Опытные и расчетные данные по теплоотдаче от частиц сплавов к раствору едкого натра в газогенераторе АВГ-45

№№ опыта	Тип сплава	Температура среды в газогенераторе, t τ,°С	Температура на реакционной поверхности, частиц tнас,°С	Среднелогарифмическая разность температур, ∆tср,°С	Давление в газогенераторе, Р τ, МПа	Давление на реакционной поверхности, Рнас, МПа	Время полуреакции, τ, с (αr = 0,5)	Скорость выделения водорода, W τ∙105, м3/(м2∙с)	Усредненный диаметр частицы сплава, dτ ∙103, м	Диаметр подъемного потока, dп.п ∙103, м	Скорость жидкости, νпр, м/с	Критерий Рейнольдса	Критерий Прандтля	Критерий Нуссельта	Коэффициент теплоотдачи, α, Вт/(м2∙К)	Примечание
Re	Pr	Nu	Соотношение загружаемых компонентов, кг (сплав:NaOH:Al:H2O)
	ФС 75 Ба1			9,8	5,625	8,125		21,3	0,852	17,05	0,09		0,62	0,0172	14,1	1,25:0,8:0,02:6,0
	ФС 75 Ба4			8,3	1,88	2,61		5,98	0,833	18,8	0,03		1,19	0,4085
	ФСА 15			8,6	3,75	7,13		5,23	1,61	14,8	0,23		1,09	0,2164	90,94
	ФСА 30			5,2	3,7	6,9		3,46	1,21	13,6	0,25		1,01	0,1099	61,56
	ФСА 30 Мн1			6,4	5,416	10,07		17,27	0,92	15,7	0,26		0,5	0,8721	611,11

 

 

На рисунке 5.5 приведены значения критерия Нуссельта для сплавов ферросилиция с добавками бария ФС 75 Ба1, ФС 75 Ба4 и ферросиликоалюминия ФСА 15, ФСА 30, ФСА 30 Мн1. Конкретные математические зависимости по интенсивности теплообмена могут быть рекомендованы по мере дальнейшего накопления статистических и опытных данных.

В данном случае в аппарате гетерогенные реакции подвергаются воздействию давления водорода, образуемого во время реакции. С этой целью в третьем приближении значения коэффициента L в уравнениях (5.6) - (5.8) необходимо уточнить по формуле (5.10), так как величина энергии Гиббса зависит от давления. Отрицательные значения ∆G ° свидетельствуют о высокой вероятности реакций [41]

 

∆G = ∆G₀ + RTln(P₂/P₁), (5.10)

 

где ∆G₀ – Энергия Гиббса в стандартном состоянии, кДж/кг;

R – газовая постоянная, Дж/(кг·К);

Т – температура, К;

P₂, P₁ – конечное и начальное давление в аппарате, атм.

 

Таблица 5.6

Термодинамические данные реакций взаимодействия сплавов с водой и водным раствором едкого натра с учетом влияния давления, рассчитанные на полупериод реакции τ_0,5 (АВГ-45)

 

Тип сплава	Температура среды в газогенераторе, t τ,°С	Энергия Гиббса в стандартном состоянии – ∆G0, кДж/кг	Удельная энергия Гиббса – ∆G, кДж/кг
ФС 75 Ба1		5896,1	5865,8
ФС 75 Ба4			7202,9
ФСА 15		9516,8	9488,1
ФСА 30		8747,3	8718,6
ФСА 30 Мн1		7535,5	7495,5

 

5.3 Методика расчета реакторов баллонного типа

 

В результате реакции сплавов с водой выделяется значительное количество тепла, что приводит к образованию водяного пара. Основная часть пара конденсируется при контакте с холодным циркулирующим раствором и стенками реактора. Тем не менее, в первом приближении подъемный канал в реакторе можно рассматривать как испаритель.

Общими для методов расчета испарителей и реакторов являются:

– способы определения теоретической скорости адиабатного течения газа и пара в каналах аппаратов с естественной циркуляцией;

– оценка сопротивления каналов течению двухфазных потоков;

– приемы использования закономерностей симметрии и асимметрии при конструировании аппаратов и их узлов.

Различия наблюдаются в выборе составляющих кинетических уравнений и в расчете скорости течения газожидкостного потока вблизи реакционной поверхности, т.е. поверхности тепло- и массообмена, перемещающейся в реакторах и неподвижной у испарителей [37, 38].

При проектировании аппаратов составляют регламент, где указывают физико-химические константы и свойства вещества, стехиометрические и кинетические соотношения, материальный и тепловой балансы. Принимают также определенный тип реактора. Таким образом, считают заданными: масса G и объем V реагирующего вещества, подаваемого в реактор за один цикл; масса G_Н2 и объем V_Н2 водорода, получаемого за один цикл; массовая G"_Н2 и объемная V"_Н2 производительность реактора по водороду; объем воды V_Н2О, расходуемой за один цикл; объем твердых продуктов реакции V_пр; коэффициент L скорости выделения водорода (по данным кинетических исследований); общая f и удельная f_уд площади поверхности порошка сплава; радиус одной частицы R₁; количество водорода ν_Н2, выделяющегося на единицу массы сплава; количество тепла q, образующегося на единицу массы водорода; сечение аппарата F_ап; высота уровня жидкости h.

В первом приближении не учитывают индукционный и конечный периоды реакции. В этом случае средняя скорость выделения водорода W близка по своему значению к максимальной, определяемой по формуле (1.31).

По высоте уровня пульпы h определяют перегрев жидкости на дне аппарата. Скорость истечения парожидкостной смеси при адиабатном вскипании жидкости ν рассчитывают по изменению энтальпии. Действительная скорость истечения потока ν ^* найдена по зависимости (4.9).

Формулу (4.9) применяют исходя из предположения, что относительный эффективный КПД подъемного канала рассчитывается по формуле

 

η _ое = φ². (5.11)

 

Средняя скорость течения потока в подъемном канале

 

ν _ср = 2/3·ν ^*. (5.12)

 

По известному значению W определяют соответствующее количество тепла Q, выделившееся во время реакции.

Массу образовавшегося пара находят по уравнению

 

G" = Q^*/r;(5.13)

 

Q* = Q – Q_п, (5.14)

 

где Q_п – потери тепла на нагрев реактора и смеси реагентов, Дж.

По массе пара определяют объем пароводяной смеси

 

V = G"/ ρ ", (5.15)

 

что дает возможность оценить сечение подъемного потока и его диаметр d_п.п

f_п.п = V"/ ν _ср. (5.16)

 

Число Рейнольдса жидкости подъемного потока

 

Re = ν _ср ∙ d_п.п/ ν, (5.17)

 

где ν – кинематический коэффициент вязкости жидкости, м²/с.

По числу Рейнольдса и уравнениям (5.3) - (5.8) находят действительное значение коэффициента L^*.

Далее, последовательно рассчитывают реальную скорость выделения водорода W^* и объемную производительность реактора V^*_Н2

W^* = L^* ∙ ∆ μ ∙ f_уд; (5.18)

 

V^*_Н2 = W^* ∙ f^*. (5.19)

 

В начале процесса (α _r = 0,3) реакционная поверхность порошка равна

f^* = 0,3· f_уд. (5.20)

 

Совпадение заданного значения объемной производительности V^*_Н2 с расчетным означает правильность выбранного реакционного объема.

В дополнительном расчете оценивается уровень жидкости в аппарате в конце реакции h^* и кратность циркуляции z

 

h^* = V_п/F_ап, (5.21)

 

где V_п – объем пульпы, м³;

F_ап – площадь поперечного сечения аппарата, м².

 

V_п = V_пр + V_ж – V´_ж – V´_в , (5.22)

 

где V_пр – объем продуктов реакции, м³;

V_ж – объем жидкости, заливаемой в реактор, м³;

V´_ж – объем воды, расходуемой на реакцию, м³;

V´_в – объем испарившейся воды, м³ – формула (2.9).

Для нормальной работы реактора должно быть выдержано условие

 

h^* ≈ h. (5.23)

 

Кратность циркуляции соответствует выражению

 

z = τ₁ / τ, (5.24)

 

где τ₁ – время жизни одной частицы;

τ – время прохождения частицей циркуляционного контура

 

τ₁ = V" ₁ /(W∙f ₁ ^*), (5.25)

где V" ₁ – объем водорода, генерируемый одной частицей, м³;

f ₁ ^* – средняя площадь реакционной поверхности частицы, м².

 

f₁^* = 0,5 · f ₁, (5.26)

 

где f ₁ – поверхность частицы, м².

Количество водорода, образующегося при взаимодействии частицы сплава с водой

 

V" ₁ = ν_Н2 ∙ m ₁, (5.27)

 

где ν _Н2 – объем газа, выделяющийся на единицу массы сплава, м³;

m ₁ – масса частицы, кг.

 

m ₁ = ρ ∙ V ₁, (5.28)

 

где ρ – плотность сплава, кг/м³;

V ₁ – объем частицы, м³;

 

τ = τ ´ + τ ", (5.29)

 

где τ ´ – время пребывания частицы в опускном потоке, с;

τ " – время подъема частицы в парожидкостном потоке, с.

 

τ ´ = h/ ν _с. (5.30)

 

По экспериментальным данным скорость жидкости опускного потока находится в пределах 0,1 м/с < ν _с < 0,2 м/с.

 

τ " = h/ ν _ср. (5.31)

Для расчета отдельных периодов процесса следует использовать уравнение (1.37). При этом среднеарифметическую поверхность реакции заменяют на среднеинтегральную.

Рост давления с одновременным охлаждением реактора исключает вскипание воды. В этом случае гидродинамическую обстановку в аппарате определяет поток водорода. Скорость циркуляции жидкости находят по методике, изложенной в приложении В. После расчета числа Re по зависимости (4.1), (5.9) находят коэффициент теплоотдачи.

Для определения удельной тепловой нагрузки q находят температурный напор между частицами сплава и раствором. По давлению в реакторе рассчитывают критическое давление истечения – формула (В.21). После чего по таблицам теплофизических свойств выбирают температуру закипания воды, соответствующую Р_кр. Последнее значение соответствует температуре, развиваемой на реакционной поверхности.

Температура раствора определяется исходя из теплового баланса, учитывающего нагрев продуктов взаимодействия и стенок аппарата.

Найденному значению q соответствует определенная величина скорости процесса W. По значению W уточняют величину удельной энергии Гиббса ∆G, что, в свою очередь, позволяет откорректировать значение коэффициента L.

Геометрические размеры циркуляционного контура, дисперсность порошка сплава, температуру и давление реакции варьируют до совпадения количества тепла, определяемых по уравнению конвективного теплообмена и кинетической зависимости химической реакции. Этим исключают возможное ограничение реакции со стороны отвода тепла. Отдельные детали расчета обсуждены в работе [110].

 

5.4 Економіка виробництва водню в автономних умовах

 

Економічна частина припускає визначення економічного ефекту від
упровадження та використання технології отримання водню, що відноситься до продукції хімічної промисловості.

З цією метою формуються банк вихідних даних та техніко-економічних показників, котрі приведені у таблиці 5.2 і проводиться розрахунок окремих розділів бізнес-плану.

 

Таблиця 5.7