郭同來，儲滿生，柳政根，黃偉軍，趙爍

(1.河北工程大學 材料科學與工程學院，河北 邯鄲，056038；2.東北大學 軋制技術及連軋自動化國家重點實驗室，遼寧 沈陽，110819；3.東北大學 冶金學院，遼寧 沈陽，110819)

據(jù)統(tǒng)計，2021 年底中國的汽車保有量達到了3.02 億輛，隨之而來的是廢舊輪胎數(shù)量的大幅增加。然而，我國每年對廢舊輪胎的利用率不足50%，且經過多年的累積，庫存量愈發(fā)龐大[1]。廢輪胎具有強穩(wěn)定性和抗生物降解性，若處理不當，不僅會造成資源的巨大浪費，還會帶來環(huán)境影響和安全隱患[2]。因此，2021年國務院在《關于加快建立健全綠色低碳循環(huán)發(fā)展經濟體系的指導意見》中提出了要加強廢舊輪胎的回收利用[3]。在眾多處理方法中，熱裂解技術被認為是當前處理廢輪胎的最佳方式[4-5]。

熱裂解是將廢輪胎在無氧氣氛下加熱至適當溫度，使高分子有機化合物分解為熱解炭、熱解油以及熱解氣的過程[6-7]。熱解氣的主要成分包括H2，CO，CO2，CH4以及含有2～6 個C 原子的烷烴[5,8]。由于裂解工藝不同，熱解氣的熱值也有差異，一般在20～65 MJ/m3之間[9]，均高于焦爐煤氣(19.9 MJ/m3[10])，部分甚至高于天然氣(40.6 MJ/m3[10])。因此，可考慮將廢輪胎熱解氣作為還原氣噴入高爐。

截至目前，關于高爐噴吹廢輪胎熱解氣的研究尚未見到報道，但是有大量其他相關的研究，包括高爐噴吹廢輪胎顆粒[11-12]、天然氣[13-15]、焦爐煤氣[16-18]以及氫氣[19-21]。與傳統(tǒng)高爐相比，高爐噴吹廢輪胎顆粒有望提高煤粉的燃盡率、改善鐵氧化物的還原效果以及減少CO2的排放。然而，廢輪胎中含有對原燃料和爐襯有害的元素Zn，限制了廢輪胎顆粒的噴吹。相比較而言，天然氣、焦爐煤氣以及氫氣等都是優(yōu)質清潔能源，用于高爐噴吹可降低焦炭消耗、減少CO2排放以及增加生鐵產量，為廢輪胎熱解氣用于高爐噴吹提供了理論參照。此外，LUO等[22]采用高爐渣余熱作為廢輪胎裂解的熱源，不僅實現(xiàn)了爐渣余熱的高效利用，而且為廢輪胎熱解氣用于高爐噴吹提供了便利。

本研究基于質量平衡和焓平衡理論，建立了高爐風口噴吹還原氣回旋區(qū)數(shù)學模型，利用該模型系統(tǒng)比較了廢輪胎熱解氣(WTPG)、天然氣(NG)、焦爐煤氣(COG)以及氫氣(H2)對回旋區(qū)理論燃燒溫度、爐腹煤氣流量、爐腹煤氣成分、焦炭質量流量以及回旋區(qū)形狀的影響。同時，針對回旋區(qū)形狀的變化，提出了形狀補償方案，以期為廢輪胎可燃固廢的高效化處理提供新的思路。

1 模型的建立

1.1 假設條件

假設熱風由O2，N2以及H2O 組成，并且還原氣與熱風充分混合；還原氣中的烷烴在風口鼻子區(qū)燃燒為CO和H2；水煤氣反應、碳的溶解損失反應以及煤粉和焦炭的燃燒反應同時進行[23]?；谝陨霞僭O，模型考慮的主要化學反應如下：

1.2 模型的計算

1.2.1 爐腹煤氣的組成

爐腹煤氣最終成分為CO，H2以及N2，其流量的計算公式如下，

式中：Vbosh，VCO，VH2以及VN2分別為爐腹煤氣及其組分CO，H2以及N2的流量，m3/min；w(O)b，w(H)b以及w(N)b分別為鼓風中O，H以及N的流量，kg/min；w(O)r，w(H)r以及w(N)r分別為還原 氣 中O，H以及N 的 流 量，kg/min；w(O)c，w(H)c以及w(N)c分別為煤粉中O，H以及N的流量，kg/min；MO，MH以及MN分別為O，H以及N的摩爾質量，g/mol。

1.2.2 回旋區(qū)形狀

為了研究影響回旋區(qū)的因素，張立國等[24]結合現(xiàn)場數(shù)據(jù)，以羽田野道春等[25]提出的公式為基礎，得到了與生產實際高度耦合的計算公式。為了便于計算，本文對原公式進行了部分變換，具體如下：

式中：Pf為滲透因子；ρ0為爐腹煤氣密度，kg/m3；ρs為焦炭真密度，kg/m3；Dp為風口焦炭粒徑，m；Qv為風口鼻子區(qū)氣體流量，m3/min；Nt為風口數(shù)，個；Dt為風口直徑，m；TRAFT為理論燃燒溫度，K；Pb為鼓風壓力，kPa；Dr，Wr和Hr分別為回旋區(qū)深度、寬度以及高度，m；Vr為回旋區(qū)體積，m3。

回旋區(qū)的形狀變化會影響初始煤氣流的合理分布。為了解決這一問題，引入?yún)?shù)，即回旋區(qū)面積與爐缸面積之比R[26]：

式中：Dh為爐缸直徑，m。

實測數(shù)據(jù)表明，當爐缸直徑為11.6 m 時，回旋區(qū)深度為1.45 m，R為0.438[26]。本研究爐缸直徑為11.5 m，無熱解氣噴吹時，模型計算的回旋區(qū)深度為1.45 m，R為0.441，與實測數(shù)據(jù)高度吻合。

在計算過程中，可保持還原氣噴吹前后的面積比R一致，實現(xiàn)形狀補償。由式(15)可知，調整面積比R就是調整回旋區(qū)深度Dr。由式(10)和(11)可知，ρ0，Qv以及TRAFT為計算結果，無法調整；ρs和Dp是與焦炭相關的物性參數(shù)，影響爐內的透氣透液性，不容易調整。因此，可通過調整風口數(shù)、風口直徑或者風壓來調整Dr。

由式(10)和(11)推導得到風口數(shù)、風口直徑以及風壓的計算公式，具體如下，

1.2.3 計算步驟

圖1 高爐風口噴吹還原氣的模擬流程圖Fig.1 Simulation flowchart of injecting reducing gas into blast furnace through tuyere

2 計算條件

模擬高爐的有效容積為2 580 m3，爐缸直徑為11.5 m，風口直徑為0.12 m，風口數(shù)為30個，風溫為1 150 ℃，風壓為303.9 kPa，風量為4 119 m3/min，鼓風濕度為2.3 g/m3，富氧率為3.0%。焦炭的固定碳質量分數(shù)為85.83%，灰分為13.12%，真密度為 650 kg/m3，風口焦粒徑為0.015 5 m。煤粉中C，H，N，O 以及灰分的質量分數(shù)分別為81.54%，4.22%，1.61%，3.72% 以及8.91%，噴吹量為 9.0 kg/s，噴吹溫度為25 ℃。氫氣、焦爐煤氣、天然氣以及廢輪胎熱解氣的低位發(fā)熱值分別為10.79，17.65，35.17以及56.55 MJ/m3。還原氣的具體成分見表1，其噴吹溫度為25 ℃，噴吹量分別為0，1.5，3.0，4.5 以及6.0 m3/s，無還原氣噴吹的基準操作(Base)的理論燃燒溫度為2 198.47 ℃，爐腹煤氣流量為5 409.95 m3/min。

表1 還原氣的化學成分(體積分數(shù))Table 1 Chemical compositions of reducing gases(volume fraction) %

3 結果與討論

3.1 熱補償前噴吹還原氣對回旋區(qū)的影響

在保持風口參數(shù)、鼓風及燃料條件不變的前提下，將還原氣通過風口直接噴入高爐，計算分析回旋區(qū)各項指標的變化。圖2所示為熱補償前理論燃燒溫度、爐腹煤氣量以及回旋區(qū)體積隨還原氣噴吹量的變化趨勢。由圖2可見：隨著還原氣噴吹量增加，理論燃燒溫度均呈下降趨勢，而爐腹煤氣量和回旋區(qū)體積均呈上升的趨勢，其中，變化幅度由大到小依次為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣。

圖2 熱補償前噴吹還原氣對回旋區(qū)狀況的影響Fig.2 Impact of reducing gas injection on raceway state before thermal compensation

理論燃燒溫度下降的主要原因如下：

1) 還原氣常溫入爐，帶來的顯熱較少；

2) 烷烴分解消耗了自身不完全燃燒所產生的大量熱量；

3) 烷烴燃燒消耗了大量氧，在沒有其他氧來源的情況下，用于焦炭燃燒的氧大幅降低。

由于廢輪胎熱解氣含有較大比例的高分子烷烴，所以，理論燃燒溫度降幅最大，而H2能影響理論燃燒溫度的僅僅是顯熱，所以，降幅也最小。同樣，廢輪胎熱解氣含有的烷烴在回旋區(qū)產生了大量還原氣，促使爐腹煤氣量的增幅最大，而其他幾種氣體中，CH4含量由高到低依次為天然氣、焦爐煤氣以及氫氣，所以，爐腹煤氣量也依次遞減。

回旋區(qū)體積的變化歸因于風口鼻子區(qū)氣體流量的大幅增加。由式(10)可知，在ρs，Dp，Nt，Pb以及Dt一定的前提下，Pf與ρ0，以及TRAFT成正比，而Vr與成正比，這些因素的綜合作用促使不同還原氣的回旋區(qū)體積呈現(xiàn)不同的增幅。因此，還原氣中大分子烷烴所占比例能夠顯著影響回旋區(qū)理論燃燒溫度、爐腹煤氣量以及回旋區(qū)體積。

3.2 熱補償后噴吹還原氣對回旋區(qū)的影響

熱補償前，回旋區(qū)熱制度的變化會影響高爐的穩(wěn)定順行，有必要采取熱補償措施，保證還原氣噴吹前后的理論燃燒溫度和爐腹煤氣量不變。在此前提下，本研究通過調整鼓風參數(shù)進行熱補償，即提高風溫或者加大富氧，同時降低風量。

3.2.1 提高風溫

一般情況下，受到熱風爐拱頂承受能力的限制，風溫不超過1 350 ℃。因此，以1 350 ℃作為風溫調節(jié)的最高溫度，利用回旋區(qū)模型計算最大還原氣噴吹量和對應的風量；為了便于比較，計算每噴吹1 m3/s還原氣后的爐腹煤氣體積分數(shù)、焦炭質量流量、回旋區(qū)尺寸以及R。

表2所示為最高風溫下不同還原氣的適宜噴吹量和對應的風量。由表2 可知：當風溫為1 350 ℃時，廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣的適宜噴吹量依次增加，而對應的風量則依次降低。前者主要歸因于噴吹不同還原氣，理論燃燒溫度的降低幅度不同，單位流量溫降越大，適宜的噴吹量就越少。還原氣的噴吹量每增加1 m3/s，廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣需要補償?shù)娘L溫分別為135.14，114.94，59.00 以及35.40 ℃，對應的風量分別降低124.98，96.24，62.18以及48.24 m3/min。

表2 最高風溫下還原氣的適宜噴吹量和對應的風量Table 2 Appropriate injection rate of reducing gas and corresponding blast rate under maximum blast temperature

圖3所示為風溫補償后單位還原氣噴吹量對爐腹煤氣中各組分體積分數(shù)的影響。由圖3可知：與無還原氣噴吹操作相比，各噴吹方案爐腹煤氣中氫氣和還原氣的總體積分數(shù)均有所增加，而CO的體積分數(shù)均降低。每增加1 m3/s 的還原氣噴吹量，廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣噴吹操作的H2體積分數(shù)分別增加約2.66%，2.15%，1.27%以及1.11%，CO 的體積分數(shù)分別降低約0.91%，0.82%，0.44%以及0.44%，還原氣的總體積分數(shù)分別增加約1.75%，1.33%，0.83%以及0.67%。

圖3 單位還原氣噴吹量對爐腹煤氣中各組分體積分數(shù)的影響Fig.3 Impact of unit reducing gas injection rate on volume fraction of various components in bosh gas

圖4所示為風溫補償后單位還原氣噴吹量對回旋區(qū)參與反應的焦炭質量流量的影響。由圖4 可知：與無還原氣噴吹操作相比，各噴吹方案焦炭的流量均不同程度下降。每增加1 m3/s的還原氣噴吹量，廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣噴吹操作的焦炭流量分別降低約1.71，1.08，0.46以及0.24 kg/s。焦炭流量的變化除了受風溫的影響外，還與剩余氧量有關，經過還原氣與氧燃燒反應后，剩余氧量由大到小的順序為噴吹氫氣、焦爐煤氣、天然氣以及廢輪胎熱解氣。

圖4 單位還原氣噴吹量對回旋區(qū)焦炭質量流量的影響Fig.4 Impact of unit reducing gas injection rate on the mass flow rate of coke in raceway

圖5所示為風溫補償后單位還原氣噴吹量對回旋區(qū)形狀和R的影響。由圖5可知：回旋區(qū)的尺寸(深度、高度和寬度)、體積以及R的變化趨勢是一致的。與無還原氣噴吹相比，噴吹廢輪胎熱解氣和天然氣后，回旋區(qū)尺寸、體積以及R均不同程度增加，而噴吹焦爐煤氣和氫氣后，這些指標均不同程度降低。噴吹單位流量還原氣后，回旋區(qū)體積由大到小的順序為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣。表3所示為適宜還原氣噴吹量對風口鼻子區(qū)氣體流量和爐腹煤氣密度的影響。基于表3，由式(10)計算可知，滲透因子由大到小的順序為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣，這與回旋區(qū)體積的降序完全一致。

圖5 單位還原氣噴吹量對回旋區(qū)形狀及R的影響Fig.5 Impact of unit reducing gas injection rate on the shape of raceway and R

表3 還原氣噴吹對鼻子區(qū)氣體流量和爐腹煤氣密度的影響Table 3 Impact of reducing gas injection on volume of gas in nose area and density of bosh gas

3.2.2 加大富氧

圖6所示為熱補償后富氧率和風量隨還原氣噴吹量的變化趨勢。由圖6可見：隨著還原氣噴吹量增加，富氧率均逐漸增加，而風量則相應降低。每增加1 m3/s還原氣噴吹量，廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣噴吹操作的富氧率分別平均增加約3.18%，2.51%，1.14%以及0.64%，而風量分別平均降低約199.58，159.85，94.57 以及67.39 m3/min。比較而言，噴吹氫氣可最大程度地降低氧氣消耗，增加熱風的利用率。

圖6 噴吹還原氣對富氧率及對應風量的影響Fig.6 Impact of reducing gas injection on oxygen enrichment and corresponding blast rate

圖7所示為富氧補償后爐腹煤氣中各組分的體積分數(shù)隨還原氣噴吹量的變化趨勢。由圖7 可知：隨著還原氣噴吹量增加，爐腹煤氣中CO和H2的體積分數(shù)均逐漸增加，而N2的體積分數(shù)則逐漸降低。CO體積分數(shù)增加主要歸因于以下幾個方面：

1) 加大富氧操作強化了回旋區(qū)焦炭和煤粉的燃燒，增加了CO的體積分數(shù)；

2) 還原氣的成分中含有一定量的CO 和CO2，增加了CO的體積分數(shù)；

3) 還原氣中含有的烷烴參與燃燒反應，也產生了一定量的CO。

H2體積分數(shù)增加歸因于還原氣本身含有大量的氫氣或者富氫氣體。N2體積分數(shù)降低主要歸因于鼓風帶入的N2量大幅減少。

由圖7還可知：隨著還原氣噴吹量增加，爐腹煤氣中CO，H2以及還原氣(CO+H2)體積分數(shù)增幅由大到小的順序均為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣，這主要歸因于每種還原氣中含有的氫氣、烷烴以及碳氧化物的體積分數(shù)不同，參與反應產生的H2和CO體積分數(shù)也各有差異。由于爐腹煤氣量保持不變，故N2體積分數(shù)降幅由大到小的噴吹氣體方案依次為廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣。

圖7 富氧補償后噴吹還原氣對爐腹煤氣中各組分體積分數(shù)的影響Fig.7 Impact of reducing gas injection on volume fraction of various components in bosh gas after increasing oxygen enrichment

與無還原氣噴吹操作相比，每增加1 m3/s還原氣噴吹量，噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣操作的CO的體積分數(shù)分別增加1.86%，1.55%，0.77%以及0.28%，H2的體積分數(shù)分別增加2.65%，2.15%，1.26%以及1.11%，還原氣的總體積分數(shù)分別增加4.51%，3.70%，2.03%以及1.39%。可見，在焦炭的料柱骨架作用尚未取代之前，無論是從制氫成本還是從廢氣再利用角度考慮，噴吹氫氣可能并不是最好的選擇。

圖8所示為富氧補償后回旋區(qū)焦炭的質量流量隨還原氣噴吹量的變化趨勢。由圖8可知：除了噴吹廢輪胎熱解氣之外，其他操作的焦炭流量均隨著還原氣噴吹量增加而逐漸升高。每增加1 m3/s還原氣噴吹量，廢輪胎熱解氣噴吹操作的焦炭流量降低0.16 kg/s，天然氣、焦爐煤氣以及氫氣噴吹操作的焦炭流量分別增加0.25，0.21以及0.16 kg/s。

圖8 富氧補償后噴吹還原氣對焦炭質量流量的影響Fig.8 Impact of reducing gas injection on the mass flow rate of coke after increasing oxygen enrichment

焦炭的流量增加主要歸因于富氧補償加強了回旋區(qū)的燃燒，焦炭燃燒量增加。由表1可知，與其他幾種還原氣相比，廢輪胎熱解氣含有較大體積分數(shù)的高分子烷烴，這些烷烴在回旋區(qū)燃燒產生的熱效應不僅可以彌補自身熱分解耗熱和廢輪胎熱解氣常溫入爐造成的熱損失，而且有富余。因此，噴吹廢輪胎熱解氣后焦炭的質量流量下降。

圖9所示為富氧補償后回旋區(qū)形狀隨還原氣噴吹量的變化趨勢。由圖9可知：回旋區(qū)的深度、寬度、高度以及體積均隨著還原氣噴吹量增加而下降，其中下降幅度最大和最小的噴吹方案分別為天然氣和氫氣。每增加1 m3/s還原氣噴吹量，噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣的回旋區(qū)體積分別縮小2.72%，3.04%，1.97%以及1.64%。

圖9 富氧補償后噴吹還原氣對回旋區(qū)形狀的影響Fig.9 Impact of reducing gas injection on the shape of raceway after increasing oxygen enrichment

3.3 噴吹還原氣的形狀補償

表4所示為風溫補償后單位還原氣噴吹量對形狀補償參數(shù)的影響。一般風口數(shù)的取值原則為整數(shù)且為偶數(shù)，因此，在取值的時候對計算值進行了修正。由表4 可知：與無還原氣噴吹操作相比，風口數(shù)減少的噴吹氣體方案為焦爐煤氣和氫氣，風口數(shù)增加的噴吹氣體方案為天然氣以及廢輪胎熱解氣。然而，修正后的風口數(shù)將會造成R更大的波動，所以調整風口數(shù)應慎重考慮。與無還原氣噴吹操作相比，風口直徑和風壓增幅最大的噴吹氣體方案是廢輪胎熱解氣，然后是天然氣；風口直徑和風壓降幅最大的噴吹氣體方案是氫氣，然后是焦爐煤氣。

圖10 所示為富氧補償后噴吹不同還原氣對風口直徑和風壓的影響。由圖10 可知：在富氧補償條件下，隨著還原氣噴吹量增加，風口直徑逐漸縮小，風壓逐漸降低，其中，縮小/降低幅度由大到小的氣體方案依次為噴吹天然氣、廢輪胎熱解氣、焦爐煤氣以及氫氣。

圖10 富氧補償后還原氣噴吹量對形狀補償參數(shù)的影響Fig.10 Impact of reducing gas injection rate on shape compensation parameters after increasing oxygen enrichment

由上述分析可知，若回旋區(qū)面積與爐缸面積之比R減小，則可通過縮小風口直徑或降低風壓來進行形狀補償；相反，則可通過增大風口直徑或提高風壓來進行形狀補償。

4 結論

1) 熱補償前，還原氣中高分子烷烴體積分數(shù)對理論燃燒溫度、爐腹煤氣量以及回旋區(qū)體積均有顯著影響，其中，影響程度由大到小依次為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣。

2) 熱補償后，隨著還原氣噴吹量增加，風溫/富氧率增加，風量降低，爐腹煤氣中H2和還原氣的總體積分數(shù)均增加，其中，變化幅度由大到小依次為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣。

3) 焦炭流量隨風溫提高而降低，按降低幅度由大到小依次為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦爐煤氣以及氫氣；除了廢輪胎熱解氣之外，天然氣、焦爐煤氣以及氫氣噴吹方案的焦炭流量均隨富氧率增加而增加。

4) 回旋區(qū)體積隨風溫提高而增大的噴吹操作是廢輪胎熱解氣和天然氣，縮小的噴吹操作是焦爐煤氣和氫氣；回旋區(qū)體積隨富氧率增加而縮小，按縮小幅度由大到小依次為噴吹天然氣、廢輪胎熱解氣、焦爐煤氣以及氫氣。

5) 形狀補償后，風口直徑和風壓隨風溫提高而增加的噴吹操作是廢輪胎熱解氣和天然氣；風口直徑和風壓均隨富氧率增加而降低，按降低幅度由大到小依次為噴吹天然氣、廢輪胎熱解氣、焦爐煤氣以及氫氣。