基于不同熱解方式下煙煤裂隙結構演化的對比

石建行，馮增朝，周 動, ，沈永星，李學成

(1.太原理工大學 原位改性采礦教育部重點實驗室,山西 太原 030024；2.太原理工大學 安全與應急管理工程學院,山西 太原 030024)

“富煤、貧油、少氣”是我國的能源結構，煤炭作為主體能源支撐著我國經濟和社會的發展。由于煤炭的燃燒會導致溫室氣體的排放，長期以煤為主的能源消費結構給我國帶來了較為嚴重的環境污染問題，因此需要更加綠色環保的方式來開采利用煤炭資源[1-5]。趙陽升院士團隊提出了原位改性流體化采礦的概念，通過原位加熱或注入高溫流體的方式加熱地下煤層，將含碳量更低，熱值更高的合成氣或液體燃料開采出來，同時將造成環境污染的固定碳留在地層中[6]。煤層在原位狀態經過加熱后，產物經過采收井運移至地面經過氣液分離，氣態產物用于燃氣發電等，燃燒產生的CO2可以封存至已經開采的煤層，實現零碳排放。該技術可以實現綠色環保的方式利用煤炭資源，此外，煙煤相較于無煙煤揮發分高，較褐煤等低階煤含水率低，從耗能及產物產率上來講，煙煤具有最優的經濟收益，因此具有廣闊的應用前景。根據加熱源的不同，煤體原位熱解開采的主流加熱方式可分為傳導加熱、對流加熱[7]。不論何種加熱方式，煤炭地下原位熱解開采的核心問題是煤層內部的傳熱及熱解產物的遷移，因此，探明煤巖在不同熱解方式下的孔裂隙結構、空間分布及連通性尤為關鍵。

CT 技術可以無損表征煤巖的孔裂隙特征得到了國內外研究學者的青睞。基于傳導加熱，孟巧榮等[8-10]使用微型氣氛爐研究了褐煤熱破裂隨溫度的變化關系，發現300 ℃是褐煤熱破裂的閾值溫度，此后，又對不同溫度段的原生、新生裂隙形態、演化規律進行了深度分析；馮子軍等[11]進行了不同溫度下褐煤、氣煤細觀結構演化的CT 試驗，通過與無機巖石破裂機理、裂紋形態的對比提出了熱解破裂的概念；于艷梅等[12-13]對瘦煤由室溫～600 ℃的熱破裂過程進行了顯微觀測，發現了微裂紋的出現、發展、貫通的演化規律；王勇等[14]結合Matlab 和Avizo 軟件對無煙煤CT 圖像進行三維重構，獲取了無煙煤孔裂隙微觀結構隨溫度的演化特征；李亞軍等[15]研究了褐煤熱解過程中，熱流固耦合作用下的微細觀孔裂隙結構對滲透性的影響；基于對流加熱，NIU 等[16]使用CT 技術研究了不同孔隙壓力氮氣加熱下褐煤孔隙結構參數的變化，發現褐煤的熱解會受到外部施加壓力及熱解產物內部壓力之間的動態競爭影響；王毅等以長焰煤[17]、褐煤[18]為研究對象，對600 ℃高溫蒸汽熱解固體產物的孔隙結構參數進行了壓汞測試，發現其具有優良的滲透性能。以上研究為煤巖熱解后孔隙結構的演化規律提供了借鑒，但仍存在以下問題：①煤樣的熱解均處于無應力狀態，不能代表實際地應力情況，試驗所得的數據無法用于現場工程試驗；②缺乏煤巖不同熱解方式下孔裂隙結構參數的對比及機理研究。

基于以上研究的不足，筆者以內蒙古滿來梁煙煤為研究對象，利用自制的高溫高壓熱-流體-應力-化學耦合作用的三軸試驗機，結合顯微CT 技術，探究了煙煤在自然、蒸汽原位熱解條件下的裂隙結構差異，進而就差異性進行了機理探究。

1 試驗設備及方法

1.1 試 樣

選取內蒙古滿來梁煤礦的煙煤作為試驗煤樣，其Mad、Aad、Vad和FCad分別為11.54%、5.07%、23.13%、60.26%。煤樣采集后沿著平行層理方向取心，加工成標準試樣，分別編號A、B，煤樣的尺寸和質量見表1。

表1 試驗煤樣尺寸及質量信息Table 1 Size and quality of experimental sample

1.2 試驗設備

為模擬原位注熱開采的實際工況，研制了高溫高壓熱-流體-應力-化學耦合作用的三軸試驗機(圖1)。試驗系統分別包括高溫高壓試驗機及產物收集計量裝置。高溫高壓試驗機采用內加熱方式加熱煤樣，最大加熱溫度為600 ℃，加熱速率5.5 ℃/min。熱電偶實時測量煤體表面溫度，溫度范圍±5 ℃；釜體外部包裹保溫棉避免熱量損失；產物收集裝置由氣液分離瓶、冷凝水槽、集氣瓶、電子天平及若干閥門管線依次連接而成。

圖1 實驗系統Fig.1 Experimental system

1.3 試驗流程

1.3.1原位自然、蒸汽熱解

將試樣A、B 分別放入高溫高壓三軸試驗機中，在室溫下，抽真空24 h 后依次交替施加軸圍壓至設定壓力(軸壓：5 MPa，圍壓3.5 MPa)。當試樣基質穩定后，試樣A 在設定溫度進行自然熱解，試樣B 在熱解期間過熱蒸汽作為入口氣體持續注入進行蒸汽熱解，熱解溫度均為600 ℃，過熱蒸汽的發生及注入是由外接電動泵向高壓三軸試驗機的孔隙壓入口注入蒸餾水，蒸餾水在流動的過程中被加熱進而沿著煤體滲流，整個過程完全隔絕空氣，避免煤樣被氧化。A、B 試樣熱解期間，每隔10 min 測量產氣量，當產氣速率趨于穩定(熱解完全)后，試樣A、B 熱解時間為2 530、2 367 min。試樣A、B 自然冷卻后進行CT 掃描、稱重。

1.3.2顯微CT 試驗處理

為了更真實準確直觀的掌握煤體在原位狀態下熱解裂隙演化情況，本實驗通過顯微CT 系統對原位狀態煤的細觀結構進行掃描。掃描的最小單元尺寸為30 μm。特別說明，以下所獲得的數據僅代表一定尺度(30 μm 以上)的裂隙結構參數。首先將原煤置于銅套內進行常溫下的掃描；此后將煤樣置于高溫三軸試驗機內進行原位自然、蒸汽熱解。煤樣至目標溫度充分熱解完成后，在應力作用下冷卻至室溫后，取出帶銅套的煤樣進行掃描(圖2(a))。由于金屬外殼密度較大，為了減少外殼邊緣對煤體圖像的影響(圖2(b))，選擇了合適的重建區域(圖2(c))；此后通過Matlab 編程對圖像進行處理得到較為清晰的煤樣CT 掃描圖像(圖2(d))。隨后采用最大類間方差法(Otsu 法)進行閾值分割得到二值化圖像(圖2(e))。為了能有效表征煤樣內部孔隙結構，并且考慮到重建過程中龐大的數據量和相關計算負擔，采用最小特征單元體(Representative Elementary Volume，REV)來表征實驗樣本的孔裂隙結構，即在該尺寸以上，裂隙率幾乎不受尺寸影響[19-23]。通過軟件對試件裂隙率進行統計，按照REV 方案進行多次重復檢驗，最終選擇400 pixels×400 pixels×400 pixels 的正方體作為最小特征單元體(實際尺寸為12 mm×12 mm×12 mm) (圖2(f))。

圖2 CT 處理流程Fig.2 CT processing flow

2 試驗結果與分析

2.1 熱重分析

A、B 兩個試件在分別經過原位自然熱解及蒸汽熱解后質量都有明顯的下降。A 試件熱解前質量為251.74 g，自然熱解后質量為175.83 g，失重率為30.15%。B 試件熱解前質量為246.09 g，蒸汽熱解后質量為141.5 g，失重率為42.5%。此外，對熱解后的煤樣進行了工業分析，自然熱解揮發分的產出率約為64.42%，蒸汽熱解的揮發分產出率為85.09%，可見，蒸汽熱解促進了揮發分的產出，蒸汽熱解的熱解效率高于自然熱解。

2.2 煤的裂隙結構的視覺表征

圖3 為A、B 兩個試件在不同熱解方式、不同層位的原位顯微CT 灰度照片。由于巖石的密度不同，在CT 灰度圖像中呈現出不同的亮度。

圖3 試件A、B 不同層位的CT 掃描照片Fig.3 CT slice images in different positions of the sample A and B

從圖3 可以看出，原始A 試樣內部結構較為致密，原生裂隙并不發育，但能看出明顯的平行層理結構；原始B 試樣同樣具有明顯的平行層理結構，不同的是沿著層理方向有多條縱橫交錯的原始裂隙；A、B 試樣分別在自然、蒸汽600 ℃熱解后，出現了不同尺寸的裂隙結構。根據裂隙的形態，新生的裂隙分為細長型的裂紋及不規則形狀的孔洞(紅色區域)。由于煤是一種由有機質及無機物組成的非均質體，部分有機質在煤體內部成團狀聚集經過高溫熱解后，團狀區域便形成了“孔洞”。同時，能夠明顯看出，相較于自然熱解的A 試樣，蒸汽熱解后的B 試樣裂隙網絡更為豐富復雜，裂隙尺度得到了較大的擴展及延伸。

圖4 為不同熱解方式3D 數字巖心，也能直觀的看出A、B 試樣裂隙網絡豐富度的差異性，同時，值得注意的是，A、B 兩個試樣都能看出部分新生裂隙沿著原生裂隙擴展發育(黑色圓圈區域)。

圖4 煤巖3D 數字巖心Fig.4 3D digital core of coal

2.3 煤裂隙結構參數的定量表征

表2 為自然、蒸汽熱解前后A、B 的裂隙結構參數。以下將結合數據進行煤巖裂隙結構參數的定量化分析。

表2 自然、蒸汽熱解前后A、B 試件裂隙結構參數Table 2 Pore and fracture parameters of specimen A and B before and after natural and steam pyrolysis

2.3.1裂隙率

(1) A 試件。

A 試件“原始-自然熱解”加熱過程裂隙率變化特征如圖5(a)所示。統計最小特征單元體中400 層原始CT 裂隙率，裂隙率分布在0.83%～5.18%，均值為2.77%。自然熱解后，400 層切片的裂隙率大幅度提升，波動范圍較大，分布在3.60%～13.52%，均值為7.44%，約為原始煤樣裂隙率的2.68 倍。雖然在高溫作用下煤體軟化，強度降低，應力的作用也迫使部分裂縫發生閉合。但同時，煤樣在高溫作用下，內部孔裂隙結構的變化進而導致裂隙率的提高，主要表現為內部水分的析出、有機物的分解及熱破裂等多個因素使得煤體內部的孔裂隙新生及擴展。總體來說，煤樣在自然熱解后裂隙率較原始狀態有了較大的提升。

圖5 自然、蒸汽熱解前后A、B 試件裂隙率對比Fig.5 Comparison of porosity of sample A、B before and after natural and steam pyrolysis

此外，自然熱解的煤樣CT 切片裂隙率波動范圍較大，一方面表現為在12～39、83～90、185～200、273～287 及320～341 層位裂隙率激增，這與煤體內部隨機分布的團狀有機質在高溫熱解后形成的孔洞結構有關；另一方面表現為40、270～271、396 層裂隙率幾乎沒有變化，這并不代表該層位的煤樣自然熱解下并未發生變化，這與熱解后產生的微裂紋在應力的作用下閉合或者熱解產生的焦油等物質堵塞有關。

(2) B 試件。

圖5(b)為B 試件“原始-蒸汽熱解”400 層切片的裂隙率變化特征，原始-B 裂隙率區間為1.17%～8.53%，均值為4.76%，略大于原始-A 試件的裂隙率，從圖4 也能看出，原始-B 試樣的原生裂隙更為發育；蒸汽熱解后，裂隙率分布在12.76%～21.71%，均值為17.37%，約為初始裂隙率的3.65 倍，提升幅度高于自然熱解的2.68 倍。

另外，蒸汽熱解的煤樣CT 切片裂隙率波動范圍也較大，但根據曲線的變化趨勢來看，并未出現自然熱解-A 試樣裂隙率出現多個層位激增或是部分層位裂隙率并未發生變化的情況。這是因為蒸汽熱解對流加熱的方式增大了煤體內部的換熱面積，使得煤體內部受熱更為均勻，每一層位的有機質熱解更為充分，裂隙率曲線在整體上表現的更為平滑。

2.3.2裂隙尺度分布

為進一步分析煤在不同熱解方式前后的裂隙尺度分布特點，從最小特征單元體內提取出裂隙，同時將形狀各異的裂隙結構等效為球型結構，因此引入等效裂隙直徑對裂隙尺度進行表征。等效裂隙直徑R的計算公式為

式中，V為單個像素體的體積，V=27 000 μm3；n為單個不規則裂隙內包含像素體的個數。

(1) A 試件。

圖6(a)為A 試件自然熱解前后裂隙直徑分布柱形圖，原始狀態下A 試件裂隙數量較多，為13 297 個，零散隨機分布在試件內部(圖6(a)，原始-A)，直徑范圍為41.58～2 599.77 μm。經過自然熱解后，裂隙體積明顯增大(圖6(a)，自然熱解-A)，不同直徑的尺寸占比有了較大的變化，能夠看出，100 μm 以下的裂隙數目占比相較于原始試樣有了明顯的衰減，相應的100 μm 以上的裂隙數量占比增大，說明自然熱解促進了裂隙之間的搭接連通，形成了尺寸較大的裂隙結構，同時這也導致裂隙數量相較于原始試樣有了明顯的減少。直徑范圍也變為36.87～5 416.99 μm，值得注意的是，最小直徑由41.58 μm 衰減至36.87 μm，一方面熱解促進了微裂紋的萌生，另一方面可能與部分微裂紋在應力壓縮作用下尺寸變小有關。

圖6 自然、蒸汽熱解前后A、B 試件裂隙尺度分布Fig.6 Distribution of fracture size of sample A、B before and after natural and steam pyrolysis

(2) B 試件。

圖6(b)為B 試件蒸汽熱解前后裂隙直徑分布柱形圖，B 試件原始裂隙較為明顯(圖6(b)，原始-B)，裂隙數量偏少，僅有2 651 個，直徑42.25～5 211.99 μm。蒸汽熱解后，裂隙體積及最大連通裂隙團明顯增大(圖6(b),自然熱解-B)，等效直徑分布也發生了較大的變化，例如：100 μm 以下的裂隙數目大幅度衰減，特別是60 μm 以下的裂隙占比由原始的23.29%減少至14.59%，而200 μm 以上的裂隙數目占比則由9.94%增長至15.88%，可見蒸汽在層理間串流，大幅度的溝通孤立裂隙，形成更大的裂隙團，從圖6(b)(自然熱解-B)也可以看出，最大裂隙團遍布整個試樣，也說明了蒸汽熱解傳熱更為均勻，同時也驗證了2.2 節中蒸汽熱解-B 試樣各層位裂隙率的均勻性。總裂隙數目也由原始的2 651 個減少至1 357 個，直徑也變為37.41～8 289.73 μm，最小裂隙也明顯衰減，這一現象與A 試件相同，仍可以用上述原因來解釋。

由于試件A、B 原始裂隙尺度分布有一定的差異，為了方便比較熱解方式的差異性，引入熱解前后相同等效直徑區間的裂隙數目變化比N進行衡量，公式為

式中，N為熱解前后相同等效直徑區間的裂隙數目變化比；P為熱解后等效直徑區間x＜R≤y的 占比；P′為熱解前等效直徑區間x＜R≤y的占比。

按照式(2)對自然、蒸汽熱解相同等效直徑區間的N進行計算，見表3。由表3 能夠直觀的看出，2 種熱解方式下，等效直徑在100 μm 以上的N均大于1 且蒸汽熱解均大于自然熱解，相應的，等效直徑在100 μm 以下的N變化趨勢正好相反，這也說明了蒸汽熱解促進了更多小尺度裂隙連通成大尺度裂隙。

表3 相同等效直徑區間不同熱解方式的裂隙數目變化比NTable 3 N values of different pyrolysis methods in the same fracture size interval

2.3.3滲透率

A、B 試樣在自然、蒸汽熱解完全后，采用高純氮氣作為滲透介質，基于達西定律，通過穩態法對煤樣進行了不同孔隙壓下的滲透率測試，并使用式(3)進行了計算：

式中，Kg為煤樣的氣相滲透率，10-15m2；μ為流體的動力黏度，μPa·s；L為試樣的長度，cm；A為試件的截面積，cm2；P1為進口壓力，MPa；P2為出口壓力，MPa；Q為流體的流速，cm3/s。

圖7 為A、B 試樣自然、蒸汽熱解后不同孔隙壓力(0.2～1.0 MPa)的滲透率對比值，蒸汽熱解后B 試樣的滲透率為自然熱解后A 試樣滲透率的8.46～16.95 倍(不同孔隙壓力滲透率比值)，這也說明了蒸汽熱解后孔裂隙連通性遠遠優于自然熱解。

圖7 A、B 試件自然、蒸汽熱解后不同孔隙壓力下的滲透率Fig.7 Permeability of specimens A and B under different pore pressures after natural and steam pyrolysis

3 討論

3.1 原位狀態與無應力狀態煤樣自然熱解孔裂隙結構差異性分析

煤樣在無應力狀態及原位狀態下自然熱解孔隙結構存在較大差異，主要表現在孔隙率及孔隙形態。表4 總結了在無應力狀態下，不同煤種煤樣600 ℃自然熱解后的孔隙率值，雖然不同煤種之間的孔隙率略有差異，但孔隙率也均大于19%，最高孔隙率甚至高達59.3%。而根據筆者的研究，當煙煤處于原巖應力狀態下自然熱解，600 ℃的孔隙率僅有7.4%。圖8 列舉了不同煤種在600 ℃無應力及原位狀態自然熱解后的孔隙形態，能夠看出，無應力狀態下，煤樣的孔隙以長裂隙為主，裂隙尺度較大且基本完全連通，圖8(b)、(c)中由于大裂隙的存在，煤樣已經不是一個完整體；而在原位狀態下，孔隙形態多以細長微裂紋及微小孔洞為主。

圖8 無煙煤[14]、褐煤[15]、煙煤600 ℃無應力、原位狀態自然熱解裂隙形態Fig.8 Fissure morphology of anthracite,lignite and bituminous coal in stress-free,in-situ natural pyrolysis at 600 ℃

表4 不同煤種煤樣600 ℃無應力狀態自然熱解后孔隙率Table 4 Porosity of different type coal after natural pyrolysis at 600 ℃ without stress

此外，為了更直觀科學的認識2 種狀態下裂隙結構的差異，選取了相同煤種進行了無應力狀態下煤樣熱解-CT 掃描實驗，圖9 為裂隙結構參數對比曲線。由圖9(a)可以看出，無應力狀態下，煙煤的裂隙率由熱解前的1.97%提高至26.6%，熱解后約為熱解前的13.5 倍，而原位狀態下煙煤熱解后的裂隙率僅為熱解前的2.68 倍。此外，由10(b)、(c)可以看出，2 種狀態下煙煤熱解前后的裂隙尺度分布特征也存在差異，無應力狀態下，熱解后R≤60 μm 的裂隙占比呈現增長的趨勢，其余尺度的裂隙占比呈現衰減的趨勢，而原位狀態下，R≤100 μm 的裂隙占比減小，相應的R≥100 μm 的裂隙占比增大。同時結合2 種狀態下熱解前后的裂隙數量來看，無應力狀態下，熱解前后的裂隙數量分別為209 139 及607 417 個，而原位狀態下，熱解前后的裂隙數量分別為13 297 及9 272 個，可見無應力狀態下煙煤600 ℃熱解后的裂隙數量遠高于原位狀態下，說明無應力狀態下，溫度促進了大量裂隙團(R≤60 μm)的新生，裂隙數量的巨大差異也是導致裂隙尺度分布差異的主要原因。

圖9 煙煤自然熱解前后裂隙結構參數對比Fig.9 Comparison of fracture structure parameters before and after bituminous coal natural pyrolysis

根據上述討論，2 種狀態下裂隙結構參數存在差異的原因主要是：煤樣處于無應力狀態，高溫環境下，有機質的析出，孔裂隙可以自由無序擴張，而當施加應力后，由于高溫下煤體強度降低，孔裂隙會被迫閉合，同時閉合的孔裂隙也會阻礙焦油等物質的順利析出進而造成更多的堵塞。

3.2 自然、蒸汽熱解煤樣裂隙結構差異機制分析

自然、蒸汽熱解方式的本質區別是傳導、對流傳熱方式的差異。熱傳導是指沿著固體物體進行熱量傳遞的方式，從物體溫度較高的部分沿著物體傳遞到溫度較低的部分；熱對流是指通過流體的流動加熱流動區域的方式。后者的加熱效率要高于前者，而更深度的對于煤的裂隙結構的影響兩者仍具有較大差異。

根據2.3.1 中A、B 試件熱解前后裂隙率的變化情況，自然熱解后裂隙率約為原始煤樣的2.68 倍，蒸汽熱解后裂隙率約為原始煤樣3.65 倍，說明蒸汽熱解對流加熱的模式對提高裂隙率的效果更為顯著，此外，根據1.3 節中可得，試樣A、B 熱解時間分別為2 530、2 367 min，更進一步說明蒸汽熱解的傳熱、熱解效率較為優越。

由于煤是熱的不良導體，傳導加熱的過程中傳熱效率低，由內而外存在一定的溫差，這就導致有機質熱解不充分，同時由于應力的作用，有機物產生的油氣等逸出需要積聚一定的壓力，此外還需要經歷一定的距離，而這些油氣占據的空間并不利于煤樣持續的熱解及產出，這些產物還有一定概率進入盲孔中，無法運移出煤體外，從而導致孔隙率的下降。

煤樣通過蒸汽對流加熱后，要比傳導加熱經歷更復雜的物理及化學變化(圖10)。①驅替作用。高孔隙壓力蒸汽的注入為油氣產物的產出提供了驅替動力，克服了傳導加熱中產物運移困難的問題，保證了煤樣的持續熱解及產物產出，由圖11(a)可以看出蒸汽熱解后的產氣量約為自然熱解產氣量的3.9 倍，此外，2.1 節中蒸汽熱解的揮發分產出率高于自然熱解的揮發分產出率也能予以佐證；②擴孔效應。高溫蒸汽滲透進行煤孔隙通道時會產生局部張力，一方面擴大了原有的孔隙體積，另一方面也會破壞一些孔壁弱面，促進孔間連通；③對流剝蝕效應[23]。已有研究證明，蒸汽對流加熱獨特的對流剝蝕效應可將盲孔中的焦油或附著在孔壁周圍黏度較高的產物“沖刷-轉移”至孔裂隙通道，此后經孔隙壓力驅替至煤體外；④化學作用。蒸汽溫度550 ℃以上存在大量還原性較強的自由H+，H+一方面與黏度較高的重質焦油反應使其裂解成低碳鏈的輕質油品，增加了油品的流動性[23]；另一方面富氫環境下，更有利于煤樣熱解中氣體產物中氫氣的產生[25](圖11(b))。

圖10 蒸汽作用示意Fig.10 Schematic diagram of superheated steam effect

圖11 產氣及氣體組分Fig.11 Gas production and gas components

3.3 局限性

本試驗僅僅研究了深度為200 m 的煤層原巖應力狀態下不同熱解方式下的裂隙結構參數，將來關于深部更高應力條件下煤炭地下原位熱解還需進一步探究，同時煤樣原位狀態下更高熱解溫度(＞ 600 ℃)的探究仍需進一步深入工作。

4 結論

(1)自然、蒸汽600 ℃原位熱解后，煤樣內部產生的裂隙形態以細長型裂紋及孔洞為主，蒸汽熱解后裂隙尺度進一步提升，裂隙網絡更為豐富復雜。

(2)在軸壓5 MPa，圍壓3 MPa 的應力條件下，煙煤自然熱解后裂隙率為原始裂隙率的2.68 倍，蒸汽熱解后裂隙率為原始裂隙率的3.65 倍且每一層位裂隙率更均勻。

(3)蒸汽熱解使得煙煤受熱均勻，換熱面積大，有機質熱解更加充分。驅替作用保證熱解產物的持續產出；孔隙壓力的局部應力作用既擴大了原有的孔裂隙體積又會破壞孔壁弱面，大大增加了孔裂隙連通性；蒸汽剝蝕效應將盲孔及孔裂隙附著的黏稠度較高的焦油“沖刷-運移”至煤體外；富氫環境促進了重質焦油的裂解，增強了油品的流動性。

(4)原位與無應力狀態煤樣熱解裂隙率及裂隙形態存在較大差異，蒸汽熱解是煤炭原位注熱開采工程實踐的最優加熱方式，研究數據可以為工程實踐提供真實的數據支撐。