基于強(qiáng)度和滲透性的煤炭地下氣化采收率分析

郝鵬程，王創(chuàng)業(yè)，劉 猛，曹望坤，李 翔，袁淑霞，吳 松，齊文嬌

(1.中石油煤層氣有限責(zé)任公司,北京 100028；2.中聯(lián)煤層氣國家工程研究中心有限責(zé)任公司,北京 100095；3.西安石油大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,陜西西安 710065)

為合理開發(fā)和保護(hù)煤炭資源，提高煤炭資源利用率，根據(jù)《中華人民共和國煤炭法》[1]，在煤炭開采、利用過程中應(yīng)進(jìn)行回采率的監(jiān)督考查。國家發(fā)改委2013 年1 月施行的《生產(chǎn)煤礦回采率管理暫行規(guī)定》[2]第10 條指出，采區(qū)回采率=采區(qū)采出煤量(t)/采區(qū)動用儲量(t)×100%。采區(qū)采出煤量是指采區(qū)內(nèi)所有工作面采出煤量與掘進(jìn)煤量之和，采區(qū)動用儲量指采區(qū)采出煤量與損失煤量之和。GB 50215—2015《煤炭工業(yè)礦井設(shè)計規(guī)范》[3]及GB/T 31089—2014《煤礦回采率計算方法及要求》[4]中規(guī)定了不同類型煤礦的回采率最小值。

常規(guī)煤炭開采中提高回采率的方法已相對成熟[5-8]，但煤炭地下氣化是一種新型的化學(xué)采煤技術(shù)，是對中深層煤炭資源的開發(fā)利用[9-11]。與常規(guī)煤炭開采不同，煤炭地下氣化不是工作面形成后再向回開采，顯然無法以回采率來衡量資源利用率。在煤炭地下氣化這個全新的領(lǐng)域里，采收率尚缺乏評價方法和評價標(biāo)準(zhǔn)，相關(guān)研究也很少，僅有LI 等[12]根據(jù)剩余煤柱寬度方面探討了提高煤炭地下氣化采收率問題。

結(jié)合煤炭采區(qū)回采率和油田原油采收率(采出原油數(shù)量與油藏原始地質(zhì)儲量之比)，將煤炭地下氣化采收率定義為氣化煤用量與動用煤炭資源量之比。煤炭地下氣化的最終產(chǎn)品是氣體，氣體的產(chǎn)量不但與氣化用煤有關(guān)，還與注入的氣體有關(guān)，這部分對應(yīng)煤炭采出后的地上氣化過程中的煤氣產(chǎn)率、氣化效率、碳轉(zhuǎn)化率等參數(shù)，煤炭地下氣化采收率評價的是資源的采收率，只與氣化的煤量有關(guān)。事實上參與氣化的煤量也隨反應(yīng)工況發(fā)生變化，基于強(qiáng)度和滲透性臨界條件計算的是該工況下所能達(dá)到的最大采收率。

根據(jù)地質(zhì)評價與選址[13-14]、氣化爐建造以及煤層厚度確定氣化腔尺寸[15-16]，建立氣化爐之間煤墻分析模型，根據(jù)強(qiáng)度準(zhǔn)則和滲透率準(zhǔn)則，確定滿足強(qiáng)度和滲透性要求的最小煤墻厚度，根據(jù)氣化腔體積及動用資源體積計算采收率。在此基礎(chǔ)上研究不同形狀氣化腔、不同厚度煤層可達(dá)到的最大采收率。

1 煤炭地下氣化采收率理論分析

1.1 煤炭地下氣化采收率影響因素分析

影響煤炭地下氣化采收率的主要因素包括：

(1)煤層和巖層物性，主要指煤炭資源賦存條件的限制，物性包括煤層在不同溫度下的強(qiáng)度、熱導(dǎo)率、膨脹系數(shù)等；賦存條件指巖層頂板等地質(zhì)構(gòu)造、煤層結(jié)構(gòu)、煤層厚度等。

(2)煤炭地下氣化過程中的氣化腔結(jié)構(gòu)和位置設(shè)計，預(yù)留煤墻尺寸、氣化腔的形狀、大小等。

1.2 強(qiáng)度準(zhǔn)則

強(qiáng)度準(zhǔn)則又稱破壞準(zhǔn)則，即在某一應(yīng)力或組合應(yīng)力的作用下，材料產(chǎn)生破壞的判據(jù)。強(qiáng)度不足引起的失效現(xiàn)象主要歸結(jié)為屈服和斷裂兩大類型[17]。巖石力學(xué)研究表明，巖石破壞有2 種基本類型：一是脆性破壞，它的特點是巖石達(dá)到破壞時不產(chǎn)生明顯的變形；二是塑性破壞，破壞時會產(chǎn)生明顯的塑性變形而不呈現(xiàn)明顯的破壞面。通常認(rèn)為，巖石的脆性破壞是由于應(yīng)力條件下巖石中裂隙的產(chǎn)生和發(fā)展的結(jié)果；而塑性破壞通常是在塑性流動狀態(tài)下發(fā)生的，因組成物質(zhì)顆粒間相互滑移所致[18]。目前巖石的強(qiáng)度理論多數(shù)是從應(yīng)力的觀點來考察材料破壞，具有代表性的有Mohr-Coulomb(莫爾-庫倫)強(qiáng)度準(zhǔn)則、Drucker-Prager(德魯克-普拉格)準(zhǔn)則(簡稱D-P 巖石破壞準(zhǔn)則)和Griffith(格里菲斯)強(qiáng)度準(zhǔn)則。本文采用Mohr-Coulomb 準(zhǔn)則作為煤層失效判據(jù)。Mohr-Coulomb 強(qiáng)度準(zhǔn)則是建立在對試驗數(shù)據(jù)(單軸壓縮和三軸壓縮)統(tǒng)計分析基礎(chǔ)之上，其基本思想為：巖石不是在簡單應(yīng)力狀態(tài)下發(fā)生破壞，而是在不同的正應(yīng)力和剪應(yīng)力組合作用下發(fā)生破壞進(jìn)而喪失承載能力，并認(rèn)為巖石材料的破壞屬于剪切破壞，即在剪應(yīng)力與正應(yīng)力綜合作用下喪失承載能力。Mohr-Coulomb 強(qiáng)度準(zhǔn)則可以用莫爾極限應(yīng)力圓直觀地表示。

如圖1 所示(圖中，σ1和σ3分別為最大和最小主應(yīng)力；θ為剪切面與最小主應(yīng)力σ3之間的夾角；σ為正應(yīng)力；τ為剪應(yīng)力)，在σ-τ坐標(biāo)系中Mohr-Coulomb 強(qiáng)度包絡(luò)線的表達(dá)式為

圖1 Mohr-Coulomb 破壞準(zhǔn)則及破壞面Fig.1 Failure criterion of Mohr-Coulomb and Mohr strength

式中，τf為正應(yīng)力σ作用下的極限剪應(yīng)力，MPa；c為該類巖石的黏聚力，MPa；φ為內(nèi)摩擦角，(°)。

式(1)在τ-σ平面上是一條曲線，即在不同應(yīng)力狀態(tài)下達(dá)到破壞時的應(yīng)力圓的包絡(luò)線。根據(jù)Mohr-Coulomb 強(qiáng)度理論，在判斷材料內(nèi)某點處于復(fù)應(yīng)力狀態(tài)下是否破壞時，只要在τ-σ平面上作出該點的莫爾應(yīng)力圓。如果所作應(yīng)力圓在莫爾包絡(luò)線以內(nèi)，則通過該點任何面上的剪應(yīng)力都是小于相應(yīng)面上的抗剪強(qiáng)度，說明該點沒有破壞。如果所繪應(yīng)力圓剛好與包絡(luò)線相切，則通過該點有一對平面上的剪應(yīng)力剛好達(dá)到相應(yīng)面上的抗剪強(qiáng)度，該點開始破壞，或者稱之為處于極限平衡狀態(tài)。

1.3 煤層滲透率計算方法

根據(jù)達(dá)西定律，煤層的滲透率可表示為

式中，K為煤層滲透率，m2；Q為滲透量，m3/s；μ為滲透流體的黏度，Pa·s；L為煤墻厚度，m；A為通流面積，m2；Δp為煤墻兩側(cè)壓差，Pa。

根據(jù)式(2)計算所選煤墻厚度下一定孔隙率煤層不同氣化腔每天的泄漏量。根據(jù)強(qiáng)度分析和滲透率分析結(jié)果確定的氣化腔計算采收率。

1.4 煤炭地下氣化采收率計算方法

在煤炭地下氣化過程中，煤炭采出量可以理解為參與氣化的煤，即氣化腔的總體積。則煤炭地下氣化的采收率可表示為氣化腔的體積與采區(qū)煤層體積之比，即

當(dāng)存在落煤時，采區(qū)采收率表示為

2 基于強(qiáng)度和滲透率分析的最小煤墻厚度計算

煤炭地下氣化產(chǎn)生可燃性或腐蝕性氣體，一旦發(fā)生泄漏，將會污染地下水和影響地層結(jié)構(gòu)，因此氣化腔結(jié)構(gòu)需滿足滲透性要求。而強(qiáng)度是保持氣化腔結(jié)構(gòu)完整性的重要指標(biāo)，氣化腔頂?shù)装?、氣化腔之間的煤墻必須滿足強(qiáng)度要求[19-21]，反之，輕者會造成氣化腔泄漏，重者會造成氣化腔坍塌，發(fā)生事故。因此從強(qiáng)度和滲透率2 個方面研究最小煤墻厚度。

2.1 最小煤墻厚度有限元分析

2.1.1模型及網(wǎng)格劃分

采用有限元法進(jìn)行強(qiáng)度分析，根據(jù)巖石材料失效準(zhǔn)則判定煤墻最小安全厚度。煤炭地下氣化的氣化腔多為梨形連續(xù)腔或梨形單腔(圖2)，如果氣化腔較長，將會有很長的圓柱段，圓柱形腔比梨形腔強(qiáng)度更弱，選擇圓柱形腔進(jìn)行強(qiáng)度分析，建立圖3 所示的強(qiáng)度分析模型，圖3 中氣化腔直徑為24 m，氣化腔長度為60 m，煤墻距離根據(jù)強(qiáng)度分析結(jié)果確定。采用間接耦合方法進(jìn)行數(shù)值模擬，首先進(jìn)行熱分析，選擇8 節(jié)點六面體Solid 278 單元，該單元具有溫度自由度，最終輸出節(jié)點溫度。劃分網(wǎng)格如圖3 所示(2 種顏色分別代表不同材料)。熱分析結(jié)束后，得到所有節(jié)點的溫度，同時需要將網(wǎng)格單元轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)分析單元，采用鋼筋混凝土單元Solid 65，該單元作為混凝土使用時可在3 個方向分別配筋，而作為煤炭等巖石力學(xué)分析時不配鋼筋。單元轉(zhuǎn)化完成后，將節(jié)點溫度作為體載荷施加于強(qiáng)度分析單元上，再施加強(qiáng)度分析所需邊界條件。

圖2 煤炭地下氣化梨形氣化腔Fig.2 Pear-shaped gasification chambers of underground coal gasification

圖3 煤墻強(qiáng)度分析模型Fig.3 Modelling of strength analysis

通過劃分不同數(shù)量網(wǎng)格進(jìn)行對比分析，可以看出網(wǎng)格密度對溫度場分布幾乎無影響，對最高應(yīng)力略有影響，但隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，最高應(yīng)力趨于穩(wěn)定。例如當(dāng)氣化腔直徑為24 m，煤墻厚度為5 m，壓力為6 MPa，地層溫度為350 K，氣化溫度為1 300 K，兩氣化腔同時氣化時，不同網(wǎng)格密度下的最高溫度和最大Von mises 應(yīng)力對比見表1。選擇網(wǎng)格數(shù)為268 000進(jìn)行計算。

表1 不同網(wǎng)格密度最高溫度和最大Von mises 應(yīng)力對比Table 1 Comparison of maximum temperature and maximum Von mises stress for different mesh quantities

2.1.2材料屬性及本構(gòu)方程

分別指定煤炭和巖石的材料屬性。考慮溫度影響的煤力學(xué)分析材料屬性包括密度、彈性模型、泊松比、線膨脹系數(shù)、熱導(dǎo)率、非線性本構(gòu)方程、破壞準(zhǔn)則等。根據(jù)實驗結(jié)果，煤的密度以視密度表示，為1 350 kg/m3、彈性模量和泊松比分別為3.133 GPa和0.36、線膨脹系數(shù)取6.435×10-6℃-1、熱導(dǎo)率為1.2 W/(m·K)、非線性本構(gòu)方程采用Drucker-Prager模型，Drucker-Prager 模型需要給定材料的黏聚力、內(nèi)摩擦角和膨脹角。其中的膨脹角用于控制體積膨脹大小，在巖土工程中，一般密實砂土和超強(qiáng)固結(jié)土在發(fā)生剪切時會由于顆粒重新排列而出現(xiàn)體積膨脹；而一般砂土或正常固結(jié)的土體，只會發(fā)生剪縮，煤炭結(jié)構(gòu)也適用于該情況，因此膨脹角設(shè)置為0°。根據(jù)文獻(xiàn)[22]的實驗結(jié)果，煤的黏聚力及抗拉強(qiáng)度隨著圍壓的增加而增加，當(dāng)圍壓為10 MPa 時，煤的黏聚力為13 MPa，內(nèi)摩擦角為21.4°，抗拉強(qiáng)度極限為1.15 MPa，抗壓強(qiáng)度極限為60.7 MPa，抗剪強(qiáng)度極限為21 MPa。因煤炭為脆性材料，在拉力作用下容易開裂，而壓力過大也會被壓碎。鑒于研究目的是確定滿足強(qiáng)度要求的最小煤墻厚度，并非進(jìn)行極限分析，不考慮壓碎情況，關(guān)閉壓碎選項。為防止拉力作用下的破壞，考慮開裂情況，并假設(shè)裂紋張開時的剪切傳遞系數(shù)是0.4，裂紋閉合時的剪切傳遞系數(shù)是0.9，根據(jù)文獻(xiàn)[23]確定煤的單軸起裂強(qiáng)度為9.8 MPa。

2.1.3邊界條件

考慮氣化過程的溫度場、壓力場及地層應(yīng)力進(jìn)行強(qiáng)度分析。煤炭地下氣化是在高溫下的化學(xué)反應(yīng)過程，溫度的影響不可忽略，采用熱-應(yīng)力耦合分析，首先進(jìn)行溫度場分析，再把溫度場分析后的節(jié)點溫度施加于強(qiáng)度分析模型，進(jìn)行煤層受力強(qiáng)度分析。氣化腔頂部和底部按地層壓力和溫度計算，熱分析時4 個側(cè)面為絕熱邊界，強(qiáng)度分析2 個側(cè)面為對稱邊界，前后表面約束位移。氣化腔軸向溫度按線性變化，所施加邊界條件見表2，共包含46 種工況。其中對稱邊界代表2 個氣化腔同時氣化，非對稱邊界代表一個氣化腔冷卻之后進(jìn)行另一氣化腔的氣化。

表2 計算工況Table 2 Working conditions

2.2 煤墻應(yīng)力分析

2.2.1直徑24 m 對稱工況

當(dāng)氣化腔直徑為24 m，若兩腔同時氣化時，所選區(qū)域的溫度場分布如圖4 所示，氣化腔內(nèi)溫度在軸向方向呈梯度變化，最高溫度為1 027 ℃。中間煤墻溫度較高。

圖4 溫度場分布Fig.4 Distribution of temperature

根據(jù)圖4 所示的溫度場分布及前述邊界條件進(jìn)行強(qiáng)度分析，得到所選區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力分布。計算結(jié)果包括每個方向正應(yīng)力、剪應(yīng)力、3 個主應(yīng)力、第三強(qiáng)度理論等效應(yīng)力、第四強(qiáng)度理論等效應(yīng)力等。通過應(yīng)力云圖無法直觀顯示Mohr-Coulomb 強(qiáng)度理論等巖石材料等效應(yīng)力，但第四強(qiáng)度理論(Von mises)等效應(yīng)力體現(xiàn)了3 個主應(yīng)力的綜合影響，可以表現(xiàn)出多向應(yīng)力條件下材料的應(yīng)力分布情況。對比了不同煤墻厚度情況下腔內(nèi)壓力為6 MPa 時的Von mises 等效應(yīng)力分布情況，如圖5 所示?？梢娫趦?nèi)壓力作用下氣化腔周圍的應(yīng)力分布基本呈蝶形，兩腔之間的煤墻處應(yīng)力較高，尤其是煤墻較窄時。隨著煤墻厚度的增加，最大應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)移至頂層巖板和底層巖板接觸處，但由于巖板的保護(hù)，該處不會導(dǎo)致破壞，最危險截面仍為煤墻中心處。

圖5 不同煤墻厚度等效應(yīng)力對比Fig.5 Comparison of von Mises stress for different wall thickness

根據(jù)Mohr-Coulumb 準(zhǔn)則對強(qiáng)度進(jìn)行評定，選取每個計算模型的煤墻中間位置作為分析面，寬度為整個煤墻厚度，高度和長度各為2 m 計算3 個方向的主應(yīng)力，畫出應(yīng)力圓。不同厚度煤墻的氣化腔結(jié)構(gòu)在不同壓力下σ-τ平面的應(yīng)力圓如圖6 所示。在工作壓力為6 MPa 時不同厚度煤墻氣化腔的應(yīng)力圓如圖7 所示。應(yīng)力圓與σ軸的右側(cè)交點為σ1(第1 主應(yīng)力)，左側(cè)交點為σ3(第3 主應(yīng)力)，半徑為(σ1-σ3)/2。圖6 中截距c為材料的黏聚力，煤的黏聚力隨著圍壓的增加而增加，無煙煤在圍壓10 MPa 下的黏聚力為13 MPa；夾角φ為內(nèi)摩擦角，無煙煤的內(nèi)摩擦角為21.4°，由截距c和內(nèi)摩擦角φ確定的線為包絡(luò)線。應(yīng)力圓在包絡(luò)線以下代表按照Mohr-Coulumb 準(zhǔn)則材料不會發(fā)生破壞，與包絡(luò)線相切代表臨界狀態(tài)，與包絡(luò)線相割代表材料發(fā)生破壞。

圖6 不同壓力下不同厚度煤墻莫爾強(qiáng)度對比Fig.6 Comparison of Mohr strength of different wall thickness under different pressure

圖7 6 MPa 下不同厚度煤墻莫爾強(qiáng)度對比Fig.7 Comparison of Mohr strength of different wall thickness under the pressure of 6 MPa

從圖6 可以看出，對于兩氣化腔溫度壓力完全相同工況，氣化腔壓力越接近地層壓力，應(yīng)力圓越小，代表越安全；氣化腔壓力與地層壓力相差越大，應(yīng)力圓越大，煤墻越容易破壞；當(dāng)氣化腔壓力高于地層壓力時，即圖6(c)、(d)中12 MPa 情況，應(yīng)力圓嚴(yán)重左移，有可能出現(xiàn)拉應(yīng)力，使得煤層更容易出現(xiàn)裂紋。由圖7 可以看出，工作壓力相同時，不同厚度煤墻的σ3相同，但σ1隨著煤墻厚度的增加而減小，應(yīng)力圓半徑也隨之減小，代表煤墻越安全。

當(dāng)煤墻厚度為2 m 時，氣化腔壓力為4 和6 MPa時應(yīng)力圓與包絡(luò)線相割，而煤墻厚度為3 m 時，氣化腔壓力為4 MPa 時應(yīng)力圓與包絡(luò)線相割，實際操作中應(yīng)根據(jù)應(yīng)力圓與包絡(luò)線相對位置確定煤墻厚度。

2.2.2直徑24 m 非對稱工況

英譯：http://en.dpm.org.cn/collections/collections/2009-10-16/837.html

煤炭地下氣化過程中，通常會出現(xiàn)一個氣化腔氣化完成后再進(jìn)行下一個腔的氣化情況，極端情況是假設(shè)氣化完成的腔已冷卻至地層溫度。假設(shè)第1 個腔的壓力與地層壓力相同，溫度為地層壓力，研究第2個腔在工作溫度下壓力分別為4、6、8 和10 MPa 時煤墻的應(yīng)力狀態(tài)。各工況下的應(yīng)力圓如圖8 所示。

圖8 煤墻厚度4 m 非對稱工況不同壓力下的應(yīng)力圓Fig.8 Comparison of asymmetrical Mohr’s stress circle of wall with the thickness of 4 m under different pressure

由圖8 可以看出，應(yīng)力圓直徑先隨著工作壓力的增加而縮小，進(jìn)而隨著工作壓力的增加而增大。尤其是當(dāng)工作壓力大于8 MPa 后，應(yīng)力圓出現(xiàn)左移現(xiàn)象，意味著拉應(yīng)力的出現(xiàn)。盡管圖8 中當(dāng)工作壓力為10 MPa 時所有平均應(yīng)力仍均為壓應(yīng)力，但輸出所有點的應(yīng)力發(fā)現(xiàn)已有部分節(jié)點應(yīng)力為拉應(yīng)力，并且在煤墻中間部位已出現(xiàn)了裂紋(圖9)，因此煤墻厚度為4 m已無法適用于該工況，將煤墻厚度增加到5 m 后強(qiáng)度滿足要求。

圖9 煤墻中出現(xiàn)裂紋Fig.9 Cracks appeared in the wall

2.2.3不同煤層厚度對比

由于煤層厚度的差異，氣化腔直徑也隨之變化。氣化腔直徑的改變將導(dǎo)致應(yīng)力圓發(fā)生變化。由圖10可以看出，當(dāng)氣化腔直徑為20 m、工作壓力為4 MPa時，煤墻厚度2 m 時應(yīng)力圓與包絡(luò)線相割，煤墻厚度為3 m 時應(yīng)力圓與包絡(luò)線相切，與圖6(a)、(b)相比，其安全性已大大提高。通過對氣化腔直徑為30、20、16 和12 m 進(jìn)行計算可知，當(dāng)氣化腔直徑為30 m 時，煤墻最小厚度需取為6 m 以上，氣化腔直徑為20 m和16 m 時，煤墻最小厚度可取為3 m，而氣化腔直徑為12 m 時，煤墻最小厚度可取為2 m。

圖10 直徑20 m、工作壓力4 MPa 時不同厚度煤墻應(yīng)力圓Fig.10 Mohr’s stress circle of different wall thickness under the pressure of 4 MPa for a gasification chamber with the diameter of 20 m

2.3 滲透率分析

根據(jù)式(2)所示的Darcy 定律可得煤層滲透量為

由文獻(xiàn)[17]，煤層滲透率隨著煤層壓力的升高而降低，具體關(guān)系如圖11 所示，可知當(dāng)?shù)貙訅毫?0 MPa 時，煤層滲透率為0.002×10-15m2。

圖11 滲透率與煤層壓力關(guān)系Fig.11 Relationship between permeability and pressure

按照最危險工況，取滲透面積為D×60 m2(D為氣化腔直徑)，當(dāng)工作壓力為10 MPa，已完成氣化腔壓力為4 MPa 時2 者壓差最大，取Δpmax=6 MPa。L分別取2、3、4、5 和6 m。氣體在1 000 ℃、10 MPa 下的黏度為51.92 μPa·s。

表3 氣化腔直徑30 m、壓差6 MPa 時不同煤墻厚度滲透量Table 3 Permeability of different wall thicknesses under the gasification chamber diameter of 30 m and the pressure difference of 6 MPa

表4 不同直徑氣化腔壓差6 MPa、煤墻厚度2 m 滲透量Table 4 Permeability of different gasification chamber diameter under the pressure difference of 6 MPa with the wall thickness of 2 m

3 煤炭地下氣化采收率計算

3.1 煤炭地下氣化采收率計算方法

根據(jù)《生產(chǎn)煤礦回采率管理暫行規(guī)定》，生產(chǎn)煤礦采區(qū)回采率采用式(3)進(jìn)行計算。在煤炭地下氣化過程中，采出煤量可以理解為參與氣化的煤量，即氣化腔的總體積。則煤炭地下氣化的采收率可表示為氣化腔的體積與采區(qū)煤層體積之比。當(dāng)存在落煤時，采區(qū)采收率表示為式(4)。

3.2 不同條件下氣化腔的采收率計算

3.2.1氣化腔形狀定義

中深層煤炭地下氣化尚處于試驗階段，氣化腔的具體形狀及其控制技術(shù)有待開發(fā)，美國Lawrence Livermore National Laboratory 提出注入點可控后退(CRIP)技術(shù)，在氣化的同時控制注入點后退使得氣化腔擴(kuò)展，當(dāng)注入的氣化劑無法滿足氣化腔擴(kuò)展要求，氣化質(zhì)量開始惡化時，控制注入管后退并重新點火形成新的氣化腔。根據(jù)加拿大天鵝山示范工程項目(Swan Hills Synfuels In Situ Coal Gasification Demonstration Project)的調(diào)查報告，其氣化腔形狀為梨形，類似圖12(c)。實際氣化過程，其結(jié)構(gòu)并非理想梨形結(jié)構(gòu)，而是類似香腸形狀，簡化為圖12(b)所示圓柱形結(jié)構(gòu)，如果僅考慮圓柱段，氣化腔又可簡化為圖12(a)所示的圓柱形結(jié)構(gòu)。分別研究了以上3 種形狀氣化腔的采收率。

圖12 3 種形狀氣化腔Fig.12 Three types of gasification chambers

在動用煤炭區(qū)域內(nèi)取2 列氣化腔所占區(qū)域進(jìn)行研究，為滿足周期對稱邊界條件，氣化腔與壁面距離為兩氣化腔距離一半?？紤]氣化腔為理想形狀，此時計算的采收率為該工況下最大采收率。根據(jù)幾何尺寸計算氣化腔的體積，最終采收率等于氣化腔體積/所選動用煤炭區(qū)域體積。

3.2.2不同形狀氣化腔采收率計算結(jié)果分析

不同形狀氣化腔在不同煤墻厚度下的采收率見表5，通過煤墻強(qiáng)度分析，在一定溫度、壓力和氣化腔直徑下，存在最小煤墻厚度。

表5 不同形狀氣化腔采收率Table 5 Recovery rate of different gasification chambers

從表5 可以看出，圓柱形氣化腔的采收率略低于國家標(biāo)準(zhǔn)要求的厚煤層75%回采率的要求，且根據(jù)強(qiáng)度要求，氣化腔直徑較大而煤墻厚度較小時的工況為不安全工況，實際中不予采用，沒有采收率。帶錐段圓柱腔的采收率比圓柱腔略有降低。而梨形連續(xù)腔的采收率遠(yuǎn)低于標(biāo)準(zhǔn)要求?？梢姡欢簤穸认職饣恢睆皆酱蟛墒章试礁?。但氣化腔直徑大也會削弱其強(qiáng)度，不得不采用更厚的煤墻。從表5 可以看出，當(dāng)氣化腔直徑為30 m 時，煤墻厚度需達(dá)到6 m 才能滿足各工況要求，而氣化腔直徑為12 m 時，煤墻厚度只需2 m 便可滿足要求。對于圓柱形氣化腔2 者在滿足強(qiáng)度要求的最小間距下采收率基本相等，但對于梨形氣化腔，氣化腔直徑的降低仍會導(dǎo)致采收率的大幅降低，即使煤墻厚度減小也無法彌補(bǔ)。

當(dāng)考慮氣化腔中存在20%殘?zhí)繒r，不同煤墻厚度時的采收率見表5 括號內(nèi)數(shù)值，其采收率率進(jìn)一步降低，連續(xù)梨形氣化腔的采收率甚至?xí)档?0%以下。

4 結(jié)論和意義

4.1 結(jié)論

(1)煤炭地下氣化的采收率與煤層及巖層在不同溫度下的物性、煤層賦存的地層條件、煤層厚度、預(yù)留煤墻厚度、氣化腔形狀、大小、是否有殘?zhí)坑嘘P(guān)。

(2)煤炭地下氣化的采收率在10%～65%，總體小于煤炭開采的回采率。

(3)采收率圓柱形腔 ＞ 帶錐段的圓柱形腔 ＞ 梨形腔。

4.2 結(jié)果所體現(xiàn)的意義

由于煤炭地下氣化的固有特點，在氣化反應(yīng)過程中，氣化腔趨向于向圓形演化，形成圓柱形或梨形氣化腔，無法像煤炭開采一樣形成方形通道，這也決定了即使沒有預(yù)留安全煤墻，其采收率也僅能達(dá)到75%，當(dāng)預(yù)留安全煤墻后，其采收率會進(jìn)一步降低。隨著煤墻厚度的增加，采收率逐漸降低，但煤墻厚度對厚煤層影響較小，對薄煤層影響較大。煤層厚度為30 m時，安全煤墻厚度從2 m 增加到6 m 其采收率僅降低8%，而厚度為12 m 的煤層，安全煤墻厚度從2 m 增加到6 m 其采收率降低15%。梨形連續(xù)腔的采收率遠(yuǎn)低于標(biāo)準(zhǔn)要求，尤其是考慮殘?zhí)看嬖跁r，其采收率甚至低于10%。

通過強(qiáng)度分析和滲透率分析，提出了新的煤炭地下氣化采收率的評價方法，由于國內(nèi)外尚未建立起煤炭地下氣化資源評價方法，本研究提出的方法可為創(chuàng)建煤炭地下氣化資評方法提供可利用率或可開采率的評價方法。