Целесообразность использования водородного газогенератора для получения водорода в автономных условиях

Основные результаты раздела опубликованы в работах [97, 109].

Выводы по разделу

Таким образом, в условиях гетерогенной системы предельное значение скорости химической реакции определяется интенсивностью теплоотдачи при естественной циркуляции [110].

Процесс протекает в условиях сопряжения основной экзотермической реакции с параллельной эндотермической (вскипание воды) при небольших температурных напорах, т. е. в условиях близких к равновесию. В данном случае обеспечиваются низкие скорости течения 3-х фазного потока и, следовательно, затраты на трение ничтожны. В работе [4] показано, что КПД вскипающей системы не превышает 0,25 %, т.е. всего четвертая часть процента передаваемого тепла переходит в механическую энергию движущегося потока. В исследованном нами процессе в энергию циркулирующего потока преобразуются сотые доли процента энергии химической реакции. Установлено влияние скоростей течения продольных и поперечных потоков на теплоотдачу при взаимодействии частиц сплава ферросилиция с водой. Структура поднимающегося потока изменяется по мере роста паросодержания от участка к участку. Расчет базируется на термодинамике равновесных процессов. Экспериментально определено, что перегрев жидкости по высоте аппарата является переменным. При учете трения находят предельно возможную скорость течения и тем самым более точно оценивают кинетическую энергию в общем балансе. Последнее обстоятельство дает возможность получить более достоверные коэффициенты теплоотдачи.

Определение величин температурного напора и скорости омывания образца жидкостью позволяет по обычным критериальным зависимостям рассчитать интенсивность теплообмена. Зная удельный тепловой поток несложно подсчитать эквивалентный ему массовый поток водорода. Тем самым открывается возможность предварительного расчета предельно достижимой скорости газовыделения. Такой подход справедлив, если допустить, что химическая стадия процесса имеет минимальное сопротивление. Следовательно, сопротивление физической стадии обусловленное подводом воды и удалением продуктов реакции и тепла, определяет скорость реакции.

Минимальное производство энтропии при найденном значении химического потенциала удовлетворяет условию послойного взаимодействия сплавов с водой [111].

Приведенные материалы свидетельствуют о выполнении поставленных задач диссертационной работы в области установления закономерностей тепломассообмена между частицами сплава ФС и водой в условиях послойного взаимодействия веществ. Определена температура реакционной поверхности.

РАЗДЕЛ 3.Водородные реакторы

3.1 Результаты испытаний кинетического реактора

Перед проведением исследований по получению водорода в газогенераторе АВГ-45 были проведены испытания кинетического реактора, режимы работы которого приближены к описанным в инструкции [17].

Реактор разогревают до 90 °С, сплав в количестве 0,105 кг и 0,76 кг щелочи засыпают в реактор. Затем заливают 0,5 л воды и проводят герметизацию. Индукционный период реакции составляет 130 с, после которого температура резко возрастает до 165 °С и давление за 50 с увеличивается до 3,8 МПа (Рmax = 6,4 МПа). Объем выделившегося водорода равен 0,058 м3, что соответствует полноте реакции бт = 0,445.

Развиваемые температуры и полнота реакции оказались ниже, чем в АВГ-45. Кроме того, выгрузка образующихся продуктов серьезно затруднена. По результатам опытов установлено, что принятое количество загружаемых реагентов не способно вывести процесс на необходимый температурный режим из-за большой массы кинетического реактора (51 кг).

Далее дана последовательность операций, приближающая режимы испытаний на кинетическом реакторе к условиям эксплуатации АВГ-45.

Реактор с раствором щелочи 10 %-ной концентрации и порошком сплава, подвешенным в кассете в горловине реактора, разогревают до 185 °С. Давление аргона не превышает 1,5 МПа. В остальном методика проведения исследования не отличается от описанной в разделе 3.3. Результаты опытов представлены в таблице 5.1.

На рисунке 5.1 приведен внешний вид испытываемого газогенератора

АВГ-45 в сборе.

Рис. 3.1. Внешний вид газогенератора АВГ-45 в сборе.

Таблица 5.1

Зависимость скорости выделения водорода и полноты реакции от температуры для сплавов ФСА и ФС. Концентрация NaOH 13,3 %, дисперсный состав ФС 75 Ба1, ФС 75 Ба4 -(0,3 - 1,2)•10-3м, остальные сплавы - (0,63 - 1,5)•10-3м, m = 5•10-3кг, (tн = 130 °С, Разота = 1,5 МПа) (кинетический реактор)

Тип сплава	Максимальная температура, tmax, °С	Максимальное давление, Р нас, МПа	Время достижения максимальных температуры и давления, с	Объем выделившегося водорода, V•103, м3	Скорость газовыделения, W•103, м3/(кг•с)	Полнота реакции, бr, %
			фt	фр
ФС 75 Ба1	132 142	0,48 0,64	85 105	390 240	3,3 4,43	9,5 10	47 62,8
ФС 75 Ба4	132 140	0,2 0,16	83 125	300 265	1,8 2,2	4,2 5,3	36 40
ФСА-15	131 134	0,44 0,48	185 193	530 490	3,2 3,6	2,3 3,53	46 53
ФСА 30	133 145	0,46 0,47	100 120	340 295	3,6 3,8	3,1 3,9	63,6 65
ФСА 30 Мн1	133	0,2	210	610	1,64	1,9	26

Обнаружено, что сплав ФС 75 Ба1 при одинаковых условиях ведения процесса имеет более высокую полноту реакции, чем ФС 75 Ба4. Синтетический сплав ФСА 30 Мн1 обладает сравнительно низкой активностью. Сплав ФСА 30 ведет себя примерно так же, как сплавы с добавками бария.

3.2 Исследование процесса получения водорода в газогенераторе АВГ-45

Цель данного исследования - усовершенствование традиционного процесса генерирования водорода путем изменения состава сплавов.

Установка с газогенератором АВГ-45 аналогична приведенной на рисунке 1.1 за исключением систем приготовления и подачи щелочи и пульпы. На рисунке 5.2 представлен разрез газогенератора АВГ-45 в сборе.

Рисунок 5.2. Баллонный газогенератор АВГ-45: 1 - реактор, 2 - головка, 3 - вентиль, 4 - манометр, 5 - клапан предохранительный, 6 - штатив, 7 - обойма верхняя с полуосями, 8 - обойма нижняя с рукоятками, 9 - крюк сборочный большой, 10 - крюк сборочный малый, 11 - шланг дюритовый, 12 - наконечник шланга с накидной гайкой, 13 - патрубок шланга.

Перед проведением опытов порошок сплава и гранулированную щелочь засыпают вручную, затем заливают требуемое количество воды.

Отдельными опытами установлено, что растворение 0,8 кг гранулированного едкого натра повышает температуру 6 л воды с 10 °С до 40 °С. Подъем температуры примерно до 70 °С происходит за счет добавления незначительного количества порошка алюминия. Затем начинается основная реакция взаимодействия кремния со щелочью.

После завершения процесса реактор охлаждают. По давлению и объему свободной части баллона определяют количество образовавшегося водорода. Сброс газа в атмосферу производят через конденсатор, сепаратор и расходомер ГСБ-400. Объем сливаемой пульпы измеряют мерной емкостью.

Для наблюдения за процессом аппарат снабжен контрольно-измерительными приборами, характеристики которых даны в таблице А.1.

Поскольку среда в реакторе агрессивна, термопары размещены в трубках из нержавеющей стали (dнар = 8•10-3м). Трубки введены в газогенератор через головку специальной конструкции на высоту 0,02 м и 1,17 м от дна баллона. Одновременно фиксируют температуру наружной стенки баллона.

Инерционность термопар, заделанных в металлические трубки, проверяли так же как и в разделе 4. Опыты показали, что при погружении в сосуд с кипящей водой через 5 с прибор фиксирует 86 °С, через 10 с - 93 °С, через 20 с - 95 °С, через 80 с устанавливается 97 °С (рис. А.2).

При погружении в сосуд с маслом, нагретом до 180 °С, динамика роста температур следующая: через 20 с - 120 °С, через 60 с - 160 °С, через 120 с - 165 °С и по истечению 180 с устанавливается температура 175 °С.

Давление, развиваемое в ходе реакции, определяется манометром тип МТ ГОСТ 2405-72 № III-79, в контрольных опытах использован образцовый манометр модель МО 11202 № 4838 ГОСТ 6521-72 - см. таблицу А.1.

Применялись сплавы ФС 75 Ба1, ФС 75 Ба4, ФСА-15, ФСА 30, ФСА 30 Мн1. В первом опыте со сплавом ФСА 30 Мн1 для разогрева реактора загружено 30•10-3 кг сплава на основе алюминия А-98КаМг d = (0,1 - 0,5)•10-3 м. В результате чего в первые секунды реакции произошло бурное вскипание воды. В связи с этим в последующих опытах добавка сплава А-98КаМг снижена до 20•10-3 кг. Загрузка реагентов стандартная [112].

Результаты опытов со сплавами ФСА и сплавами с добавками бария представлены в таблице 5.2 и на рисунке 5.3. Дисперсный состав сплавов: ФС 75 Ба1, ФС 75 Ба4 - (0,3 - 1,2)•10-3м, ФСА 30 и ФСА 30 Мн1 - (0,1 - 0,5)•10-3м, ФСА 15 - (0,63 - 1,5)•10-3м.

Таблица 5.2

Результаты испытаний газогенератора АВГ-45 на сплавах ферросилиция с добавками бария ФС 75 Ба1 и ФС 75 Ба4 и сплавах ФСА 15, ФСА 30 и ФСА 30 Мн1

№	Тип сплава, кг	Концент- рация NaOH, %	Максимальная температура в зоне реакции, °С	Давление в реакторе, МПа	Общее время реакции, мин	Количество выделившегося водорода, м3
1	ФСА 30 Мн11)	13,3	258	5,4	40 (3)	1,31
2	ФСА 30	13,3	174	3,75	58 (16)	1,03
3	ФСА 15	13,3	164	3,76	69 (31)	0,97
4	ФС 75 Ба1	10	240	5,62	25 (12)	1,64
5	ФС 75 Ба4	13,3	145	4,31	32 (12)	1,14

1) - для разогрева реактора добавлено 30 грамм сплава А-98КаМг.



Установлено, что объем водорода, выделившийся в результате взаимодействия с водой сплава ФСА 30, незначительно отличается от объема полученного в подобной реакции с ФС 75. При производстве водорода в зимний период требуется добавление порошка алюминия для разогрева реактора.

Наибольшая производительность реактора наблюдается при работе во время взаимодействия сплава ФС 75 Ба1 с водой. Температура в этом случае близка к указанной в инструкции [17]. Во время взаимодействия сплава ФСА 30 Мн1 с 13,3 % раствором едкого натра полнота реакции равна б = 80 %, что в два раза превышает кинетические опытные данные - см. табл. 3.5. Максимальные температуры отмечены в опытах с ФС 75 Ба1 и ФСА 30 Мн1 - см. табл. 5.2.

В летний период (в операторной 19 - 25 °С) при использовании сплава ФС 75 Ба1 наружная стенка нижней части баллона разогревается до 160 - 180 °С, для ФСА 30 Мн1 до 180 - 200 °С.

В зимний период (в операторной 0 - 7 °С) температура изменяется следующим образом. Для реакции со сплавом ФС 75 Ба1 максимальная температура наружной стенки нижней части баллона составила от 140 - 160 °С, для ФСА 30 Мн1 - 170 - 190 °С.

Температура газа во время реакции в верхней части газогенератора колеблется в пределах от 90 до 105 °С, после охлаждения реактора - не более 50 °С.

Судя из графика 5.3 рост температуры реагирующей смеси, как правило, опережает рост давления. Таким образом, в начальный период происходит частичное вскипание воды.

Высокие температуры, зафиксированные автором работы [36] в начале процесса, связаны, по-видимому, с касанием спая термопары поверхности реагирующих частиц. Тепло, выделяемое во время реакции, идет на прогрев продуктов взаимодействия, избытка воды и металла нижней части реактора. Расчетная температура, определяемая для опытов с ФС 75 Ба1 из теплового баланса, соответствует экспериментально найденной (240 єC в зимний период и 270 єС в летний). В холодное время воду, подаваемую на реакцию, разогревают до 50 - 60 °С, так как при заливке холодной воды (tH2О = 10 - 15 °С) реакция не развивается. Установлено, что продукты взаимодействия сплава ФСА 15 невозможно выгрузить из реактора. По-видимому, данное обстоятельство частично связано со снижением температуры процесса. Продукты реакций сплавов ФС 75 Ба1 и ФС 75 Ба4 свободно удаляются из АВГ-45. Как известно, материальный баланс аппарата связывает скорость образования водорода в реакционном объеме с производительностью реактора. Математическая интерпретация баланса соответствует уравнениям (3.3), (3.4). Подставив уравнение (3.4) в выражение скорости выделения водорода из зависимости (1.31) получаем

L = ?V/(fуд ?ф ?м). (5.1)

Расчетные значения коэффициента L для кинетического реактора и газогенератора АВГ-45 представлены в таблицах 3.6, 3.7, 5.3 и на рисунке 5.4.

Таблица 5.3

Термодинамические и кинетические данные реакций взаимодействия сплавов с водным раствором едкого натра (АВГ-45)

№ опыта	Тип сплава	Удельная энергия Гиббса, - ?G, кДж/кг	Максимальная скорость выделения водорода	Коэффициент - L•108, м3/(м2•с•кДж)
			W•103, м3/(кг•с)	W•105, м3/(м2•с)
1	ФСА 30 Мн1	13344,8	8,81	16,3	1,222
2	ФСА 30	13202,4	1,87	4,2	0,325
3	ФСА 15	14012,7	1,59	7,02	0,501
4	ФС 75 Ба1	10147,2	8,97	18,6	1,84
5	ФС 75 Ба4	10141,04	3,4	6,48	0,639

С повышением температуры коэффициент пропорциональности L между максимальной скоростью выделения водорода и удельным значением энергии Гиббса возрастает для сплава ФСА 30 Мн1 приблизительно в четыре раза, для ФС 75 Ба4 - в 1,7 раза, для ФС 75 Ба1 - в 2,4 раза, тогда как для ФСА 15 этот коэффициент изменяется слабо, а для ФСА 30 несколько снижается - см. табл. 3.7, 5.3. Отмеченная закономерность свидетельствует о разном характере отслоения образующегося гидроксидного слоя. С ростом размеров аппаратов следует ожидать усиления неравномерности циркуляции потоков, что должно отразиться на интенсивности газовыделения. В данном случае следует представить коэффициент L уравнения (1.31) в виде зависимости от критерия Re жидкости подъемного потока

L = k Ren, (5.2)

где k - коэффициент пропорциональности; n - постоянная, характеризующая гидродинамический режим потока.

Значения критерия Re определяют по методу, разработанному для испарителей. Зависимости коэффициента L от числа Рейнольдса для кинетического реактора и баллонного газогенератора АВГ-45 представлены на рисунке 5.4. Характеристики реакторов приведены в таблице 5.4.

По данным ИПМаш получены зависимости для следующих сплавов [4, 113]:

ФСА 11 с 16,6 %-м NaOH

L* = 1,5 • 10-5 Re-0,55; (5.3)

ФСА 25 с 10 %-м NaOH

L* = 0,153 • 10-6 Re-0,17; (5.4)

ФС 75 с 15 %-м NaOH

L* = 4 • 10-6 Re-0,48. (5.5)

Автором установлены зависимости для сплавов [112]:

ФС 75 Ба1 с 13,3 %-м NaOH

L* = 0,39 • 10-7 Re-0,38; (5.6)

ФСА 30 с 13,3 %-м NaOH

L* = 0,4 • 10-6 Re-0,28; (5.7)

ФСА 30 Мн1 с 13,3 %-м NaOH

L* = 0,416 • 10-6 Re-0,305. (5.8)

Уравнения (5.3) - (5.4) рассчитаны для условий t = 100 °C (373 К), P ? 0,1 МПа и справедливы в интервале 4•104 < Re < 8•105; (5.5) - при t = 227 °C (500 К), P ? 1 МПа и для чисел Рейнольдса 3•105 < Re < 2•105; (5.6), (5.8) - при t = 250 °C (523 К), P ? 1 МПа и для чисел Рейнольдса 12•104 < Re < 17•104; (5.7) - при t = 177 °C (450 К), P ? 1 МПа и для чисел Рейнольдса 17•104 < Re < 19•104.

Подтвержден факт снижения коэффициента L с ростом размеров аппарата для каждого типа реакции. Неравномерность циркуляции потоков усиливается с ростом плотности частиц сплавов. За счет пульсации давления сохраняют производительность реактора. Увеличение давления в реакторе сопровождается повышением температуры смеси. Во время резкого снижения давления жидкость вскипает, что вызывает интенсивное перемешивание фаз.

Термодинамические и кинетические данные реакций взаимодействия сплавов с водой и водным раствором едкого натра, проведенные в кинетическом реакторе, приведены в таблице 3.7.

Таблица 5.4

Характеристики баллонных водородных реакторов [114]

Объем, V•103, м3	Диаметр, d, м	Длина, l, м	Масса, m, кг	Рабочее давление, Р, МПа	Высота уровня жидкости, h, м
1,13 45 80 200	0,072 0,205 0,304 0,338	0,25 1,54 1,38 2,62	51 64 135 540	50 15 15 40	0,12 0,3 0,9 0,8

Таким образом, существует определенный предел величины химической энергии преобразуемой в кинетическую энергию циркулирующего потока, ниже которого не может соблюдаться пропорциональность между движущей силой процесса и скоростью выделения водорода.

В конечном счете проблема устойчивости режимов генерирования водорода сводится к устойчивости движения частиц сплава в циркулирующем потоке. Строгая и завершенная постановка задачи об устойчивости движения и два метода ее решения впервые даны А. М. Ляпуновым. Понятие устойчивости сводится к следующему: "Система называется устойчивой, если после наложения какого-либо возмущения она возвращается в прежнее состояние при снятии этого возмущения" [115, 116]. Работы Ляпунова стали основой исследования устойчивости технических систем, в том числе химических реакторов [117 - 120].

На данном этапе исследования формулы (5.3) - (5.8) позволяют определить размеры реактора в первом приближении.

Для расчета аппарата во втором приближении найдены зависимости по теплообмену. Результаты исследования теплообмена представлены в таблице 5.5 и на рисунке 5.5.

Для сплава ФС 75 теплообмен подчиняется зависимости [121]

Nu = 1,5•10-17 Re3,7 Pr0,33. (3.9)

Зависимость (5.9) рассчитана на полупериод реакции (бr = 0,5) и справедлива в интервале 7•103 < Re < 2•104, (t = 227 °C (500 К), P > 2,6 МПа).

Значительное влияние критерия Рейнольдса указывает на то, что с ростом температуры происходит интенсивное отслоение оксидного слоя.

В качестве определяющего размера в критериях принят средний диаметр частицы сплава в момент прохождения полупериода реакции. Число Рейнольдса рассчитывалось так же, как в случае взаимодействия сплава ФС 90 Ба4 с водным раствором NaOH - см. раздел 4.2.1.

Таблица 5.5

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

№№ опыта	Тип сплава	Температура среды в газогенераторе, tф,°С	Температура на реакционной поверхности, частиц tнас,°С	Среднелогарифмическая разность температур, ?tср,°С	Давление в газогенераторе, Рф, МПа	Давление на реакционной поверхности, Рнас, МПа	Время полуреакции, ф, с (бr = 0,5)	Скорость выделения водорода, Wф•105, м3/(м2•с)	Усредненный диаметр частицы сплава, dф•103, м	Диаметр подъемного потока, dп.п•103, м	Скорость жидкости, нпр, м/с	Критерий Рейнольдса	Критерий Прандтля	Критерий Нуссельта	Коэффициент теплоотдачи, б, Вт/(м2•К)	Примечание
												Re	Pr	Nu		Соотношение загружаемых компонентов, кг (сплав:NaOH:Al:H2O)
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	16	17
1	ФС 75 Ба1	240	268	9,8	5,625	8,125	690	21,3	0,852	17,05	0,09	12276	0,62	0,0172	14,1	1,25:0,8:0,02:6,0
2	ФС 75 Ба4	145	167	8,3	1,88	2,61	480	5,98	0,833	18,8	0,03	27240	1,19	0,4085	335
3	ФСА 15	164	189	8,6	3,75	7,13	1050	5,23	1,61	14,8	0,23	23122	1,09	0,2164	90,94
4	ФСА 30	177	188	5,2	3,7	6,9	1200	3,46	1,21	13,6	0,25	19384	1,01	0,1099	61,56
5	ФСА 30 Мн1	258	270	6,4	5,416	10,07	1120	17,27	0,92	15,7	0,26	36123	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 ф0,5 (АВГ-45)

Тип сплава	Температура среды в газогенераторе, tф,°С	Энергия Гиббса в стандартном состоянии - ?G0, кДж/кг	Удельная энергия Гиббса - ?G, кДж/кг
ФС 75 Ба1	45	5896,1	5865,8
ФС 75 Ба4	100	7225	7202,9
ФСА 15	70	9516,8	9488,1
ФСА 30	120	8747,3	8718,6
ФСА 30 Мн1	123	7535,5	7495,5

3.3 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 GН2 и объем VН2 водорода, получаемого за один цикл; массовая G"Н2 и объемная V"Н2 производительность реактора по водороду; объем воды VН2О, расходуемой за один цикл; объем твердых продуктов реакции Vпр; коэффициент L скорости выделения водорода (по данным кинетических исследований); общая f и удельная fуд площади поверхности порошка сплава; радиус одной частицы R1; количество водорода нН2, выделяющегося на единицу массы сплава; количество тепла q, образующегося на единицу массы водорода; сечение аппарата Fап; 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 н рассчитывают по изменению энтальпии. Действительная скорость истечения потока н* найдена по зависимости (4.9).

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

зое = ц2. (5.11)

Средняя скорость течения потока в подъемном канале

нср = 2/3·н*. (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 - Qп, (5.14)

где Qп - потери тепла на нагрев реактора и смеси реагентов, Дж.

По массе пара определяют объем пароводяной смеси

V = G"/с", (5.15)

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

fп.п = V"/нср. (5.16)

Число Рейнольдса жидкости подъемного потока

Re = нср • dп.п/н, (5.17)

где н - 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* • ?м • fуд; (5.18)

V*Н2 = W* • f*. (5.19)

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

f* = 0,3·fуд. (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* = Vп/Fап, (5.21)

где Vп - объем пульпы, м3;

Fап - площадь поперечного сечения аппарата, м2.

Vп = Vпр + Vж - Vґж - Vґв , (5.22)

где Vпр - объем продуктов реакции, м3;

Vж - объем жидкости, заливаемой в реактор, м3;

Vґж - объем воды, расходуемой на реакцию, м3;

Vґв - объем испарившейся воды, м3 - формула (2.9).

Для нормальной работы реактора должно быть выдержано условие

h* ? h. (5.23)

Кратность циркуляции соответствует выражению

z = ф1/ф, (5.24)

где ф1 - время жизни одной частицы;

ф - время прохождения частицей циркуляционного контура

ф1 = V"1/(W•f1*), (5.25)

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

f1* - средняя площадь реакционной поверхности частицы, м2.

f1* = 0,5 · f1, (5.26)

где f1 - поверхность частицы, м2.

Количество водорода, образующегося при взаимодействии частицы сплава с водой

V"1 = нН2 • m1, (5.27)

где нН2 - объем газа, выделяющийся на единицу массы сплава, м3;

m1 - масса частицы, кг.

m1 = с • V1, (5.28)

где с - плотность сплава, кг/м3;

V1 - объем частицы, м3;

ф = фґ + ф", (5.29)

где фґ - время пребывания частицы в опускном потоке, с;

ф" - время подъема частицы в парожидкостном потоке, с.

фґ = h/нс. (5.30)

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

ф" = h/нср. (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 Ркр. 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].

3.4 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

Техніко-економічні показники

Найменування	Значення
1. Продуктивність апарату, м3/рік	1204,5
2. Вага апарату, т	0,064
3. Термін служби, років	10
4. Ефективний фонд робочого часу обладнання, год.	7920
5. Коефіцієнт екстенсивного використання апарату	0,8
6. Коефіцієнт інтенсивного використання апарату	0,7
7. Собівартість апарату, грн.	640
8. Ціна апарату, грн.	998,4
9. Експлуатаційні витрати, грн. у т. ч.	77870,94
9.1. Основна заробітна плата	36550,8
9.2. Додаткова заробітна плата	12792,7
9.3. Відрахування на охорону праці	9868,7
9.4. Амортизація	217,15
9.5. Витрати на поточний ремонт	101,3
9.6. Інші витрати	83,2

3.5 Фінансовий план

Визначення обсягу інвестицій

Обсяг інвестицій, необхідних для виробництва і використання проектуємої конструкції включає вартість самої установки, неврахованого обладнання, будівель, споруд, нормовані обігові засоби.

Вартість обладнання з урахуванням його транспортування, установки

фундаментів і монтажу розраховують по формулі

К = Ца + Тр + Уф + М, (5.32)

Нормативний прибуток у відсотках від повної вартості апарату

Пн = Са • 30/100; (5.33)

Пн = 640 • 30/100 = 192 грн.

де Са - собівартість апарату, грн.

Ціна виробництва

Цa = Са + Пн; (5.34)

Ца = 640 + 192 = 832 грн.

Податок на додану вартість

ПДВа = 20/100 • Цa; (5.35)

ПДВа = 20/100 • 832 = 166,4 грн.

Ціна продажу проектуємого обладнання

Ца = Цa + ПДВа; (5.36)

Ца = 832 + 166,4 = 998,4 грн.

де Тр - транспортні витрати, приймаємі у відсотках від ціни запропонованої конструкції

Тр = Цa • 0,15; (5.37)

Тр = 998,4 • 0,15 = 149,76 грн,

де Уф - витрати на установку фундаментів, приймаємі у відсотках від ціни запропонованої конструкції

Уф = Цa • 0,1; (5.38)

Уф = 998,4 • 0,1 = 99,84 грн,

де М - витрати на монтаж, приймаємі у відсотках від ціни запропонованої конструкції;

М = Цa • 0.2; (5.39)

M = 998,4 • 0,2 = 199,68 грн.

Обсяг інвестицій в проектуванні обладнання становить

К = 998,4 + 149,76 + 99,84 + 199,68 = 1447,7 грн.

Визначення експлуатаційних витрат

Експлуатаційні витрати включають основну і додаткову заробітну плату основних робітників, відрахування на соціальне страхування, витрати на охорону праці, поточний ремонт обладнання та інші витрати.

И = [ЗПо + ЗПд + Осс + А + Зпр + Зів + Зоп]. (5.40)

Основна заробітна плата

ЗПо = ЗПт + Д. (5.41)

Заробітна плата по тарифу

ЗПт = ?n • Cm • Tеф, (5.42)

де n - кількість робочих;

Cm - тарифна ставка, грн/год;

Tеф - ефективний фонд робочого часу робітників, год.

Доплата за роботу у нічну годину і святкові дні, приймаємі у розмірі 30% від заробітної плати по тарифу

Д = 30/100 • ЗПт. (5.43)

Додаткова заробітна плата

ЗПд = 35/100 • ЗПо. (5.44)

Загальна заробітна плата робочих

ЗП = ЗПо + ЗПд. (5.45)

Таблиця 5.8

Заробітна плата робочих

Найменування спеціальностей	n	розряд	Сm, грн/год	ТЕФ, годин	ЗПт, грн.	Д, грн.	ЗПо, грн.	ЗПд, грн.	ЗП, грн.
1.Основні робітники	-	-	-	-	-	-	-	-	-
апаратник	1	6	8,52	1800	15336	4600,8	19936,8	6977,8	26914,6
механік	1	5	7,1	1800	12780	3834	16614	5814,9	22428,9
Всього	2				28116	8434,8	36550,8	12792,7	49343,5

Амортизаційні відрахування

А = На/100 • К; (5.46)

А = 15/100 • 1447,7 = 217,15 грн,

де На - норма амортизаційних відрахувань, %.

Витрати на поточний ремонт

Зпр = 7/100 • К; (5.47)

Зпр = 7/100 • 1447,7 = 101,3 грн.

Витрати на охорону праці

Зоп = 20/100 • ЗП; (5.48)

Зоп = 20/100 • 49343,5 = 9868,7 грн.

Інші витрати

Зін = (0.1 - 0.15) • Ца; (5.49)

Зін = 0.1 • 832 = 83,2 грн.

Відрахування на соціальне страхування

Осс = 37/100 • (ЗПо + ЗПд); (5.50)

Осс = 37/100 • (36550,8 + 12792,7) = 18257,09 грн.

Визначення експлуатаційних витрат

И = 36550,8 + 12792,7 + 18257,09 + 217,15 + 9868,7 + 83,2 + 101,3 = 77870,94 грн.

Інтегральний економічний ефект

Собівартість 1 тони водню

С = И/В • Кн; (5.51)

С = 77870,94/1204,5 • 100/40 = 161,62 · 1,33 = 214,96 грн;

де В - продуктивність апарату, м3/рік.

Кн = 13,3/10 = 1,33 - коефіцієнт зниження концентрації лугу.

Нормативний прибуток від собівартості 1 тони водню

Пн = 30% • С; (5.52)

Пн = 30% • 214,96 = 64,48 грн.

Податок на додану вартість

ПДВ = 0.2 • (С + Пн); (5.53)

ПДВ = 0.2 • (214,96 + 64,48) = 55,9 грн.

Ціна проданого проектуємого обладнання

Ц = С + Пн + ПДВ; (5.54)

Ц = 214,96 + 64,48 + 55,9 = 335,34 грн.

Прибуток від скорочення експлуатаційних витрат

П = (Ц - С) • В - ПДВ • В; (5.55)

П = (335,34 - 214,96) • 1204,5 - 55,9 • 1204,5 = 77666,16 грн.

Таблиця 5.9

Інтегральний економічний ефект

Найменування показників	Роки інтенсивного циклу
	1	2	3	4	5
1. Обсяг інвестицій	1447,8	2895,6	2895,6	2895,6	2895,6
2. Прибуток від реалізації	77666,16	77666,16	77666,16	77666,16	77666,16
3. Податок на прибуток	23299,84	23299,84	23299,84	23299,84	23299,84
4. Чистий прибуток	54366,32	54366,32	54366,32	54366,32	54366,32
5. Амортизація	217,15	217,15	217,15	217,15	217,15
6. Чистий грошовий потік	53135,67	51687,87	51687,87	51687,87	51687,87
7. Коефіцієнт дисконтування	1.1	0.999	0.827	0.75	0.68
8. Чисто поточна вартість	58449,23	51636,18	42745,86	38765,9	35147,75
9. Інтегральний економічний ефект	226744,9

Розрахунок економічного ефекту при зменшенні завантаження лугу

Вартість 1 м3 водню при виробництві у водневому газогенераторі складає Ц1 = 5 грн.

При упровадженні даної технології, змінюється ціна виробництва водню

Ц2 = Ц1 • (с2/с1); (5.56)

Ц2 = 5 • (13,3/10) = 6,65 грн.

де с1, с2 - концентрація лугу.

Вартісна оцінка результату

Р = (Ц2 - Ц1) • В; (3.57)

Р = (6,65 - 5) • 1204,5 = 1987,4 грн.

Економічний ефект складає

Е = Р - Са; (3.58)

Е = 1987,4 - 640 = 1347,4 грн.

Выводы по разделу

Таким образом рост размеров аппаратов существенно отражается на интенсивности газовыделения. С увеличением диаметра аппарата и плотности реагирующих частиц увеличивается неравномерность циркуляции, что отражается на значениях коэффициента пропорциональности L. Высокие значения Re свидетельствуют о высокой турбулизации пограничного слоя контактирующего с реакционной поверхностью потоком пузырей образующегося водорода. Модель процесса включает газодинамические закономерности в сочетании с кинетическими, представленными через химические потенциалы и коэффициенты теплоотдачи. Учет термодинамических и кинетических факторов повышает надежность методики расчета водородных реакторов. Обобщение опытных данных уравнением Гиббса-Фольмера позволило установить различный характер отслоения образующегося гидроксидного слоя для исследуемых сплавов.

Для получения водорода в автономных условиях используется значительное количество едкого натра. Применение сплавов с добавками бария позволяет сократить расход едкого натра на 10 - 15 %, облегчить выгрузку продуктов реакции, снизить выбросы вредных веществ в окружающую среду и упростить конструкцию газогенератора.

Проведенные технико-экономические расчеты показывают целесообразность использования водородного газогенератора для получения водорода в автономных условиях. Экономический эффект при использовании сплава ФС 75 Ба1 для получения водорода, с учетом снижения расхода едкого натра на 15 %, равен 1347,4 грн. Интегральный экономический эффект рассчитанный на 5 лет составил 243973,9 грн.

Приведенные материалы свидетельствуют о выполнении поставленных задач диссертационной работы в области испытания баллонного газогенератора АВГ-45 на различных сплавах и обобщения опытных данных на основе уравнения Гиббса-Фольмера. Разработана модель процесса циркуляции кипящего потока в условиях газообразования и усовершенствована методика расчета реакторов на основе созданной модели для рассматриваемых сплавов. Дано технико-экономическое обоснование по сокращению материальных затрат на производство водорода в автономных условиях. сплав водород тепломассообмен ферросилиций

Размещено на Allbest.ru

...