中深層煤炭地下氣化的氣化腔安全寬度計(jì)算方法

東 振 ，任 博 ，陳艷鵬 ，趙宇峰 ，陳 浩 ，陳姍姍 ，薛俊杰 ，張夢媛 ，易海洋 ，吳瀚琦

（1.中國石油勘探開發(fā)研究院, 北京 100083；2.中國礦業(yè)大學(xué) 深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 江蘇 徐州 221116；3.華北科技學(xué)院建筑工程學(xué)院, 河北 廊坊 065201；4.中國石油天然氣股份有限公司 儲氣庫分公司, 北京 100101）

0 引 言

“雙碳”目標(biāo)驅(qū)動(dòng)下，我國天然氣近中期消費(fèi)將持續(xù)保持高速增長，但是國內(nèi)天然氣規(guī)模上產(chǎn)面臨壓力，2021 年我國天然氣對外依存度已達(dá)45%，天然氣日益增長的消費(fèi)需求與長期穩(wěn)定自給之間的矛盾愈發(fā)凸顯。2022 年2 月爆發(fā)的俄烏沖突導(dǎo)致歐洲天然氣價(jià)格波動(dòng)和供給短缺，為保障國家能源安全和社會經(jīng)濟(jì)發(fā)展需要，必須積極探索具有中國特色的天然氣保供新思路[1]。中深層煤炭地下氣化（Underground Coal Gasification，簡稱UCG）立足我國“貧油、少氣、相對富煤”的化石能源稟賦特點(diǎn)，通過“化學(xué)采氣”的方式將井工難以經(jīng)濟(jì)動(dòng)用的煤炭資源通過石油工程技術(shù)原位轉(zhuǎn)化為天然氣[2-6]，一旦中深層煤炭地下氣化技術(shù)成熟并規(guī)模推廣，將對緩解國內(nèi)天然氣供給壓力發(fā)揮積極作用。

比利時(shí)、西班牙、加拿大、中國先后在Tulin（860 m）、EI Tremedal（580 m）、Swan Hills（1 400 m）、唐家會（522 m）開展了中深層煤炭地下氣化試驗(yàn)[7]，技術(shù)可行性已經(jīng)得到證實(shí)，但是在實(shí)現(xiàn)商業(yè)開發(fā)前許多關(guān)鍵技術(shù)和特色工具裝備還需系統(tǒng)攻關(guān)。合理設(shè)計(jì)氣化爐寬度對于為保障氣化過程安全、穩(wěn)定、連續(xù)運(yùn)行至關(guān)重要，如果氣化寬度太小，低于經(jīng)濟(jì)門檻值的粗煤氣產(chǎn)量沒有經(jīng)濟(jì)效益；如果氣化寬度過大，會導(dǎo)致頂板大面積垮落、嚴(yán)重破壞氣化腔密閉性，一旦“上三帶”溝通附近斷層或含水層，氣化腔突水會迅速降低反應(yīng)溫度和氣化效率、甚至中斷整個(gè)反應(yīng)，同時(shí)還會誘發(fā)氣體泄露和地下水污染等潛在風(fēng)險(xiǎn)。

國內(nèi)外在氣化腔寬度預(yù)測方面已開展研究工作：DAGGUPATI 等[8]對褐煤樣品進(jìn)行了29 次試驗(yàn)，研究了不同條件下氣化腔體積、垂向增長率，認(rèn)為氣化腔體積與井距、氣化時(shí)間、氧化劑流量相關(guān)。PRABU等[9]分別利用樟腦、木材、煤塊在相同條件下進(jìn)行模擬試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)不同材料燃燒后形成的氣化腔都呈水滴狀，氧化劑流速對氣化腔擴(kuò)展速度和最終形態(tài)影響很大，在低流速下氣化腔更趨向于球形，而在高流速下則形成細(xì)長氣化腔，灰分對氣化腔擴(kuò)展也有很大影響。JOWKAR[10]根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸得到氣化腔在不同方向的尺寸預(yù)測公式，PERKINS 根據(jù)國外現(xiàn)場試驗(yàn)的開挖數(shù)據(jù)，總結(jié)出氣化腔寬度約為煤厚2～5 倍[11]，辛林[12]建立了短壁氣化方式的溫度場擴(kuò)展數(shù)學(xué)模型，黃溫鋼[13]基于梁模型提出了考慮熱力耦合作用的短壁氣化爐寬度計(jì)算方法，并指導(dǎo)礦井式UCG 現(xiàn)場試驗(yàn)設(shè)計(jì)。目前為止，基于可控注入點(diǎn)后退工藝的氣化爐安全寬度計(jì)算方法還未見到報(bào)道。

筆者綜合數(shù)值模擬、巖石微觀結(jié)構(gòu)表征等手段研究了熱應(yīng)力產(chǎn)生規(guī)律和巖石熱損傷機(jī)理，基于氣化腔理想擴(kuò)展模型和薄板模型假設(shè)，建立采用可控注入點(diǎn)后退工藝的氣化腔安全寬度計(jì)算模型和方法，并從頂板安全角度為水平井縱向靶區(qū)優(yōu)選提供了新思路，以期為氣化爐工程設(shè)計(jì)和運(yùn)行控制提供科學(xué)指導(dǎo)。

1 氣化腔理想擴(kuò)展模型假設(shè)

1987 年 可 控 注 入 點(diǎn) 后 退 工 藝（Controlled Retracting Injection Point，簡 稱CRIP）首 次 在 美國Rocky Mountain I 試驗(yàn)中獲得成功[7]。CRIP 氣化工藝能夠根據(jù)氣化進(jìn)程和合成氣質(zhì)量向后連續(xù)拖動(dòng)注氣油管以調(diào)整新注氣點(diǎn)位置，解決了連續(xù)造腔的難題，增加了單爐可氣化煤炭量和氣化作業(yè)的可控性、靈活性（圖1），國內(nèi)外普遍選擇“水平井+CRIP 氣化工藝”作為中深層煤炭地下氣化的主流技術(shù)路線。目前主要?dú)饣癄t型包括楔型（如Rocky Mountain I、Bloodwood Creek）和U 型（如Swan Hills、Chinchilla 5）2 種，二者氣化效果相差不大[7]，爐型選擇需要根據(jù)具體地質(zhì)條件確定，這里僅對U 型氣化爐安全寬度計(jì)算進(jìn)行討論。

圖1 U 型氣化爐CRIP 氣化工藝示意Fig.1 Schematic of CRIP process of U-shaped gasifier

氣化腔擴(kuò)展模型是研究頂板力學(xué)行為的基礎(chǔ)，現(xiàn)場試驗(yàn)中氣化腔頂板均發(fā)生了不同程度破壞垮落，開挖結(jié)果表明氣化腔內(nèi)部空腔占比較小，空腔下部依次被頂板碎石層、半焦/焦炭層和灰層充填（圖1），氣化腔橫截面以“碗”型、“棗核”型為主。為方便理論推導(dǎo)，根據(jù)JOWKAR 得到的氣化腔擴(kuò)展尺寸預(yù)測公式[10]，在數(shù)據(jù)分析基礎(chǔ)上提出煤層氣化腔“水滴型”理想擴(kuò)展模型（氣化腔高度≤煤厚hm）：氣化腔最大高度等于煤厚，氣化腔最大寬度約為煤厚的2 倍，氣化腔長度約為煤厚的3.5 倍，即在氣化腔未發(fā)育至頂板前，氣化腔在注氣點(diǎn)位置處的垂向與寬度方向擴(kuò)展速率近似相等，氣化腔在注氣點(diǎn)位置處向產(chǎn)氣井方向的擴(kuò)展速率約為向注氣井方向擴(kuò)展速率的2.5 倍（圖2）。

圖2 煤層發(fā)育階段的氣化腔理想模型Fig.2 Ideal model of gasification cavtiy in coal seam

2 氣化腔頂板熱破壞機(jī)理

2.1 巖石熱損傷機(jī)理

為保證氣化過程密閉性，UCG 選址時(shí)煤層頂板優(yōu)先考慮細(xì)砂巖、泥巖類型，砂巖、泥巖等碎屑巖是由顆粒、膠結(jié)物、孔隙構(gòu)成的非均質(zhì)材料，溫度場很難在巖石中均勻傳播，即使巖石內(nèi)部溫度相同，由于不同組分的熱膨脹系數(shù)不同，也會因?yàn)閹r石內(nèi)部不協(xié)調(diào)變形而產(chǎn)生熱應(yīng)力，當(dāng)熱應(yīng)力超過巖石內(nèi)部組分強(qiáng)度時(shí)發(fā)生破壞。通過FLAC3D軟件研究巖石熱應(yīng)力規(guī)律，以期揭示煤層頂板巖石的熱損傷機(jī)理。

1）模型創(chuàng)建與參數(shù)設(shè)置。圖3 為二維模型受力與網(wǎng)格劃分。二維巖石模型的尺寸為5 m×5 m，四邊形網(wǎng)格尺寸為0.1 m×0.1 m，假設(shè)巖石由基質(zhì)、內(nèi)嵌顆粒組成（忽略膠結(jié)物和孔隙），其中基質(zhì)面積占比51.3%，內(nèi)嵌顆粒面積占比48.7%，模型兩向受壓（大小均為12 MPa）。模型初始溫度為20 ℃，加熱后溫度達(dá)到1 200 ℃，采用穩(wěn)態(tài)方法模擬。為避免因巖石力學(xué)參數(shù)不同干擾模擬結(jié)果，將基質(zhì)與內(nèi)嵌顆粒的彈性模量、泊松比設(shè)置為相同數(shù)值，具體參數(shù)見表1。

表1 巖石數(shù)值模型參數(shù)Table 1 Parameters of rock numerical model

圖3 二維模型受力與網(wǎng)格劃分Fig.3 Force condition and grid division of 2D model

2）數(shù)值模擬結(jié)果。根據(jù)基質(zhì)與內(nèi)嵌顆粒熱膨脹系數(shù)大小關(guān)系分3 種情景討論（表1）。①情景I：基質(zhì)與內(nèi)嵌顆粒熱膨脹系數(shù)相同，模擬結(jié)果表明巖石均勻變形，巖石內(nèi)部均勻受壓（圖4）。②情景II：基質(zhì)熱膨脹系數(shù)小于內(nèi)嵌顆粒，巖石出現(xiàn)不規(guī)則變形并產(chǎn)生拉應(yīng)力，拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在基質(zhì)與顆粒交界處（圖5）。③情景III：基質(zhì)熱膨脹系數(shù)大于內(nèi)嵌顆粒，巖石同樣出現(xiàn)不規(guī)則變形，拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在顆粒中（圖6）。由此可見，高溫下巖石發(fā)生不規(guī)則變形，最大拉張熱應(yīng)力出現(xiàn)在顆粒界面或熱膨脹系數(shù)較小的顆粒中。對于泥質(zhì)膠結(jié)的碎屑巖，當(dāng)膠結(jié)物強(qiáng)度小于顆粒強(qiáng)度時(shí)，更容易因膠結(jié)物破壞而發(fā)生沿粒破壞；對于鐵質(zhì)或硅質(zhì)膠結(jié)的碎屑巖，當(dāng)顆粒強(qiáng)度小于膠結(jié)物強(qiáng)度時(shí)，更容易在強(qiáng)度低的顆粒發(fā)生穿粒破壞，顆粒剝落形成新孔隙空間。

圖4 情景I 時(shí)巖石變形與第一主應(yīng)力結(jié)果Fig.4 Results of rock deformation and first principal stress in scenario I

圖5 情景II 時(shí)巖石變形與第一主應(yīng)力結(jié)果Fig.5 Results of rock deformation and first principal stress in scenario II

圖6 情景III 時(shí)巖石變形與第一主應(yīng)力結(jié)果Fig.6 Results of rock deformation and first principal stress in scenario III

假設(shè)內(nèi)嵌顆粒比基質(zhì)熱膨脹系數(shù)（10-5/K-1）小，巖石內(nèi)部應(yīng)力隨內(nèi)嵌顆粒熱膨脹系數(shù)減小呈現(xiàn)分段變化規(guī)律：當(dāng)內(nèi)嵌顆粒與基質(zhì)的熱膨脹系數(shù)比值在[0.01，1）時(shí)，巖石內(nèi)部最大拉應(yīng)力與最大壓應(yīng)力快速增大（圖7），拉應(yīng)力比壓應(yīng)力大一個(gè)數(shù)量級，該階段巖石內(nèi)部非均質(zhì)性越強(qiáng)、熱應(yīng)力非均質(zhì)性也越強(qiáng)，發(fā)生拉張破壞的可能性越大；當(dāng)內(nèi)嵌顆粒與基質(zhì)的熱膨脹系數(shù)比值小于0.01 時(shí)，巖石內(nèi)部應(yīng)力基本不隨熱膨脹系數(shù)改變。

圖7 應(yīng)力隨內(nèi)嵌顆粒熱膨脹系數(shù)變化規(guī)律Fig.7 Stress varies with thermal expansion coefficient of the embedded particles

3）巖石熱損傷機(jī)理分析。室內(nèi)物模實(shí)驗(yàn)表明煤炭地下氣化最高溫度可達(dá)1 200 ℃以上[14-15]，巖石從常溫加熱到1 200 ℃的過程中，會發(fā)生礦物脫水、礦物分解、晶體膨脹、礦物熔融等系列物理化學(xué)反應(yīng)，巖石中的自由水、層間水、吸附水、結(jié)晶水隨溫度升高相繼揮發(fā)逸出，增加孔隙空間的同時(shí)導(dǎo)致顆粒、膠結(jié)物強(qiáng)度變化。高溫作用下高嶺石逐步轉(zhuǎn)化為偏高嶺石和莫來石，伊利石脫羥基后體積膨脹，隨后轉(zhuǎn)化為假莫來石、莫來石，白云石和方解石也會分解為氧化鎂和氧化鈣，礦物分解導(dǎo)致巖石礦物組成和孔隙結(jié)構(gòu)都發(fā)生變化。石英是砂巖、泥巖的主要成分，570 ℃左右由α相變?yōu)棣孪鄬?dǎo)致體積增加[16]，部分泥質(zhì)膠結(jié)物在溫度超過800 ℃后發(fā)生熔融，氣體溢散后留下氣孔。在系列物理化學(xué)反應(yīng)的綜合作用下巖石內(nèi)部裂隙寬度、空間不斷增大，泥巖在不同溫度下的電鏡掃描結(jié)果也佐證了這一變化過程（圖8），泥巖加熱到200 ℃時(shí)開始出現(xiàn)微裂隙；加熱到400 ℃時(shí)裂隙發(fā)育更加明顯（寬度0.41 μm），主要是沿顆粒邊緣破裂；加熱到600～800 ℃時(shí)，裂隙數(shù)量增多、尺寸變大（寬度分別為1.02 μm 和1.89 μm）；加熱到1 000 ℃時(shí)除出現(xiàn)較大裂隙（寬度2.7 μm）外，還產(chǎn)生了大量孔隙；1 200 ℃時(shí)裂隙連通性明顯增加，氣孔發(fā)育較大。基于對熱應(yīng)力規(guī)律認(rèn)識，巖石中原有或新生成的裂隙、孔隙被氣體充填后與周圍顆?；蚰z結(jié)物的熱膨脹系數(shù)差距進(jìn)一步變大，從而產(chǎn)生更大拉張熱應(yīng)力，當(dāng)拉應(yīng)力超過顆?；蚰z結(jié)物的抗拉強(qiáng)度后會繼續(xù)使裂隙擴(kuò)展。由此可見，巖石熱損傷是巖石物理化學(xué)反應(yīng)與熱應(yīng)力互相促進(jìn)、共同作用的結(jié)果，巖石熱損傷引起的微觀結(jié)構(gòu)變化是導(dǎo)致巖石力學(xué)性質(zhì)、物理性質(zhì)變化的根本原因。

圖8 不同溫度下泥巖的微觀結(jié)構(gòu)（鄂爾多斯盆地河曲地區(qū)煤礦頂板）Fig.8 Microstructures of mudstone at different temperatures (roof of coal mine in Hequ Area, Ordos Basin)

2.2 氣化腔頂板薄板模型

非關(guān)鍵層頂板破壞后對氣化過程穩(wěn)定性影響有限，現(xiàn)場作業(yè)更關(guān)注硬巖層破壞對氣化的影響。將煤層上部第一個(gè)硬巖層不發(fā)生大面積垮落時(shí)的寬度定義為氣化腔安全寬度。在注氣點(diǎn)不斷后退過程中會形成若干個(gè)氣化腔，氣化腔最大寬度可擴(kuò)展至煤厚5 倍[11]，選址時(shí)考慮氣化煤量、熱效率和產(chǎn)氣經(jīng)濟(jì)性，一般會選擇煤厚超過10 m 的煤層作為中深層UCG 的目標(biāo)煤層，因此一般滿足將硬巖層視為薄板模型的幾何條件（1/8<硬巖層厚度/氣化腔寬度<1/5），可將裸露于氣化腔中的硬巖層近似看成四邊固支的“薄板”，氣化腔寬度是薄板短邊，氣化腔沿軸向擴(kuò)展長度是薄板長邊（圖9），其中，la為氣化腔寬度，m；lb為氣化腔長度，m；hb為第一硬巖層厚度，m；q為頂板硬巖層的自重及其上部載荷，MPa；qt為頂板受到垂向熱應(yīng)力，MPa。

圖9 氣化腔頂板幾何尺寸及承受載荷Fig.9 Size and load bearing capacity of gasification cavtiy roof

高溫作用下薄板底面和頂面因溫度差產(chǎn)生水平和垂直熱應(yīng)力：①水平熱應(yīng)力由2 部分構(gòu)成，一部分是由于頂板和周圍地層溫差導(dǎo)致的水平壓應(yīng)力，另一部分是由于頂板的頂?shù)酌鏈夭顚?dǎo)致的熱應(yīng)力，在頂板底部表現(xiàn)出拉張應(yīng)力。②頂板垂向熱應(yīng)力變相增加了硬巖層垂向載荷。此外，高溫會改變巖石的力學(xué)性質(zhì)（抗拉強(qiáng)度、彈性模量）與熱物理性質(zhì)（導(dǎo)熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)、比熱容），忽略氣化壓力對頂板的正向作用，推導(dǎo)基于薄板假設(shè)的頂板安全寬度計(jì)算模型。

1）頂板水平與垂向熱應(yīng)力。圖10 為氣化腔頂板受力模型（沒有標(biāo)注頂板垂向受力），頂板底面溫度為T2，頂板頂面溫度為T1，T2始終大于等于T1，假設(shè)溫度場在頂板水平、垂直方向上均勻傳播，用頂板與地層最大溫差代替平均溫差，頂板水平方向熱應(yīng)力[17]為

圖10 氣化腔頂板薄板受力模型Fig.10 Stress model of gasification cavtiy roof

只考慮熱應(yīng)力的影響，根據(jù)廣義胡克定律得到頂板垂向應(yīng)變?yōu)?/p>

若忽略頂板下部垂向形變，可得到頂板垂直方向熱應(yīng)力表達(dá)式：

式中：qt為頂板垂直方向所受熱應(yīng)力，MPa；σx、σy為頂板受到的水平熱應(yīng)力，MPa；ΔT1為頂板與地層最大溫差T2-T0，℃；μ為頂板巖石泊松比，E為頂板巖石彈性模量，MPa；εz為頂板垂向應(yīng)變；α為頂板巖石熱膨脹系數(shù)，℃-1。

2）頂板最大彎曲熱應(yīng)力。假設(shè)頂板垂向溫度沿厚度方向線性變化，對應(yīng)的熱膨脹也沿厚度線性變化。如果頂板周圍自由無約束，不均勻受熱使得平板變?yōu)榍蛎鏍?，中性面處的曲率半徑等于R，頂板上下表面的溫差為ΔT2=T2-T1，根據(jù)文獻(xiàn)[18]可得：

自由膨脹條件時(shí)頂板彎曲不產(chǎn)生熱應(yīng)力，但如果頂板的四周固定，則在周邊處產(chǎn)生彎矩M，此彎矩與球面的曲率相抵消，即

式中：ΔT2為頂板上下表面的溫差T2-T1，℃；σ1為頂板最大彎曲熱應(yīng)力，MPa；M為沿頂板邊緣單位長度的彎矩，N·m；R為頂板中性面處的曲率半徑，m；I為頂板截面慣性距，m3；D為頂板的彎曲剛度，N·m。

3）頂板最大拉應(yīng)力。薄板周邊彎矩絕對值大于中心處彎矩，長固支邊中部的拉應(yīng)力最先達(dá)到巖石抗拉強(qiáng)度，根據(jù)Marcus 修正解，固支條件下薄板模型的中部主彎矩的絕對值以及彎矩表達(dá)式[19]分別為

式中：σmax為不考慮熱應(yīng)力時(shí)的最大拉應(yīng)力，MPa；M1為薄板中部彎矩，N·m； λ為氣化腔的幾何形狀系數(shù)，等于氣化腔的寬度與長度之比；σd為頂板所受拉應(yīng)力，MPa。

4）氣化腔安全寬度計(jì)算模型?？紤]溫度對頂板巖石力學(xué)性質(zhì)、熱物理性質(zhì)影響，根據(jù)頂板拉張破壞準(zhǔn)則（頂板最大拉應(yīng)力大于等于巖石抗拉強(qiáng)度時(shí)發(fā)生拉張破壞），由式（3）、式（9）、式（12）推導(dǎo)得到極限狀態(tài)下頂板安全寬度計(jì)算公式：

式（13）等號右邊與氣化腔長、寬無關(guān)的部分是步距準(zhǔn)數(shù)lm，lm不再是一個(gè)定值，不考慮溫度影響時(shí)式（14）退變?yōu)槭剑?5）：

式（13）是關(guān)于頂板安全寬度的隱函數(shù)，忽略μλ2小量的影響，且在lb>la的前提條件下，得到頂板安全寬度解析表達(dá)式：

根據(jù)采礦工程的“關(guān)鍵層”理論[20]，硬巖層控制著上部若干地層，煤層上部的偽頂或軟巖層在氣化腔發(fā)育過程中會發(fā)生垮落，此時(shí)需根據(jù)軟巖層高度修正頂板安全寬度，進(jìn)而得到氣化腔安全寬度計(jì)算公式：

式中：Wc為氣化腔安全寬度，m;h1為第一硬巖層到煤頂距離，m；φ為頂板垮落角，一般取45°～75°。

對氣化腔安全寬度計(jì)算模型進(jìn)行討論：①以頂板與地層最大溫差代替平均溫差，熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果比實(shí)際情況要大。②當(dāng)氣化腔長度lb遠(yuǎn)大于氣化腔寬度la時(shí)（λ趨近于0），薄板模型退變?yōu)榱耗Ｐ?，薄板模型考慮了氣化腔發(fā)育長度對安全寬度的影響，更符合中深層煤炭地下氣化CRIP 氣化工藝實(shí)際情況。③溫度影響頂板受力和巖石力學(xué)、熱物理性質(zhì)，考慮溫度影響后步距準(zhǔn)數(shù)lm不再是常數(shù)。④氣化腔寬度與長度相等時(shí)，硬巖頂板“裸露”面積達(dá)到極大值，頂板容易發(fā)生“見方垮落”，氣化運(yùn)行過程中應(yīng)該重點(diǎn)關(guān)注。

3 氣化腔安全寬度影響因素與計(jì)算方法

3.1 步距準(zhǔn)數(shù)影響規(guī)律

步距準(zhǔn)數(shù)與氣化腔幾何尺寸無關(guān)，僅與頂板自身性質(zhì)和溫度場相關(guān)，可將其作為衡量頂板破壞難易程度的指標(biāo)。通過算例研究步距準(zhǔn)數(shù)影響因素及規(guī)律，假設(shè)煤層埋深1 000 m，第一硬巖層厚10 m（煤層直接頂板），承受載荷0.35 MPa，假設(shè)溫度場未影響硬巖層頂面，硬巖頂面溫度（T1）、硬巖原始溫度（T0）均為35 ℃，抗拉強(qiáng)度1 MPa，泊松比0.3，表2 為砂巖、泥巖力學(xué)參數(shù)與熱膨脹系數(shù)隨溫度變化規(guī)律[21]。

表2 砂巖、泥巖各參數(shù)隨溫度的變化規(guī)律Table 2 Variation of parameters of sandstone and mudstone with temperature

如圖11 所示，①溫度影響：僅考慮溫度對抗拉強(qiáng)度影響時(shí)的梁模型忽略了熱應(yīng)力影響，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏大，原因是溫差較小時(shí)步距準(zhǔn)數(shù)主要受巖石自身力學(xué)性質(zhì)和載荷影響，隨著溫差變大，熱應(yīng)力的作用逐漸增大，總體效果是熱應(yīng)力減弱了抗拉強(qiáng)度變化對步距準(zhǔn)數(shù)的影響；薄板模型的步距準(zhǔn)數(shù)在頂板底面溫度為100 ℃左右時(shí)迅速變化，相比力學(xué)強(qiáng)度變化閾值溫度（400～600 ℃）有所降低。②頂板巖性：巖性不同導(dǎo)致巖石力學(xué)、熱物理性質(zhì)隨溫度變化規(guī)律差異較大，因此步距準(zhǔn)數(shù)變化規(guī)律也有所不同，但是不論砂巖還是泥巖，當(dāng)溫度超過1 000 ℃后二者的步距準(zhǔn)數(shù)都小于常溫條件下的數(shù)值。③升溫速率：在相同板底面溫度（T2）的情況下，升溫越快頂板整體受熱越不均勻，ΔT1不變而ΔT2變大，由式（14）推斷步距準(zhǔn)數(shù)變小，說明此時(shí)頂板更易破壞。

圖11 步距準(zhǔn)數(shù)隨頂板底面溫度變化規(guī)律Fig.11 Variation law of step number with gasification time

根據(jù)第一硬巖層與非關(guān)鍵層熱破壞范圍、溫度影響范圍的空間關(guān)系，分3 種情況討論步距準(zhǔn)數(shù)計(jì)算（圖12）。情景I：第一硬巖層到煤頂距離同時(shí)大于非關(guān)鍵層熱破壞范圍和溫度影響范圍（h1>ht，h1>hd），按式（15）計(jì)算步距準(zhǔn)數(shù)；情景II：第一硬巖層受到溫度影響，但不受非關(guān)鍵層頂板熱破壞影響時(shí)（ht>h1，h1>hd），考慮溫度對硬巖層巖石力學(xué)、熱物理性質(zhì)影響，按式（14）計(jì)算步距準(zhǔn)數(shù)；情景III：第一硬巖層同時(shí)受到溫度與非關(guān)鍵層熱破壞范圍影響（ht>h1，h1+hb>hd>h1），根據(jù)熱破壞高度對硬巖層厚度折減后，按式（14）計(jì)算步距準(zhǔn)數(shù)。其中，h1為第一硬巖層到煤頂距離，m；h1=0 時(shí)說明第一硬巖層為直接頂；hb為第一硬巖層厚度，m；ht為頂板溫度影響高度，m；hd為非關(guān)鍵層熱破壞高度，m。

圖12 氣化腔安全寬度計(jì)算情景分析Fig.12 Scenario analysis of safety width calculation of gasification cavtiy

3.2 氣化腔安全寬度計(jì)算方法

氣化腔安全寬度計(jì)算包括5 個(gè)步驟：①通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)掌握頂板巖石力學(xué)、熱物理性質(zhì)隨溫度變化規(guī)律；②利用關(guān)鍵層理論識別煤層上部第一硬巖層，并確定所受載荷；③根據(jù)第一硬巖層與非關(guān)鍵層熱破壞、溫度影響范圍空間關(guān)系，選擇合適公式計(jì)算步距準(zhǔn)數(shù)；④將氣化腔寬度與長度幾何關(guān)系（氣化腔理想擴(kuò)展模型時(shí)lb=1.75la）和式（16）計(jì)算結(jié)果繪制成圖版，曲線交點(diǎn)的縱坐標(biāo)為氣化腔安全寬度、橫坐標(biāo)為對應(yīng)氣化腔長度。⑤如果第一硬巖層不是直接頂，需根據(jù)式（17）修正氣化腔安全寬度。

如圖13 所示，氣化腔安全寬度隨氣化腔長度增加呈現(xiàn)先快速降低后趨于平穩(wěn)的“兩平臺”變化規(guī)律。頂板溫度、頂板巖性、氣化腔幾何形態(tài)共同決定了氣化腔安全寬度，在本算例中，35 ℃與1 000 ℃時(shí)砂巖頂板安全寬度計(jì)算結(jié)果分別為34.3 m 和14.1 m，忽略溫度影響后計(jì)算誤差達(dá)到58.9%，泥巖頂板在35 ℃與1 000 ℃時(shí)安全寬度計(jì)算結(jié)果分別為16.7 m和15.9 m，誤差相對較小。氣化腔發(fā)育形態(tài)與煤質(zhì)和氣化工藝有關(guān)（流量、氣化劑配比等），氣化腔幾何關(guān)系直線的斜率越小表明氣化腔越“狹長”，交點(diǎn)右移趨勢越明顯。

圖13 氣化腔安全寬度與氣化腔長度關(guān)系Fig.13 Variation law of safety width with the length of gasification cavtiy

國內(nèi)外煤炭地下氣化試驗(yàn)的煤厚集中在5～10 m[7]，吐哈-三塘湖盆地、準(zhǔn)噶爾盆地東緣和南緣發(fā)育大量單層厚度超過10 m 的煤層，如何在10～25 m 煤層中確定水平井縱向靶區(qū)是目前尚未解決的工程難題，從保證頂板不發(fā)生大范圍垮落破壞的安全角度[22]，提出水平井縱向靶區(qū)確定方法：①當(dāng)氣化腔安全寬度大于2 倍煤厚時(shí)(Ws≥2hm)，此時(shí)在煤層任意位置布井都能確保頂板不發(fā)生大范圍垮落，為提高煤炭資源利用率，建議將水平井布置在近煤層底部(圖14a)；②當(dāng)氣化腔安全寬度小于2 倍煤厚時(shí)(Ws<2hm)，一種方案是水平井距煤頂距離不超過氣化腔安全寬度的一半(圖14b)，該方案氣化控制相對容易、頂板破壞垮落風(fēng)險(xiǎn)小，但資源利用率較低，因此更適宜于技術(shù)不成熟的試驗(yàn)階段；第二種方案是水平井仍布置在近煤層底部(圖14c)，通過精細(xì)控制并配合過程監(jiān)測，使氣化腔寬度發(fā)育至Ws前及時(shí)后退注氣點(diǎn)，上部煤巖缺少支撐后更易剝落增加資源利用率，但氣化過程中對運(yùn)行控制和監(jiān)測要求更高，控制不當(dāng)容易造成頂板大范圍垮落，該方案更適宜于氣化控制技術(shù)相對成熟的開發(fā)階段。

圖14 煤層中水平井縱向靶區(qū)示意Fig.14 Location of horizontal well target area in coal seam

4 結(jié) 論

1) 巖石熱損傷是巖石物理化學(xué)反應(yīng)(巖石脫水、脫羥基膨脹、礦物轉(zhuǎn)化、晶體相變、礦物熔融等)與熱應(yīng)力互相促進(jìn)、共同作用的結(jié)果，巖石熱損傷引起的微觀結(jié)構(gòu)變化是導(dǎo)致巖石力學(xué)性質(zhì)、物理性質(zhì)變化的根本原因。巖石內(nèi)部的顆粒界面或熱膨脹系數(shù)較小的顆粒是最容易產(chǎn)生拉張熱破壞的位置，當(dāng)膠結(jié)物強(qiáng)度小于顆粒強(qiáng)度時(shí)，容易因膠結(jié)物破壞而發(fā)生沿粒破壞；當(dāng)顆粒強(qiáng)度小于膠結(jié)物強(qiáng)度時(shí)，容易在強(qiáng)度最小的顆粒發(fā)生穿粒破壞，顆粒剝落后形成新孔隙空間。

2) CRIP 氣化工藝在連續(xù)造腔方面具有優(yōu)勢，在點(diǎn)火、氣化、處理井下復(fù)雜事故時(shí)操控性更強(qiáng)，“水平井+CRIP 氣化工藝”是中深層煤炭地下氣化可行的技術(shù)路線。如果氣化腔發(fā)育至煤頂后仍然繼續(xù)氣化，頂板會不斷“裸露”在氣化腔中，相比梁模型，將頂板假設(shè)為薄板模型更加接近實(shí)際情況。由于氣化腔內(nèi)最高溫度能夠到達(dá)1 200 ℃，因此“裸露”的頂板受到高溫影響，此時(shí)步距準(zhǔn)數(shù)不再是定值，需要根據(jù)氣化腔頂板熱破壞范圍與頂板硬巖層的空間位置關(guān)系確定具體數(shù)值。

3) 在薄板模型中，氣化腔安全寬度隨氣化腔長度增加呈現(xiàn)先快速降低后趨于平穩(wěn)的“兩平臺”變化規(guī)律，將氣化腔長寬幾何關(guān)系直線和氣化腔安全寬度計(jì)算結(jié)果繪制成圖版，直線與曲線交點(diǎn)的縱坐標(biāo)為氣化腔安全寬度，氣化腔長寬幾何關(guān)系直線的斜率越小表明氣化腔越“狹長”，交點(diǎn)右移趨勢越明顯。

4) 當(dāng)氣化腔安全寬度大于2 倍煤厚時(shí)，在煤層任意位置布井都能確保頂板不發(fā)生大范圍垮落，為提高資源利用率，建議將水平井布置在煤層底部；當(dāng)氣化腔安全寬度小于2 倍煤厚時(shí)，從降低頂板垮落風(fēng)險(xiǎn)、有利于氣化控制角度，建議將水平井縱向靶區(qū)設(shè)計(jì)在距離煤頂不超過氣化腔安全寬度一半的位置。