何江永 鄒 沖 趙俊學(xué) 任萌萌 李 璽 俞 楠

(西安建筑科技大學(xué)冶金工程學(xué)院，710055 西安)

0 引 言

在碳中和、碳達(dá)峰的大背景下，以中低溫?zé)峤饧夹g(shù)為核心的低階煤梯級分質(zhì)利用技術(shù)可將低階煤轉(zhuǎn)化為煤氣、焦油和蘭炭三種能源形式，是實現(xiàn)低階煤清潔、高效、多層次轉(zhuǎn)化利用的重要途徑。蘭炭作為低階煤熱解終端的主要固體產(chǎn)物，目前全國產(chǎn)能已達(dá)1.2億t。由于高爐噴吹煤粉的需求量巨大，僅一年噴煤需求量就超過1億t，同時高爐噴吹用優(yōu)質(zhì)無煙煤資源短缺、價格高昂，較多的學(xué)者和企業(yè)進(jìn)行了高爐噴吹蘭炭的研究和實踐[1-3]。蘭炭除具有固定碳含量高、揮發(fā)分含量低、發(fā)熱量高的特點外，還具有灰分含量低及有害元素S，P含量富集少等優(yōu)點。然而，研究[4-5]發(fā)現(xiàn)與噴吹煤粉相比，蘭炭在用于高爐噴吹替代燃料時存在燃燒性能不足或性能波動較大的缺點，這可能導(dǎo)致爐況惡化、燃料利用率降低等問題。燃料的燃燒性能除與自身屬性有關(guān)外，燃燒的動力學(xué)環(huán)節(jié)同樣是十分重要的影響因素，研究蘭炭和噴吹煤粉等溫燃燒動力學(xué)和非等溫燃燒動力學(xué)之間的異同，對實現(xiàn)蘭炭在高爐噴吹中的應(yīng)用具有重要的指導(dǎo)意義。

熱分析(非等溫燃燒、等溫燃燒)方法被諸多研究者認(rèn)為是研究煤燃燒行為的有效方法[6-9]。非等溫燃燒能在連續(xù)升溫下監(jiān)測燃料的自發(fā)著火和后續(xù)燃燒過程；等溫燃燒具有初始燃燒溫度與高爐噴吹環(huán)境溫度接近的優(yōu)勢，因此，兩種方法均被廣泛采用[7，10]。非等溫燃燒、等溫燃燒的動力學(xué)參數(shù)對評價燃料燃燒性能至關(guān)重要，活化能表示了燃料燃燒過程中所需越過的能壘，機(jī)理函數(shù)則體現(xiàn)了燃料在不同動力學(xué)環(huán)節(jié)下的限制性環(huán)節(jié)。非等溫燃燒活化能的計算最常用的、認(rèn)可度最高的方法是等轉(zhuǎn)化率的方法，包括FOW方法、KAS方法、Starink方法[10-12]等，這些方法可以避免機(jī)理函數(shù)的選擇對活化能的計算產(chǎn)生影響。盡管采用等轉(zhuǎn)化率的方法具有特定優(yōu)勢，但是HU et al[10]采用不同等轉(zhuǎn)化率的方法計算活化能時發(fā)現(xiàn)，在活化能求取過程中，擬合直線的相關(guān)系數(shù)存在差異，采用FOW方法時相關(guān)系數(shù)最高。機(jī)理函數(shù)的計算有雙外推法[13]、Malek方法[14]、Popesuc[15]方法等，其中Malek方法可排除動力學(xué)補(bǔ)償效應(yīng)，被認(rèn)為是可靠程度高的動力學(xué)分析方法。等溫燃燒動力學(xué)參數(shù)的求取主要采用模式配合法，需要對可能的機(jī)理函數(shù)進(jìn)行逐一嘗試，在得到機(jī)理函數(shù)表達(dá)式之后進(jìn)一步對活化能進(jìn)行求解。盡管針對非等溫/等溫燃燒的動力學(xué)計算的應(yīng)用較為成熟廣泛，但由于不同的方法求得的反應(yīng)機(jī)理和動力學(xué)參數(shù)相差較大，至今還沒有形成完整可靠的求取蘭炭和噴吹煤粉燃燒各階段動力學(xué)模型的方法，也缺乏兩種條件下動力學(xué)參數(shù)和機(jī)理模型的比較研究，尤其是在以蘭炭代替噴吹煤粉過程中，兩種方法下的動力學(xué)求取結(jié)果是否有可比性目前尚無相關(guān)報道。因此，有必要對蘭炭和高爐噴吹煤粉燃燒的燃燒特性及動力學(xué)機(jī)理作深入的解析研究，明確蘭炭和噴吹煤粉動態(tài)燃燒特性及機(jī)理的差異性。

本研究首先采用熱分析儀對蘭炭和噴吹煤粉在非等溫/等溫燃燒條件下的燃燒特性進(jìn)行了分析；其次，利用等轉(zhuǎn)化率的FOW方法對非等溫燃燒的活化能進(jìn)行了求解，并進(jìn)一步采用Malek方法對非等溫燃燒過程的機(jī)理模型進(jìn)行了解析；再次，對等溫燃燒的動力學(xué)參數(shù)采用模式配合的方法進(jìn)行了求解；最后，對樣品非等溫/等溫燃燒特性、動力學(xué)參數(shù)(機(jī)理函數(shù)模型、活化能)之間的差異進(jìn)行了對比分析。

1 實驗部分

1.1 實驗原料

實驗所用兩種蘭炭取自一家高爐噴煤制粉車間，兩種噴吹煤粉取自兩家煉鐵廠制粉車間，所選取的四種樣品的D50分別為：Char 1#168.64 μm，Char 2#17.58 μm，Coal 1#23.85 μm，Coal 2#41.09 μm；對應(yīng)樣品的工業(yè)分析和元素分析見表1。樣品使用前利用烘箱在105 ℃條件下對其進(jìn)行4 h烘干處理。由表1可知，就揮發(fā)分和固定碳而言，Char 1#和Coal 1#接近，Char 2#和Coal 2#接近。

表1 樣品的工業(yè)分析和元素分析Table 1 Proximate and ultimate analyses of samples

1.2 燃料燃燒性能表征方法

樣品非等溫/等溫燃燒均在熱分析儀(SETSYS Evolution，F(xiàn)rance，SETARAM)上進(jìn)行。

非等溫燃燒：將(10±0.1) mg樣品置于φ3 mm×5 mm的石英坩堝中，并置于熱分析儀的加熱爐腔中，在50 mL/min的空氣氣氛下分別以5 ℃/min，10 ℃/min，20 ℃/min的升溫速率升溫至確保樣品能燃盡的終止溫度900 ℃。為了消除爐腔內(nèi)氣體流動對結(jié)果的影響，在室溫下靜置保溫10 min，隨后開始實驗。樣品燃燒反應(yīng)性借助燃燒特征參數(shù)進(jìn)行評價，采用TG-DTG法獲??；燃燒特征參數(shù)包括著火溫度(θi)、燃盡溫度(θf)、燃燒過程失重量達(dá)到98%時的溫度、最大燃燒速率對應(yīng)的溫度(θm)、可燃性指數(shù)(C)和燃盡指數(shù)(Df)。

可燃性指數(shù)(C)表征著火后繼續(xù)燃燒特性，值越大，樣品的可燃性越好。

(1)

燃盡指數(shù)(Df)表征燃料燃盡特性，值越大，表示燃盡性能越好。

(2)

式中：(dw/dt)max為最大燃燒速率，tm和tf分別為θm和θf所對應(yīng)的時間。

等溫燃燒：樣品的用量及坩堝類型與非等溫燃燒實驗時一致，二者顯著的區(qū)別在于等溫燃燒在坩堝置于加熱爐腔后需借助真空泵將爐腔抽成完全真空的狀態(tài)，而后通入高純氬氣，其目的是保護(hù)爐料在達(dá)到預(yù)設(shè)溫度之前不被氧化，隨后在氬氣氣氛下以50 ℃/min的升溫速率迅速達(dá)到預(yù)設(shè)溫度1 000 ℃，1 100 ℃，1 200 ℃，并保溫10 min以確保爐溫和樣溫同步，保溫結(jié)束后切換成50 mL/min空氣氣氛進(jìn)行燃燒實驗，等溫燃燒反應(yīng)特性用反應(yīng)性指數(shù)RS(RS=0.5/t0.5)來評價，其中t0.5表示轉(zhuǎn)化率達(dá)到50%時對應(yīng)的時間；RS值越大，表示其反應(yīng)性越好。

1.3 動力學(xué)計算及模型的建立

非等溫燃燒反應(yīng)的動力學(xué)方程可表示為：

(3)

(4)

式中：A為指前因子，s-1；Ea為活化能，kJ/mol；R為氣體摩爾常數(shù)，R=8.314 J/(mol·K)；f(α)為機(jī)理函數(shù)；T為反應(yīng)溫度，K；α為轉(zhuǎn)化率(其中m0為初始質(zhì)量，g；mt為反應(yīng)至t時的質(zhì)量，g；m∞為反應(yīng)結(jié)束時的質(zhì)量，g)。

本研究中非等溫燃燒活化能的計算選取等轉(zhuǎn)化率的FOW方法[10，16]，表達(dá)式為：

(5)

式中：β為升溫速率，K/min；Ea為活化能，kJ/mol；R為氣體摩爾常數(shù)，R=8.314 J/(mol·K)；A為指前因子，s-1；G(α)為機(jī)理函數(shù)；Tα為轉(zhuǎn)化率為α?xí)r對應(yīng)的溫度，K。

非等溫燃燒過程的機(jī)理函數(shù)通過Malek方法確定，Malek方法的最大優(yōu)勢在于排除了模式函數(shù)和動力學(xué)補(bǔ)償效應(yīng)的影響，使得所求機(jī)理函數(shù)的可靠程度更高，同時可避免常規(guī)分析中機(jī)理函數(shù)一一嘗試的繁瑣步驟，極大地減少動力學(xué)機(jī)理函數(shù)求取過程中的工作量。具體的確定方法是將實驗曲線y(α)與標(biāo)準(zhǔn)曲線對應(yīng)的y(α)作對比，初步確定可能的機(jī)理函數(shù)；隨后將實驗曲線Z(α)與標(biāo)準(zhǔn)曲線對應(yīng)的Z(α)進(jìn)行對比驗證，從而得到最終所求機(jī)理函數(shù)。

等溫燃燒反應(yīng)的動力學(xué)方程可表示為：

(6)

采取模式配合法將速率常數(shù)和機(jī)理函數(shù)分離，進(jìn)一步通過兩步配合來獲取所需動力學(xué)三因子。首先，在一條等溫的α-t曲線上選取一組α，t代入用來嘗試的G(α)中，G(α)-t圖為一條直線，斜率為K，選取能令直線最佳的G(α)作為最終確定的機(jī)理函數(shù)；隨后用類似的方法確定不同溫度下的K值，由lnK=-E/RT+lnA可知，作圖lnK-1/T可得一條直線，由其斜率可獲得E值。

表2所示為氣-固等溫燃燒、非等溫燃燒過程中可能發(fā)生的動力學(xué)機(jī)理模型[17]，包括擴(kuò)散、反應(yīng)級數(shù)、化學(xué)反應(yīng)、收縮核模型和隨機(jī)核模型等。

表2 典型動力學(xué)機(jī)理函數(shù)Table 2 Typical kinetic mechanism functions

2 結(jié)果與討論

2.1 非等溫燃燒特性分析

樣品在不同升溫速率下的轉(zhuǎn)化率和轉(zhuǎn)化速率的變化如圖1所示，燃燒特征參數(shù)見表3。由圖1可知，隨著升溫速率的加快，樣品燃燒的熱滯后效應(yīng)越來越明顯，因此使得燃燒溫度區(qū)間變寬。結(jié)合不同升溫速率下達(dá)到最大反應(yīng)速率時對應(yīng)的轉(zhuǎn)化率可知，兩種蘭炭在升溫速率為10 ℃/min時達(dá)到最大反應(yīng)速率，此時對應(yīng)的轉(zhuǎn)化率最高；煤粉則在升溫速率為5 ℃/min時達(dá)到最大反應(yīng)速率，此時對應(yīng)的轉(zhuǎn)化率最高，且隨著升溫速率的升高，達(dá)到最大反應(yīng)速率時對應(yīng)的轉(zhuǎn)化率降低。這一結(jié)果表明煤粉在低升溫速率下更容易快速燃燒轉(zhuǎn)化，蘭炭則可以在相對較高的升溫速率下達(dá)到快速燃燒轉(zhuǎn)化的目的。

由表3可知，不同樣品燃燒特征參數(shù)存在較大的差異，以較具代表性的著火溫度作為主要的研究指標(biāo)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)對于同一樣品，著火溫度隨著升溫速率的升高逐漸升高，主要是由于升溫速率加快使得熱量傳輸存在滯后性以及氧氣分子的擴(kuò)散不充分。在相同升溫速率下，蘭炭的燃燒特征參數(shù)并未表現(xiàn)顯著區(qū)別于噴吹煤粉的特殊屬性，揮發(fā)分含量接近且較高的Char 1#和Coal 1#的著火溫度較低，其中揮發(fā)分含量高的Coal 1#的著火溫度更低；揮發(fā)分含量低且接近的Char 2#和Coal 2#的著火溫度較高，其中揮發(fā)分含量低的Char 2#的著火溫度較低；這一現(xiàn)象表明揮發(fā)分必須達(dá)到一定含量才對著火溫度具有明顯的促進(jìn)作用。

圖1 樣品非等溫燃燒轉(zhuǎn)化率-轉(zhuǎn)化速率曲線Fig.1 Non-isothermal combustion conversion-conversion rate curves of samplesa—Char 1#；b—Char 2#；c—Coal 1#；d—Coal 2#

2.2 非等溫燃燒動力學(xué)分析

圖2所示為樣品在不同轉(zhuǎn)化率時的擬合直線，各轉(zhuǎn)化率對應(yīng)的活化能見表4。由圖2可知，樣品擬合直線的斜率隨轉(zhuǎn)化率的增大呈現(xiàn)出減小的變化趨勢。由表4可知，活化能隨轉(zhuǎn)化率的提高呈現(xiàn)出降低的趨勢，這一變化趨勢與HU et al[10，18]通過三種方法(FWO方法、KAS方法和Starink方法)得出的結(jié)論相一致；然而相關(guān)系數(shù)卻與其存在一定的差異，主要的原因可能是煤中揮發(fā)分的存在使得燃料的燃燒更為復(fù)雜多變，如WANG et al[11]在作相關(guān)研究時發(fā)現(xiàn)，高揮發(fā)分含量的煤種非等溫燃燒動力學(xué)參數(shù)擬合計算過程中，相關(guān)系數(shù)的區(qū)間為0.961～0.993，與本研究中相關(guān)系數(shù)區(qū)間較為一致。

表3 不同升溫速率下燃燒特征參數(shù)Table 3 Combustion characteristic parameters at different heating rates

圖2 非等溫燃燒動力學(xué)模型擬合曲線Fig.2 Fitting curves of non-isothermal combustion kinetic modela—Char 1#；b—Char 2#；c—Coal 1#；d—Coal 2#

此外，就活化能均值而言，蘭炭的燃燒更容易進(jìn)行。

通過Malek方法得到的蘭炭和噴吹煤粉的燃燒機(jī)理如圖3所示。由圖3可知，Char 1#和Coal 2#對應(yīng)的燃燒機(jī)理符合n=1/4的反應(yīng)級數(shù)；Char 2#的動態(tài)燃燒符合界面化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模型；Coal 1#由于自身為混煤，因此不同轉(zhuǎn)化時期的機(jī)理函數(shù)存在差異，在轉(zhuǎn)化前期與Char 2#機(jī)理模型一致，在轉(zhuǎn)化后期則符合二維擴(kuò)散的機(jī)理模型。這一結(jié)果表明盡管非等溫動態(tài)燃燒機(jī)理函數(shù)形式多變，但是高爐噴吹蘭炭和煤粉的燃燒機(jī)理存在共性。對蘭炭和煤粉分別進(jìn)行分析可知，兩種蘭炭和兩種噴吹煤粉在相同燃燒條件下的動力學(xué)機(jī)理各不相同，這一結(jié)果說明了非等溫燃燒過程中機(jī)理函數(shù)的復(fù)雜屬性。

圖3 標(biāo)準(zhǔn)曲線y(α)和Z(α)與實驗曲線Fig.3 Experimental and theoretical y(α) and Z(α) master plots for combustion of samples

2.3 等溫燃燒特性分析

圖4所示為樣品分別在設(shè)定溫度為1 000 ℃，1 100 ℃，1 200 ℃下的α-dα/dt曲線，表5所示為樣品等溫燃燒反應(yīng)性指數(shù)。由圖4可知，隨著預(yù)設(shè)溫度的升高，樣品燃燒的轉(zhuǎn)化率曲線左移，dα/dt峰值增大，這主要是由于高溫使得處于激發(fā)態(tài)的活化分子數(shù)量增加的同時分子的不規(guī)則運動加劇，二者均有利于反應(yīng)的正向快速進(jìn)行。對dα/dt曲線進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)在轉(zhuǎn)化率逐漸增大的過程中，dα/dt曲線的峰型與冪函數(shù)y=x0.5的形狀較為一致，反應(yīng)速率增加幅度隨轉(zhuǎn)化率的升高逐漸變緩，造成這一現(xiàn)象的原因可能是：等溫燃燒過程中，氣體的擴(kuò)散是主要的限制性環(huán)節(jié)，在氣體切換初期，由于活化分子數(shù)量多，在接觸氧氣時可迅速發(fā)生反應(yīng)；然而由于顆粒表面和中心存在邊界問題，隨著反應(yīng)的進(jìn)行，顆粒中心包裹的灰層厚度不斷增加，使得灰層對氣體擴(kuò)散到達(dá)反應(yīng)界面的阻力不斷增大，因此，反應(yīng)速率呈現(xiàn)出緩慢增加的趨勢，甚至有樣品在反應(yīng)末端出現(xiàn)略微降低的變化。

表4 非等溫燃燒過程中不同轉(zhuǎn)化率對應(yīng)的活化能及均值Table 4 Activation energies obtained by TG data at different conversions

由表5可知，隨著溫度的升高，不同樣品的反應(yīng)性指數(shù)均增大，這表明高溫有利于樣品燃燒反應(yīng)的快速進(jìn)行，造成這一現(xiàn)象的主要原因是：高溫使得活化分子的數(shù)量增加，同時活化分子的不規(guī)則運動加劇。此外，就相同溫度下不同樣品反應(yīng)性指數(shù)而言，蘭炭的反應(yīng)性優(yōu)于煤粉的反應(yīng)性。

圖4 樣品等溫燃燒轉(zhuǎn)化率-轉(zhuǎn)化速率曲線Fig.4 Isothermal combustion conversion-conversion rate curves of samplesa—Char 1#；b—Char 2#；c—Coal 1#；d—Coal 2#

表5 不同燃燒溫度下樣品的燃燒反應(yīng)性指數(shù)Table 5 Reactivity indexes of samples at different combustion temperatures

2.4 等溫燃燒動力學(xué)分析

圖5 樣品等溫燃燒實驗曲線與標(biāo)準(zhǔn)機(jī)理函數(shù)曲線Fig.5 Isothermal combustion experimental curves of samples and standard mechanism function curvesa—Char 1#；b—Char 2#；c—Coal 1#；d—Coal 2#

圖6 樣品等溫燃燒動力學(xué)模型擬合曲線Fig.6 Fitting curves of isothermal combustion kinetic models of samplesa—Char 1#；b—Char 2#；c—Coal 1#；d—Coal 2#

表6 等溫燃燒不同機(jī)理函數(shù)對應(yīng)的活化能Table 6 Activation energies corresponding to different mechanism functions of isothermal combustion

2.5 非等溫燃燒與等溫燃燒動力學(xué)差異分析

圖7所示為非等溫燃燒條件下不同轉(zhuǎn)化率對應(yīng)的活化能以及采用不同機(jī)理函數(shù)對應(yīng)的等溫燃燒的活化能。由圖7可知，在非等溫燃燒條件下，隨著轉(zhuǎn)化率的升高，活化能逐漸降低，并趨于穩(wěn)定，各轉(zhuǎn)化過程的活化能均大于等溫燃燒條件下采用不同機(jī)理函數(shù)得到的活化能值，WANG et al[11]在研究等溫燃燒活化能和非等溫燃燒活化能的差異時得到了與此一致的結(jié)論，這表明就活化能而言，等溫燃燒過程更容易進(jìn)行。造成這一現(xiàn)象的原因主要包括兩個方面：一是以化學(xué)反應(yīng)為限制性環(huán)節(jié)的反應(yīng)本身就難以進(jìn)行；二是等溫燃燒預(yù)設(shè)溫度更高，使得反應(yīng)過程中處于激發(fā)態(tài)的活化分子數(shù)量更多，分子的運動更加劇烈，有利于促使反應(yīng)正向快速進(jìn)行。

圖7 非等溫/等溫燃燒活化能Fig.7 Non-isothermal/isothermal combustion activation energya—Char 1#；b—Char 2#；c—Coal 1#；d—Coal 2#

對非等溫/等溫燃燒條件下燃燒機(jī)理進(jìn)行對比發(fā)現(xiàn)，樣品非等溫燃燒過程的機(jī)理函數(shù)表現(xiàn)復(fù)雜，等溫燃燒過程的機(jī)理函數(shù)則以擴(kuò)散為主，表現(xiàn)較為單一，推測造成等溫燃燒機(jī)理函數(shù)較為單一的主要原因是：達(dá)到預(yù)設(shè)溫度之前對樣品的高溫預(yù)處理使得樣品的均一性更好，這與文獻(xiàn)[22-25]中說法一致，影響不同樣品燃燒特性的孔隙結(jié)構(gòu)和微晶碳化學(xué)結(jié)構(gòu)在高溫?zé)崽幚磉^程中差異減小，其中孔隙結(jié)構(gòu)的發(fā)達(dá)程度減弱[22]，微晶碳化學(xué)結(jié)構(gòu)的排列則更加規(guī)則有序[23-25]。此外，觀察發(fā)現(xiàn)盡管通過數(shù)學(xué)擬合計算的方式可以將非等溫/等溫燃燒動態(tài)演變過程用數(shù)學(xué)表達(dá)式的方式描述，但是存在標(biāo)準(zhǔn)函數(shù)曲線與實驗曲線并未完全重合這一現(xiàn)象，在HU et al[10]的研究過程中同樣存在這一類似現(xiàn)象；造成這一現(xiàn)象的原因主要是煤焦屬于組成、結(jié)構(gòu)復(fù)雜多變的一類非均相物質(zhì)，然而在采用數(shù)學(xué)計算的方式求取機(jī)理函數(shù)時只能預(yù)設(shè)一特定的均相機(jī)理模型，無法將燃燒過程中所有的影響因素都考慮在內(nèi)。

通過對蘭炭和噴吹煤粉非等溫燃燒動力學(xué)和等溫燃燒動力學(xué)進(jìn)行對比分析發(fā)現(xiàn)，與實際高爐噴吹工況對比而言，采用等溫燃燒的方式存在一些不足之處，表現(xiàn)為溫度的恒定不變以及到達(dá)預(yù)設(shè)溫度前的高溫預(yù)處理脫除了殘余揮發(fā)分使得燃料開始燃燒的結(jié)構(gòu)趨于一致，無法實現(xiàn)對原始燃料燃燒狀態(tài)的準(zhǔn)確解析。非等溫燃燒的方式則與高爐噴吹實際工況存在相似性，體現(xiàn)在燃燒溫度的動態(tài)變化，同時燃料中揮發(fā)分的促進(jìn)作用也得以體現(xiàn)。與等溫燃燒的方式相比，采用非等溫燃燒的方式計算蘭炭替代噴吹煤粉燃燒動力學(xué)更為合理。此外，結(jié)合蘭炭和噴吹煤粉活化能和揮發(fā)分含量的關(guān)系可知，在滿足高爐噴吹對發(fā)熱量、火焰返回長度等指標(biāo)要求的前提下，選擇高揮發(fā)分含量的噴吹燃料有利于活化能的降低及燃燒性能的提高。

3 結(jié) 論

1) 非等溫燃燒過程中揮發(fā)分含量高的樣品的燃燒特性優(yōu)于揮發(fā)分含量低的樣品的燃燒特性；等溫燃燒由于消除了揮發(fā)分的影響，使得燃燒性能與非等溫燃燒的燃燒性能存在差異，表現(xiàn)為兩種蘭炭的燃燒性能優(yōu)于兩種噴吹煤粉的燃燒性能。

2) 非等溫燃燒活化能隨轉(zhuǎn)化率的升高而降低，等溫燃燒過程中兩種機(jī)理函數(shù)對應(yīng)的活化能接近；等溫燃燒活化能小于非等溫燃燒過程中任一轉(zhuǎn)化率對應(yīng)的活化能；就活化能而言，兩種動力學(xué)條件下均表現(xiàn)為蘭炭的燃燒特性更好。

3) 非等溫燃燒動力學(xué)機(jī)理表現(xiàn)形式復(fù)雜多樣，包括反應(yīng)級數(shù)、界面化學(xué)反應(yīng)及擴(kuò)散等機(jī)制，揮發(fā)分含量接近的蘭炭和噴吹煤粉并未呈現(xiàn)出一致的燃燒機(jī)理；等溫燃燒機(jī)理函數(shù)表現(xiàn)形式則較為單一，蘭炭和噴吹煤粉均以擴(kuò)散為主，表現(xiàn)為二維擴(kuò)散、三維擴(kuò)散。

4) 由于蘭炭、噴吹煤粉屬于組成、結(jié)構(gòu)極其復(fù)雜的非均相物質(zhì)，因此出現(xiàn)以特定模型采用數(shù)學(xué)擬合計算方式得到的機(jī)理函數(shù)曲線與實驗曲線不能完全重合的現(xiàn)象。

5) 與等溫燃燒相比，采用非等溫燃燒的方式可實現(xiàn)燃燒溫度的動態(tài)變化同時兼顧揮發(fā)分在燃燒過程中的促進(jìn)作用，與實際高爐噴吹工況存在相似性，是一種較為合理的計算蘭炭替代噴吹煤粉燃燒動力學(xué)的方式。