高爐噴吹廢輪胎熱解氣可行性的數(shù)值比較

郭同來，儲滿生，柳政根，黃偉軍，趙爍

(1.河北工程大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，河北 邯鄲，056038；2.東北大學(xué) 軋制技術(shù)及連軋自動化國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 沈陽，110819；3.東北大學(xué) 冶金學(xué)院，遼寧 沈陽，110819)

據(jù)統(tǒng)計(jì)，2021 年底中國的汽車保有量達(dá)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(jīng)過多年的累積，庫存量愈發(fā)龐大[1]。廢輪胎具有強(qiáng)穩(wěn)定性和抗生物降解性，若處理不當(dāng)，不僅會造成資源的巨大浪費(fèi)，還會帶來環(huán)境影響和安全隱患[2]。因此，2021年國務(wù)院在《關(guān)于加快建立健全綠色低碳循環(huán)發(fā)展經(jīng)濟(jì)體系的指導(dǎo)意見》中提出了要加強(qiáng)廢舊輪胎的回收利用[3]。在眾多處理方法中，熱裂解技術(shù)被認(rèn)為是當(dāng)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(dāng)溫度，使高分子有機(jī)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?fàn)t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(guān)于高爐噴吹廢輪胎熱解氣的研究尚未見到報(bào)道，但是有大量其他相關(guān)的研究，包括高爐噴吹廢輪胎顆粒[11-12]、天然氣[13-15]、焦?fàn)t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?fàn)t煤氣以及氫氣等都是優(yōu)質(zhì)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(chǎn)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(shí)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(zhì)量平衡和焓平衡理論，建立了高爐風(fēng)口噴吹還原氣回旋區(qū)數(shù)學(xué)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?fàn)t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(zhì)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(bǔ)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(shè)條件

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

1.2 模型的計(jì)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(jì)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(fēng)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(zhì)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(jié)合現(xiàn)場數(shù)據(jù)，以羽田野道春等[25]提出的公式為基礎(chǔ)，得到了與生產(chǎn)實(shí)際高度耦合的計(jì)算公式。為了便于計(jì)算，本文對原公式進(jìn)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(fēng)口焦炭粒徑，m；Qv為風(fēng)口鼻子區(qū)氣體流量，m3/min；Nt為風(fēng)口數(shù)，個；Dt為風(fēng)口直徑，m；TRAFT為理論燃燒溫度，K；Pb為鼓風(fēng)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(shí)測數(shù)據(jù)表明，當(dāng)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(jì)算的回旋區(qū)深度為1.45 m，R為0.441，與實(shí)測數(shù)據(jù)高度吻合。

在計(jì)算過程中，可保持還原氣噴吹前后的面積比R一致，實(shí)現(xiàn)形狀補(bǔ)償。由式(15)可知，調(diào)整面積比R就是調(diào)整回旋區(qū)深度Dr。由式(10)和(11)可知，ρ0，Qv以及TRAFT為計(jì)算結(jié)果，無法調(diào)整；ρs和Dp是與焦炭相關(guān)的物性參數(shù)，影響爐內(nèi)的透氣透液性，不容易調(diào)整。因此，可通過調(diào)整風(fēng)口數(shù)、風(fēng)口直徑或者風(fēng)壓來調(diào)整Dr。

由式(10)和(11)推導(dǎo)得到風(fēng)口數(shù)、風(fēng)口直徑以及風(fēng)壓的計(jì)算公式，具體如下，

1.2.3 計(jì)算步驟

圖1 高爐風(fēng)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(jì)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(fēng)口直徑為0.12 m，風(fēng)口數(shù)為30個，風(fēng)溫為1 150 ℃，風(fēng)壓為303.9 kPa，風(fēng)量為4 119 m3/min，鼓風(fēng)濕度為2.3 g/m3，富氧率為3.0%。焦炭的固定碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)為85.83%，灰分為13.12%，真密度為 650 kg/m3，風(fēng)口焦粒徑為0.015 5 m。煤粉中C，H，N，O 以及灰分的質(zhì)量分?jǐn)?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?fàn)t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(zhǔn)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(xué)成分(體積分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical compositions of reducing gases(volume fraction) %

3 結(jié)果與討論

3.1 熱補(bǔ)償前噴吹還原氣對回旋區(qū)的影響

在保持風(fēng)口參數(shù)、鼓風(fēng)及燃料條件不變的前提下，將還原氣通過風(fēng)口直接噴入高爐，計(jì)算分析回旋區(qū)各項(xiàng)指標(biāo)的變化。圖2所示為熱補(bǔ)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?fàn)t煤氣以及氫氣。

圖2 熱補(bǔ)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(chǎn)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(chǎn)生了大量還原氣，促使?fàn)t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?fàn)t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(fēng)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(bǔ)償后噴吹還原氣對回旋區(qū)的影響

熱補(bǔ)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(bǔ)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(diào)整鼓風(fēng)參數(shù)進(jìn)行熱補(bǔ)償，即提高風(fēng)溫或者加大富氧，同時降低風(fēng)量。

3.2.1 提高風(fēng)溫

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

表2所示為最高風(fēng)溫下不同還原氣的適宜噴吹量和對應(yīng)的風(fēng)量。由表2 可知：當(dāng)風(fēng)溫為1 350 ℃時，廢輪胎熱解氣、天然氣、焦?fàn)t煤氣以及氫氣的適宜噴吹量依次增加，而對應(yīng)的風(fēng)量則依次降低。前者主要?dú)w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?fàn)t煤氣以及氫氣需要補(bǔ)償?shù)娘L(fēng)溫分別為135.14，114.94，59.00 以及35.40 ℃，對應(yīng)的風(fēng)量分別降低124.98，96.24，62.18以及48.24 m3/min。

表2 最高風(fēng)溫下還原氣的適宜噴吹量和對應(yīng)的風(fēng)量Table 2 Appropriate injection rate of reducing gas and corresponding blast rate under maximum blast temperature

圖3所示為風(fēng)溫補(bǔ)償后單位還原氣噴吹量對爐腹煤氣中各組分體積分?jǐn)?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?jǐn)?shù)均有所增加，而CO的體積分?jǐn)?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?fàn)t煤氣以及氫氣噴吹操作的H2體積分?jǐn)?shù)分別增加約2.66%，2.15%，1.27%以及1.11%，CO 的體積分?jǐn)?shù)分別降低約0.91%，0.82%，0.44%以及0.44%，還原氣的總體積分?jǐn)?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?jǐn)?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(fēng)溫補(bǔ)償后單位還原氣噴吹量對回旋區(qū)參與反應(yīng)的焦炭質(zhì)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?fàn)t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(fēng)溫的影響外，還與剩余氧量有關(guān)，經(jīng)過還原氣與氧燃燒反應(yīng)后，剩余氧量由大到小的順序?yàn)閲姶禋錃狻⒔範(fàn)t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(zhì)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(fēng)溫補(bǔ)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?fàn)t煤氣和氫氣后，這些指標(biāo)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?yàn)閲姶祻U輪胎熱解氣、天然氣、焦?fàn)t煤氣以及氫氣。表3所示為適宜還原氣噴吹量對風(fēng)口鼻子區(qū)氣體流量和爐腹煤氣密度的影響?；诒?，由式(10)計(jì)算可知，滲透因子由大到小的順序?yàn)閲姶祻U輪胎熱解氣、天然氣、焦?fàn)t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(bǔ)償后富氧率和風(fēng)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(fēng)量則相應(yīng)降低。每增加1 m3/s還原氣噴吹量，廢輪胎熱解氣、天然氣、焦?fàn)t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(fēng)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(fēng)的利用率。

圖6 噴吹還原氣對富氧率及對應(yīng)風(fēng)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(bǔ)償后爐腹煤氣中各組分的體積分?jǐn)?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?jǐn)?shù)均逐漸增加，而N2的體積分?jǐn)?shù)則逐漸降低。CO體積分?jǐn)?shù)增加主要?dú)w因于以下幾個方面：

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

3) 還原氣中含有的烷烴參與燃燒反應(yīng)，也產(chǎn)生了一定量的CO。

H2體積分?jǐn)?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?jǐn)?shù)降低主要?dú)w因于鼓風(fēng)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?jǐn)?shù)增幅由大到小的順序均為噴吹廢輪胎熱解氣、天然氣、焦?fàn)t煤氣以及氫氣，這主要?dú)w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?jǐn)?shù)不同，參與反應(yīng)產(chǎn)生的H2和CO體積分?jǐn)?shù)也各有差異。由于爐腹煤氣量保持不變，故N2體積分?jǐn)?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?fàn)t煤氣以及氫氣。

圖7 富氧補(bǔ)償后噴吹還原氣對爐腹煤氣中各組分體積分?jǐn)?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?fàn)t煤氣以及氫氣操作的CO的體積分?jǐn)?shù)分別增加1.86%，1.55%，0.77%以及0.28%，H2的體積分?jǐn)?shù)分別增加2.65%，2.15%，1.26%以及1.11%，還原氣的總體積分?jǐn)?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(bǔ)償后回旋區(qū)焦炭的質(zhì)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?fàn)t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(bǔ)償后噴吹還原氣對焦炭質(zhì)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?dú)w因于富氧補(bǔ)償加強(qiáng)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?jǐn)?shù)的高分子烷烴，這些烷烴在回旋區(qū)燃燒產(chǎn)生的熱效應(yīng)不僅可以彌補(bǔ)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(zhì)量流量下降。

圖9所示為富氧補(bǔ)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?fàn)t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(bǔ)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(bǔ)償

表4所示為風(fēng)溫補(bǔ)償后單位還原氣噴吹量對形狀補(bǔ)償參數(shù)的影響。一般風(fēng)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?qū)τ?jì)算值進(jìn)行了修正。由表4 可知：與無還原氣噴吹操作相比，風(fēng)口數(shù)減少的噴吹氣體方案為焦?fàn)t煤氣和氫氣，風(fēng)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(fēng)口數(shù)將會造成R更大的波動，所以調(diào)整風(fēng)口數(shù)應(yīng)慎重考慮。與無還原氣噴吹操作相比，風(fēng)口直徑和風(fēng)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(fēng)口直徑和風(fēng)壓降幅最大的噴吹氣體方案是氫氣，然后是焦?fàn)t煤氣。

圖10 所示為富氧補(bǔ)償后噴吹不同還原氣對風(fēng)口直徑和風(fēng)壓的影響。由圖10 可知：在富氧補(bǔ)償條件下，隨著還原氣噴吹量增加，風(fēng)口直徑逐漸縮小，風(fēng)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?fàn)t煤氣以及氫氣。

圖10 富氧補(bǔ)償后還原氣噴吹量對形狀補(bǔ)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(fēng)口直徑或降低風(fēng)壓來進(jìn)行形狀補(bǔ)償；相反，則可通過增大風(fēng)口直徑或提高風(fēng)壓來進(jìn)行形狀補(bǔ)償。

4 結(jié)論

1) 熱補(bǔ)償前，還原氣中高分子烷烴體積分?jǐn)?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?fàn)t煤氣以及氫氣。

2) 熱補(bǔ)償后，隨著還原氣噴吹量增加，風(fēng)溫/富氧率增加，風(fēng)量降低，爐腹煤氣中H2和還原氣的總體積分?jǐn)?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?fàn)t煤氣以及氫氣。

3) 焦炭流量隨風(fēng)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?fàn)t煤氣以及氫氣；除了廢輪胎熱解氣之外，天然氣、焦?fàn)t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(fēng)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?fàn)t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?fàn)t煤氣以及氫氣。

5) 形狀補(bǔ)償后，風(fēng)口直徑和風(fēng)壓隨風(fēng)溫提高而增加的噴吹操作是廢輪胎熱解氣和天然氣；風(fēng)口直徑和風(fēng)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?fàn)t煤氣以及氫氣。