1 引言
随着污水排放标准的日趋严格及污水处理设施的不断发展, 污泥的产量大幅增加的同时, 浓缩在其中的重金属、致病微生物及难降解的有机物等有毒有害物质的种类和数量也急剧增加.据统计, 2015年中国城市污水污泥的年产量超过3000×104 t, 这些污泥的成分复杂、含水率高、不稳定且较易腐化, 急需进行有效的处理处置.与卫生填埋、用作农肥、热解等传统的污泥处理处置方法相比, 焚烧法具有减量化、无害化、快速化且可回收能源等优点而具有广阔的应用前景, 其处理方式包括单独焚烧和掺烧.我国环保部出台的《城镇污水处理厂污泥处理处置污染防治最佳可行技术指南(试行)》(2010年)及《污水处理厂污泥处理处置最佳可行技术导则(征求意见稿)》(2008年)中明确把污泥焚烧作为我国污泥处理处置最佳可行技术之一, 但目前各类机械脱水后污泥具有高水分、高灰分、高粘度、低热值的特点, 导致污泥单独焚烧具有焚烧不彻底、挥发分不易析出等缺点, 因此, 急需开展污泥的掺烧实验研究.
为了获得污泥掺烧过程的燃烧特性, 国内外学者多采用热重分析法对不同来源、不同混合比污泥及其与生物质的混燃特性进行研究.刘敬勇和孙水裕研究表明不同来源的污泥燃烧性能与污水处理厂水处理工艺、污泥种类及其理化性质有关; 李洋洋等指出煤中加入一定比例干污泥后可以改善其着火性能; 廖艳芬等指出生物质脱灰后其着火性能明显改善; 宁寻安等研究表明印染污泥和木屑混燃后其综合燃烧特性指数增大; Xie和Ma发现造纸污泥掺烧秸秆可以改善其燃烧性能.可见, 污泥中掺烧生物质可以改善污泥的燃烧性能.在众多的生物质中, 咖啡渣含有脂肪酸、木质素、纤维素和半纤维素等有机物.目前，全世界每年咖啡渣产量约600×104 t, 其研究主要集中于提炼生物柴油、提取甘露聚糖和聚羟基脂肪酸、制备生物质活性炭等资源综合利用方面.由于咖啡渣中生物油含量高达15%, 因此其被视为新一代极具潜力的生物质能源.前期已有研究表明咖啡渣具有灰分低、有机质含量高、热值高等特点, 且咖啡渣的固定碳燃烧较松木和无烟煤容易.但是, 目前咖啡渣用来燃烧或掺烧获得能源的研究却鲜见报道.
基于此, 本文选取污泥及掺烧物料咖啡渣为研究对象, 进行两者之间的混燃实验, 重点探讨不同升温速率、不同混合比以及不同气氛条件下污泥与咖啡渣的单一样及其混合试样的燃烧特性, 计算了其混燃的各类综合燃烧特性指数, 并采用Coats-Redfern积分法进行燃烧动力学关键参数求解, 建立其燃烧动力学模型, 研究结果可为污泥与生物质混烧工艺设计及掺烧工况运行提供指导, 同时为咖啡渣的有效处理处置及协同处理提供新的思路.
2 材料与方法
2.1 试样
本文所采用的咖啡渣取自广州市某速溶咖啡加工厂, 污泥为广州市某大型污水处理厂的终端脱水污泥, 取回的样品放在阴凉通风处晾干后用破碎机破碎, 然后经过玛瑙研钵研磨、筛分, 使粒径小于200目.
筛分后样品采用恒温烘干箱在105 ℃下干燥24 h.混合样为污泥、咖啡渣按照4种不同比例混合而成, 其中咖啡渣在混合样中的质量分数分别为10%、20%、30%、40%.试样的工业分析采用GB/T28731—2012《固体生物质燃料工业分析方法》, 样品的元素分析和工业分析结果见表 1.
表 1 污泥和咖啡渣的元素分析和工业分析
2.2 实验装置
热重实验装置采用德国生产的热综合分析仪(NETZSCH Simultaneous Thermal Analyzer STA 409PC Luxx), 可获得试样的TG及DTG曲线, 其主要技术指标如下:测量温度范围为室温至1400 ℃; 最大试样量:1000 mg;热天平精度为1 μg; 升温速率为0~20 ℃·min-1; 实验气氛为空气、富氧气氛(VO2:VCO2=2:8).
2.3 实验条件
样品研磨至粒度小于200目, 然后按照要求进行充分混合.实验温度范围为25~1000 ℃, 以3种升温速率(10、15、20 ℃·min-1)进行升温, 燃烧气氛为空气气氛及富氧气氛(V(O2):V(N2)=2:8), 载气流量为50 mL·min-1.每次取试样质量为(10±0.5)mg.为了减小实验误差, 每次热重实验都需扣除空白影响, 并在同批次样品中抽取1个样品进行3次重复实验以进行数据监控.
3 结果与讨论
3.1 燃烧特性曲线分析
3.1.1 污泥及咖啡渣单一样品的热重曲线分析
从图 1a可以看出, 污泥燃烧过程中的失重主要分为3个阶段:第一阶段为水分蒸发阶段(30~185 ℃), 占总失重的9.32%, 主要是污泥中结合水的析出; 第二阶段为挥发分的析出和燃烧(185~401 ℃), 占总失重的47.24%, 主要是由于污泥中易挥发分及可降解有机物等物质的析出和燃烧过程, 该阶段DTG曲线存在一个明显的失重峰, 并当温度>330 ℃存在一个明显的侧峰.呈现这种侧峰现象的原因应该是污泥中所含挥发分化学键的强弱不一导致燃烧的难易程度的不同.第三阶段为挥发分和固定碳的燃尽(401~636 ℃), 占总失重的40.49%, 此时易挥发性组分以及可降解有机物燃烧基本完成, 难挥发性组分开始析出燃烧, 同时炉内的氧气缓慢渗透到达固定碳表面, 固定碳开始燃烧, 直至难挥发分分解完成, 炉内氧气充分与固定碳表面接触, 固定碳开始迅速燃烧并燃尽.由图 1b可知, 咖啡渣的TG-DTG曲线与污泥相比有明显区别, 主要分为2个阶段, 第一阶段为挥发分的析出与燃烧(200~340 ℃), 即主挥发分析出区, 该阶段失重率高, 占总失重的55.79%, 其失重峰对应的温度为300.2 ℃, 主要是半纤维素的分解; 第二阶段为挥发分的燃尽与固定碳的燃烧(410~465 ℃), 占总失重的27.08%.第二失重峰对应的温度为428.8 ℃, 主要是纤维素燃烧与焦炭化.
图 1升温速率为20 ℃·min-1时单一污泥和咖啡渣燃烧的TG和DTG曲线(a.污泥; b.咖啡渣)
对比图 1中a、b可以看出, 咖啡渣的挥发分及固定碳燃烧两个阶段的失重速率峰值都比污泥大, 并且两个失重峰对应的温度区间、最终剩余质量百分数都明显比污泥小, 这说明与污泥相比, 咖啡渣燃烧过程中其挥发分的释放及燃烧更加集中, 且咖啡渣燃烧更彻底更充分.主要原因可能是咖啡渣的主要可燃成分为油脂、纤维素、木质素等成分, 且有机质含量高, 灰分含量远低于污泥.另外, 根据图 1中TG和DTG曲线确定污泥和咖啡渣的着火温度和燃尽温度(试样失重占总失重的98%时对应的温度), 求得污泥的着火温度和燃尽温度分别为236.0 ℃和630.1 ℃, 咖啡渣的着火温度和燃尽温度分别为283.1 ℃和481.2 ℃.污泥的燃尽温度比咖啡渣高148.9 ℃, 说明污泥相比咖啡渣含有较难燃尽的物质.由表 1工业分析可知, 咖啡渣的灰分含量比污泥低, 挥发分含量比污泥高, 但污泥的着火温度却比咖啡渣的低47.1 ℃, 主要原因是污泥主要成分为低级的有机物, 其结构简单且经过生物氧化后在高温下易分解.
3.1.2 不同升温速率条件下污泥及咖啡渣单一样品的热重曲线分析
图 2为单一污泥和咖啡渣试样在空气气氛下, 升温速率分别为10、15和20 ℃·min-1的燃烧曲线.由图 1a可知, 随着升温速率的升高, 污泥的DTG曲线向高温区偏移, 峰值增大, 燃烧区间变宽, 燃烧失重速率变大, 达到相同失重所需时间减少.结合表 2可知, 升温速率由10 ℃·min-1增加到20 ℃·min-1, 污泥的燃尽时间由59.0 min缩短至31.3 min, 并且达到最大失重速率所需时间和着火时间分别减少12.3 min和9.3 min.这主要是因为升温速率的提高, 一方面使试样燃烧反应时间减少, 反应变得更加剧烈; 另一方面试样内外层温度差别增大, 传热传质受到限制, 导致DTG曲线向高温区偏移.
图 2不同升温速率下污泥和咖啡渣的TG和DTG曲线(a.污泥; b.咖啡渣)
表 2 不同升温速率下污泥和咖啡渣的燃烧特征特性参数
由图 2b可以看出, 不同升温速率下咖啡渣的DTG曲线比较接近.比较TG曲线最终走向, 不同升温速率对最终残留率的影响很小, 当升温速率为10 ℃·min-1时, 试样的最终剩余质量百分数与15、20 ℃·min-1时相比, 仅相差约0.6%, 而对燃尽时间影响较大.结合表 2可知, 咖啡渣的峰值温度随着升温速率的升高而升高, 整个分解过程随着升温速率的升高而延迟, 主要是热传递限制和动力学作用的结果.升温速率为20 ℃·min-1时咖啡渣的燃尽时间比10 ℃·min-1时缩短19 min.这主要是因为升温速率越高, 反应进行得越快, 试样达到燃烧温度所需的时间变短.另外, 当升温速率增加, 颗粒与颗粒之间、颗粒内外层之间传热温差与温度梯度均受到影响, 颗粒内外温差变大, 释放出的挥发分扩散受阻, 影响燃烧的进行, 部分可燃质需在更高的温度下逸出, 并且反应温度、挥发分的析出和氧气的扩散浓度等因素的作用又导致了燃烧过程的不同.
3.1.3 污泥与咖啡渣混合样品的热重曲线分析
在空气气氛、升温速率为20 ℃·min-1的条件下, 污泥中加入不同比例(10%、20%、30%、40%)的咖啡渣后混合样品的热重曲线见图 3.由图 3可知, 随着咖啡渣掺烧比的增加, 混合物的燃烧特征曲线呈现出由污泥向咖啡渣变化的趋势.混合试样的TG曲线在185~390 ℃温度区间存在一个明显的失重区域, DTG曲线的最大失重速率随着咖啡渣混合比例的增加而增大, 且污泥与咖啡渣混烧的最大失重速率比单一污泥时高, 比单一咖啡渣时低, 这说明污泥中掺烧咖啡渣提高了污泥的最大失重速率, 使混合试样的挥发分析出和燃烧阶段更剧烈, 其原因应该是当污泥中掺烧咖啡渣时, 混合试样的挥发分含量高于单一污泥试样的挥发分含量.随着咖啡渣混合比例的增加, 混烧试样的第2个失重速率峰也随之增大, 且其第2失重峰对应的温度有所提前, 这应该是因为污泥中掺烧咖啡渣能使污泥中挥发分的燃烧反应速率增快, 从而促使污泥中的难燃有机物提前与空气中的氧气混合燃烧.
图 3污泥与咖啡渣混燃的TG和DTG曲线(a.污泥; b.咖啡渣)
根据表 3可知, 污泥中掺烧咖啡渣时, 混合试样的着火温度随着咖啡渣掺烧比例的增加而增加, 以掺烧比为40%为例, 分别比30%、20%、10%升高了9.1、17.0、29.0 ℃, 比单一污泥样升高35 ℃, 这是由于污泥中的可燃基挥发性组分与咖啡渣中的挥发分成分有所不同, 污泥中挥发分与咖啡渣中挥发分相比, 能在更低的温度下着火燃烧.当咖啡渣掺烧比为10%、20%、30%、40%时, 对应的燃尽温度分别为612.9、593.0、587.3、570.0 ℃, 混合试样的燃尽温度比单一污泥样大、比单一咖啡渣试样小, 且咖啡渣掺烧比由10%增加到40%时, 混合物的燃尽时间由30.5 min缩短到28.3 min, 小于单一污泥样的燃尽时间, 表明在污泥中添加咖啡渣有利于改善污泥的燃尽性能.
表 3 升温速率为20 ℃·min-1时试样的特性参数
3.1.4 不同气氛对比分析
本文选取升温速率为20 ℃·min-1、污泥与咖啡渣混合比例为7:3时, 在空气(V(O2):V(N2)=2:8)和O2/CO2(V(O2):V(CO2)=2:8)两种不同气氛下进行热重实验, 所得TG-DTG曲线如图 4所示, 以对比分析混合试样在两种不同气氛下的燃烧特性.从图 4可以看出, 相对于空气(O2/N2)气氛来讲, 试样在O2/CO2燃烧气氛中, 其燃烧的TG和DTG曲线向高温偏移, 试样最终剩余质量百分数变大, 且峰高变小.结合表 3可知, 试样在O2/CO2气氛下燃烧时的燃尽温度比O2/N2时高9.3 ℃.当混合物分别在O2/CO2、O2/N2气氛中燃烧时, 其对应的最大失重速率为7.89%·min-1、8.87%·min-1, 与空气气氛相比, 试样在O2/CO2气氛中燃烧时的最大失重速率变小而燃尽时间变长, 说明与O2/N2气氛相比, O2/CO2气氛对混合试样燃烧反应有一定的抑制作用, 这是由于与N2相比, CO2具有更高的密度和比热容(Riaza et al., 2012).
图 4不同气氛下污泥与咖啡渣混燃的TG和DTG曲线(a.污泥; b.咖啡渣)
3.2 燃烧特征指数计算及分析
3.2.1 挥发分释放特性指数D
在试样的燃烧过程中, 挥发分的析出直接影响试样的着火温度, 所以, 本文通过计算挥发分释放特性指数D对试样燃烧过程中挥发分的析出情况进行分析.其表达式见方程(1), 数据计算结果见表 4.
(1)
表 4 试样的特性参数
式中, (dω/dτ)max为最大燃烧速率(mg·min-1), 即挥发分最大释放速度峰值; Tmax为峰值温度(K); ΔT1/2为(dω/dτ)/(dω/dτ)max=1/2对应的温度区间, 即半峰宽温度(℃).
根据表 4可知, 以升温速率20 ℃·min-1为例, 单一污泥试样的挥发分释放特性指数D为1.733×10-9 mg·min-1·K-3, 比咖啡渣的挥发分释放特性指数低了一个数量级.升温速率由10 ℃·min-1提高到20 ℃·min-1, 污泥的D值由1.733×10-9 mg·min-1·K-3增加到3.319×10-9 mg·min-1·K-3, 咖啡渣的D值由2.918×10-8增加到4.515×10-8 mg·min-1·K-3, 说明适当提高升温速率有助于挥发分的析出.当污泥与咖啡渣混烧时, 混合试样的D值比单一污泥试样低, 比单一咖啡渣试样高, 并随着咖啡渣掺烧比例的增加而增加.另外, 试样在空气(O2/N2)气氛中的D值比在O2/CO2气氛中大.因此, 在空气气氛中, 污泥中掺加一定比例的咖啡渣有利于改善污泥的燃烧性能.
3.2.2 可燃性指数C
另外, 为更进一步评价试样的燃烧稳定性情况, 引入可燃性指数C来表征试样的整体燃烧特性, 其表达式见方程(2), 数据计算结果见表 4.
(2)
由表 4可以看出, 污泥的可燃性指数C在8.089×10-7~15.065×10-7 mg·min-1·K-2之间, 而咖啡渣的可燃性指数在8.562×10-6~13.609×10-6 mg·min-1·K-2之间, 比污泥的C值(10-7)高一个数量级, 这表明咖啡渣的燃烧着火稳定性能优于污泥.随着升温速率的提高, 单一污泥和咖啡渣试样的C值都呈上升的趋势.在混燃试样中, 当咖啡渣掺烧比例由10%增加到40%时, 混合试样的可燃性指数由1.992×10-6 mg·min-1·K-2增加到4.001×10-6 mg·min-1·K-2, 且当N2代替CO2时, C值由2.766×10-6 mg·min-1·K-2增加3.051×10-6 mg·min-1·K-2, 所以, 污泥与咖啡渣在空气气氛中混燃时可以提高燃料的可燃性, 使其着火性能更加稳定.
3.2.3 燃尽指数Cb
燃尽特性是表征可燃物燃烧性能的一个重要指标, 本文引入燃尽指数Cb来描述试样的燃尽特性, 其表达式见方程(3), Cb的计算数据见表 4.
(3)
式中, f1为TG曲线上着火点对应的试样失重量与试样中可燃质含量的比值; 将试样燃烧失重从开始到燃烧98%可燃质的时间定义为燃尽时间τ0, τ0时刻所对应的试样失重量与试样中可燃质含量的比值定义为总燃尽率f, 则后期燃尽率f2=f-f1.其中, f1反映了挥发分相对含量、试样着火特性的影响, f1越大, 试样可燃性越佳;f2反映了试样中碳的燃尽性能, 与含碳量、碳的存在形态等特性有关, f2越大, 试样的燃尽性能越佳, Cb计算数据见表 4.
从表 4可以看出, 单一污泥和咖啡渣试样的燃尽指数Cb都随着升温速率的增加而增大, 表明适当升温有利于试样的燃尽, 改善燃料的燃尽性能.当污泥和咖啡渣混烧时, 随着咖啡渣掺烧比例的增加, 混合试样的Cb值呈上升的趋势.升温速率同为20 ℃·min-1时, 污泥和咖啡渣的Cb值分别为3.748×10-3 min-1和5.146×10-3 min-1, 而当咖啡渣混合比例为40%时, 混合试样的Cb值为5.298×10-3 min-1, 其数值并不是两者Cb值的简单叠加, 且高于污泥和咖啡渣单一试样的Cb值, 说明污泥与咖啡渣混燃时存在协同作用, 这可能与污泥和咖啡渣本身成分之间的耦合及污泥中碱土金属的催化作用有关.另外, 混合试样在O2/CO2气氛中燃烧时的Cb值小于在O2/N2气氛中, 说明O2/CO2气氛不利于燃料的燃尽.
3.2.4 综合燃烧特性指数S
为综合评价试样的燃烧情况, 引入更具代表性的综合燃烧特性指数S来表征试样的整体燃烧特性, 其表达式见方程(4), S的计算数据见表 4.
(4)
式中, (dw/dτ)max为最大燃烧速率(mg·min-1); (dw/dτ)mean为平均燃烧速率(mg·min-1), 其值越大, 表明燃尽越快; Ti为着火温度(K), 其值表明污泥中挥发分析出的难易程度; Th为燃尽温度(K), 定义为试样失重占总失重98%时对应的温度.
由表 4可知, 以升温速率20 ℃·min-1为例, 单一污泥试样的综合燃烧特性指数S为20.406×10-11 mg2·min-2·K-3, 比咖啡渣的S值低了一个数量级.升温速率由10 ℃·min-1提高到20 ℃·min-1, 污泥的S值由5.948×10-11 mg2·min-2·K-3增加到20.406×10-11 mg2·min-2·K-3, 咖啡渣的S值由149.691×10-11 mg2·min-2·K-3增加到456.578×10-11 mg·min-1·K-3, 说明试样在较高的升温速率下具有良好的综合燃烧特性.污泥与咖啡渣混烧时, 混合试样的S值随着咖啡渣掺烧比例的增加而增大.因此, 咖啡渣的加入改善了污泥的燃烧性能, 且混合样的燃烧特性随着咖啡渣混合比的增加而变佳.在O2/CO2气氛下燃烧时的S值比在空气气氛(O2/N2)时小5.532×10-11 mg2·min-2·K-3, 说明O2/CO2气氛抑制混合试样的燃烧.
3.3 燃烧动力学方程求解
为了描述污泥与咖啡渣混燃时的动力学过程, 引入Coats-Redfern积分法对试样的燃烧动力学参数进行求解, 并通过分析污泥与咖啡渣混燃时所需的活化能为工程实际应用提供一个合适的混合比例.
污泥与咖啡渣的燃烧动力学反应方程式为
(5)
式中, α为转化率, α=(m0-m)/(m0-m∞), m代表试样的质量, 下标0与∞分别表示反应初始与最终状态; E为活化能(J·mol-1); R为理想气体常数, 8.314 J·mol-1·K-1; t、T和A分别为反应进行到α时对应的时间、温度和频率因子(min-1); f(α)为与燃烧机理相关的函数.经过整理得到：
(6)
(7) 式中, φ为升温速率(℃·min-1), φ=dT/dt; n为反应级数, 令
, 因为
>>1, 1-
≈1, a的值近似看做常数, 令
, 则有Y=a+bX, 由上式作图求出该直线的斜率, 进而通过斜率可求出活化能E, 截距中包含频率因子A.
假设试样由3部分物质(即易挥发分、难挥发分和固定碳)组成, 从污泥、咖啡渣及其混合物燃烧的宏观动力学角度, 把失重过程的各个阶段看成是独立、连续、平行的反应, 各部分物质在升温过程中单独进行反应(温俊明等, 2004).在整理实验数据时发现, 无论是单步反应还是多步反应, 在每步反应中, 第一阶段DTG峰值两侧的反应机理不同.以污泥在升温速率为10 ℃·min-1时燃烧为例, 分别在不同的反应机理下将各个阶段峰前后的横纵坐标数据代入后进行数据拟合(n分别取0.5、1.0、1.5、2.0), 拟合结果见图 5, 比较不同反应机理的可决系数R2值的大小从而确定燃烧动力学方程和活化能E.
图 5污泥在升温速率为10 ℃·min-1时挥发分第一失重峰的燃烧动力学拟合曲线
在燃烧动力学参数中, 活化能是一个非常重要的参数, 是指化学反应中, 反应物分子由初始稳定状态变为活化分子所需的最小能量, 它比着火温度更能从本质上描述试样的着火性能.按照上述方法可得, 试样在挥发分1峰前取反应级数n=0.5, 用 f(α)=(1-α)0.5来描述该阶段较为合理, 而其峰后以及挥发分和固定碳燃尽阶段的整个失重峰一般取n=2, 用f(α)=(1-α)2来描述其反应机理较为合适.各阶段拟合方程所得可决系数的平方值在0.965以上, 说明由此确定的反应级数较为合理.其中, 试样各个阶段拟合方程和所求动力学参数见表 5.由表 5可知, 试样的活化能随着燃烧进程的深入而增大, 在固定碳燃烧阶段, 污泥、咖啡渣及其混合试样的活化能均较高, 说明固定碳的燃烧需要较高的温度.
表 5 试样燃烧时的动力学参数
本文亦采用Cumming提出的质量平均表观活化能Em的概念和计算方法计算燃烧反应整体的表观活化能Em, 其定义如下:
(8)
式中, E1～En为各反应区段的表观活化能; F1～Fn为各反应区段的燃烧质量损失份额.除去初期在低温段受热失重的水分和着火前少量挥发分损失的质量, 各试样燃烧阶段失去的质量总和占总失重的80%以上, 可很好地模拟主要燃烧过程, 试样的质量平均表观活化能Em值如表 5所示.
从表 5可以看出, 污泥单一试样的质量平均表观活化能Em(30.49~36.72 kJ·mol-1)比咖啡渣Em(63.07~118.90 kJ·mol-1)小, 这与污泥的着火温度低于咖啡渣相符合.随着升温速率的升高, 污泥、咖啡渣的单一试样的Em值呈现降低的趋势, 说明适当提高升温速率可使燃烧反应越易进行.另外, 咖啡渣与污泥在空气气氛下掺烧时, 随着咖啡渣掺烧比的增加, 混合试样的Em值增大, 与在O2/CO2气氛时相比, 咖啡渣掺烧比为30%时的混合试样在两种气氛下的Em值仅相差0.94 kJ·mol-1, 表明燃烧气氛(O2/N2和O2/CO2)对混合试样的Em值影响很小, 类似的结果在其他文献中也有报道.具体参见 污水处理技术资料或污水技术资料更多相关技术文档。
4 结论
1)单一污泥样品的燃烧曲线存在3个明显的失重峰, 分别对应于水分的析出、挥发分的析出燃烧、难燃有机物及固定碳的燃烧; 渣燃烧则分为挥发分析出及燃烧、挥发分的燃尽和固定碳燃烧两个明显阶段.
2)咖啡渣的挥发分释放特性指数D、可燃性指数C、燃尽指数Cb、综合燃烧特性指数S均大于污泥, tia添加咖啡渣后两者混燃具有协同作用, 有利于改善污泥的燃烧特性.随着升温速率的升高, 污泥及咖啡渣单一试样的D、C、Cb、S呈现上升的趋势, 与空气气氛(O2/N2)时相比, O2/CO2气氛对污泥和咖啡渣混合试样的燃烧有抑制作用.
3)利用Coats-Redfern积分法计算得到不同条件下污泥、咖啡渣及其混合样燃烧的质量平均表观活化能(Em)分别在30.49~36.72 kJ·mol-1、63.07~118.90 kJ·mol-1、37.80~44.49 kJ·mol-1范围, 污泥、咖啡渣及其混合样燃烧的第一挥发分峰前及峰后可以分别用f(α)=(1-α)0.5、f(α)=(1-α)2来描述其燃烧机理.