熱浮力驅(qū)動(dòng)下地下煤火陰燃蔓延模型與機(jī)制

惠紹棠 ，宋澤陽(yáng) ，李茂銳 ，張利冬 ，張 浩

（1.西安科技大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，陜西 西安 710054；2.蘇博特新材料股份有限公司，江蘇 南京 211103）

地下煤火是全球性的重大災(zāi)害[1]。我國(guó)是受地下煤火災(zāi)害最為嚴(yán)重的國(guó)家之一[2-6]。地下煤火極難防治，其主要原因之一在于它在地下數(shù)十至近百米的地下深度、數(shù)十到上百年長(zhǎng)時(shí)間的自維持性傳播蔓延[2,3,7]。因此，理解蔓延機(jī)制和預(yù)測(cè)蔓延速率等有助于完善、改進(jìn)地下煤火防控技術(shù)措施，對(duì)我國(guó)煤炭資源綠色安全開(kāi)采和生態(tài)環(huán)境保護(hù)具有重要意義。

由于供氧受限，地下煤火主要以無(wú)焰、陰燃的方式蔓延。根據(jù)火蔓延與供氧的方向，可將陰燃蔓延分為正向蔓延和反向蔓延[8]：其中正向蔓延為火蔓延的方向與供氧方向一致；反之，則為反向蔓延。陰燃蔓延主要受供氧和熱損失控制[9]，地下巖層形成了比較好的保溫環(huán)境；因此，地下煤火蔓延主要受供氧控制。地下煤火供氧驅(qū)動(dòng)力主要包括風(fēng)[10]、大氣壓波動(dòng)[11]、自然風(fēng)壓[12]和熱浮力（火風(fēng)壓）[13-15]。KREVOR 等[16]針對(duì)美國(guó)科羅拉多San Juan Basin 西北的某一處地下煤火，采用帶有13C 同位元素的CO2檢測(cè)其供氧途徑，研究表明地下煤火產(chǎn)生的熱浮力是其自身燃燒所需供氧的重要驅(qū)動(dòng)力；SONG 等[17]通過(guò)地下煤火實(shí)驗(yàn)研究表明熱浮力可能是地下煤火自維持持久蔓延的重要原因之一。

由于火區(qū)溫度高且地質(zhì)、氣象條件復(fù)雜，地下煤火野外現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研難度大、成本高。因此，構(gòu)建可靠、穩(wěn)定的數(shù)值計(jì)算模型是地下煤火蔓延經(jīng)濟(jì)且有效的研究手段，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此開(kāi)展了深入研究。HUANG 等[18]建立了地下煤火二維穩(wěn)態(tài)模型，預(yù)測(cè)了不同深度下的地下煤火溫度分布；WOLF 等[19]基于移動(dòng)坐標(biāo)構(gòu)建了地下煤火二維準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型，采用有限體積方法對(duì)該模型進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，分析了地下煤火氣體運(yùn)移特點(diǎn)和火源深度影響。WESSLING 等[20]建立了二維非穩(wěn)態(tài)地下煤火蔓延模型，該模型不僅考慮了多孔介質(zhì)傳熱傳質(zhì)，還包含了煤燃燒單步化學(xué)反應(yīng)，且采用了operator-splitting 方法對(duì)傳質(zhì)和化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行分離操作，在數(shù)值計(jì)算方面實(shí)現(xiàn)了氧氣運(yùn)輸對(duì)煤燃燒反應(yīng)的控制，然后運(yùn)用基于有限元方法的Rockflow 進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了覆巖滲透率對(duì)地下煤火蔓延速率的影響；宋澤陽(yáng)等[21]推導(dǎo)了地下煤火供氧受限條件下煤燃燒一步反應(yīng)耗氧速率的估算式，在此基礎(chǔ)上建立了二維非穩(wěn)態(tài)地下煤火蔓延模型，運(yùn)用有限元COMSOL Multiphysics 分析了廢棄巷道漏風(fēng)和大氣壓波動(dòng)對(duì)地下煤火的影響；WANG 等[22]建立了多孔地下煤層的傳熱傳質(zhì)理論模型，采用有限差分-隱式解數(shù)值模擬分析了煤層傾角和孔隙率等地質(zhì)條件對(duì)地下煤火蔓延速率的影響作用；TANG 等[23]建立了新疆和什洛蓋煤田火災(zāi)的Thermal-Hydraulic-Chemical 耦合模型，采用有限體積FLUENT 模擬了地下煤火的動(dòng)態(tài)溫度變化，并分析了表面覆蓋滲透率對(duì)溫度場(chǎng)的影響；BUSTAMANTE 等[24]建立了二維非穩(wěn)態(tài)地下煤火蔓延模型，運(yùn)用COMSOL 軟件從火源的點(diǎn)和面2個(gè)角度模擬分析了地下煤火蔓延。總體而言，目前地下煤火蔓延模型基本都是熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下陰燃正向蔓延，這些模型構(gòu)建了多孔介質(zhì)傳熱傳質(zhì)控制方程，能較好地分析地下煤火高溫區(qū)的分布和氣體運(yùn)移特點(diǎn)，并預(yù)測(cè)地下煤火蔓延速率和燒毀煤炭損失等，這為地下煤火蔓延規(guī)律的認(rèn)識(shí)和災(zāi)害防控奠定了理論基礎(chǔ)。但是，這些模型仍存在不足：煤燃燒化學(xué)反應(yīng)局限于單步反應(yīng)；缺乏實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型的有效性?；诖?，為了解決現(xiàn)有模型存在的不足，在前人研究的基礎(chǔ)上探索地下煤火蔓延機(jī)制，建立煤陰燃三步反應(yīng)模型（蒸發(fā)、熱解和碳氧化反應(yīng)），在此基礎(chǔ)上結(jié)合多孔介質(zhì)傳熱傳質(zhì)和達(dá)西定律，構(gòu)建熱浮力驅(qū)動(dòng)地裂縫氣流作用下的地下煤火陰燃正向蔓延模型；開(kāi)展熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下地下煤火陰燃正向蔓延相似實(shí)驗(yàn)；將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證提出模型的有效性；通過(guò)分析熱浮力驅(qū)動(dòng)供氧與煤陰燃的耦合作用，揭示熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下地下煤火陰燃正向蔓延機(jī)制。

1 相似實(shí)驗(yàn)

熱浮力驅(qū)動(dòng)地裂縫氣流作用下地下煤火陰燃正向蔓延相似實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1。

圖1 熱浮力驅(qū)動(dòng)地裂縫氣流作用下地下煤火陰燃實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.1 Schematic diagram of underground coal smoldering fire experiment

實(shí)驗(yàn)裝置分為供氧管道、燃燒爐和排氣管道，3 部分組合成1 個(gè)U 形管道，將U 形管道的頂面視為模擬的地面，頂面以下的空間區(qū)域相當(dāng)于地下空間。燃燒區(qū)域簡(jiǎn)化為（直徑12 cm×高度60 cm）的垂直管道，通風(fēng)管道由垂直的排氣管道和L 形的供氧管道組成，分別安裝在燃燒室的頂部和底部。2 個(gè)管子的直徑都為6 cm，管道的垂直長(zhǎng)度（火源深度）為2.6 m。該實(shí)驗(yàn)與現(xiàn)場(chǎng)原型的相似比為1∶20，可以較好地反映地下煤火氣體運(yùn)移的本質(zhì)特點(diǎn)[25]。

此外，地下煤火供氧受限重要的因素之一是地裂縫等通道空間小[26-27]。實(shí)驗(yàn)在供氧管道入口填入厚度為40 cm 的大、中、小3 種不同孔徑的泡沫（分別對(duì)應(yīng)孔隙率為0.964 5、0.952 2、0.922 3的泡沫a、泡沫b、泡沫c），模擬地裂縫滲透性的影響作用。燃燒爐內(nèi)填放約15 cm 厚的煙煤煤層，煤顆粒平均直徑為6 mm。點(diǎn)火器放置在煤層下方，以15～20 kW/m2的功率加熱煤層，產(chǎn)生煙氣。在煙氣的熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下，空氣通過(guò)供氧管道進(jìn)入燃燒爐參與煤陰燃反應(yīng)，且供氧方向與煤陰燃蔓延方向一致，即陰燃正向蔓延。燃燒爐的中心設(shè)有7 個(gè)K 型熱電偶（TC1～TC7），測(cè)量煤火蔓延溫度和煙氣溫度。當(dāng)TC1 的溫度達(dá)到500 ℃時(shí)，點(diǎn)火器自動(dòng)關(guān)閉。地下煤火在熱浮力驅(qū)動(dòng)供氧條件下自維持地蔓延，直至煤層燒完。為了排除外部風(fēng)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響，相似實(shí)驗(yàn)裝置放置在大空間實(shí)驗(yàn)室內(nèi)。每組實(shí)驗(yàn)至少重復(fù)2 次。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 煤陰燃化學(xué)反應(yīng)體系

2.1.1 煤陰燃單步反應(yīng)

煤陰燃反應(yīng)十分復(fù)雜，目前其具體的反應(yīng)機(jī)制尚沒(méi)有完全認(rèn)識(shí)清楚。目前大部分研究將煤燃燒簡(jiǎn)化為單步反應(yīng)[28]：

式中：vo,O2、vo,a、vo,g分別為氧氣、灰分反應(yīng)生成的氣體在氧化過(guò)程的反應(yīng)系數(shù)。

2.1.2 煤陰燃三步反應(yīng)

煤陰燃單步反應(yīng)對(duì)于陰燃蔓延模型來(lái)說(shuō)過(guò)于簡(jiǎn)單，因?yàn)楹雎粤怂终舭l(fā)和熱解等吸熱反應(yīng)，但這些吸熱反應(yīng)對(duì)于地下煤火陰燃蔓延溫度、速率和自維持性等都具有重要的影響作用。因此采用三步陰燃化學(xué)反應(yīng)，如式（2）～式（4）[29]（煤中的水分簡(jiǎn)化為固體成分看待，不考慮相變和環(huán)境中的水分影響）：

水分蒸發(fā)：

式中：vw,dr為水分蒸發(fā)過(guò)程的反應(yīng)系數(shù)。

煤熱解：

式中：vp,ch、vp,g分別為碳、反應(yīng)生成的氣體在熱解過(guò)程的反應(yīng)系數(shù)。

碳氧化：

采用阿倫尼烏斯公式計(jì)算每步反應(yīng)速率[30]：

式中：rj為反應(yīng)速率，kg/（m3·s）；ρi為不同固體組分密度，kg/m3；Yi、YO2分別為固體組分和氧氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Aj為各分步反應(yīng)的指前因子，1/s；Ej為各分步反應(yīng)的活化能，kJ/mol；ni為固體組分的反應(yīng)級(jí)數(shù)；R為摩爾氣體常量；T為熱力學(xué)溫度，K；nO2為氧氣的反應(yīng)級(jí)數(shù)。

對(duì)于陰燃三步反應(yīng)體系而言，式（2）～式（5）包含A、E、n未知的動(dòng)力學(xué)參數(shù)。為了求解這些參數(shù)，開(kāi)展了2、5、10 K/min 3 種升溫速率的煤燃燒熱重實(shí)驗(yàn)。根據(jù)質(zhì)量守恒和熱重實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用遺傳算法計(jì)算求得最優(yōu)的動(dòng)力學(xué)參數(shù)，關(guān)于陰燃多步反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)等的遺傳算法優(yōu)化求解可參見(jiàn)文獻(xiàn)[29-31]。煤陰燃反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)、化學(xué)計(jì)量系數(shù)和反應(yīng)熱見(jiàn)表1。

表1 煤陰燃反應(yīng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)、化學(xué)計(jì)量系數(shù)和反應(yīng)熱Table 1 Kinetic parameters, stoichiometric coefficients and reaction heat of coal smoldering reaction

2.2 控制方程

2.2.1 熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下氣流滲流方程

熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下氣流運(yùn)動(dòng)基本符合達(dá)西定律。因此，氣流滲流方程可表示為：

式中：u為氣流速度，m/s；κ為滲透系數(shù)，m2；μ為空氣動(dòng)力黏性系數(shù)，kg/(m·s)；ρa(bǔ)為空氣密度，kg/m3；g為加速度，m/s2；Ta、Tg分別為環(huán)境溫度和煙氣溫度，℃；c為填充泡沫后的等效通風(fēng)阻力系數(shù)，大、中、小3 種口徑其值分別為0.40、0.35、0.23。

2.2.2 質(zhì)量守恒方程

煤陰燃多步反應(yīng)包含4 個(gè)組分，分別為水分、煤、碳和灰分，其各自的質(zhì)量守恒方程如式（7）～式（10）。

4 種組分混合的固體總體質(zhì)量守恒方程為：

2.2.3 能量守恒方程

假設(shè)氣、固兩相達(dá)到了熱均衡狀態(tài)，則能量守恒方程為：

其中，

式中：ε為煤層孔隙率； ρg為氣體的密度，kg/m3；為固體的平均密度，kg/m3；為固體的平均比熱容，J/(kg·K)；Cg為氣體的比熱，J/(kg·K)；為固體的平均導(dǎo)熱率, W/(m·K)；λq為輻射導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)； λg為氣體的導(dǎo)熱率，W/(m·K)。

式中：Ci為固體組分的比熱容，J/(kg·K)；λi為固體組分的導(dǎo)熱率，W/(m·K)；i= H2O、coal、C、ash。

2.2.4 氧氣運(yùn)輸方程

物質(zhì)傳遞方程涉及的物質(zhì)主要包括氧氣、氮?dú)夂蜔煔猓ㄖ饕獮橐谎趸己投趸迹?。研究不考慮氣相反應(yīng)，且忽略煙氣-空氣之間的組分濃度浮力，只考慮氧氣組分的運(yùn)輸，如式（18）。

式中：D為空氣擴(kuò)散系數(shù)，m2/s。

3 數(shù)值計(jì)算

3.1 邊界和初始條件

計(jì)算域的溫度場(chǎng)邊界條件為：

式中：Hb、Hc分別為反應(yīng)區(qū)域側(cè)邊、上邊界的對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；q為熱通量，kW/m2；λ為導(dǎo)熱率，W/(m·K)。

氧氣運(yùn)輸?shù)倪吔鐥l件為：

式中：YO2為初始時(shí)刻氧氣的體積分?jǐn)?shù)；hm為模型中的反應(yīng)深度比，當(dāng)y=l時(shí) ，hm為1。

數(shù)值計(jì)算的初始條件為：

T0=Ta, ρs,0=ρcoal,0,Yw,0=0.2,

Ycoal,0=0.8 ρg,0=ρa(bǔ),YO2,0=0.21

式中：T0為初始時(shí)刻溫度，K；ρs,0為初始時(shí)刻固體密度，kg/m3；ρcoal,0為初始時(shí)刻煤的密度，kg/m3；ρg,0為 初 始 時(shí) 刻 氣 體 密 度，kg/m3；Yw,0、Ycoal,0分別為初始時(shí)刻水分、煤的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

3.2 輸入?yún)?shù)和網(wǎng)格劃分

數(shù)值計(jì)算模型中輸入的參數(shù)值為：①比熱容：水比熱容Cw=4 168 J·/（kg·K），煤比熱容Cc=1 320 J·/（kg·K），碳Cch=1 260 J·/（kg·K），灰 分 比 熱 容Cash=880 J·/（kg·K），氣體比熱容Cg=1 000 J·/（kg·K）；②空氣擴(kuò)散系數(shù)D=1.5×10-5m2/s；③對(duì)流換熱系數(shù)Ha=6.8 W/（m2·K）；④對(duì) 流 換 熱 系 數(shù)Hb=0.12 W/（m2·K)；⑤導(dǎo)熱系數(shù)：水導(dǎo)熱系數(shù)λw=0.6 W/（m·K)，煤導(dǎo)熱系數(shù)λc=0.2 W/（m·K)，碳導(dǎo)熱系數(shù)λch=0.26 W/（m·K)，灰分導(dǎo)熱系數(shù)λash=0.8 W/（m·K)，氣體導(dǎo)熱系數(shù)λg=0.025 8 W/（m·K)；⑥氣體常數(shù)R=8.314 J/（mol·K)；⑦環(huán)境溫度Ta=293.15 K；⑧氧氣初始質(zhì)量分?jǐn)?shù)Yo=0.21；⑨輻射換熱系數(shù)β=3×10-9W（m·K4)；⑩孔隙率ε=0.55；?滲透系數(shù)κ=4.436 7×10-7m2；?空氣密度ρa(bǔ)=1.293 kg/m3；?煤密度ρc=1 595 kg/m3；?空氣動(dòng)力黏性系數(shù)μ=1.85×10-5kg/(m·s)。

采用自由三角形網(wǎng)格進(jìn)行劃分。利用現(xiàn)有參數(shù)對(duì)模型進(jìn)行試算，其表明：采用細(xì)化網(wǎng)格（網(wǎng)格單元數(shù)為2 572）能使數(shù)值計(jì)算結(jié)果精度（最小單元質(zhì)量0.32，平均單元質(zhì)量0.92）和收斂性較好，且計(jì)算效率高。

4 模擬結(jié)果

4.1 模型驗(yàn)證

將厚度為40 cm 的大、中、小3 種不同孔徑泡沫，填入供氧管道內(nèi)，實(shí)驗(yàn)觀察和模擬分析其蔓延情況。熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下地下煤火陰燃正向蔓延模型驗(yàn)證如圖2。不同泡沫孔隙率條件下供氧速率如圖3。

圖2 熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下地下煤火陰燃正向蔓延模型驗(yàn)證Fig.2 Validation of the proposed model against with experimental data

在實(shí)驗(yàn)條件下，地下煤火陰燃蔓延的峰值溫度區(qū)間為（662±27～850±68） ℃，蔓延速率為（0.20±0.13～0.49±0.27）cm/h；與野外現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)的結(jié)果比較接近[7,32-33]；與空心供氧管道（不填充多孔泡沫）條件相比，其峰值溫度低、蔓延速率小[17]，但與地表泥炭向地下深處正向蔓延相比，兩者的峰值溫度和蔓延速率基本相同[34]。

由圖2 可知：隨著滲透性的減小，蔓延的峰值溫度降低、蔓延速率變慢，這主要因?yàn)闈B透性低、供氧難。

由圖2 可知：三步反應(yīng)模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果非常接近；單步反應(yīng)模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果在陰燃正向蔓延的峰值溫度上較為接近，但蔓延速率差別較大，單步反應(yīng)模型不能很好地反映實(shí)際的煤火陰燃蔓延情況。綜上所述，三步反應(yīng)模型明顯優(yōu)于單步反應(yīng)模型。同時(shí)說(shuō)明提出的新的三步反應(yīng)模型能有效地預(yù)測(cè)熱浮力驅(qū)動(dòng)地裂縫氣流作用自下地下煤火陰燃正向蔓延。

4.2 熱浮力驅(qū)動(dòng)下地下煤火陰燃正向蔓延機(jī)制

煤在點(diǎn)火器加熱作用下生產(chǎn)煙氣，煙氣溫度高于空氣產(chǎn)生熱浮力，在“U”形管道進(jìn)入口兩端形成壓差，使得空氣向下運(yùn)輸進(jìn)入供氧管道和燃燒爐，促使煤陰燃和蔓延。隨著加熱的持續(xù)，煙氣溫度增加，熱浮力增加，從而供氧速率增大；使得氧化反應(yīng)增強(qiáng)、放熱增大，繼而進(jìn)一步促進(jìn)供氧。供氧速率在點(diǎn)火和火蔓延初期隨著時(shí)間的推移迅速增大。當(dāng)關(guān)閉點(diǎn)火器之后，只要煙氣溫度達(dá)到一定的值，且整個(gè)煤層空間的放熱速率大于等于散熱速率，則可以在熱浮力驅(qū)動(dòng)地裂縫氣流供氧條件下地下煤火維持陰燃正向蔓延。

t=6、18、30 h 3 個(gè)時(shí)間在熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下地下煤火蔓延特征如圖4。

圖4 泡沫孔隙率為0.952 2 條件下t=6 h（第1 列）、18 h（第2 列）和30 h（第3 列）的溫度場(chǎng)及氧氣體積分?jǐn)?shù)、煤、碳、灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.4 Cloud diagrams of temperature field, oxygen, coal,carbon and ash mass fraction distribution (from top to bottom) of t=6 h (the first column), 18 h (the second column) and 30 h (the third column) with condition of foam porosity of 0.952 2

由圖4 可知：陰燃正向蔓延的高溫峰值（Tp=750 ℃）的位置與氧氣體積分?jǐn)?shù)驟降梯度的位置是一致的，因?yàn)樘佳趸顷幦悸臃艧岬闹饕獰嵩?，這也是地下煤火陰燃正向蔓延受供氧控制的主要原因。這些位置還與碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)驟降梯度以及灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的驟增梯度的位置也是相同的，其原因在于在構(gòu)建的三步陰燃反應(yīng)體系中碳的消耗和灰分的生成主要是在于碳的氧化反應(yīng)。然而，煤的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布特點(diǎn)則與氧氣、碳和灰分不同，因?yàn)槊褐饕驗(yàn)闊峤夥磻?yīng)而消耗，而熱解反應(yīng)不需要氧氣參與，因此碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)空間分布與氧氣的分布基本沒(méi)有直接的關(guān)聯(lián)。值得注意的是，在陰燃正向蔓延的初期，煤和碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)空間分布可能存在驟增和驟降2 個(gè)梯度，因?yàn)闊崃吭诿簩觾?nèi)部傳導(dǎo)較慢，陰燃前鋒（碳氧化反應(yīng)位置）遠(yuǎn)端的煤溫度低，尚未開(kāi)始熱解反應(yīng)，沒(méi)有生成碳。

中孔隙率泡沫條件的中心軸線(xiàn)y=2、8、12 cm 3 個(gè)位置的水分蒸發(fā)（rw）、煤熱解（rp）和碳氧化（ro）反應(yīng)速率隨時(shí)間的變化情況如圖5。大、中和小3種孔隙率泡沫條件下同一位置（y=8 cm）的水分蒸發(fā)（rw）、煤熱解（rp）和碳氧化（ro）反應(yīng)速率隨時(shí)間變化如圖6。

圖5 泡沫孔隙率為0.952 2 條件下中心軸線(xiàn)3 個(gè)不同位置的反應(yīng)速率Fig.5 Chemical reaction rates of three different positions at the central axis with condition of foam porosity of 0.952 2

圖6 不同泡沫孔隙率條件下中心軸線(xiàn)y=8 cm 位置水分蒸發(fā)（rw）、煤熱解（rp）和=碳氧化（ro）反應(yīng)速率Fig.6 Reaction rates of water evaporation(rw), coal pyrolysis(rp) and carbon oxidation(ro) at y=8 cm with different porosity of foam

由圖5 可知：水分蒸發(fā)反應(yīng)在煤層中蔓延的速率最快，從y=2 cm 至12 cm，僅需不到5 h 的時(shí)間；相同的距離，煤熱解則需要約15 h，這比水分蒸發(fā)慢了10 h，其可能原因主要是煤質(zhì)量分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)大于水分、導(dǎo)熱較慢且熱解溫度高于水的沸點(diǎn)等；氧化反應(yīng)的蔓延速率最慢，10 cm 的距離需約20 h 的時(shí)間，這主要原因在于熱浮力驅(qū)動(dòng)作用下的供氧速率?。╱max∈(5 mm/s, 8 mm/s)）。說(shuō)明了地下煤火陰燃正向蔓延主要受供氧控制，在某種程度上也證明了本文構(gòu)建的陰燃三步反應(yīng)體系及控制方程等蔓延模型能夠較好地實(shí)現(xiàn)陰燃蔓延的供氧控制，有效地預(yù)測(cè)地下煤火陰燃蔓延。

由圖6 可知：隨著孔隙率的減小，滲透性降低，供氧速率減小，從而較大地降低了地下煤火陰燃正向蔓延峰值和速率；與水分蒸發(fā)和煤熱解反應(yīng)相比，滲透性對(duì)氧化反應(yīng)速率的影響最大；隨著孔徑減小，ro的最大值由0.25 kg/（m3·s）降至0.15 kg/（m3·s），其出現(xiàn)時(shí)間由20 h 延遲至27 h。

除此之外，滲透性對(duì)水分蒸發(fā)和煤熱解反應(yīng)也有一定的影響作用。滲透性降低，水分蒸發(fā)和熱解反應(yīng)速率都會(huì)減小，而其持續(xù)時(shí)間則稍有延長(zhǎng)。由反應(yīng)速率的阿倫尼烏斯公式可知，主要原因在于氧化反應(yīng)得到抑制，放熱減小、溫度降低，使得水分蒸發(fā)和熱解反應(yīng)速率減小。進(jìn)一步揭示了地下煤火陰燃供氧控制的機(jī)制的具體內(nèi)涵為：供氧不僅會(huì)直接影響氧化反應(yīng)，而且會(huì)間接影響水分蒸發(fā)和熱解反應(yīng)。

5 結(jié) 語(yǔ)

構(gòu)建了熱浮力驅(qū)動(dòng)地裂縫氣流作用下地下煤火陰燃正向蔓延模型，通過(guò)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，證明了構(gòu)建模型的有效性；揭示了熱浮力驅(qū)動(dòng)地裂縫氣流作用下地下煤火陰燃正向蔓延機(jī)制：供氧不僅會(huì)直接影響氧化反應(yīng)，而且會(huì)間接影響水分蒸發(fā)和熱解反應(yīng)；構(gòu)建的模型能預(yù)測(cè)地下煤火陰燃正向蔓延高溫區(qū)域的溫度、遷移速率、陰燃多步反應(yīng)速率以及氧氣、煤、碳和灰分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的時(shí)空演化。