張志遠，鞠 睿，周恒濤，虞婷婷，陳鴻偉

(1． 河南城建學院 能源與建筑環(huán)境工程學院， 河南平頂山 467000；2． 華北電力大學 電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室， 河北保定 071003)

污泥是污水處理過程中沉降下來的黏稠絮凝體，其中含有大量的重金屬、蟲卵、病原體和有機污染物，對環(huán)境具有嚴重的危害性[1]。我國目前對污泥的處置手段以填埋為主，但隨著我國經濟的持續(xù)發(fā)展和城鎮(zhèn)化建設的推進，污泥產量與日俱增，污泥的填埋處置面臨著填埋地空間有限、填埋地利用困難以及滲濾液產生二次污染等諸多問題[2]。污泥中含有大量的有機質和可燃組分，干基熱值較高，具有能源開發(fā)和利用的價值。近年來，我國出臺了一系列相關政策，鼓勵污泥的處理與處置遵循“減量化、穩(wěn)定化、無害化、資源化”的原則。因此，對污泥開展能源化利用，不僅能解決污泥的出路問題，緩解環(huán)境壓力，還能實現(xiàn)污泥中熱值的回收利用，具有重大的現(xiàn)實意義。

目前，污泥的能源化利用技術主要有燃燒、熱解和氣化。污泥氣化技術是將污泥中的有機成分轉化為CO、H2和CH4等可燃氣體，與燃燒技術相比可以有效減少有害氣體排放量，與熱解技術相比具有更好的減容減量效果[3]。因此，污泥氣化技術作為污泥高效資源化利用的有效途徑，具有非常廣闊的應用前景。Kang等[4]在小型流化床反應器中對污泥進行了空氣氣化實驗研究，發(fā)現(xiàn)污泥最佳氣化條件為溫度取800 ℃、當量比取0.2，此時產品氣的最高產率約為44%，冷煤氣效率約為68%。Nimit等[5]在研究污泥的高溫水蒸氣氣化時發(fā)現(xiàn)，相同溫度下水蒸氣氣化要比熱解多產出25%以上的可燃氣，并且當水蒸氣與污泥中碳的物質的量比在5.62時，氣化反應可以獲得最高的熱效率和H2產率。張偉等[6]利用管式爐對比研究了污泥的CO2氣化和N2熱解過程，發(fā)現(xiàn)在較低溫度區(qū)間內(450～550 ℃)氣化和熱解的冷煤氣效率、樣品失重率及殘渣含碳量接近，當溫度超過550 ℃時氣化反應的冷煤氣效率明顯提高，當溫度超過700 ℃時氣化反應的樣品失重率顯著增大，殘渣含碳量顯著降低。然而，學者們還發(fā)現(xiàn)由于污泥熱值較低，在單獨進行污泥氣化時產生的可燃氣熱值偏低，將其與煤等高熱值燃料進行混合氣化可提高可燃氣的熱值[7]。

準東煤開采自我國新疆準東地區(qū)，具有灰分低、易于著火燃盡和燃燒穩(wěn)定性強等優(yōu)點[8]。但由于準東煤中Na元素含量較高，導致其直接燃燒利用時易出現(xiàn)沾污結渣等現(xiàn)象，給準東煤的能源化利用帶來極大不便[9]。因此，探索準東煤新的利用途徑勢在必行?；诖?，筆者利用電加熱式固定床和熱重分析儀進行了污泥與準東煤的CO2共氣化實驗研究，考察了等溫氣化過程中氣化產物隨時間的變化規(guī)律以及質量比對氣化產物的影響，分析了程序升溫氣化過程的共氣化反應規(guī)律以及共氣化協(xié)同特性，并采用Model-free Method計算了共氣化反應的活化能。該研究以期探索污泥的能源化利用和準東煤的清潔高效利用技術，為污泥與準東煤的共氣化工業(yè)化應用提供理論依據(jù)和數(shù)據(jù)基礎。

1 實驗材料和方法

1.1 實驗材料

實驗用污泥選取烏魯木齊市某污水處理廠活性污泥，將含水率較高的污泥先在95 ℃的真空干燥箱中干燥至質量無明顯變化，冷卻至室溫后進行破碎研磨，篩選出粒徑為0.10～0.15 mm的污泥粉作為實驗用樣品。實驗用煤樣選取新疆準東地區(qū)天池能源的高鈉煤，經過破碎后篩分，選取粒徑為0.10～0.15 mm的顆粒，在 95 ℃的真空干燥箱中干燥1 h后，置于干燥皿中保存。污泥和準東煤的工業(yè)分析、元素分析和發(fā)熱量分別見表1和表2。將污泥與準東煤分別按質量比10∶0、8∶2、6∶4、4∶6、2∶8和0∶10的配比充分混合。為便于討論，將各樣品分別命名為S10C0、S8C2、S6C4、S4C6、S2C8和S0C10。

表1 污泥的工業(yè)分析和元素分析

表2 準東煤的工業(yè)分析和元素分析

1.2 固定床氣化實驗

圖1給出了固定床氣化實驗系統(tǒng)。該系統(tǒng)由配氣系統(tǒng)、電加熱式固定床反應器、冷凝過濾裝置和氣體分析儀組成。反應器爐體是內徑為80 mm，長為1 000 mm的石英管，加熱區(qū)域為中心400 mm范圍。

1—配氣系統(tǒng)； 2—電加熱式固定床反應器； 3—冷凝過濾裝置；4—氣體分析儀。

實驗開始前稱取10 g 樣品，將樣品均勻平鋪在瓷舟中，并置于石英管左側冷端。通過控溫柜設置實驗溫度，并開啟配氣系統(tǒng)向電加熱式固定床反應器中通入200 mL/min的高純度N2。當電加熱式固定床反應器溫度達到900 ℃后，保持恒溫，將N2切換成體積流量為200 mL/min的高純度CO2，然后將左側冷端的瓷舟推入電加熱式固定床反應器中心加熱區(qū)域，進行等溫氣化實驗。反應產生的氣體經過冷凝過濾裝置后進入氣體分析儀中，計算機實時采集反應開始20 min內的數(shù)據(jù)。

1.3 熱重氣化實驗

熱重氣化實驗在美國TA公司Q50型熱重分析儀上進行。稱取10 mg樣品均勻平鋪于氧化鋁坩堝中，平穩(wěn)放置在鉑金吊籃上，關閉反應室，然后通入體積流量為60 mL/min的CO2吹掃熱重系統(tǒng)，持續(xù)時間為15 min，保持CO2體積流量不變，將樣品以一定的升溫速率由50 ℃升至終溫，進行熱重氣化實驗。為防止操作過程中出現(xiàn)的偶然誤差，同時進行3組平行對照實驗，以保證實驗的準確性。

1.4 共氣化動力學

為表示樣品氣化轉化程度，定義樣品的氣化轉化率α為

(1)

式中：m0為樣品初始質量，mg；m為t時刻的樣品質量，mg；ma為氣化反應結束時的樣品質量，mg。

氣化反應動力學方程遵循氣固反應的一般方程：

(2)

式中：f(α) 為反應機理函數(shù)；k為反應速率常數(shù)；t為反應時間，s。

(3)

式中：T為溫度，K；A為指前因子，s-1；E為活化能，kJ/mol；R為通用氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)。

升溫速率β可以表示為：

(4)

將式(4)代入式(3)可得：

(5)

傳統(tǒng)的單升溫速率法難以保證所選反應機理函數(shù)的合理性。因此，采用Model-free方法[10]研究氣化反應的活化能。Model-free方法是根據(jù)不同升溫速率得到的熱分析曲線對氣化反應過程進行動力學分析，可將反應機理函數(shù)進行分離，從而在不引入動力學模型函數(shù)的前提條件下得到比較可靠的活化能。

筆者用Kissinger-Akahira-Sunose (KAS)方法[11]進行活化能E的計算。KAS采用的是積分的方法，其表達式為：

(6)

在不同升溫速率下，取樣品的轉化率α范圍為 0.1～0.9，步長為 0.1，作ln(β/T2)-1/T圖，由回歸直線的斜率得到各轉化率所對應的活化能E。

2 實驗結果與討論

2.1 氣化產物隨反應時間的變化規(guī)律

氣化過程的氣體組分主要有CO2、CO、H2、CH4和CnHn+2(2≤n≤4)，由于CnHn+2產量較低，因此筆者僅對CO2、CO、H2和CH4氣體進行討論。由固定床CO2氣化實驗得到各樣品氣體組分的體積分數(shù)隨反應時間的變化，結果如圖2所示。

由圖2可以看出，隨著反應的進行，各樣品產生的CO、H2和CH4的體積分數(shù)均呈先升高后降低的趨勢，CO2的體積分數(shù)則呈先降低后升高的趨勢。H2和CH4在氣化反應進行一段時間后基本不再產生，而CO則在反應20 min時依然有持續(xù)產出。該現(xiàn)象與常規(guī)的CO2氣化產物產出規(guī)律相吻合。由于實驗條件為等溫氣化，當樣品進入高溫反應室時，會迅速進行氣化反應，因此在反應初期CO、H2和CH4的體積分數(shù)迅速升高。隨著反應的進行，樣品顆粒表面會產生灰化現(xiàn)象，進而阻礙顆粒內部與氣化介質充分接觸[12]，因此單位時間內析出的氣化產物逐漸減少。

(a) S10C0

(b) S8C2

(c) S6C4

(d) S4C6

(e) S2C8

(f) S0C10

隨著樣品中準東煤質量分數(shù)的增加，CO體積分數(shù)最大值逐漸增大，由40.37%提升到51.12%，CO體積分數(shù)最大值對應的時間逐漸滯后，由4 min滯后到6.93 min；反應20 min時CO的體積分數(shù)逐漸提高，由15.28%提高至22.63%。H2的體積分數(shù)最大值則隨著樣品中準東煤質量分數(shù)的增加而逐漸減小，由25.93%減小至18.39%，H2體積分數(shù)最大值對應的時間逐漸滯后，由2.03 min滯后到4.97 min；H2體積分數(shù)降為0時對應的時間也逐漸滯后，由4.55 min滯后到8.21 min。CH4的體積分數(shù)變化不大，基本在6%左右，CH4體積分數(shù)最大值對應的時間和CH4體積分數(shù)降為0時對應的時間也逐漸滯后，分別由1.91 min和4.21 min滯后到3.93 min和6.17 min。產生該現(xiàn)象的原因主要是污泥中揮發(fā)分質量分數(shù)高達43.84%，氣化反應進行時揮發(fā)分析出最先起主導作用，因此CO、H2和CH4的體積分數(shù)最大值對應的時間較為提前。而準東煤的氣化反應過程則主要由固定碳主導，氣化反應過程是從顆粒表面逐漸到內部的過程，隨著反應的進行，揮發(fā)分析出和顆粒外部的灰化阻礙了固定碳與氣化介質的接觸。因此，當準東煤質量分數(shù)較高時，CO、H2和CH4的體積分數(shù)最大值對應的時間以及H2和CH4體積分數(shù)降為0時對應的時間均出現(xiàn)滯后現(xiàn)象。

2.2 質量比對氣相產物的影響

氣化反應產出氣體中能夠被利用的可燃氣主要為CO、H2和CH4，因此對這3種可燃組分進行討論。各樣品反應20 min所產生的可燃氣中CO、H2和CH4的體積分數(shù)如圖3所示。由圖3可以看出，隨著準東煤質量分數(shù)的增加，CO的體積分數(shù)逐步升高，而H2和CH4的體積分數(shù)逐步降低。產生該現(xiàn)象的原因是氣化產物H2和CH4主要受樣品中碳氫物質的量比(n(C)/n(H))的影響，當n(C)/n(H)較小時，有利于H2和CH4的產生[13]。由表1和表2中污泥和準東煤的元素分析可知，污泥的n(C)/n(H)為5.77，而準東煤的n(C)/n(H)為16.88，兩者差異較大。因此，當樣品中準東煤質量分數(shù)逐漸增大時，樣品中n(C)/n(H)逐漸增大，導致H2和CH4的體積分數(shù)逐步降低，CO的體積分數(shù)逐步升高。當準東煤質量分數(shù)增大到80%時，H2和CH4的體積分數(shù)顯著降低，說明樣品中準東煤質量分數(shù)過高不利于H2和CH4的產生。

圖3 可燃氣組分的體積分數(shù)隨準東煤質量分數(shù)的變化規(guī)律

為進一步分析準東煤與污泥的共氣化特性，引入冷煤氣效率對氣化過程的能量轉化情況進行評價。定義冷煤氣效率為氣化反應20 min內產生的CO、H2和CH4的低位發(fā)熱量之和與樣品的低位發(fā)熱量之比：

(7)

式中：η為冷煤氣效率，%；VCO、VH2和VCH4分別為CO、H2和CH4的體積，m3；QCO、QH2和QCH4分別為CO、H2和CH4的低位發(fā)熱量，kJ/m3；mfuel為樣品的質量，kg；Qfuel為樣品的低位發(fā)熱量，可由準東煤和污泥的低位發(fā)熱量按質量比折算得到，kJ/kg。

圖4給出了計算得到的各樣品的冷煤氣效率。由圖4可以看出，S10C0的冷煤氣效率最低，僅為68.74%，而S4C6的冷煤氣效率最高，達到82.36%。冷煤氣效率隨著準東煤質量分數(shù)的增大呈先升高后降低的趨勢，該現(xiàn)象與部分學者的研究結果相近。鄒濤等[14]在研究油泥與煤的共氣化反應時，發(fā)現(xiàn)油泥的摻入可以使煤焦形成更加豐富的孔隙結構，提高煤焦的氣化反應活性，但當油泥摻入量過多時會導致煤焦孔隙堵塞，氣化反應活性反而降低。鐘振宇等[15]在研究稻草與污泥共氣化實驗時，也發(fā)現(xiàn)污泥與稻草存在最佳質量比，使氣化產氣中的可燃組分濃度、產氣熱值和氣化效率等參數(shù)達到最大值。產生該現(xiàn)象主要有3方面原因：(1) 污泥中灰分含量較高，當樣品中污泥含量較高時，樣品顆粒表面易發(fā)生灰化，阻礙固定碳與氣化介質的接觸，不利于氣化反應的進行，因此冷煤氣效率較低；(2) 與準東煤相比，污泥產生的可燃氣產量及熱值均比較低，當樣品中準東煤質量分數(shù)增加時，相當于提高了樣品產出的可燃氣產量及熱值，因此冷煤氣效率提高；(3) 污泥與準東煤之間可能具有相互催化氣化的作用，并且在準東煤與污泥質量比為4∶6時催化氣化效果最佳。

圖4 冷煤氣效率隨準東煤質量分數(shù)的變化規(guī)律

2.3 程序升溫共氣化特性

為進一步研究和驗證污泥與準東煤之間的相互催化氣化作用，在熱重分析儀上進行了程序升溫CO2氣化實驗。圖5為6個樣品的熱重(TG)曲線和微分熱重(DTG)曲線。由圖5可以看出，污泥與準東煤的質量比不同導致各樣品的TG曲線存在差異，但整個氣化過程的變化趨勢基本相同，可以分為3個階段：干燥脫附階段(50～250 ℃)、慢速氣化階段(>250～750 ℃)和快速氣化階段(>750～900 ℃)。各樣品在不同氣化階段的總失重量如圖6所示。

(a) TG曲線

(b) DTG曲線

由圖6可以看出，在干燥脫附階段，樣品的總失重量隨著準東煤質量分數(shù)的增加而逐漸降低。該階段樣品的失重主要由3方面因素所引起：(1) 樣品中所含的水分蒸發(fā)；(2) 通過物理吸附作用吸附在樣品毛細孔中的CH4、N2、CO2和N2等氣體由于受熱，范德華力被破壞而析出；(3) 高脂肪性的弱鍵斷裂和以羧基為主的官能團分解。

圖6 不同氣化階段的總失重量隨準東煤質量分數(shù)的變化規(guī)律

由表1和表2中污泥和準東煤的工業(yè)分析可知，污泥中水分含量相比準東煤少。但通過圖7中污泥與準東煤的表面形貌特征可知，污泥的表面結構更為粗糙，孔隙結構更為發(fā)達，也更容易與CH4、N2、CO2和N2等氣體發(fā)生物理吸附作用，這些氣體在溫度較低時就會發(fā)生脫附現(xiàn)象而逸出。此外，污泥中含有多糖類碳水化合物，這類化合物熱穩(wěn)定性差，在高于150 ℃的溫度下就會發(fā)生熱分解反應。因此，在干燥與脫附階段污泥的總失重量要高于準東煤的總失重量。

在慢速氣化階段，樣品總失重量也基本呈現(xiàn)隨著準東煤質量分數(shù)的增加而逐漸降低的趨勢。由于該階段溫度相對較低，樣品進行較多的反應是揮發(fā)分的析出和大分子結構的解聚，同時伴隨有部分CO2參與的氣化反應[16]。污泥中揮發(fā)分質量分數(shù)高達43.84%，而準東煤的揮發(fā)分質量分數(shù)僅為29.73%。因此，在慢速氣化階段污泥的總失重量高于準東煤的總失重量。

(a) 污泥

(b) 準東煤

在快速氣化階段，樣品總失重量隨著準東煤質量分數(shù)的增加而逐漸升高。這是由于該階段主要進行固定碳與CO2的氣化反應，污泥中固定碳質量分數(shù)僅為11.37%，而準東煤中固定碳質量分數(shù)則高達56.03%。因此，在快速氣化階段污泥的總失重量遠小于準東煤的總失重量。

2.4 共氣化協(xié)同特性分析

為分析污泥與準東煤的共氣化協(xié)同特性，對S8C2、S6C4、S4C6和S2C8的理論TG曲線與實驗TG曲線進行對比，結果如圖8所示。理論TG曲線由S10C0和S0C10樣品的實驗TG曲線通過加權平均法進行計算獲得，不考慮其他因素的影響[17]。

(a) S8C2

(b) S6C4

(c) S4C6

(d) S2C8

由圖8可以看出，4種不同質量比的樣品在相同時間點，實驗總失重量均大于理論總失重量，體現(xiàn)出共氣化協(xié)同作用，并且協(xié)同作用主要體現(xiàn)在慢速氣化階段和快速氣化階段，干燥脫附階段的協(xié)同作用不明顯。產生該現(xiàn)象的原因主要是由于污泥中含有大量的脂肪族有機物，具有較多的酚類(—OH)、醚類(—O—CH2—)、羰基(C=O)、甲基(—CH3—)、亞甲基(—CH2—)和α位碳原子帶羥基的次烷基(—CH(OH)—CH2—)等官能團[18]。酚類和醚類等含氧官能團在加熱時易發(fā)生化學鍵的斷裂，產生的含氧氣體及小分子基團與準東煤接觸，吸附在煤炭顆粒表面，從而促進C—C鍵的斷裂[19]。此外，甲基、亞甲基和α位碳原子帶羥基的次烷基等含氫較多的官能團受熱易分解形成含氫的氣體及小分子基團，與準東煤接觸時有可能與自由基發(fā)生反應，能夠在一定程度上抑制煤焦的縮聚反應，進而促進反應進行。在快速氣化階段，主要進行的是固定碳的氣化反應，因此協(xié)同作用主要是由于污泥中含有較高含量的Zn、Fe、Ni、Cu和Mn等重金屬[20]，這些重金屬元素對煤焦大分子基團的裂解具有催化作用，可以顯著改善氣化效果，降低焦油產量[21]。

為進一步對污泥和準東煤的程序升溫共氣化特性進行定量分析，采用協(xié)同作用參數(shù)S和M來評價污泥與準東煤的共氣化協(xié)同特性[22]。參數(shù)S可以用于描述理論失重量與實際失重量的離散度，其值越大，表明理論與實際的差值越大，協(xié)同作用越明顯，但參數(shù)S無法判定協(xié)同作用是正向促進反應還是反向抑制反應。因此，引入?yún)?shù)M來判定協(xié)同作用的方向性，參數(shù)M為正值說明協(xié)同作用促進了反應的進行，參數(shù)M為負值說明協(xié)同作用抑制了反應的進行。

協(xié)同作用參數(shù)S和M的計算公式[22]如下：

(8)

(9)

式中：xi,exp為實驗失重率；xi,cal為理論失重率；xmean,cal為理論失重率的平均值；n為TG曲線上對應的溫度階段內的取點數(shù)。

樣品S8C2、S6C4、S4C6和S2C8在干燥脫附階段、慢速氣化階段、快速氣化階段以及整個氣化過程的S和M如圖9所示。由圖9可以看出，樣品的S均隨著反應的進行而逐漸增大，并且在3個反應階段以及整個氣化過程的M值均為正值，說明隨著反應的進行污泥與準東煤的協(xié)同作用逐漸增強，同時協(xié)同作用為正向促進氣化反應。

(a) S

(b) M

在干燥脫附階段各樣品的S較小且變化不大，基本維持在0.08左右，說明在干燥脫附階段污泥與準東煤的協(xié)同效果不明顯。在慢速氣化階段和快速氣化階段，S隨著樣品中準東煤質量分數(shù)的增加呈先增大后減小的趨勢，并且均在S4C6樣品中達到最大值，說明當污泥與準東煤的質量比為4∶6時，共氣化的協(xié)同作用最強烈，這與前文的研究結果相吻合。

鄒濤等[14]將含油污泥與陜北長焰煤混合制焦然后進行共氣化，發(fā)現(xiàn)當污泥摻混比為15%時氣化反應活性最強，當污泥摻混比繼續(xù)增大時，氣化反應速率明顯放緩。Zhao等[23]在研究上海市污泥與準東煤的共熱解特性時得出的結論，與陳繁榮等[24]研究延安市污泥與神木煤的共熱解特性得到的結論相同，均發(fā)現(xiàn)協(xié)同作用隨著污泥摻混比的增加而增大。洪晨等[25]在研究北京市污泥與煙煤的燃燒特性時發(fā)現(xiàn)，污泥的摻入可以促進熱解燃燒，但當污泥摻混比高于10%時，促進作用顯著下降。研究結果存在差異可能是由于反應條件、污泥來源地和煤種不同造成的。

2.5 共氣化動力學分析

根據(jù)10 K/min、20 K/min、30 K/min和40 K /min升溫速率下的實驗結果，采用KAS方法進行擬合，可以得到樣品的轉化率所對應的活化能及溫度，結果如表3所示。

表3 不同轉化率下對應的溫度及反應活化能

由表3可以看出，各個樣品在整個轉化率范圍內氣化反應活化能并不是一個定值，在干燥脫附階段、慢速氣化階段和快速氣化階段反應活化能均隨著轉化率的升高呈增大的趨勢。將轉化率為0.1～0.9的活化能進行平均值計算，可以得到S10C0、S8C2、S6C4、S4C6、S2C8和S0C10整個氣化過程的平均活化能分別為356.70 kJ/mol、348.84 kJ/mol、341.48 kJ/mol、331.50 kJ/mol、347.48 kJ/mol和354.56 kJ/mol，即隨著樣品中準東煤質量分數(shù)的增加，氣化反應的平均活化能呈先降低后升高的趨勢。S4C6樣品的平均活化能最低，這與前面的實驗結果相吻合，說明污泥與準東煤摻混進行共氣化反應具有顯著的協(xié)同特性，可以降低氣化反應的活化能，從而提高氣化反應速率，但存在最佳準東煤摻混比，此時共氣化反應的協(xié)同作用最強?？梢?，污泥與準東煤的摻混對共氣化反應的影響存在正反2個方面：一方面，污泥中的Zn、Fe、Ni、Cu和Mn等重金屬元素對氣化反應具有催化作用，可以降低氣化反應過程的活化能；另一方面，污泥中灰分質量分數(shù)較高，隨著氣化反應的進行會在燃料顆粒表面形成灰層，阻礙固定碳與氣化劑接觸，并會造成部分孔隙堵塞，減小燃料顆粒比表面積，不利于氣化反應的進行。

3 結 論

(1) 管式爐等溫氣化結果表明，隨著反應的進行，反應過程中CO、H2和CH4的體積分數(shù)均呈先升高后降低的趨勢，CO2的體積分數(shù)則呈先降低后升高的趨勢。H2和CH4在氣化反應進行一段時間后基本不再產出，而CO則在反應20 min時依然有持續(xù)產出。隨著準東煤質量分數(shù)的增加，可燃組分中CO的體積分數(shù)逐步升高，而H2和CH4的體積分數(shù)逐步降低，冷煤氣效率呈先升高后降低的趨勢。

(2) 熱重程序升溫氣化結果表明，整個氣化過程可以分為干燥脫附階段、慢速氣化階段和快速氣化階段。在干燥脫附階段和慢速氣化階段，樣品的總失重量隨著準東煤質量分數(shù)的增加而逐漸降低；在快速氣化階段，樣品總失重量隨著準東煤質量分數(shù)的增加而逐漸升高。4種不同質量比的樣品均體現(xiàn)出共氣化協(xié)同作用，并且協(xié)同作用均為正向促進氣化反應。通過Model-free方法計算得到共氣化反應的平均活化能，其隨著樣品中準東煤質量分數(shù)的增加呈先降低后升高的趨勢。

(3) 污泥與準東煤的摻混對共氣化反應存在著正反2個方面的影響：一方面，污泥中的重金屬元素對氣化反應具有催化作用，可以降低氣化反應過程的活化能；另一方面，污泥中的灰分隨著氣化反應的進行會在燃料顆粒表面形成灰層，阻礙固定碳與氣化劑接觸，并造成部分孔隙堵塞，減小燃料顆粒比表面積，抑制氣化反應的進行。在污泥與準東煤的質量比為4∶6時，共氣化的協(xié)同作用最強烈，此時共氣化反應的平均活化能最低。