火成岩侵蚀煤层易自然发火特性及关键致因研究

秦波涛史全林曲宝刘金龙

1.煤矿瓦斯与火灾防治教育部重点实验室,江苏徐州 221116;2.中国矿业大学安全工程学院,江苏徐州 221116;3.铁法煤业(集团)有限责任公司大兴煤矿,辽宁调兵山 112700

火成岩侵蚀煤层是矿井常见的地质构造,中国、美国、澳大利亚、印度等世界主要产煤国家均广泛存在受火成岩侵入影响的矿区[1-4]。我国有30个以上的煤田或矿区在开采过程中发现火成岩侵蚀煤层现象[5-6]。火成岩侵蚀对煤层的影响作用主要表现在两方面:一方面是对煤层的推挤、吞蚀等机械破坏,导致煤层出现分层、消失、厚度异常等现象,降低了煤层的稳定性;另一方面是火成岩的热演化作用,导致被侵蚀煤体的结构和成分发生变化,产生大量的甲烷和二氧化碳气体,煤层中出现高变质的贫煤、无烟煤,局部甚至出现天然焦。众多矿井事故案例分析与研究表明,火成岩侵蚀对煤层的机械破坏和热作用,导致煤层开采面临瓦斯突出、煤炭自然发火等灾害事故,如澳大利亚Sydney 和Bowen 盆地发生的煤与CO2突出、徐矿张集煤矿发生的煤与瓦斯动力灾害、淮北矿区杨柳煤矿发生的采空区自然发火、山西东周窑矿面临的煤自燃隐患、铁法大兴煤矿常见的煤层自燃等[7-9]。

针对火成岩侵蚀煤层灾害频发的问题,国内外学者围绕侵蚀煤层的煤体结构与性质开展了一系列研究。代世峰等[10]、Liu 等[11]研究发现,受火成岩热作用,煤中生成的矿物主要包括黄铁矿、方解石和铁白云石,在变质煤中以碎块或囊状充填物的形式出现。Mastalerz 等[12]和Jiang 等[13]研究了火成岩侵入条件下煤的孔隙结构变化规律,前者发现受火成岩影响的煤微孔数量减少、比表面积均降低,不利于煤层对气体的吸附和运移;后者则发现火成岩侵蚀使得煤体的微孔结构进一步发育,煤体比表面积增大,煤层瓦斯气体含量增加,发生煤与瓦斯突出事故的危险性提高。煤体孔隙结构的变化不仅会影响煤层的瓦斯含量,而且也可能影响到煤氧之间的吸附和化学反应[14-16]。现阶段,已有学者发现火成岩侵蚀煤层面临更严重的自然发火风险[17-19],初步对比研究了受火成岩影响的变质煤和原生煤的CO 产生量,但仍未明确火成岩侵蚀作用导致煤体自燃特性改变的关键致因,使得学术界对火成岩侵入活动对煤层自然发火特性的影响机制不清。因此,亟需开展火成岩侵蚀煤层易自然发火特性及关键致因相关研究。

铁法煤田是我国重点开发建设的大型煤炭基地之一,煤田中火成岩侵蚀煤层现象十分严重,导致其下属的各矿井煤自燃灾害频发[20]。本文以铁法煤田受火成岩侵入最严重的大兴煤矿为研究对象,现场采集受火成岩侵蚀影响的变质煤样和未受影响的原生煤样,对比研究两者的氧化产热特性、耗氧和产气规律,揭示火成岩侵蚀煤层过程导致的煤自燃特性变化规律;在此基础上,研究火成岩侵蚀对煤体物理孔隙结构和化学活性基团的改变特性,探明引起侵蚀煤层自燃特性变化的关键致因,最终分析火成岩侵蚀作用对煤层自燃外在因素的影响,为火成岩侵蚀煤层的自燃灾害防控与安全开采提供理论指导。

1 煤样准备及试验方法

1.1 研究区域情况及煤样信息

大兴煤矿位于铁法煤田的西南部,是该区域火成岩构造最发育的矿井,如图1(a)(b)所示。现场调研发现,大兴煤矿受火成岩侵蚀的煤层自然发火十分严重,如南五709 回风巷和南二905 进风巷掘进期间,南五711、北二405、北二906 工作面回采期间,均在火成岩侵蚀区发生过煤自燃,极大地制约了大兴煤矿的安全生产。

图1 研究区域及取样位置示意图Fig.1 The location of collected coals

为了研究火成岩侵蚀煤层的自燃特性变化规律及主要影响因素,以大兴煤矿受V 号火成岩侵入体影响的北二708 工作面为煤样采集地点,在工作面回风巷收集受火成岩侵蚀影响的变质煤样,在进风巷收集不受影响的原生煤样,采集位置如图1(c)所示。将煤样装入密封袋并运送至实验室,按照《GB 474—2008 煤样的制备方法》制备煤样样品。采用5E-MAG6600B 全自动工业分析仪对两个煤样的基本参数进行测试,结果见表1。

表1 实验煤样工业分析结果Table 1 Proximate analysis of coal samples%

1.2 测试与分析方法

采用德国耐驰STA449F5 同步热分析仪对原生煤和变质煤低温氧化过程的放热特性进行研究。测试条件为:升温速率为0.8 ℃/min,温度范围为室温至300 ℃,测试过程采用氧气浓度为20.96%的干空气,流量设置为100 mL/min。

采用自主研制的ZRD-II 型煤自燃特性测定装置,测试原生煤和变质煤在程序升温测试条件下的交叉点温度。测试条件为:煤样用量为50 g,通入氧气浓度为20.96% 的干空气,设置气体流量为96 mL/min、程序升温速率为0.8 ℃/min,测温范围从室温到250 ℃。

采用GC-4100A 气相色谱仪分析原生煤和变质煤在程序升温过程气体产物的浓度,每隔10 ℃采集一次煤样罐出口的气样,分别测试O2、CO 和CO2的浓度,用以分析煤样的耗氧和氧化气体产物特性。

采用BELSORP-max ver 2.1 型比表面积分析仪测试原生煤和变质煤的微孔(孔径＜2 nm)、介孔(2 ～50 nm)结构特征;采用AutoPore IV 9510 压汞仪测试煤样的宏观孔(孔径＞50 nm)特征和孔隙率等参数。

采用Nicolet 6700 型傅里叶变换红外光谱仪分析原生煤和变质煤的红外光谱特征,设定扫描波数范围为650 ～4000 cm-1,分辨率为4 cm-1,样品扫描次数为64 次。

2 实验结果及分析

2.1 原生煤和变质煤产热升温特性

原生煤和变质煤的热流曲线和热重曲线如图2所示。由图2可以发现,当温度低于60 ℃时,两个煤样的放热量均较小,此时煤与氧气的反应速率慢、放热量小;煤温超过60 ℃后,煤氧之间的化学吸附与反应成为促进煤氧化产热的主导因素,煤体的放热量强度提高,放热量逐渐增大。由图2中热流曲线(DSC)积分可以得到,在300 ℃内火成岩变质煤的放热量ΔH2为1 076.18 J/g,明显高于原生煤的放热量ΔH1(914.3 J/g),表明在测试温度范围内变质煤的氧化产热量更高。同时,由热重曲线(TG)可知,两个煤样在升温阶段的质量变化也存在明显差异,变质煤较原生煤在升温过程表现出更低的失重率,结合表1可知,这主要是由于变质煤的水分含量较低,因此在升温阶段的水分蒸发失重较少。此外,变质煤比原生煤更早进入氧化增重阶段,且质量增加更明显;变质煤从151 ℃开始逐渐表现出质量增加的趋势,至300 ℃时增重率Δm2达到1.976% ,而原生煤在153 ～300 ℃温度范围内的氧化增重率Δm1仅有1.450% ,表明变质煤在低温氧化过程中有更多氧气参与反应,释放出更多热量。

图2 煤样的热流曲线和热重曲线Fig.2 DSC and TG curves of coal

交叉点温度是衡量煤体升温速率快慢的指标,可以体现出煤加速氧化阶段的自燃特性。两个煤样在程序升温条件下煤温随炉温的变化曲线如图3所示。可以看出,原生煤的交叉点温度为141.5 ℃,而受火成岩影响的变质煤交叉点温度仅为128.3 ℃;变质煤的交叉点温度较原生煤降低了13.2 ℃,表明变质煤在加速氧化阶段的升温速率高于原生煤,氧化反应速率更快。

图3 煤样氧化升温过程中炉温与煤温的变化曲线Fig.3 Variation of coal temperature and furnace temperature during oxidation process

2.2 原生煤和变质煤耗氧与气体产物特性

为了对比分析原生煤和变质煤的自燃特性,采用色谱动态吸氧法测试,得到两个煤样的物理吸氧量分别为0.58 cm3/g 和0.61 cm3/g,可以看出变质煤在常温常压下的吸氧量高于原生煤。由于常温条件下煤体对氧气吸附量无法反映出煤升温过程中参与氧化反应的氧气量,为此采用氧化动力学方法进一步测定煤氧化升温过程中耗氧特性及氧化气体产物生成规律。

根据煤氧复合作用假说,煤与氧气发生氧化反应产热升温是形成煤自燃火灾的主要因素。煤样在空气中耗氧速率用式(1)计算[21]:

式中,为煤样在标准氧摩尔浓度条件下的耗氧速率,mol/(m3·s);Q为程序升温过程中的空气流量,1.6×10-6m3/s;cO2为标准O2的体积分数,20.969% ;c1为煤样罐入口处的氧气摩尔浓度,9.357 mol/m3;c2为煤样罐出口处的氧气摩尔浓度,mol/m3;S为煤样罐截面积,1.52×10-3m2;L为煤样的堆积高度,6.2×10-2m。

在此基础上,分别用式(2)和式(3)计算标准氧浓度下煤样CO 和CO2的生成速率[22]:

式中,和分别为煤样在标准氧摩尔浓度条件下的CO 和CO2生成速率,mol/(m3·s);cCO和cCO2分别为煤样罐出口处的CO 和CO2摩尔浓度,mol/m3;V为煤样的体积,可由煤样罐截面积和煤样堆积高度计算得到,m3。

图4为原生煤和变质煤在氧化过程中耗氧速率随温度的变化曲线。可以看出,两个煤样的耗氧速率均随着温度升高呈现指数增长的规律。当煤温低于90 ℃时,煤样的耗氧速率呈现缓慢增长的趋势,表明煤样处于缓慢氧化阶段,此时两个煤样的耗氧速率接近,耗氧速率曲线几乎重合。煤温超过90 ℃以后,煤样的氧化速度加快,耗氧速率急剧增长;在相同温度时,受火成岩影响的变质煤耗氧速率明显高于原生煤,且两者耗氧速率的差距随着煤温的升高愈加明显。

图4 煤样耗氧速率变化曲线Fig.4 Change curve of oxygen consumption rate of coal

煤样程序升温过程中CO 和CO2氧化气体产物生成速率的变化曲线如图5所示。可见,两种气体的生成速率均随着温度的升高呈指数增长;在相同温度时,变质煤的CO 和CO2生成速率明显高于原生煤,表明氧化过程中变质煤的侧链和桥键等活性基团更易氧化分解,较原生煤更快速地形成气体产物。

图5 煤样CO 和CO2 气体生成速率变化曲线Fig.5 Change curves of CO and CO2 generation rates of coal

2.3 火成岩侵蚀煤层自燃特性突变规律

为了分析火成岩侵蚀煤层形成的变质煤与原生煤的低温氧化产热及自然发火过程,将两个煤样的累计放热量变化曲线与升温特性曲线放在一起综合观察(图6),可以发现当煤样所处的炉体环境温度较低时(＜90 ℃),变质煤的总放热量随炉温的变化过程与原生煤几乎重合,同时两个煤样的温度变化趋势也十分接近,表明变质煤和原生煤在低于90 ℃时的氧化过程无明显区别;随着炉温进一步升高至90 ℃后,变质煤的放热量曲线逐渐高于同一温度条件下的原生煤,两者的总放热量曲线出现明显分离,且变质煤与原生煤的煤温差距也逐渐变大,变质煤的放热量与升温速度明显高于原生煤。

图6 煤样在不同环境温度阶段产热与温升特性Fig.6 Characteristics of heat production and temperature rise of coal samples in different ambient temperature stages

由上述结果可以判断,在环境温度低于90 ℃时,火成岩侵蚀作用形成的变质煤氧化放热和升温过程与原生煤较为接近,两个煤样的氧化自燃特性相差不大;然而当环境温度高于90 ℃后,变质煤的放热量、煤体升温等变化曲线较原生煤增长更明显,表明火成岩侵蚀作用使得变质煤的自燃特性发生改变,致使变质煤在环境温度超过90 ℃之后的自燃特性与原生煤差异显著,即变质煤在超过临界温度后的氧化放热与升温自燃比原生煤发展更迅速。

此外,根据原生煤和变质煤的耗氧、CO 等气体产物生成速率也可看出,在环境温度低于90 ℃时,变质煤的耗氧速率、氧化气体生成量等参数均稍高于相同温度条件下的原生煤,表明两个煤样在较低温度范围内氧化反应进程相差不大;随着温度进一步升高,当在90 ～100 ℃范围内时,变质煤与原生煤的耗氧、气体产物浓度等区别逐渐变大;当温度高于100 ℃后,变质煤耗氧速率急剧增加,显著高于同等温度条件下原生煤的耗氧量,可以判断变质煤的氧化特性发生突变。同时,CO 和CO2的生成浓度也明显增大,表明变质煤在环境温度超过90 ℃区间后氧化反应变快,自燃进程加速。

上述研究表明,大兴煤矿北二708 工作面的变质煤比原生煤样具有更高的氧化活性,更易自然发火;同时,对大兴煤矿南五709 工作面和南二905 工作面的变质煤、原生煤4个煤样进行了测试分析,同样发现变质煤的自燃倾向性更高,比原生煤表现出更低的交叉点温度和更高的耗氧量。

3 变质煤易自然发火的内在因素分析

3.1 火成岩侵蚀对煤体物理孔隙结构的影响

原生煤和变质煤的HK(Horvath-Kawazoe)微孔和BJH(Barrett-Joyner-Halenda)介孔孔径分布特征如图7所示。由图7(a)可以看出,两个煤样的微孔孔径分布曲线均呈现多峰的特点,主要集中在1 nm 以下的区间,且原生煤的微孔分布曲线高于变质煤,由此可知微孔在原生煤样中的占比较高,是物理孔隙的主要存在形式。由图7(b)可知,两个煤样的介孔孔径主要分布在2 ～10 nm 区间内,同时原生煤在此孔径范围的介孔孔容明显高于变质煤;而由图中放大的曲线部分可以看出,变质煤中孔径大于15 nm 的介孔孔容则显著高于原生煤。

图7 煤样孔径分布特征Fig.7 Pore size distribution characteristic of coal

低温氮气吸附测得的煤样孔隙结构特征参数见表2。可以看出,由于火成岩的侵蚀,导致煤体的比表面积由15.5 m2/g 降至3.94 m2/g,同时微孔和介孔孔容均呈现降低特点,表明变质煤中的微孔和介孔明显减小;变质煤的平均孔径(7.99 nm)较原生煤(4.85 nm)有明显提高,说明火成岩的侵蚀活动导致煤体的宏观孔结构也发生了显著变化。为此,本研究采用压汞法测试了两个煤样的宏观孔隙分布特征(图8)。

表2 煤样孔结构特征参数Table 2 Pore structure parameters of coal samples

由图8可以看出,与原生煤相比,变质煤的孔隙率和平均孔径显著增大。变质煤的宏观孔孔容是原生煤的3 倍,尤其是孔径大于20 nm 孔隙的孔容较高。测试结果表明,在未受到火成岩侵蚀影响的煤层区域,煤体中的孔结构以微孔和孔径小于20 nm 的介孔为主;而变质煤由于受火成岩的机械挤压与热影响,导致煤体出现结构破坏、水分散失、有机质挥发等现象,造成变质煤的原生微孔和介孔发生坍塌、连通,形成孔径大于20 nm 的较大孔隙。

图8 煤样孔径分布与阶段进汞量关系曲线Fig.8 Relation curve between pore size distribution and stage mercury intake of coal

已有研究表明,煤与氧气的低温氧化反应主要发生于微孔以外的、直径大于20 nm 这部分孔隙结构内部[23-25]。因此,火成岩的影响导致变质煤孔隙结构发育,更利于氧气进入煤体内部发生反应。

基于气体扩散理论[26-27],可以根据煤体孔隙直径d与氧气分子运动平均自由程λ的相对关系Kn(诺森数),将氧气在煤体孔隙中的扩散分为Fick 型扩散、Knudsen 型扩散和过渡型扩散。

式中,d为煤体孔隙直径,m;λ为氧气分子运动平均自由程,m;k为玻尔兹曼常数,1.38×10-23J/K;T为扩散温度,K;l为有效氧分子直径,3.6×10-10m;p为分子扩散的环境压强,Pa。

当Kn≥10 时,表示煤的孔隙直径远大于氧气分子平均自由程,此时扩散形式为Fick 型扩散。

当0.1＜Kn＜10 时,此时氧气在煤的孔隙结构中为过渡型扩散。

当Kn≤0.1 时,氧气分子平均自由程远大于煤体孔隙直径,此时扩散为Knudsen 型扩散。

根据式(5)可以得到,100 ℃时氧气分子的平均自由程约为8.86×10-8m,计算得到原生煤和变质煤对应的Kn分别为0.05、0.09,均小于0.1,表明氧气在两个煤样中的扩散均为Knudsen 型扩散。此时,扩散系数De可表示为

式中,dpore为煤中孔隙的平均直径,m;TP为煤体温度,K;M为氧气分子量,g/mol;θ为煤体孔隙率,% ;τ为孔隙结构的曲折程度。

由式(6)可知,氧气分子在煤体孔隙结构中的扩散系数De与煤的平均孔径dpore成正比。由此说明,变质煤平均孔径的增大,有利于氧气分子在煤体内部的扩散,促进了煤与氧气的接触反应,因此火成岩侵蚀煤层增强了变质煤的氧化活性。

3.2 火成岩侵蚀对煤体化学活性基团的影响

图9为两种煤样的红外光谱图,对比发现,原生煤与变质煤的红外光谱图吸收峰分布特征相似,均主要包含—CH3、—CH2—、芳烃—CH、—OH、C==O、—COOH、C—O、—COO—、芳香环C==C 等主要活性基团;两者的区别在于,火成岩的影响导致变质煤部分基团吸收峰强度发生了变化。因此,为了定量分析火成岩侵蚀煤层过程对煤中活性基团含量的影响,采用分峰拟合方法对原始谱图进行分峰拟合处理(图10),将相互重叠干扰谱线分离,从而准确获得原生煤和变质煤主要活性基团含量及变化规律。

图9 煤样红外光谱图Fig.9 FTIR Spectrum of coal

表3为两种煤样红外光谱图拟合计算得到的各主要活性基团吸收峰面积占比结果。由表3可以看出,原生煤和变质煤的主要活性基团含量均为含氧官能团＞脂肪烃＞芳香烃＞矿物;煤中较稳定的芳香烃C==C 未受到火成岩侵蚀的影响,原生煤与变质煤的芳香烃含量接近,表明火成岩热作用未对芳香烃结构造成明显破坏;然而,受火成岩侵蚀的影响,变质煤的含氧官能团占比由原生煤的61.85%降低至56.7% ,主要是由于火成岩的高温高压作用使得煤层中的有机物质发生热解与挥发,最终使得变质煤中—OH、C ==O、—COOH 等含氧官能团的比例降低;此外,可以看出变质煤的脂肪烃含量较原生煤增出现一定程度的升高,由于脂肪烃主要以—CH3、—CH2—的形式存在于煤体中,是最易被氧化的活性基团,因此火成岩侵蚀煤层后煤体更容易与氧气结合发生氧化反应,形成过氧化物、氢过氧化物等中间产物,受热后释放出CO、CO2等气体产物[28]。同时,变质煤的矿物含量较原生煤也出现了显著的提高。前人研究表明,火成岩热液与煤层接触会导致方解石、硫铁矿等部分矿物残留在煤体内形成外生矿物,在煤低温氧化时起到一定的促进作用[29-31]。

表3 煤样中各主要活性基团谱吸收峰面积占比Table 3 Infrared absorption peak area proportion of main functional groups in coal%

4 火成岩侵蚀煤层易自燃的外在因素分析

煤自燃不仅与自身的物化结构和氧化放热特性等内在因素相关,还受到漏风供氧、蓄热环境等外在因素的影响。火成岩侵蚀过程改变了煤层的赋存条件,导致煤体的原生结构和自燃特性发生变化,同时也破坏了煤层的连续性和稳定性,增加了煤层的开采难度。火成岩侵蚀对煤层自燃外在因素的影响主要包括:

(1) 火成岩岩床下伏煤层开采过程采空区垮落不充分,造成工作面向采空区漏风量大。

火成岩侵入体以层状岩床为主,与砂岩、泥岩等相比,火成岩侵入体的强度更大。当开采火成岩的下伏煤层时,侵入岩体由于稳定性好而不易自然垮落。根据采场覆岩关键层理论[32],开采煤层上方第n层关键层的下方离层量Bn与煤层采高h、关键层距离煤层的高度Hn、第n层关键层的挠度Wn以及关键层以下所有岩层的综合碎胀系数kn的关系,可以用式(7)表示。

由于火成岩的抗压强度大,挠度Wn近似为0。根据式(7)可知,火成岩的下离层量最大,因此在开采火成岩下伏煤层过程中,厚硬侵入体不利于卸压高度向上发展,不利于采空区充分垮落,容易造成采空区内部的压实程度低、空隙率和渗透率较高,进而导致工作面后方采空区漏风强度大,氧化带分布范围广。漏风进入采空区后与遗煤长期接触氧化,使得遗煤氧化释放出热量,热量在大范围的氧化带逐渐积聚,最终遗煤升温至临界温度后形成自然发火。

(2) 火成岩侵蚀作用导致煤层开采时煤体易破碎,进入采空区后极易氧化积聚热量。

火成岩一般会沿煤层或断层侵入。侵入体会将部分或全部煤层吞蚀熔化,穿插在煤层中间,会造成煤层夹矸增多、煤层局部变薄,同时,火成岩侵蚀会降低变质煤的坚固性系数,开采过程会导致煤体破碎严重、丢煤量增多。大量破碎的遗煤在工作面推进时逐渐进入采空区氧化带,历经漏风供氧、氧化放热等过程后,更容易自然发火。此外,在开采被侵蚀煤层需采取爆破方式破碎火成岩时,也会导致工作面开采速度减慢、采空区遗煤的氧化时间延长,更易形成自然发火。

(3) 火成岩侵蚀煤层瓦斯含量高,煤体破碎后赋存气体与氧气置换,促进了煤氧的接触与反应。

火成岩侵蚀对煤层的热演化与变质作用,使得煤体二次生烃形成大量的CH4、CO2等气体赋存在原始煤层的孔隙结构内。随着煤层开采与工作面推进,变质煤被割煤机破碎,在此过程释放出煤体中的赋存气体,使得空气中的氧气快速进入煤体孔隙结构,与其内表面的活性基团结合并氧化产热。变质煤中原始赋存气体与氧气置换作用如图11所示。

图11 变质煤破碎后原始赋存气体与氧气置换示意图Fig.11 The replacement of naturally occurring gas and oxygen after crushing metamorphic coal

此外,为了降低火成岩侵蚀煤层工作面的瓦斯浓度,通常采用增加工作面风量稀释瓦斯,或以高抽巷、底抽巷、高位钻孔等方式提高瓦斯抽排效率,从而导致侵蚀煤层的采空区漏风量大、氧化带宽度变宽,增加了采空区遗煤氧化自燃的风险。

5 结 论

(1) 火成岩侵蚀煤层导致煤体的自燃特性发生变化。变质煤在20 ～300 ℃低温氧化阶段的放热量为1 076.18 J/g,高于原生煤的914.3 J/g,且交叉点温度较原生煤降低13.2 ℃。在环境温度较低时,变质煤与原生煤的氧化特性相差较小;而当环境温度高于90 ℃后,变质煤的氧化放热、升温速率、耗氧量、CO 和CO2气体生成速率等均显著高于原生煤,表明变质煤更易与氧气反应。

(2) 火成岩侵蚀煤层改变了煤体的物理孔隙结构。机械挤压使得煤的原生微孔和介孔结构发生坍塌、连通等,热作用使煤体中的有机物质热解和挥发,微孔和介孔的孔容显著降低,使变质煤中的平均孔径和孔隙率均较原生煤明显增大,宏观孔孔容增大至原生煤的3 倍。尤其是孔径大于20 nm 孔隙的增多,更有利于氧气在煤体内部的输送和运移。

(3) 火成岩侵蚀煤层时的高温高压作用改变了煤体的化学活性基团结构。含氧官能团在热变质作用下出现脱落或分解,变质煤的含量较原生煤出现明显下降;活性较高的脂肪烃含量,则由原生煤的27.98% 提升至29.07% ,表明变质煤更易与氧气结合反应。此外,火成岩热液中的方解石、硫铁矿等矿物会残留在煤体内部,一定程度上会促进煤的低温氧化。

(4) 火成岩侵蚀活动改变了煤层的赋存条件,破坏了煤层的连续性和稳定性,影响了漏风强度、氧化时间、氧化带深度和宽度等煤自燃外在因素,导致火成岩侵蚀煤层开采时面临更大的自然发火风险。