Brevet FR2513358A1 — publié le 19830325

L'invention concerne un procédé de récupération d'énergie à partir de mines de charbon abandonnées et d'entassements de déchets, et plus particulièrement un procédé de combustion de charbon de rebut sur place, avec utilisation de l'énergie thermique résultante pour la production d'énergie transportable telle que de l'électricité. Le charbon dit "de rebut" est important du point de vue économique ainsi que par le problème de pollution qu'il pose dans toutes les exploitations minières actuelles et antérieures. En général, le charbon de "rebut" appartient à l'une de deux catégories, à savoir (a) le charbon souterrain qui, du fait des exigences des opérations minières souterraines, s'élève en quantité souvent aussi importante que celle du charbon extrait, et (b) le charbon à l'air libre, sous forme de tas de déchets de charbon qui sont des accumulations à la surface de matériaux rejetés par les installations de préparation du charbon et lors des opérations minières souterraines, ces tas étant couramment connus sous le nom de "terrils" ou "haldes". Le charbon souterrain, généralement sous la forme de colonnes de charbon, prend feu fréquemment et brûle pendant des années, à moins d'être maitrisé. Il en est de même pour les tas de déchets à l'air libre. Dans les deux cas, la combustion non maîtrisée du charbon constitue à la fois une grande perte d'énergie utilisable et un danger important pour la salubrité publique et la sécurité en raison de l'émission de fumées toxiques et désagréables et de la destruction de bâtiments résidentiels et commerciaux se trouvant à proximité. De tels feux, une fois pris, peuvent couver pendant des décennies et leur extinction par des procédés classiques d'obturation, d'extraction et d'étouffement est coûteuse et dangereuse. L'importance du problème posé par l'extinction de tels feux peut être appréciée par le fait que les estimations de coûts pour l'extinction des feux de charbon de "rebut" existant actuellement dans des sites abandonnés dans lesquels des entassements de déchets brûlent,s'élèvent, pour les seuls Etats-Unis d'Amérique, à 2600 MF environ, le coût demandé pour maîtriser les feux existants dans des gisements de charbon inactifs étant de 420 MF environ. Ceci correspond évidemment et simplement à l'état actuel des feux et ne tient pas compte du risque de déclaration d'autres feux ni de la valeur du charbon de "rebut" comme source d'énergie, valeur estimée comme étant simplement du même ordre que le coût d'extinction des feux, à savoir environ 3000 MF. On a mis au point un procédé permettant de résoudre les problèmes posés par ces charbons de rebut, à la fois au-dessus du sol et dans le sous-sol. Le procédé de l'invention élimine les problèmes de pollution de l'environnement ainsi que le coût élevé demandé pour l'extinction de tels feux. L'invention permet d'utiliser une source d'énergie nouvelle et importante, basée sur l'exploitation de ces charbons de rebut. On a découvert que des réserves d'énergie vastes et nouvelles peuvent être exploitées par la combustion sur place de charbons de rebut dans des conditions maîtrisées de ventilation d'évacuation permettant de canaliser en totalité les gaz chauds produits, puis de les utiliser pour produire de la chaleur de transformation, de la vapeur d'eau ou de l'électricité. Ceci résout une fois pour toutes les problèmes posés par les feux et la formation d'eau acide dans toutes les mines de charbon abandonnées ou dans tous les entassements de déchets. Ce procédé élimine en outre le problème posé par les fuites de fumées et de gaz qui ont rendu inacceptables,du point de vue de l'environnement, les essais de combustion complète sous pression positive, effectués jusqu'à présent. On a proposé jusqu'à présent de récupérer l'énergie du charbon de rebut souterrain par gazéification de ce charbon au moyen d'une combustion souterraine contrôlée. Malheureusement, il est apparu que ce procédé ne constituait pas une solution satisfaisante aux problèmes posés par le charbon de "rebut" pour diverses raisons. Tout d'abord, il est difficile de maîtriser la vitesse de combustion pour produire un gaz combustible satisfaisant. Ensuite, il est également difficile de maîtriser les produits gazeux afin d'empêcher leur échappement dans des endroits indésirables du fait que la combustion contrôlée s'effectue sous pression. L'invention concerne un procédé pour récupérer de l'énergie du charbon de rebut, qui consiste à réaliser au moins un canal à travers le charbon de rebut, à mettre à feu le charbon de rebut dans la zone du canal, à soumettre le charbon de rebut à une dépression appliquée en un point prédéterminé afin que les produits gazeux chauds de combustion soient entraînés vers ce point, et à utiliser ces produits gazeux et chauds de combustion par échange de chaleur afin d'en récupérer l'énergie thermique. Les produits gazeux et chauds de combustion sont de préférence dirigés vers un brûleur de post-combustion où de l'air ou un combustible fluide est ajouté pour produire une combustion stoechiométrique pratiquement complète des produits gazeux et chauds de combustion entraînés vers ledit point prédéterminé.Après l'échange de chaleur, les produits gazeux de combustion sont de préférence épurés et rejetés à l'atmosphère. L'invention sera décrite plus en détail en regard des dessins annexés à titre d'exemples nullement limitatifs et sur lesquels la figure 1 est un graphique montrant des données en fonction du temps pour une combustion sur place simulée de charbon aggloméré la figure 2 est-un graphique indiquant la température à l'aspiration en fonction des teneurs en charbon et en eau la figure 3 est une représentation schématique d'un modèle de canal de combustion dans un filon de charbon la figure 4 est un graphique donnant la perte de chaleur fractionnelle et la température à l'aspiration avec un facteur d'échelle pour la dimension du canal les figures 5A et 5B sont, respectivement, une vue en plan et une élévation de deux dispositions possibles de forage pouvant être utilisées dans le procédé de l'invention ;; la figure 6 est un graphique donnant la distance de l'effet de la dépression dans un entassement de charbon de rebut ; la figure 7 est un graphique donnant l'efficacité du transport de la chaleur dans une conduite la figure 8 est un graphique donnant la chute de pression en fonction de la longueur de la conduite de transport de l'énergie thermique ; et la figure 9 est un schéma simplifié de fonctionnement du procédé de l'invention. L'invention peut être mieux comprise à la lecture d'essais contrôlés portant sur le procédé mis en oeuvre sur du charbon aggloméré et sur du charbon massif. Essai 1 On enfouit dans une tranchée environ 40 tonnes de charbon aggloméré (qualité pour la chauffe) afin de simuler un filon souterrain de charbon d'environ 10,5 mètres de longueur, 2,4 mètres de hauteur et 1,8 mètre de largeur. Un canal axial d'une section de 9,3 dm2 est formé dans le charbon aggloméré au moyen d'une grille métallique afin de définir une zone de combustion du charbon sur place. Une extrémité du canal est reliée à une conduite et un ventilateur isolés d'aspiration, et l'autre extrémité est reliée à une conduite d'admission d'air portant un robinet. Deux autres conduites d'admission d'air portant des robinets sont également disposées le long du canal. Le ventilateur d'aspiration (d'un débit de 425 m3/min et d'une capacité- d'aspiration de 4500 Pa) est relié à la conduite isolée d'aspiration pour induire et maintenir une dépression dans la tranchée afin de provoquer un écoulement d'air dans le canal, par les conduites d'admission, pour entretenir la combustion du charbon et, simultanément, pour évacuer les produits chauds de combustion du canal dans le gisement de charbon. L'essai est conduit en continu pendant 33 heures et, pendant ce temps, la puissance calorifique du procédé de combustion sur place est aisément maintenue entre 1,0 et 1,7 MW, et les produits de combustion de sortie ont une température très élevée (environ 16000C). Hormis la présence de SO2 t le gaz dt6vacuation est exceptionnellement propre, cette propreté étant traduite par de faibles concentrations de CO, NOX et de particules. La figure 1 montre des courbes de données en fonction du temps obtenues au cours de cet essai, à partir de mesures du gaz de carneau effectuées en une position située à environ 6 mètres en aval de la sortie du canal (c'est-à-dire après une certaine post-combustion avec air de dilution). Il convient de souligner que, tandis que l'émission observée de SO2 (1100 ppm) est en proportion avec la teneur en soufre du charbon (2 % en poids), l'émission observée de NOX (110 ppm) est considérablement inférieure à celle que l'on pouvait prévoir sur la base du rapport combustible-azote (1 % en poids).L'émission de NOX est en fait inférieure d'un facteur de 5 aux valeurs indiquées pour les brûleurs de combustibles pulvérisés. De même, les émissions de particules apparaissent, à l'oeil, comme étant très faibles. Il est également important de souligner que pendant la totalité de l'essai (allumage, combustion stable et refroidissement), le dispositif de commande de ventilation et d'aspiration permet une canalisation totale du courant de gaz de combustion. Malgré la pénétration d'air de fuite dans la tranchée et la combustion totale et lseffondrement d'une partie de la tranchée, aucun produit de combustion ne s'est échappé à l'atmosphère hormis par le circuit d'aspiration. Il ressort de manière évidente de ce travail que la combustion contrôlée sur place du charbon peut être effectuée efficacement, proprement et avec une canalisation totale de la chaleur et des gaz produits par le procédé de l'invention. On peut également prévoir, à partir de cet essai, que le concept d'une combustion sur place sous dépression constitue une façon possible d'éliminer les problèmes de pollution de l'environnement posés par les feux de charbon de "rebut". Ainsi, la méthodologie de la combustion sur place peut être appliquée pour accélérer les feux de mines abandonnées et d'entassements de déchets en même temps que la canalisation totale des émissions polluant l'air avec utilisation de l'énergie thermique produite (conduisant finalement à la combustion complète des combustibles et à l'élimination du risque de réallumage et de formation d'eau acide par ces combustibles). Essai 2 Au cours d'un second essai, un bloc de charbon massif, dans lequel est ménagé un canal, est enfoui dans une seconde tranchée fermée et brûlé comme dans l'essai 1. Les résultats obtenus dans cet essai sont analogues à ceux de l'essai 1. Cependant, dans cet essai, les émissions de particules mesurées donnent une moyenne de seulement 3,6 g/1055.106 J sur une période de combustion de 45 heures. Ceci indique que des résultats encore meilleurs que ceux obtenus avec du charbon de rebut meuble peuvent être espérés avec une combustion de massifs sur place dans des gisements de charbon de rebut souterrains. Il est intéressant de calculer certaines valeurs AT en fonction d'estimations raisonnables des paramètres des matériaux. Si l'on considère du charbon du filon de Pittsburgh à une combustion stoechiométrique et si l'on utilise les inéquations suivantes où O = mh/mO = xw/xc, le rapport de la masse d'eau à la masse de charbon de rebut # = = mair/me, la stoechiométrie du processus de combustion du charbon (rapport air/combustible), on a : ç = 12 et # Hc = 31810 J/g. La chaleur d'évaporation de l'eau est de 2260 J/g.La valeur choisie pour la capacité thermique du mélange de la zone de combustion (charbon, produits de combustion, vapeur d'eau, matériau inerte) est pondérée dans le sens d'une teneur élevée en vapeur d'eau et est supposée être de 2,1 J/g à OOC. La figure 2 montre la température de combustion calculée pour diverses teneurs en charbon et en eau du rebut, la température du gaz combustible étant indiquée en ordonnées, en OC, et la fraction en poids du charbon du rebut étant indiquée en abscisses. La limite tracée à ,SOOOC sur la figure 2 est une "estimation grossière" de la température minimale nécessaire à des réactions chimiques rapides assurant une propagation d'elle-même de la combustion. Un entassement "typique" de déchets contenant 35 % de combustible et une quantité égale d'eau tombent dans la zone de combustion entretenue, donnant un gaz de sortie de presque 9500C. Ces calculs indiquent qu'une combustion entretenue peut se produire dans des déchets contenant d'importantes quantités d'eau (2 à 3 fois la teneur en charbon).Ceci concorde avec le fait que des feux d'entassements de rebut se poursuivent malgré leur exposition aux éléments et souvent malgré des tentatives d'extinction par arrosage à saturation. Les résultats calculés tendent également à indiquer que la plupart des entassements de charbon de rebut contiennent suffisamment de combustible pour entretenir un feu pourvu qu'une quantité d'air suffisante puisse être aspirée à l'intérieur de ces entassements. Alors que les feux se propageant dans du charbon de rebut résultent de l'accumulation de la chaleur dans un matériau inerte qui est toujours mélangé intimement au combustible (c'est-à-dire intérieur au système en combustion), la géométrie des feux de mines abandonnées résulte de l'accumulation de la chaleur dans les couches de toit et de mur qui sont extérieures au système en combustion. Par conséquent, la chaleur dégagée par le charbon en combustion doit à présent être considérée comme une perte d'énergie qui affecte les températures de sortie et elle peut arrêter la combustion dans certaines conditions d'épaisseur du filon et de dimensiongde la galerie. Le problème posé par la perte de chaleur pendant la combustion en galerie dans un filon de charbon a fait l'objet d'un traitement mathématique par le Bureau des Mines Américain et les résultats obtenus pour ce problème de la combustion des mines abandonnées sont indiqués ci-après. Le modèle de combustion en galerie considéré est montré sur la figure 3. Dans ce cas, une galerie rectangulaire de longueur (1) et de largeur (w), formée dans un filon de charbon d'une épaisseur (h), se déplace à une vitesse linéaire (B) de combustion de surface dans le filon. Des circulations constantes d'air de ventilation et de gaz de sortie se produisent suivant 1. La largeur utile de la galerie est maintenue à une valeur constante par le processus de combustion continue du charbon sur un côté de la galerie et de chute continue ou périodique du toit sur le côté opposé de la galerie. Le système présente une déperdition de chaleur par conduction thermique à travers les couches du toit et du mur, mais uniquement lorsque les couches constituent les limites supérieure et inférieure de la galerie. Une considération du bilan énergie tique en régime quasi-stable, pendant la durée utile d'exposition, conduit à où > = la conductivité thermique des couches (supposée constante), X = la diffusivité thermique des couches, G = la densité des couches, les autres symboles ayant les mêmes définitions que celles données dans la partie précédente. La perte de chaleur fractionnelle EL et la fraction d'énergie transmise à la sortie EH sont données par les expressions L'équation indique que la perte de chaleur fractionnelle augmente lorsque l'épaisseur du filon diminue et que la largeur de la galerie augmente. La figure 4 est un graphique donnant EL etdT en fonction du facteur de démultiplication pour un rapport stoechiométrique air/combustible, 0 = 12, et les valeurs des paramètres de matériau qui sont données dans le tableau I.De même que précédemment, si l'on suppose d T > 8000C pour une combustion se propageant d'elle-même, une perte de chaleur pouvant atteindre 40 % peut subsister à une valeur Par conséquent, pour un filon F de 180 cm d'épaisseur, la largeur utile de la galerie G de combustion doit être inférieure à 1 ,6 x 104 cm, ce qui est très souvent le cas. Il est intéressant de noter que le critère de température (température supérieure à 8000C) est satisfait, même pour des filons d'une épaisseur aussi faible que 30 cm. Comme montré sur la figure 4, une température iT en sortie de galerie de 1000 à 12000C est à prévoir, ce qui est en concordance avec les résultats de combustion obtenus au cours de certains essais de gazéification du charbon souterrain. TABLEAU I Données d'entrée pour les calculs numériques X J/cm-s-OC 16,75 x B cm/s 2 x AHc J/g 29,3 x 103 #s g/cm3 1,3 Cp J/g- C 1,67 y cm2/s Pour parvenir à une combustion sous dépression conformément à l'invention dans un entassement poreux de rebut, il est nécessaire d'appliquer une aspiration à une partie intérieure de l'entassement au moyen d'un ventilateur d'aspiration agissant par l'intermédiaire d'un circuit de canalisations pénétrant dans l'entassement. Les deux méthodes possibles sont montrées schématiquement sur les figures 5A et 5B. La figure 5A montre l'utilisation de plusieurs forages d'admission d'air entourant un seul forage de sortie.La figure 5B montre l'utilisation d'un seul forage de sortie FA, l'air étant aspiré à travers la surface de l'entassement E (méthode à forage "borgne"). La question est de savoir quel est le volume, dans l'entassement de rebut, pouvant être aéré par aspiration par le forage de sortie. Ceci détermine le volume utile de l'entassement placé sous la commande d'une combustion sur place. Une méthode simple d'estimation de ce volume consiste à appliquer la loi de Darcy à la géométrie du forage "borgne" en supposant que la circulation des gaz dans l'entassement est uniforme, stable et converge de façon sphérique vers l'extrémité du forage de sortie. L'équation de Darcy pour un écoulement stable unidimensionnel à travers un milieu poreux peut être exprimée de la manière suivante q = kA (dP/dx) où 4 = le débit volumétrique d'écoulement de gaz en cm3/s ; k = la perméabilité du milieu poreux en darcys y = la viscosité du gaz en mPa.s ; A = la section utile d'écoulement en cm2 ; et dP/d:* = la chute de pression à travers la couche en hkPa/cm. Un écoulement stable à l'extrémité du forage borgne et un écoulement convergent uniforme dans l'entassement exigent que q soit constant sur une section sphérique située à une distance x du forage. Si ss ss est l'angle solide en stéradians qui définit la région d'écoulement, l'aire de la section, en fonction de x, est A =4 x2 et q = 411 k x2 dP dx 4, ss et (k/A) étant constants, l'équation q = 4# ss k/@ x2 dP/@@ peut être intégrée pour donner Dans le cas considéré de l'écoulement dans un milieu poreux, on peut prendre, comme limites d'intégration P1 (x1) = 1 hkPa (pression ambiante) Po(Xo = d) = dépression maximale à une distance d, correspondant à un diamètre de forage, de l'extrémité du forage. Ceci conduit à l'expression suivante pour la distance affectée x dans l'empilement de rebut où a P = le vide effectif (une quantité positive) qui peut être appliqué au forage de sortie. La figure 6 donne des solutions numériques pour X1 avec des forages de diverses dimensions, ou bien pour le cas où ss = 0,02 mPa.s (c'est-à-dire l'air) ; AP = 0,1 hkPa (c'est-à-dire une dépression de 10 00Q Pa), et &num; = 0,5 (c'est-à-dire une région d'écoulement hémisphérique). Les solutions numériques de la figure 6 sont asymptotiques. Il convient de noter que, dans le cas montré sur la figure 6, un mégawatt de gaz de carneau à 10000C donne un débit d'écoulement de 4,7.105 cm3/s. La lette d indique le diamètre de la canalisation. Pour parvenir à de plus grands volumes de combustion, x doit être de grande valeur (c'est-à-dire supérieure à 300 cm) et q/k doit être proche de la valeur minimale pour laquelle on obtient des solutions pour la dernière équation. Dans ces cas est la limite asymptotique pour x de grande valeur et définit le débit d'écoulement que l'on peut obtenir en pratique. Par exemple, dans un entassement de rebut ayant des dimensions très supérieures à d et ayant une perméabilité de 103 darcys (environ 10 fois celle d'un tas de sable), on peut obtenir un débit d'écoulement de sortie de 106 cm3/s avec un forage de sortie de 30 cm de diamètre. Des débits d'écoulement plus importants peuvent être obtenus, mais seulement au prix des volumes utiles de combustion dans l'entassement. Par exemple, un débit d'écoulement de sortie trois fois plus grand (3.106 cm3/s), à partir du même entassement et du même forage, conduit à une valeur de x1 égale à 100 cm.Par conséquent, un forage borgne doit être placé à environ 0,9 mètre au-dessous de la surface de l'entassement pour maintenir une zone de combustion sous dépression, c'est-à-dire pour aspirer suffisamment d'air pour assurer une combustion complète des déchets et l'éva- cuation des produits gazeux chauds. Cette méthode simple de calcul d'écoulement à travers un milieu poreux ne tient pas compte des effets des variations de perméabilité avec l'accroissement de la zone de combustion ou des effets résultant des manques d'uniformité,soit de la perméabilité, soit de l'écoulement des gaz, tous ces effets étant susceptibles de se produire au cours d'une combustion réelle. Cependant, les calculs indiquent que le maintien d'une zone de combustion sous dépression dans un entassement poreux est possible, pourvu qu'une aspiration suffisante soit appliquée par le ventilateur d'aspiration. Le volume contrôlé de combustion dans le cas d'une mine abandonnée, de même que dans le cas de la combustion contrôlée d'un empilement de rebut, dépend due l'écoulement d'air produit par le ventilateur d'aspiration. Si toutes les entrées et fermetures initiales de la mine restent en bon état, de simples calculs portant sur un réseau de ventilation peuvent donner des estimations raisonnables de l'écoulement d'air possible. Cet écoulement d'air est évidemment difficile à prévoir pour des ouvrages anciens en feu où des effondrements de fermetures et de toits se sont produits de façon inévitable. Cependant, étant donné qu'il faut un point de départ, la géométrie du feu d'une mine abandonnée, pour les fins actuelles, est idéalisée sous la forme de la combustion se propageant en galerie comme montré sur la figure 3.Ceci permet une certaine estimation de la relation entre les dimensions demandées à la galerie et les critères demandés au ventilateur d'aspiration. Les calculs indiqués reposent principalement sur les résultats obtenus par le Bureau des Mines Américain, indiqués précédemment pour une combustion de charbon sur place et des feux de mines de charbon. Comme montré sur la figure 3, la vitesse totale de combustion en masse du charbon est Mt = #sBAs, où e s = la densité du charbon, B = sa vitesse de combustion linéaire constante (identique à la vitesse du mouvement de la galerie à travers le filon de charbon), et As = hl est l'aire de la surface du charbon en combustion. Pour un état de stoechiométrie défini par un rapport air/combustible de , le débit volumétrique total d'écoulement de sortie est B(+1)A q = s M/V où M = le poids moléculaire moyen, en g, des produits gazeux de combustion, et V = leur poids moléculaire spécifique. A partir des études précédentes du Bureau des Mines Américain, la chute de pression dans la galerie en combustion est estimée à = &alpha; l Q2ex x 98 Pa Ax 5/2 où t (cm) = la longueur de la galerie, Ax (cm2) = l'aire de sa section Q = le niveau de puissance calorifique du courant de sortie, en kilowatts, et Oc = une constante choisie empiriquement comme étant égale à 0,17 pour les unités des paramètres donnés. Etant donné que : Q ex = #sBAs#Hc où # Hc est la chaleur de combustion du charbon, on obtient et Pour les paramètres de charbon donnés dans le tableau I (en se souvenant que pour&alpha;= 0,17, la valeur de 29,3.103 J/g doit être exprimée comme 239 kW.s/g) et en supposant h1 /2 /2tv w3 (ce qui serait exactement le cas pour une galerie carrée avec h = w = Ax 1/2), l'équation devient On voit dans ce cas que la chute de pression est très sensible au rapport de la longueur à la largeur de la galerie. Par exemple, il faut, pour l/w = 25, une valeur #P P de 1,05 kPa, ce qui peut être aisément obtenu avec des ventilateurs aspirants classiques.Cependant, une valeur l/w = = 75 conduit à une valeur # # P de 29,4 kPa, ce qui pose des exigences importantes en ce qui concerne la dimension du ventilateur. Pour établir une relation entre l'équation # P = 6,6 x 10-4 (l/w)3x 98 Pa et le volume en combustion, il faut connaître la largeur utile de la galerie en combustion, ce qui dépend probablement du site. Selon une estimation raisonnable, w peut ne pas être inférieur à la moitié de l'épaisseur du filon, ce qui, pour une couche de 180 cm d'épaisseur et une valeur nominale #P de 1,05 kPa, conduit à une longueur ventilée de galerie en combustion de 22,5 m. Le volume de sortie est donné par l'équation q t5 B(pl+l)A qui, pour des valeurs paramétriques rai- q = qui, pour des va@eurs parametriques ral M/V sonnables des matériaux (# = 12 ; M = 30 g/mole ; V = 2,24 x 104 cm3/mole dans des conditions normales de température et de pression ; voir également tableau I) donne q = 2,52 As = 2,52 cm3/s (conditions normales de température et de pression). Dans le cas de la combustion en galerie, indiquée ci-dessus et où h = 180 cm, l = 22,5 m et bP = 1,05 kPa, le débit d'écoulement volumétrique devrait être de 106 cm3/s (dans des conditions normales de température et de pression), c'est-à-dire tout-à-fait dans la plage de fonctionnement des ventilateurs aspirants classiques. A 10000C, la puissance développée par le courant de sortie devrait être d'environ 2 mégawatts. La puissance communiquée à l'air par le ventilateur, qui est le produit de u P et q multiplié par un facteur approprié de conversion, est, dans ce cas, de 1,044 kWa, ce qui est également une valeur très fictive. La puissance demandée au ventilateur est décrite plus en détail ci-après. Ces résultats théoriques sont basés sur une géométrie de combustion sur place hautement idéalisée. Dans des mines abandonnées, des obstructions de galeries et des effondrements de toit peuvent aisément affecter la chute de pression de ventilation et le débit d'écoulement d'air de ventilation vers la surface du charbon en combustion. Cependant, sur la base de la géométrie idéalisée, il n'apparaît pas de difficultés fondamentales s'opposant à la combustion sous ventilation contrôlée du combustible dans une mine abandonnée. Bien que la conception d'un circuit de ventilation à ventilateur d'aspiration pour la commande de la combustion dépende du site, il est utile d'établir certaines exigences générales pour les moyens techniques, portant sur la capacité du ventilateur et la dimension du moteur. Ceci est nécessaire pour mettre en lumière la valeur du rendement de conversion d'énergie pouvant être atteint par des techniques de combustion sur place. On considère que le charbon possède un pouvoir calorifique de 23,23 J/g et un rapport nominal du carbone à l'hydrogène égal à un. La réaction de combustion complète peut être approximativement la suivante 1 mole 5,87 moles d'air 6,12 moles en sortie de charbon D'après les poids moléculaires, il est évident qu'il faut 0,176 kg d'air (5,87 moles ou 133 dm3) pour faire brûler 0,013 kg de charbon. Ceci conduit à 6,12 moles de décharge gazeuse (138,8 dm3) contenant 2175,5.103 J/m3 de chaleur sensible (dans les conditions normales de température et de pression). On considère à présent une puissance thermique de sortie de 1 MW pour 6013,5.104 J/min. Ceci exige un débit d'écoulement de sortie des produits de combustion de 27,6 m3/min et un débit de combustion de charbon de 2,6 kg/min. La puissance de l'air (kWa) demandée pour produire cet écoulement de sortie est donnée par la relation kw = 249 P(Pa) x 0,02832 q (m3/min) 6348 Si l'on suppose qu'une chute de pression relativement élevée, de 26,6 kPa est nécessaire pour ventiler le volume de commande de combustion demandé, la puissance d'air de ventilation demandée pour une puissance thermique de 1 mégawatt est de 11,48 kWa Avec un rendement de 70 % pour le ventilateur, la puissance électrique demandée au moteur du ventilateur est de 16,4 kW (ou 0,0164 mégawatt). Si l'on suppose qu'il n'existe aucune perte ni aucune autre dépense d'énergie (par exemple pour des systèmes de nettoyage, des sys tèmes de conversion thermique, etc.), la récupération d'énergie par la technique decombustion sur place est de Energie thermique produite = 61 Energie électrique consommée Ce facteur, qui est indépendant de Qex est considérablement supérieur à la valeur de 3 ou 4 indiquée pour la gazéification du charbon souterrain.Même si l'on tient compte d'un rendement de conversion de l'énergie thermique en énergie électrique d'environ 30 %, le facteur de récupération d'énergie reste très élevé, à savoir Energie thermique produite = 20 Energie électrique consommée, équivalant à l'énergie thermique Les pertes calorifiques abaissent évidemment de façon proportionnelle le facteur de récupération, mais, par ailleurs, elles diminuent la pression demandée au ventilateur (c'est-à-dire d P La description a porté jusqu'à présent sur le processus de combustion sur place lui-même, et non sur l'utilisation de la chaleur produite lors de la combustion. En général, la méthode d'utilisation de la chaleur est sensiblement la même que celle employée avec pratiquement tout gaz de carneau à la pression ambiante et à température élevée (10000C) (par exemple pour fournir de la chaleur de traitement, de la vapeur d'eau de service, de l'électricité), sauf que l'utilisation ou la conversion s'effectue sur place. Ceci est dû au fait qu'il est impossible de transporter l'énergie thermique sur de longues distances. Cependant, la question se pose de savoir jusqu'à quelle distance le terme "sur place" s'applique, ou bien jusqu'à quelle distance le gaz chaud de carneau peut être transporté avant que les pertes thermiques et le coût des canalisations de sortie deviennent prohibitifs. Ceci définit essentiellement la distance maximale entre le forage de sortie et l'ins- tallation utilisatrice de l'énergie.On peut obtenir aisément, à partir de données concernant la perte de chaleur et la chute de pression dans les canalisations de surface, des estimations de cette distance maximale et de sa relation paramétrique avec la puissance thermique. Pour le calcul de la perte de chaleur, on considère l'écoulement radial en régime stable de la chaleur à travers la paroi d'une canalisation d'épaisseur o dont la surface intérieure est maintenue à une température constante Tat et dont la surface extérieure est à une température ambiante constante To. Pour une paroi de canalisation ayant des propriétés physiques et thermiques constantes, le-débit d'écoulement de chaleur par unité de longueur Q'a de canalisation est donné par la relation 2 Jr > Ta-To p a 1n In (1+#/a) où #p = la conductivité thermique de la paroi de la cana lisation, a = le rayon intérieur de la canalisation ; et # = l'épaisseur de la paroi. Pour-un court tronçon de canalisation ayant une longueur de # #L = (L2-L1) et une différence axiale de tem- rature définie par Ta(L1) = Tî et Ta(L2) = T2, le débit calorifique total de perte de chaleur vers la paroi est déterminé par l'équation ci-dessus avec, comme température moyenne de la surface intérieure Ta (T1 + T2)/2 = T1 - #T/2 pour le tronçon # L. Dans ce cas, # #T = T2 - T1 est la variation de température sur le tronçon # L.Si l'on suppose un écoulement de gaz chaud uniforme et bien mélangé dans la canalisation, # #T représente également la variation de température du gaz sous l'effet de la perte de chaleur par la paroi. Le bilan énergétique pour le tronçon #L de canalisation est alors 2## (Tl - To - # T/2) (#L) = -mgcp( # T) ln(l+ # /a) où mg = le débit massique d'écoulement du gaz ; et C = sa chaleur spécifique. p La résolution de #T/#L à la limite zéro de #L donne une simple équation différentielle -2##P(Tl-To) dT/dL = mgcp ln(l+#/a) pour la variation de la température du gaz le long de la canalisation. Une intégration entre les limites T(L = 0) = T ex à savoir la température de sortie du forage d'aspiration, et T(L) = TL, à savoir la température du gaz à la distance L le long de la canalisation, donne Sachant que QL = mgcp (TL - To) , il apparaît que le membre de gauche de l'équation ci-dessus Correspond également à la fraction de l'énergie calorifique de sortie s'écoulant sur la distance L de canalisation (c'est-à-dire EH = QL/Qex).Cette dernière équation peut également être écrite sous la forme : On voit dans ce cas que le rendement du transport de la chaleur augmente exponentiellement avec l'accroissement du niveau d'énergie et la diminution de la température du gaz. La figure 7 montre plusieurs courbes du rendement de transport de la chaleur EH en fonction de la longueur L de canalisation pour divers niveaux d'énergie du gaz de carneau à T ex = 10000C, et diverses valeurs dia de dimension de canalisation. Comme prévu, le rendement du transport dépend considérablement de Qex, # /a et L. Si l'on suppose qu'une valeur #/a = 0,1 à 0,2 peut être raisonnable, on voit que des niveaux de puissance de 10 mégawatts, 100 mégawatts et 1000 mégawatts peuvent être transportés efficacement sur 104 cm, 105 cm et 106 cm, respectivement, avant que la perte de chaleur devienne excessive. Si l'on considère seulement la perte de chaleur dans la canalisation, les produits de combustion provenant de la combustion contrôlée d'un charbon de "rebut" peuvent être transportés sur une distance convenant à une utilisation sur place, en particulier aux niveaux de puissance supérieurs. Cependant, la fuite de pression associée à un débit souhaité d'écoulement de gaz ou à un niveau souhaité d'énergie thermique constitue une autre contrainte importante. Pour estimer la chute de pression 23 P pour un débit d'écoulement des gaz chauds donné, on considère l'équation d'écoulement de la canalisation # P = f/@ #v2 - Aw/# x où e et v = la densité et la vitesse du gaz, respective ment Aw et Ax = l'aire de la surface mouillée de la canalisa tion et l'aire de la section de la canalisation, respectivement ; et f = un facteur de frottement de paroi qui est sans dimension lorsque les valeurs paramétriques sont exprimées en unités du système cgs. Pour une canalisation circulaire Aw/Ax = 2#aL/#a2, et sachant que le débit massique total d'écoulement en régime stable mg est lt6Wuation devient: Dans ce cas, il apparaît que la chute de pression est très sensible aux rayons de la canalisation et au niveau d'énergie thermique. # # p diminue lorsque "a" augmente et que Q ex diminue. Par ailleurs, le rendement de transport de la chaleur EH augmente lorsque "a" diminue et que Q ex augmente. Par conséquent, t P et EH doivent être considérés ensemble lors de l'établissement des spécifications concernant la canalisation de transport de la chaleur en surface. La dernière équation est reportée sur la figure 8 qui donne la chute de pression a P en fonction de la lon- gueur L de canalisation pour certains niveaux de puissance intéressants, si l'on suppose f = 0,01 (c'est-à-dire une paroi lisse et des écoulements turbulents). Pour une chute de pression de 10 000 Pa et une distance de 105 cm, des niveaux de puissance de 10 mégawatts, 100 mégawatts et 1000 mégawatts demandent, respectivement, des rayons de canalisation de 45 cm, 113 cm et 288 cm. Un rendement de transport de la chaleur de 80 % dans ces mêmes conditions exige une épaisseur de paroi de canalisation d'environ 50 cm, 10 cm et 2 cm, respectivement. Il ressort de ces considérations que l'on peut prévoir un coût important pour les canalisations de transport du gaz de carneau à haute température en surface. La figure 9 représente schématiquement une installation destinée à la mise en oeuvré du procédé de l'invention. Comme montré sur cette figure, les gaz de combustion provenant d'une mine ou d'un entassement de déchets arrivent en GC dans un conduit C revêtu de réfractaire ou refroidi par eau. Une commande d'air supplémentaire CAS et de l'air de perméation AP sont également prévus, de même que des valves à tiroir de commande VTC. Les gaz pénètrent dans un brûleur de post-combustion BP fonctionnant par intermittence, puis ils sont soit dirigés vers une chaudière CH, soit écoulés sous forme d'énergie thermique ET (chaleur de transformation). La chaudière est reliée à une turbine TU qui entrasse un générateur G produisant de l'énergie électrique EE et elle peut également délivrer de la vapeur d'eau VP. La turbine est reliée à un condensateur CD qui, lui-même,est relié à une unité UT de traitement de l'eau de la chaudière. Les gaz de carneau de la chaudière, une fois refroidis GCR arrivent à un épurateur de particules et de SO2 EPU duquel sortent des gaz de carneau propres et refroi dis GCP et des déchets polluants DP. Les gaz de carneau sont évacués par une cheminée CM sous l'action d'un ven- tilateur d'évacuation VE. Il va de soi que de nombreuses modifications peuvent être apportées au procédé décrit et représenté sans sortir du cadre de l'invention. REVENDICATIONS 1. Procédé pour récupérer de l'énergie du charbon de rebut, caractérisé en ce qu'il consiste à former au moins une galerie dans le charbon de rebut, à allumer ce dernier à l'intérieur de la galerie, à soumettre le charbon de rebut, au moins dans la galerie, à une dépression appliquée en un point prédéterminé, à mettre en communication le charbon de rebut, au moins dans la galerie, avec une source d'air éloignée dudit point prédéterminé afin que l'air pénètre à travers le charbon allumé pour que ce dernier brûle et produise des gaz chauds de combustion, les produits gazeux chauds de combustion étant entraînés vers ledit point, et à utiliser ces produits gazeux et chauds de combustion par échange de chaleur afin d'en récupérer de l'énergie thermique. 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que les produits gazeux chauds de combustion sont entraînés de manière à passer par un brûleur de postcombustion situé au-delà dudit point prédéterminé, et en ce que de l'air ou un combustible fluide est introduit dans le brûleur de post-combustion, en quantité suffisante pour produire une combustion stoechiométrique complète des produits gazeux chauds de combustion entraînés vers ledit point. 3. Procédé selon l'une des revendications 1 et 2, caractérisé en ce que les produits gazeux et chauds de combustion sont utilisés par échange de chaleur pour produire de la vapeur d'eau, de l'eau chaude, de l'électricité ou de la chaleur de transformation. 4. Procédé selon l'une des revendications 1 et 2, caractérisé en ce que les produits gazeux de combustion, après l'échange de chaleur, sont débarrassés des particules et du SO2, puis déchargés à l'atmosphère. 5. Procédé selon l'une des revendications 1 et 2, caractérisé en ce que les produits gazeux de combustion, après échange de chaleur, sont débarrassés des particules et du SO2 dans un épurateur aqueux, puis déchargés à l'atmosphère.