎn)率也在不斷提高， 在溫度達(dá)到520 ℃左右時(shí)， 裂解油產(chǎn)率接近峰值， 之后溫度繼續(xù)升高， 裂解油的產(chǎn)率下降， 說明溫度在520 ℃時(shí)， 輪胎裂解反應(yīng)效果較好， 與假設(shè)的裂解溫度接近， 表明設(shè)計(jì)參數(shù)合理。

本文中設(shè)計(jì)的流化床反應(yīng)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(yè)價(jià)值較高的裂解油，并有較高的裂解油產(chǎn)率。冷態(tài)與熱態(tài)實(shí)驗(yàn)表明流化床床體設(shè)計(jì)參數(shù)合理，進(jìn)料裝置及流化床其他構(gòu)件運(yùn)行穩(wěn)定。

4 結(jié)論

為了解決廢舊輪胎處理不當(dāng)造成的環(huán)境問題與高爐渣余熱利用不充分的問題，設(shè)計(jì)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(shù)據(jù)與流化床尺寸的設(shè)計(jì)計(jì)算和完成設(shè)計(jì)后進(jìn)行的冷態(tài)與熱態(tài)實(shí)驗(yàn)得出了以下結(jié)論：

1)通過計(jì)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(kuò)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(kuò)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(jìn)行冷態(tài)實(shí)驗(yàn)，得出流化床臨界流化速度應(yīng)在0.61 m/s左右，與計(jì)算結(jié)果接近；在氮?dú)饬魉俪^1.79 m/s后，床層壓差波動不大，證明設(shè)計(jì)的流化床操作氣速為2 m/s合理。

4)最后進(jìn)行熱態(tài)實(shí)驗(yàn)，得出在裂解溫度達(dá)到520 ℃左右時(shí)，裂解油產(chǎn)率接近峰值，與假設(shè)的裂解溫度500 ℃接近，表明設(shè)計(jì)的裂解溫度為500 ℃合理。