将煤炭地下气化过程氧化区、还原区和干馏干燥区(三区)的分布特征与地面煤气化系统平衡模型相结合,建立了煤炭地下气化物料与能量平衡模型。通过不同煤种和不同温度下的热解实验,获得了热解过程各元素的迁移方程;通过不同气化通道、注气方式、涌水量和气化剂组成下的地下气化模型试验,研究了“三区”比例对出口煤气组分的影响规律,验证了“三区”温度范围的合理性,从而获得了以“三区”比例来表征的气化反应碳转化控制方程和水煤气变换反应的控制方程及其控制常数;开发了煤炭地下气化过程物料及能量平衡计算软件,对煤炭地下气化现场试验实际计算表明,该模型在预测出口煤气组分和热效率方面,具有较高的计算精度和实用价值。主要的研究内容、方法和结果如下:1、在N2气氛下大雁褐煤、协庄烟煤、昔阳无烟煤进行了的低温慢速热解实验。热解实验在常压条件下进行,升温速率为10℃/min,热解终温为500℃、600℃、700℃、800℃、900℃,对热解产物的产率及组成进行了检测,以元素守恒定律为准,计算褐煤、烟煤和无烟煤中的C、H、O、N、S在不同热解终温下从原煤迁移到一系列热解产物中的比例。研究结果表明:(1)在各热解终温时,褐煤和烟煤中C元素主要迁移到气化纯碳和焦油中,烟煤的a(C,气化纯碳)和a(C,焦油)较大,分别遵守的迁移方程为:y=1E-05x2-0.0371x+93.908,y=2E-07x3-0.0005x2+0.3624x-68.835,(y-迁移比例,x-热解终温);无烟煤中C元素主要迁移到气化纯碳和CH4中,分别遵守的迁移方程为:y=2E-07x3-0.0004x2+0.2528x+47.888,y=-3E-05x2+0.0496x-17.089;a(C,气化纯碳)随着温度的升高而减小,各煤种的a(C,焦油)均在600℃左右时达到最大;(2)H元素主要迁移到残渣、焦油、化合水、CH4、H2中,其中无烟煤中a(H,残渣)和a(H,H2)最大,其迁移方程分别为:y=-0.1725x+179.09,y=0.1237x-63.067;烟煤中a(H,焦油)最大,迁移方程为:y=-4E-09x4+1E-05x3-0.0126x2+5.9058x-999.05;褐煤中a(H,化合水)和a(H,CH4)最大,其迁移方程分别为:y=6E-08x3-0.0004x2+0.4065x-101.71,y=0.0528x-17.602;对于a((H,烃类气体)来说,煤阶越高,侧链、桥键和低分子化合物等基团减少,导致烟煤中a((H,烃类气体)较小;对于a((H,含S/N气体)来说,热解温度越高,烟煤中胶粘体的透气性越差,气体扩散阻力越大,气体将发生二次热解反应而使烟煤中a((H,含S/N气体)减小。(3)O元素主要迁移到残渣和化合水中,烟煤的a(O,化合水)最大,迁移方程为:y=0.0338x+35.221;而褐煤的a(O,残渣)最大,迁移方程为:y=0.0003x2-0.544x+217.22;而N和S元素主要迁移到残渣中,褐煤的a(N,残渣)最大,无烟煤的a(s,残渣)最大,迁移方程分别为:y=5e-05x2-0.0924x+128.57,y=0.0004x+98.95。2、在煤炭地下气化模型试验的基础上,以乌蒙褐煤、新疆长焰煤和鄂庄烟煤为研究对象,研究了空气、富氧-co2、富氧-水和富氧连续气化工艺中的“三区”扩展过程,同时分别比较了气化通道结构、注气方式和气化剂组成对“三区”比例的影响,结合“三区”比例对出口煤气组分的影响规律,建立了以“三区”比例来表征的碳转化控制方程,并计算控制常数η。研究结果表明:(1)通过验证“三区”比例的变化与出口煤气组分的变化之间的关联性,不同煤种气化过程中合理的“三区”温度范围为,对于乌蒙褐煤和新疆长焰煤:氧化区(>900℃)、还原区(600-900℃)和干馏干燥区(300-600℃),对于鄂庄烟煤:氧化区(>1200℃)、还原区(600-1200℃)和干馏干燥区(200-600℃);(2)空气、富氧-co2、富氧-水和富氧连续气化工艺中碳转化控制常数η与氧化区比例(x)之间的关联式分别为:η=5.2358x2-32.528x+60.551、η=0.2983x-5.9551(自由通道)和η=-0.0914x+4.6132(渗流通道)、η=-0.1084x+5.932(后退式)、η=0.0005x2-0.0761x+4.8828,相应地,η的变化范围分别为9.99~38.87、1.95~2.32(自由通道)和2.51~3.02(渗流通道)、2.06~4.21(后退式)、2.7~3.06;(3)与自由通道的壁面气化过程相比,渗流通道的多孔介质结构增大了气化剂与煤层的对流传质速率,与渗透式气化过程相比,富氧-水(dcra)气化工艺采用后退注气点的方法,增大了火焰工作面的氧气浓度,提高了反应区温度,使“三区”比例更合理,因此后退式气化工艺的气化效果最好,渗流通道次之,自由通道最差。当气化剂的氧气浓度为65%时,各气化工艺的氧化区比例和η均在相近的变化范围内,气化过程可以稳定地输出中高热值煤气。3、煤炭地下气化过程具有“长通道”的特点,有利于进行放热反应,同时顶板涌水使气化通道中水蒸气浓度高,而且灰渣中碱金属及其氧化物对水煤气变换反应具有催化性能,使气化通道中存在水煤气变换过程。在煤炭地下气化模型试验的基础上,主要讨论了富氧-co2(渗流通道)和富氧-水气化工艺中产生的灰渣对变换反应的催化性能,并通过出口煤气组分求解kp,然后以气化通道末端温度tp为中间变量,将“三区”比例与kp进行关联,获得kp与氧化区比例和还原区比例之间的关联式。研究结果表明:(1)受气化剂组成的影响,富氧-co2气化后的煤灰催化效果明显优于富氧-水气化后的煤灰,气化过程中,气化剂组成改变了灰渣的表面的孔隙结构,导致在固定床催化反应器中,富氧-co2气化后的煤灰(2#)所产生的co和h2可以同步脱附,而富氧-水气化后的煤灰(1#)所产生的h2滞后于co;同时2#煤灰催化效果明显优于1#煤灰,co的转化率分别为72.46%和30%;(2)在富氧-co2气化和富氧-水气化工艺中,kp的平均值分别为3.3和1.5,而富氧-水气化工艺采用后退注气点的方式供风,富氧-水气化过程中气化通道温度偏高,导致kp较小;水煤气变换反应的起始温度大于400℃;在富氧-co2和富氧-水气化工艺中,kp与氧化区、还原区之间关联式分别为:4、当地下气化过程中存在顶板涌水时,涌水吸收热量后导致气化反应区温度场重新分布,使“三区”比例发生变,其中αox决定了气化工作面的热量输出状态,αox/αred反映了气化工作面的能量需求和供应状态,在一定涌水量下必须使αox和αox/αred在合理范围内,才能保证气化过程稳定进行。在模型试验基础上,讨论了富氧-co2和富氧-水气化过程中,当气化过程稳定运行时,涌水量对“三区”扩展过程的影响,获得涌水量与“三区”比例的关联式,进而计算相应的η和kp。研究结果表明:(1)随着涌水量的增大,当气化过程稳定运行时,在富氧-co2气化工艺中,氧化区比例保持在10.79%~18.96%之间,相应地,还原区比例/氧化区比例(αox/αred)将在2.26~3.72之间,而在富氧-水气化工艺中,氧化区比例保持在21.82%~31.99%之间,相应地,还原区比例/氧化区比例(αox/αred)将在1.58~2.49之间;同时,涌水对富氧-水气化工艺中氧化区比例影响较小,出口煤气热值和气化过程稳定性均较高;富氧-co2中,涌水量与“三区”比例的关联式为:αox=0.8683x2-15.143x+76.743,αox/αred=-0.2107x2+3.8614x-13.965;dcra气化工艺中:αox=-0.4589x2+8.8913x-12.056,αox/αred=0.1658x2-3.0004x+14.643。(2)与富氧-co2气化工艺相比,dcra气化工艺中的涌水过程对氧化区的氧化强度的影响较小,使氧化区比例较大,可以保证气化反应要求的发生温度,同时还可以有效地控制氧化区的扩展速率,使αox/αred将在1.58~2.49之间波动,确保还原区对能量的要求不超过氧化区的最大负载,进而dcra气化工艺输出的煤气热值较高,气化过程稳定性高,持续的气化时间较长,气化效率较高。5、煤炭地下气化物料和能量平衡模型是采用mvc架构,基于vs2013的视图—文档结构而设计的一款桌面应用程序,以nosql技术存储模型数据和模型文件,架构简单,以matlab为计算平台,运行速度快;将该模型应用于乌蒙褐煤的富氧-co2气化现场试验中,首先根据现场条件确定模型试验中对应的涌水量,再计算平衡模型中所需的“三区”比例、η和kp,并选择600℃下褐煤的元素迁移比例,最后将上述参数输入物料与能量平衡模型中进行计算,除CH4以外,煤气中有效组分的浓度和热效率的计算结果与现场实测值的误差<20%,吻合度较高,具有较高的计算精度和实用价值。