авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |   ...   | 14 |

«Федеральное агентство по науке и инновациям РФ Московский энергетический институт (технический университет) Hydrogenics Corporation ТРУДЫ III ...»

-- [ Страница 5 ] --

продукты газификации являются простыми соеди Видно, что равновесные значения конверсии как нениями и находятся в газовой фазе) достаточно углерода сырья, так и водяного пара в принятых хорошо моделируется методами химической термо условиях существенно зависят от марки угля, со динамики.

ставляя соответственно 72.18-98.91 и 80.92-99.53 %.

При атмосферном давлении (Р = 1 атм) и темпе 2. МЕТОДЫ РАСЧЕТА ратуре 1123 К (850 оС) сухой продуктовый газ в ка честве основных компонентов содержит H2, N2, СO, С применением методов химической термоди СO2 и СH4. Количество аммиака NH3 в продуктах намики нами исследован равновесный состав про газификации не превышает 0.2, а сероводорода H2S, дуктов процесса паровоздушной газификации орга оксидов серы (SO2, SO3, SCO) и азота (N2O, NO, нических соединений природного происхождения:

NO2) – 0.005 об. %.

из различных углей отличающихся по элементному В пределах отдельных марок конверсия углерода составу (бурых, каменных и антрацитов).

(С) снижается, а конверсия водяного пара (в.п) Учитывая широкое разнообразие марочного со возрастает по мере увеличения содержания в угле става углей РФ [1], при выборе наиболее перспек углерода Cdaf (при повышении степени углефика тивной сырьевой базы газификации представлялось целесообразным провести термодинамическую ции). При этом значения С в среднем уменьшают оценку преимущественно энергетических углей ся, а в.п – повышаются при переходе от бурых уг России углей всего ряда углефикации (по содержа- лей к каменным и далее к антрацитам.

нию углерода Cdaf, %) – от бурых канско-ачинских КПД газификации определялся по формуле [3, 5] до антрацитов Восточного Донецкого и Кузнецкого v daf = 100 Vг Qi / Qi, (1) бассейнов (табл. 1).

где Vг – удельный выход сухого газа, нм3/кг;

Qiv – При такой оценке рассмотрены следующие по казатели равновесной газификации: выход (нм3/кг) Qidaf – низшая теплота его сгорания, кДж/нм3;

и теплота сгорания (кДж/нм3) продуктового газа, низшая теплота сгорания органической массы угля, содержание в нем Н2 и СН4, мольное отношение Таблица 1. Элементный состав и теплота сгорания углей для газификации (по данным [1]) № Марка Элементный состав, % на daf Qsdaf угля C H N S Od МДж/кг 1 Б 69.88 4.76 1.28 0.52 23.56 26. 2 Б 71.20 4.93 1.11 0.21 22.55 27. 3 Б 74.0 5.2 0.8 0.3 19.7 29. 4 СС 73.7 3.2 2.2 0.5 20.4 28. 5 СС 77.0 3.6 2.0 0.4 17.0 28. 6 СС 80.2 4.0 2.0 0.4 13.4 30. 7 СС 85.0 4.3 2.0 0.4 8.3 33. 8 СС 88.0 4.7 2.2 0.3 4.8 35. 9 СС 89.1 4.5 1.9 0.5 4.0 35. 10 Г 75.0 4.6 2.4 0.5 17.5 29. 11 Г 80.0 5.7 2.8 0.5 11.0 33. 12 Г 84.5 5.6 2.3 0.8 6.8 34. 13 Т 88.3 3.7 2.1 0.5 5.4 33. 14 Т 90.1 4.3 2.0 0.6 3.0 35. 15 А 90.8 3.6 1.4 1.29 2.91 36. 16 А 90.9 3.0 1.3 0.98 3.82 35. 17 А 93.5 2.1 2.0 0.4 2.0 33. 18 А 93.9 1.3 1.0 1.55 2.25 33. кДж/кг;

а также взаимной зависимостью между зна- При этом, как следует, выявляются общие корреля чениями теплоты сгорания угля и продуктового газа ции для углей всех рассмотренных марок, включая марку СС. Общая корреляция с показателем Нdaf при изменении Cdaf (коэффициент корреляции меж углей всех марок (r = 0.986) характерна также для v daf ду величинами Qi и Qi составляет r = 0.891).

равновесного выхода водорода VН2 (нм3/кг), опреде Более низкие значения выхода продуктового га- ляемого по формуле за и отношения в нем Н2/СО в процессе газифика- VH 2 = cH 2 Vг/100, (2) ции слабоспекающихся углей обусловливаются, по где cH 2 – содержание Н2 в сухом продуктовом газе, видимому, меньшим содержанием водорода в углях марки СС по сравнению с углями других марок при об. %.

равных (или близких) значениях Cdaf. Действитель- Как показывают данные табл. 2, в продуктовом но, как показывает анализ, показатель Нdaf исходных газе в небольших количествах содержится метан и углей тесно связан как с выходом газа при взаимо- диоксид углерода. Содержание метана находится в действии угля с О2 воздуха и водяным паром в ус- тесной корреляции с содержанием углерода (r = ловиях термодинамического равновесия, так и с = 0.951), а содержание в газе СО2 – с содержанием мольным отношением Н2/СО в продуктовом газе.

Таблица 2. Результаты термодинамического расчета газификации углей РФ различных марок на паровоздушном дутье при атмосферном давлении (температура 850 °С, подача воздуха 1.28 нм3/кг, водяного пара 0.54 кг/кг) Q, № Марка Конверсия, % Состав сухого газа, об. % Отноше Выход КПД i угля ние углерода водяного газа, процесса кДж/нм Н2/СО угля пара нм3/кг, % H2 N2 CO CO2 CH 1 Б 98.91 80.92 3.70 31.52 30.36 34.41 3.66 0.05 0.916 7764 97. 2 Б 98.68 83.64 3.76 32.10 29.81 34.96 3.07 0.06 0.918 7899 97. 3 Б 97.83 89.46 3.87 33.00 28.88 36.07 1.94 0.11 0.915 8152 98. 4 СС 98.08 89.77 3.64 28.52 31.03 37.59 2.43 0.07 0.752 7894 98. 5 СС 95.99 94.79 3.75 29.78 30.07 38.80 1.17 0.18 0.767 8166 97. 6 СС 91.89 97.45 3.80 30.81 29.76 38.67 0.36 0.40 0.797 8324 94. 7 СС 84.38 98.75 3.77 31.31 29.92 37.66 0.27 0.84 0.831 8377 87. 8 СС 79.56 99.08 3.76 32.05 30.03 36.54 0.18 1.20 0.877 8416 83. 9 СС 78.08 99.17 3.72 31.62 30.29 36.66 0.17 1.26 0.862 8403 81. 10 Г 97.03 92.48 3.84 31.86 29.49 37.02 1.48 0.15 0.861 8158 98. 11 Г 90.64 97.55 3.97 34.23 28.58 36.21 0.42 0.56 0.945 8430 93. 12 Г 84.00 98.68 3.89 34.02 28.76 35.97 0.23 1.02 0.946 8505 87. 13 Т 79.45 99.14 3.66 29.99 30.89 37.87 0.19 1.06 0.792 8322 82. 14 Т 76.55 99.25 3.68 31.19 30.64 36.68 0.15 1.34 0.850 8379 80. 15 А 75.71 99.32 3.60 29.71 31.28 37.60 0.16 1.25 0.790 8314 79. 16 А 76.10 99.33 3.54 28.44 31.72 38.54 0.17 1.13 0.738 8261 79. 17 А 72.60 99.48 3.41 26.45 33.04 39.20 0.15 1.16 0.675 8137 75. 18 А 72.18 99.53 3.32 24.48 33.82 40.54 0.15 1.01 0.604 8051 74. кислорода в исходном угле (r = 0.912). Что касается ная принадлежность угля, так и технологические азота – балластного компонента продуктового газа, условия ведения процесса.

В зависимости от его направленности (получе то его среднее содержание cN 2 = 30.46±1.34 % обу ние топливного газа или газа для того или иного словливается постоянством подачи воздуха на га синтеза) возможен соответствующий подбор как зификацию, а колебания от средней величины – оптимальной сырьевой базы, так и оптимального разным содержанием азота в углях.Расчеты показы технологического режима ее переработки.

вает, что увеличение подачи окислителя (с 1.2 до Наибольшая концентрация водорода и макси 4 молей О2 на 100 г угля) приводит к более полному мальный выход газа при одинаковых условиях про выгоранию углерода, но если в случае бурых углей цесса газификации могут быть получены из газовых степень конверсии углерода повышается только на углей.

~1 %, то при переходе к антрациту это повышение В перспективе именно газовые угли могут стать достигает ~24 %. Поскольку в рассматриваемом основной сырьевой базой для производства боль случае в качестве окислителя используется воздух, ших объемов водорода из органических соединений то при увеличении его подачи в продуктовом газе природного происхождения.

повышается содержание балластных компонентов (N2 и СО2), что приводит к снижению калорийности СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ газа и падению КПД процесса газификации: для бурых углей – на ~50 %, для низкометаморфизован- 1. Еремин И.В., Броновец Т.М. Марочный состав углей и их рациональное использование. М.: Недра, 1994. 256 с.

ного угля марки СС – на ~40 %, для тощего угля – 2. Гюльмалиев А.М., Головин Г.С., Гладун Т.Г. Теоре на ~20 % и для антрацита – на ~14 %.

тические основы химии угля. М.: Моск. гос. горный ун-т, При увеличении подачи водяного пара (с 0.54 до 2003. 556 с.

0.72 кг/кг) степень превращения Н2О снижается, 3. Гюльмалиев А.М., Гагарин С.Г., Шпирт М.Я. Расчет причем для бурых углей на ~80 %, а для антрацита термодинамики паровоздушной газификации мацера только на ~50 %. Отношение Н2/СО в продуктовом лов угля // ХТТ. 2009. № 3. С. 37.

газе при повышении подачи водяного пара несколь- 4. Термодинамическая оценка оптимальных условий ко повышается при газификации бурых и слабоспе- химических реакций получения водорода / А.М. Гюль кающихся каменных углей и снижается в случае малиев, И.А. Султангузин, Ю.В. Яворовский // Труды II Международного симпозиума по водородной энергети тощего угля и антрацита.

ке. М.: Издательский дом МЭИ, 2007. С. 144-147.

5. Печуро Н.С., Капкин В.Д., Песин О.Ю. Химия и тех 4. ЗАКЛЮЧЕНИЕ нология синтетического жидкого топлива и газа. М.:

Таким образом, на равновесный состав газифи- Химия, 1986. 352 с.

кации существенное влияние оказывают как мароч УДК621. А.Л. Дмитриев, В.К. Иконников, В.И. Румянцев, В.Ю. Рыжкин ФГУП Российский научный центр «Прикладная химия», Санкт-Петербург, Россия ТЕХНОЛОГИЯ ПОЛУЧЕНИЯ ВОДОРОДА И ПАРОВОДОРОДНОЙ СМЕСИ ПРИ ГИДРОТЕРМАЛЬНОМ ОКИСЛЕНИИ ПРОМЫШЛЕННЫХ ПОРОШКОВ АЛЮМИНИЯ ДЛЯ АВТОНОМНЫХ КОМБИНИРОВАННЫХ ЭНЕРГОУСТАНОВОК рокаталитической конверсии углеводородов. Этот АННОТАЦИЯ метод имеет ряд существенных недостатков: во Представлена технология получения водорода первых, значительный выброс диоксида углерода в (8,1 кг/ч) и водяного пара (377кг/ч при Т=300 °С, Р = 11— атмосферу, во-вторых, требуется применение доро 12 МПа) при гидротермальном окислении промышленных гостоящих систем очистки конвертируемого газа от порошков алюминия водой. Рассмотрены варианты исполь значительного количества примесей. От указанных зования данной технологии в автономных экологически недостатков свободен гидротермальный способ по чистых энергетических установках для получения электро лучения водорода при взаимодействии порошка энергии и тепла в местах лишенных централизованного алюминия с водой в специальном реакторе [1].

энергоснабжения или в качестве резервных, а также в транспортных системах и в объектах Минобороны. Алюминий производится из природного сырья, запасы которого огромны. Его хранение и транс Экономика развивающихся стран требует все портировка не требуют специальной инфраструкту большего потребления энергоресурсов. ры. По аналогии с водородом имеется возможность Одной из проблем современной энергетики, ос- возвращения твердых продуктов окисления алюми нованной на использовании ископаемых топлив, ния (высокодисперсного порошка гидроксида алю является их исчерпаемость. Кроме того, все боль- миния - бемита) в цикл его производства. Алюмо шее значение приобретают экологические послед- водородная энергетика [2] не потребует увеличения ствия сжигания углеводородных энергоносителей, производства алюминия, снижает экономические связанных с выбросами в атмосферу «парниковых» затраты и делает процесс получения водорода эко газов и, в первую очередь, диоксида углерода. логически чистым и безотходным, сходным с элек Мировой общественностью принимается ряд мер тролизом. Поэтому использование алюминия дает для предотвращения глобального экологического возможность создавать экологически чистые водо кризиса. Согласно Киотскому протоколу, выбросы родные энергоустановки в местах отсутствия элек парниковых газов должны быть снижены к троэнергии и привозного водорода.

2012 году по отношению к 1990 году на 5,2 %. Не- Известные методы гидролиза алюминия в реак достатком централизованного энергоснабжения торах основаны на применении водного раствора являются также потери электроэнергии в электро- либо щелочи, либо каталитически активных приса сетях, которые составляют 12,75 %. док (солей ртути, галлия или серебра), используе Предполагается кардинальное решение указан- мых для разрушения защитной пленки гидроокиси, ных проблем на основе водородной энергетики с покрывающей металл и препятствующей проникно использованием водорода, получаемого из воды, в вению в алюминий водородных ионов. Однако ука электрохимических генераторах (ЭХГ), отличаю- занные растворы и добавки неприемлемы с точки щихся высокой эффективностью. зрения реализации экологически чистых, коррози Однако ряд перспективных в экономическом онно безопасных и дешевых методов. Известны плане территорий могут быть удалены от сетей цен- также опыты по применению для этих целей ульт трализованного энергоснабжения. Например, на радисперсных и нанопорошков алюминия, которые территории российского Севера сейчас эксплуати- в силу повышенной пирофорности могут образовы руется свыше 10 тыс. мелких дизельных электро- вать с воздухом взрывоопасные смеси. Кроме того, станций, ежегодная потребность в топливе которых они слишком дороги и не имеют промышленной превышает 2 млн т. Кроме того, около 30 млн семей базы для их производства.

и фермерских хозяйств имеют загородные дома, Технология непрерывного получения водорода которые, как правило, не подключены к системе взаимодействием промышленного порошка алюми централизованного энергоснабжения. ния марки АСД-1 (табл. 1) с чистой водой была раз Переход на автономные энергоустановки с топ- работана в ФГУП «РНЦ «Прикладная химия»

ливными элементами связан с поставкой водорода. [1,4,5] на основе реакции гидротермального окисле Поскольку хранение и транспортировка газообраз- ния алюминия при околокритических параметрах ного водорода представляет определенные техниче- воды (Т 300 °С, Р = 10,0 – 15,0МПа):

ские трудности, предпочтительнее вырабатывать Al + 2 H 2O = AlOOH + 1,5 H2 + Qр, водород на месте потребления.

где Qр 400кДж/моль – тепловой эффект реакции.

Для получения водорода в автономных установ ках в большинстве случаев используют метод па Таблица 1. Характеристика промышленных порошков алюминия Гранулометрический состав порошка (%) Удельная Насыпная НКП Цена Марка поверхн. плотность РП 0 –5 5 –10 10-20 20-30 30-50 50-90 у.е порошка м2 / г кг / м3 г / м мкм мкм мкм мкм мкм мкм 0,52 0,54 АСД –6 2 65 10 0 0 0 700 12, 0,35 0,37 АСД – 4 2 36 35 6 3* до 0,3 800 6, 0,14 0, АСД - 1 4,4 7,6 20 21 47* до 0,3 1000 100 2, Получаемый в результате химической реакции ды при температуре 70 –80 С. Выделившийся во твердый продукт реакции — гидроксид алюминия дород, пройдя через редуктор (10), поддерживаю (бемит) AlOOH — может либо возвращаться в цикл щий необходимую производительность, фильтр производства алюминия, либо после некоторой пе- (11), улавливающий остаточный высокодисперсный реработки использоваться в качестве ценного сырья порошок бемита, и осушитель (12), поступает по в химической промышленности (для производства требителю. Вода из сепаратора (9) направляется в катализаторов). При указанной технологии помимо сборник конденсата (13), в котором из нее выделя чистого водорода получается пар. Пароводородная ется остаточный растворенный водород, поступаю смесь может быть использована для выработки на щий затем на утилизацию. Суспензия бемита через турбине дополнительной электроэнергии. По расче- дроссельный клапан (15), в котором ее давление там суммарный электрический КПД комбинирован- снижается до атмосферного, направляется в циклон ной энергоустановки может достигать 80 – 85 %. сепаратор (17), где большая часть воды испаряется Кроме того, остаточное тепло может быть исполь- и в виде насыщенного пара уходит в конденсатор зовано для теплоснабжения, что особенно важно (18), а бемит - через сборник (16) выводится из ус для северных районов страны. тановки. В конденсаторе (18), так же, как и в сбор На основе разработанной технологии в ФГУП нике конденсата (13), происходит выделение оста «РНЦ «Прикладная химия» создана опытная уста- точного водорода. Подпиточная вода, пройдя сис новка непрерывного получения высокочистого во- тему водоподготовки (20), поступает в емкость (21) дорода и пароводородной смеси с производительно- и затем вместе с собранным конденсатом из (13) стью 100 нм3/ч водорода и 380 кг/ч пара [1,4,5]. В направляется в смеситель (4).

качестве сырья используется промышленный круп- Общий вид действующей установки представлен нодисперсный порошок алюминия типа АСД-1. на рис. 2. Особенность технологического процесса, Принципиальная схема установки представлена на разработанного в РНЦ «Прикладная химия», – не рис. 1. Пароводородная смесь из реактора (6) через прерывность работы установки, обусловленная как дроссельный регулятор (7), поддерживающий за- достаточной текучестью суспензии, содержащей данное давление 6 МПа при расходе смеси Gсм, на- порошок бемита [1,4], так и непрерывным поступ правляется в теплообменник-конденсатор (8) и да- лением реагентов в реакторы.

лее – в сепаратор (9), где водород отделяется от во Рис. 1. Схема опытной установки: 1 – бункер;

2 – шнек;

3 – электрический двигатель;

4 – смеситель, 5 – питательный насос высокого давления;

6 – реактор;

7 – дроссель;

8 – теплообменник;

9 – сепаратор;

10 – редукционный клапан;

11 – фильтр;

12 – осушитель водорода;

13 – сборник воды;

14 – насос низкого давления;

15 – дроссель;

16 – циклон-сепаратор;

17 – сборник бемита;

18 – конденсатор;

19 – насос подпитки;

20 – система водоподготовки;

21 – питательная емкость Эффективность реактора оценивалась эксергети- смеси, выходящей из реактора (0,184 + 0,268 = ческим методом, который, во-первых, исходит из = 0,452МВт), который может быть преобразован в конкретной оценки максимально полезной работы электрическую мощность.

как разности потенциалов Гиббса, во-вторых, позво- Следовательно, в энергетической установке, ис ляет реально оценить составляющие потерь работо- пользующей только водород в топливных элемен способности веществ, участвующих в процессе [5]. тах, не реализуется почти половина потока терми В табл. 2 приведены экспериментально под- ческой эксергии пароводородной смеси. Поэтому твержденные расчетные характеристики реактора. эффективную энергоустановку, работающую на Эксергетический КПД реактора определяется продуктах гидротермального окисления алюминия при температуре 350 °С, следует создавать как ком как отношение суммарной термической эксергии продуктов реакции к суммарной термической эк- бинированную, включающую в себя кроме топлив сергии компонентов, вступающих в реакцию: ных элементов еще и тепловую турбину [5].

е = Ej / I. Схема предполагаемой энергетической установ Согласно опытным данным е 0,8;

без учета ки с низкотемпературными топливными элемента термической эксергии бемита е 0,68. ми типа PAFC и парогазовой турбиной приведена на рис. 3.

В топливном элементе расходуется главным об Эта схема включается в дополнение к схеме ус разом поток химической эксергии водорода. Эта тановки получения водорода, представленной на величина (0,259 МВт, см. табл. 2) составляет 57,3 % рис. 1.

от потока термической эксергии пароводородной Таблица 2. Характеристики реактора Алю Вещество Вода Водород Водяной пар Бемит Итого миний Расход при входе в реак 72,0 586 – – – 658, тор, кг/ч Расход при выходе из – 112 8 378,0 160,0 6, реактора, кг/ч Эксергия при входе в 0,658 0,058 – – – 0, реактор, МВт Эксергия при выходе из – 0,018 0,268 0,184 0,078 0, реактора, МВт Доля в потоке эксергии – 3,5 53,0 28,2 15,3 100, при выходе, % Рис. 2. Общий вид опытной установки получения пароводородной смеси (производительностью по водороду 8кг/ч и по водяному пару 380кг/ч) К настоящему времени представленная энерго Пароводородная смесь, поступающая из реакто установка не имеет аналогов. Такие установки мо ра (6), расширяется в турбине (22) до давления, гут быть предназначены для автономного и аварий обеспечивающего работу ТЭ 0,5МПа. В теплооб ного электро- и теплоснабжения различных объек меннике-конденсаторе (8) происходит конденсация тов и поселков, в особенности удаленных от сетей водяного пара, а водород направляется в блок пол централизованного энергообеспечения. При неко ной осушки (9 – 12, см. рис. 1), затем в топливный торой модернизации они могут найти применение элемент (24). Уходящие из ТЭ газы содержат водя также для транспортных средств, т.к. исключают ной пар, который конденсируется в теплообменнике проблемы хранения водорода. Получаемый в про (26). Сконденсированная вода возвращается в пита цессе химической реакции бемит после некоторой тельную емкость (21) (см. рис. 1). Теплота конден переработки может являться ценным сырьем в хи сации пара, выделяющаяся в теплообменниках (8) и мической и других отраслях промышленности (в (26), может быть использована для теплофикации. частности, в производстве катализаторов) при то Основные технические характеристики предпо- варной стоимости, в несколько раз превышающей лагаемой комбинированной энергоуста-новки на начальную стоимость порошка алюминия, что соз базе существующей опытной установки получения дает предпосылки быстрой окупаемости проекта.

водород, приведены в табл. 3.

Рис. 3. Схема предполагаемой энергоустановки, использующей водород и пароводородную смесь: 1- 21- см. рис. 1;

22 – турбина;

23 – электрический генератор;

24 – топливный элемент;

25 – сепаратор конденсата за ТЭ;

26 – охладитель га зов за ТЭ Таблица 3. Характеристики предполагаемой комбинированной энергоустановки, использующей разработанную установку получения водорода и пароводородной смеси Расход Расход Расход рабочего Температу- Мощность Мощность парово- Суммарная порошка воды, тела турбины, раконденса- ЭХГ, кВт дородной турби- мощность алюминия, кг/ч кг/ч ции пара, °С ны, кВт энергоустан., кг/ч кВт H2O Н 72 72 380 8 96 160 49 4. Установка непрерывного получения водорода путем СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ гидротермального окисления промышленных порошков алюминия / В.К. Иконников, В.Ю. Рыжкин, 1. Энергетическая установка подводной лодки / А.И. Румянцев и др. // Материалы Второй Росс.конф.

А.Л. Дмитриев, В.К. Иконников, Б.В. Никифоров и др.

«Физ. проблемы водородной энергетики». СПб., 21 – Патент на изобретение РФ № 2236984, приоритет ноября 2005.

02.10.2003.

5. Иконников В.К., Кириллов А.И., Харченко С.С., 2. Шейндлин А.Е., Жук А.З. Концепция алюмоводород Ходак Е.Л. Термодинамическая эффективность энер ной энергетики//Рос.хим.ж. 2006. Т. L. № 6. С. 105–108.

гоустановок с топливными элементами, использующи 3. Дмитриев А.Л., Прохоров Н.С., Гришин В.Г. Гиб ми продукты гидротермального окисления алюминия // ридная энергоустановка для хранения и получения во Материалы Второй Росс.конф. «Физ. проблемы водо дорода // Альтернативная энергетика и экология. № 3.

родной энергетики». СПб., 20 – 22 ноября 2007.

2004. С. 28-31.

УДК 621. С.В. Жубрин Kingston University London, United Kingdom КОМПЛЕКСНАЯ ВЫЧИСЛИТЕЛЬНАЯ МОДЕЛЬ ТЕРМОГИДРАВЛИКИ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОЛИЗА ВОДЫ ПОД ВЫСОКИМ ДАВЛЕНИЕМ тельной сети труб, обеспечивающих циркуляцию АННОТАЦИЯ газожидкостной смеси [1].

Описываются теория, апробации и приложения ком плексной газо-жидкостной модели для расчeта течения и тепломассообмена в устройствах систем высокого давле ния для получения водорода путем электролизного расще пления воды. Модель базируется на численных решениях уравнений сохранения для каждой из двух фаз, обмени вающихся массой, теплом и импульсом. Апробация модели проводится путем сравнения результатов расчета с литера турными и лабораторными данными. Модель обеспечивает надежное прогнозированиe технологических тенденций и в состоянии дать удовлетворительную точность расчетoв.

Представляются результаты, демонстрирующие модельные предсказания операционного поведения электролизных систем в условияx типичных сценариев.

1. ВВЕДЕНИЕ Рис. 2. Схема четырехбатарейной установки Ожидается, что производство водорода путем Разработка доступных для инженеров математи электролиза будет одной из технологий, откры- ческих моделей таких установок имеет большое вающих возможность повышения степени утилиза- значение как ответ на требования повышения эф ции мощностей таких возобновляемых и экологиче- фективности и снижения капитальных затрат на ски чистых источников, как ветровая и солнечная существующие и будущие конструкции систем энергии. Электролиз использует электроэнергию электролиза воды и оптимизации происходящих в для разложения воды на ее составляющие, т.е. во- них процессов.

дород и кислород. Этот процесс осуществляют в ячейках, состоящих в простейшем случае из катода, 2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ на котором генерируется водород, анода, где выде ляется кислород, и водяного электролита между 2.1. Уравнения сохранения ними.

В настоящей модели учитывается, что скорости и температуры газовой фазы, в общем случае, от личны от тех, которыми обладает жидкий электро лит. Как следствие, математическая формулировка модели опирается на полный набор уравнений со хранения, включающий соотношения фазовых не разрывностей потока и транспортные уравнения импульса, удельной энтальпии, массового состава и объемных долей каждой из двух взаимодействую щих фаз. Описание смеси газа и жидкости прово дится методами механики сплошной среды на осно ве концепции взамопроникающих континуумов, связанных друг с другом через межфазные обмен ные эффекты.

Рис. 1. Компоновка однобатарейной системы Подробный вывод уравнений можно найти в [2], Типичные биполярные электролизные системы, a их конкретные формулировки приведены в [3].

два варианта которых показаны на рис. 1 и 2, состо 2.2. Компоновка сиcтемы и ее разбивка ят из многочисленных ячеек, собираемых в батареи фильтрпресс-конструкции, коллекторов и распреде- Модель обучена отслеживать разбивку общего лителей электролита, сепараторов, обеспечивающие теплогидравлического цикла на его составляющие, его отделение от газов и охлаждение, и соедини- объединяемые циркулирующими потоками. Вся электролизная система, подробно описанная в [3], разбивается на ряд подсистем вдоль направления гда зазоры между препятствиями и стенками при движения электролита, как показано на рис. 1. Это ходится представлять на расчетных сетках, содер делается из соображений удобства построения со- жащих всего лишь несколько вычислительных яче ответствующего набора уравнений, привязанных к ек.

доминирующим в данной области процессам и вы- Нам удалось преобразовать метод баланса попу бора наиболее подходящей размерности их расчет- ляций в более простую, алгебраическую модель ного описания. Выделенные подсистемы включают фрагментарного размера, позволяющую рассчиты сепаратор, батарею ячеек, коллекторные, распреде- вать распределение размеров дисперсных фрагмен лительные и соединительные каналы и трубы. тов во всем наблюдаемом диапазоне изменения отно Вспомогательные модели, описываемые в следую- сительных содержаний жидкости и газа, а затем про щей секции, были развиты и апробированы для тестировать ее работу сравнением с балансом попу каждой из выделенных подсистем. ляций и апробировать сопоставлением с эксперимен тальными данными. Алгебраическaя модель основа 2.3. Вспомогательные модели на на равновесном пределе транспортного уравнения Модель турбулентности. Расчет эффективной дисперсного размера, сконструированного таким вязкости, сочетающей вклады ламинарной и турбу- образом, чтобы следовать изменениям диаметров лентной природы, проводится с использованием газовых и жидких включений, происходящим под концепции модели [4], формулирующей алгебраи- воздействием локальных условий течения.

ческие уравнения для ее вычисления, построенные Для практического использования расчeты по значениям локальных чисел Рейнольдса. Основ- фрагментарного составa потока обобщаются компо ные особенности ее развития в область двухфазных зиционной режимной картой. В ней для каждой из течений заключаются в следующем: a) предполага- подсистем размеры дисперсных фрагментов вычис ется, что обе фазы имеют одинаковое значение ляются согласно условным алгебраическим корре турбулентной вязкости, характерное для их смеси;

ляциям, по форме подобным приведенным в [9], б) eе смесевое значение вычисляется, как осреднен- которые настраиваются по локальным значениям ные по объемным долям турбулентные вязкости объемной доли газа, скорости жидкого электролита, каждой фазы;

и в) фазовые турбулентные вязкости системному давлению и геометрическим факторам.

определяются через локальные значения скоростей Инверсия фаз. При малых газосодержаниях име фаз и расстояния до ближайшей стенки. ет место движение отдельных газовых пузырей в Межфазный обмен импульсом. Динамическое непрерывном потоке жидкости, a дисперсия капель взаимодействие между фазами, имеющими различ- в несущем газовом потоке образуется в ситуaциях, ные скорости, обычно представляется через коэф- когда объем газа превышает тот, который занят фициент межфазного трения. В нашей модели он жидкой фазой, т.е. физически непрерывной являет вычисляется единообразно по формуле, имеющей ся газовая фаза. Инверсией фаз считается явление, структуру, аналогичную той, которая широко при- при котором совместно движущиеся фазы меняются меняется в расчетах течений газожидкостных дис- ролями, т.е. непрерывная фаза становится дисперс персий. Oна связывает коэффициент межфазного ной и наоборот.

трения с коэффициентом гидравлического сопро- Подход, применяемый в настоящей модели, тивления дисперсного фрагмента и его эффектив- опирается на предположение о возможности сосу ным диаметром [5]. В определении последнего ществования дисперсий обоих типов. Для расчета предполагается, что все дисперсные фрагменты коэффициента сопротивления дисперсных фрагмен обладают сферической формой, a сопротивление тов используется соотношение из [5], которое счи является функцией числа Рейнольдса, построенного тается применимым для потоков как капельной, так по диаметру этой сферы. и пузырьковой природы. Две величины коэффици Фрагментарный состав. Модель баланса популя- ента межфазного трения объединяются в единое ций для расчета переменности размеров пузырей в выражение, являющееся непрерывным для обеих двухфазном потоке с доминирующим присутствием дисперсий. В идейном отношении этот подход яв жидкой фазы была развита на основе многогруппо- ляется преемственным по отношению к тому, кото вой дискретизации газового потока с целью опре- рый успешно применяется для моделирова деления вероятности каждой пyзырьковой группы, ния парожидкостных потоков в реакторных конту обладающей заданным размером. Модели Lehr, рах [10].

Mewes [6] и Luo, Svendsen [7] были использованы Сопротивления трения. Расчет скорости естест для представления эффектов коагуляции и дробле- венной циркуляции электролита в системе опреде ния.

Они позволили описать переход пузырей из ляющим образом зависит от баланса сил плавуче одной размерной группы в другую в соответствии с сти, межфазного трения и местных гидравлических правилами слияния/расщепления, сформулирован- сопротивлений. Создаваемые местными сопротив ными ранее для многожидкостной модели турбу- лениями дополнительные потери давления включа лентности [8]. Применение метода, однако, показа- ются в моделирование движения по уравнениям ло, что его эффективность сильно зависит от точно- сохранения импульса через силы сопротивления на сти представления производных скоростей и других единицу объема потока. Результирующий сток им переменных, которая значительно ухудшается, ко- пульса оказывает влияние на величину градиента давления, делая перепад последнего пропорцио- определяется вкладами молекулярной и турбулент нальным квадрату фазовой скорости в рассматри- ной природы. Для удобства жидкость рассматрива ваемом контрольном объеме. ется как формально несущая фаза, и ее ламинарная При помощи этого подхода удается экономично вязкость используется, при необходимости, в оцен учесть эффекты потерь напора в подъемных и опу- ках режимов течений.

скных трубах с многочисленными изгибами раз 2.5. Граничные условия личной кривизны, местные сопротивления в под системах раздающих и сборных коллекторов бата- Плотность электрического тока считается рав рейных сборок, гидравлические сопротивления номерно распределенной по поверхности электро теплообменных пучков, расположенных в подсис- дов. Для заданной плотности тока по закону Фара теме сепаратора, а также смоделировать влияния дея рассчитывается скорость генерации водорода по одиночных препятствий подсеточного масштаба нормали к поверхности катода. По ее значению для [11]. Численная реализация сопротивлений и потерь конкретных условий рабочего давления, температу напора осуществляется единообразным использова- ры и площади поверхности катодов вычисляется нием массива факторов трения, включающего набор массовый расход газа на его входе в жидкость. За локальных величин, вычисляемых подходящим тем, всем зависимым переменным присваиваются образом для каждой из подсистем. подходящие входные значения. Через пристенные Межфазный тепломассообмен. Объемные коэф- функции условия отсутствия скольжения выстав фициенты теплообмена между фазами находятся с ляются на стенках для параллельных им компонент использованием величины межфазной поверхности скорости газа и жидкости. Предполагается, что в единице общего объема смеси и значения числа стенки являются непроницаемыми, а тепловые по Нуссельта. Первая легко получается из предполо- тери к окружающей среде незначительны по срав жения о сферической форме фрагмента и его диа- нению с тепловыми потоками внутри системы.

метра. Из второй величины, скорректированной на Массовый баланс всей системы обеспечивается, как эффекты массообмена, и его движущей силы, пред- и в реальных условиях эксплуатации, внешним ставляемой числом массопереноса, вычисляются подводом такого количества электролита, которое коэффициенты межфазной массоотдачи. компенсирует его потери с газовым потоком, поки Системные источники/стоки теплоты. Oни воз- дающим систему через выход в верхней части сепа никают как следствия выделения Джоулева тепла в ратора, где граничные условия базируются на зада электролите и его охлаждения в теплообменнике нии внешнего давления.

сепаратора. Мощность первого определяется рабо 2.6. Численные методы чим напряжением, плотностью тока, числом ячеек в батарее и площадью поверхности электродов. Представленная модель реализована в многоце Передача теплоты в теплообменнике выражается левой вычислительной системе PHOENICS [12].

через его эффективность. Затем определяется теп- Процедура численного решения обычно проводится лоотвод от электролита: последовательно, для каж- маршевым методом до установления стационарного дого элемента теплообменной секции, на которые состояния системы. Итерационные сканирования она подразделяется. Далее, секционный теплоотвод расчетного поля проходят вдоль оси электролизной распределяется по контрольным объемам и исполь- батареи, начиная от катода первой по ходу ячейки, зуется в качестве источникового члена в уравнени- до противоположного конца сборки. Итерации ях элементарных численных балансов. Та же вели- осуществляются до достижения приемлемой схо чина, но с обратным знаком, удобна для расчета димости к промежуточному решению на каждом выходной температуры потока охладителя по его временном шаге. Более детальное изложение чис тепловому балансу при известной входной темпера- ленных особенностей можно найти в [12].

туре. Все вычисления сделаны на декартовой коорди Дополнительные соотношения. Характеристики натной сетке, содержащей до 500 000 вычислитель насыщения, такие как энтальпия и концентрация ных ячеек в зависимости от геометрической слож паров воды, находятся путем прямого интегрирова- ности конкретной установки. Несмотря на то, что ния уравнения Клайперона—Клаузиуса. Удельный сравнение расчетов на разных сетках показывает объем влажного газа получается из уравнения со- некоторые различия, их величина считается прием стояния. Другие свойства веществ газовой фазы лемой, с практической точки зрения, численной рассчитываются из хорошо известных уравнений ошибкой.

термодинамики идеальных газовых смесей.

3. АПРОБАЦИЯ МОДЕЛИ 2.4. Рабочие условия и физические свойства Для проверки разработанной модели были про Для каждого варианта модельных расчетов зада ведены расчеты по условиям опубликованных на ется давление в системе в диапазоне от 5 до 30 бар.

блюдений, а также осуществлены специальные Плотность электролита определяется как 1265 кг/м3, эксперименты по измерениям температурного ре (для 70 °C и 30 % раствора КОН), а локальная плот жима и скоростей циркуляции в сиcтемах промыш ность водорода получается из уравнения состояния ленного электролиза. Данные в последних были идеального газа. Эффективная фазовая вязкость получены для системных давлений в диапазоне от 5 тивность сепарации, и хуже конечное качество про до 10 бар и плотности электрического тока от 1 до 4 изведенного водорода.

кА/м2.

Сравнение экспериментальных и численных ре зультатов говорит, что настоящая модель несколько завышает реальные циркуляционные расходы для системы под давлением 5 бар, но не более чем на 6 %. Подобное соответствие имеет место и для более высоких давлений, а также при сравнениях по темпе ратурам электролита в циркуляционном тракте.

Установлено, что технологические тенденции, предсказываемые моделью, находятся в хорошем согласии с реальными рабочими показателями.

Удается также адекватно прогнозировать наблю даемые в экспериментах реакции системы на вариа Рис. 3. Типичный вид контуров температуры в плоскости ции режимно-конструктивных условий: изменение симметрии однобатарейной установки интенсивности циркуляции в зависимости от сис- Еще одно важное приложение моделирования темного давления, плотности тока и числа ячеек в связано с расчетом интенсивности циркуляции батарее;

наращиваниe уровня локального газосо- электролита. Отношение циркуляционного расхода держания в элементах установки при увеличении к массовому потоку генерируемого водорода при электрической нагрузки;

эффекты влияния конст- нято считать ключевым практическим индикатором руктивных изменений на термогидравлику системы совершенства установок на процессном уровне.

в целом. Расчеты показали, как плотность тока влияет на Следует, однако, отметить, что в ряде случаев объемную долю водорода в подъемной ветви яче может регистрироваться и более ощутимое отличие ечной батареи. Величина плотности тока изменя результатов расчета от эксперимента. Тщательные лась от 2 до 6 кА/м2 при различных условиях сис сравнения между последними показывают, напри- темного давления. Подобного рода данные позво мер, что при средней ошибке расчета циркуляцион- ляют установить для заданной плотности тока, при ных скоростей ±15-20 %, для больших значений каком значении давления газосодержание в подъ системных давлений завышение теорией результа- емнике не превышает значений, необходимых для тов наблюдений может достигать 30-40 %. Причи- обеспечения требуемой интенсивности циркуляции.

ны ошибок, в основном, лежат в областях излишне- Установлено, что повышенные давления в системе го упрощения геометрических и топологических поддерживают приемлемую циркуляцию для высо особенностей системы, а также в неизбежных по- копроизводительных режимов увеличенной плотно грешностях и ограничениях применяемых моделей. сти тока, при которой происходит запирание уста Для их устранения потребуются дальнейшие иссле- новки в системах невысокого, близкого к атмо дования, особенно в направлении улучшения по- сферному, давлению. Результаты моделирования следних. Несмотря на это, достигнутый уровень четко демонстрируют известный эффект влияния соответствия расчета и эксперимента в целом сле- плотности тока на отношение расхода генерируемо дует считать удовлетворительным для инженерного го газа к циркуляционному расходу электролита.

анализа эффективности технологических решений. Эта и другие, установленные в экспериментах тен денции и количественные эффекты, такие как влия 4. ПРИКЛАДНЫЕ ПРОВЕРКИ ния системного давления и плотности тока на ин тенсивность циркуляции, хорошо соответствуют После aпробации модель была использована для численным прогнозам.

параметрического моделирования показателей ра Модель предсказывает заметное, до 25 %, боты промышленных электролизеров в типичных уменьшение газлифтного эффекта при увеличении условиях их эксплуатации. Анализ проводился по диаметров пузырей. Это указывает на весомость трехмерным распределениям основных и вспомога процессов, связанных с поведением пузырей в сис тельных переменных по всему тракту системы типа теме. И, напротив, физически реальные вариации представленных на рис. 3 контуров температуры в размеров капель, участвующие в инверсионной плоскости симметрии однобатарейной установки.

подмодели, не приводят к сопоставимому отклику в Краткий обзор проведенных прикладных проверок характеристиках общего процесса.

модели представлен ниже.

Анализ полей температуры, подобных показан Одним из важных приложений является оценка ным на рис. 3, позволяет отметить, что их значения эффективности отделения водорода от электролита для газа и жидкости большей частью близки друг к в газожидкостном сепараторе. Рассчитанные рас другу. Это не удивляет, так как последнее является пределения газожидкостных долей по пространству следствием характерной для пузырьковых систем последнего дают ясное представление о достижи развитости поверхности взаимодействия между мом уровне сепарации: чем больше выходное зна фазами. Наибольшее значение температуры наблю чение объемной доли жидкости, тем ниже эффек дается в районе выходов из электролизных ячеек, и Влияние фазово-распределенных сопротивлений она постепенно уменьшается, проходя через охлаж- на баланс импульса в системе следует представлять даемый трубный пучок к входу в опускную трубу. на основе наиболее надежных знаний о потерях Имеется выраженная неравномерность температур- давления, необходимых для поддержания соответ ного распределения по ячейкам газогенераторной ствующих скоростей течения фаз. При этом успех батарейной сборки. Изучение распределений тем- метода оказывается привязанным к конкретным пературы в поперечных сечениях показывает, что величинам потерь, настройкy которых лучше всего как температурные, так и поля концентрационного осуществлять по результатам детального метода, состава электролита и влажности газа обладают т.е. не использующего аппроксимации распреде явно выраженной неравномерностью в угловом ленности, который мы будем называть DNM, опи направлении. Степень перемешивания в системе рающихся на набор коэффициентов трения, даю обычно далека от идеальной, поэтому трехмерные щих результаты наилучшего соответствия DRM и эффекты наблюдаются практически по всему ее DNM друг другу.

тракту за исключением соединительных трубопро- Распределенные сопротивления переносу тепла водов. и массы определяются аналогичным образом. Од Рассмотренные примеры использования разра- нако в расчетах по DRM вместо назначения компо ботанной модели характеризуют ее как эффектив- ненты скорости газа нормальной к поверхности ный метод расчета процессов течения и тепломас- электрода, закон Фарадея используется для получе сопереноса в электролизных системах. С ее помо- ния массы газа, генерирующейся во всем объеме щью можно рассчитывать не только особенности батареи, доступной для движения газожидкостной течения газовой и жидкой фаз, но также выполнять смеси.

поверочные и конструктивные вычисления для Моделирования, проведенные для систем иден тепловых режимов встроенных устройств систем- тичных компоновок в аналогичных рабочих усло ного охлаждения. Модельные расчеты дают деталь- виях, показали хорошее согласование результатов, ную информацию о каждой из присутствующих фаз полученных при помощи DRM и DNM. По величи и предоставляют для анализа полные трехмерные не циркуляционных расходов, распределений ос поля фазовых распределений полей скорости, тем- редненных газосодержаний, скоростям в подъем пературы, давления, газосодержания и концентра- ных и опускных трубах отклонения составляют не ционного состава. более 10 %. Это удовлетворяет требованиям инже нерных расчетов, которые к тому же удается осу ществить за меньшее время по сравнению с прове 5. МНОГОБАТАРЕЙНЫЕ СИСТЕМЫ дением детального моделирования.

Накопленный опыт показывает, что детальный расчет однобатарейных электролизных систем (см.

6. ЗАКЛЮЧЕНИЕ рис. 1.) вполне доступен специалистам, работающим со стандартными комплектами программного обес- Рассмотрены теоретические основы, апробация печения вычислительного моделирования на компь- и применение интегрированной вычислительной ютерах широко распространенных конфигураций. модели для расчета течения и тепломассообмена в Однако моделирование высокопроизводительных, газожидкостном потоке системы электролиза воды, многобатарейных систем (см. рис. 2) пока сталкива- состоящей из батарей генерации водорода, сепара ется с проблемой нехватки мощностей – вычисли- ционного устройства и соединительных трубопро тельные требования часто превышают технические водов. Результатом моделирования является де возможности той электроники, которая находится в тальная информация о каждой из двух фаз, участ распоряжении инженеров-конструкторов. К счастью, вующих в термогидравлических процессах, вклю численное представление сопротивлений трения, чающая пространственные поля их скоростей, тем описанное выше, может быть легко выведено на ператур, давлений, газосодержания и концентраци уровень DRM, метода распределенных сопротивле- онного состава рабочих потоков во всех элемeнтах ний, недавно развитого и успешно использованного технологических установок.

автором совместо с доктором Биллом [13] для моде- На основе детальных расчетов предложен упро лирования батарей водородных топливных элемен- щенный метод распределенных сопротивлений.

тов. Продемонстрировано, что последний позволяет Основная идея метода DRM в приложении к получать надежные расчеты многобатарейных сбо элeктролизным системам состоит в том, чтобы рас- рок электролизных ячеек намного быстрее и эконо сматривать структурy батарей как номинально по- мичнее, чем аналогичные модели детального харак ристую средy, а учет присутствия структурных тера.

элементов, составляющих ее скелет, проводить Проведенные к настоящему моменту сравнения через введение подходящих значений объемной расчетов с экспериментальными наблюдениями пористости, поверхностной проницаемости и соот- подтверждают достоверность вычислений. Техно ветствующих факторов трения как дополнительных логические сценарии и прогнозы реакции электро членов стока импульса в уравнении его сохранения. лизной системы на управляющие воздействия ясно показывают детальные эффекты влияния альтерна тивных условий эксплуатации и/или конструктив- 4. Validation of zero-equation turbulence model for complex indoor airflow simulation / J.Srebric, Q.Chen, L.Gliksman ных изменений на термогидравлические характери // ASHRAE Transactions. 1999. V.105, P. 414-427.

стики элементов и показатели работы всей системы 5. Bubbbles, drops and particles / R.Clift, G.R. Grace, в целом.

M.E.Weber. London: Academic Press, 1978. 358 P.

6. Lehr F., Mewes D. A transport equation for the interfacial Для расширения области применения разрабо- area density applied to bubble columns // Chemical Engi танного метода в его структуру в случае необходи- neering Science. 2001. V.56. P. 1159-1166.

мости могут быть включены и дополнительные 7. Luo H., Svendsen H.F. Theoretical model for drop and модели, более детально описывающие, например, bubble breakup in turbulent dispersions // AIChE J. 1996.

проходящие электрохимические процессы. Расчеты V.36. P.1225-1233.

8. Development of multi-fluid turbulence model and its engi полей распределения электрических потенциалов в neering applications / D.B.Spalding, S.V.Zhubrin // Pro электролите и материале электродов не представ ceedings of VIII International PHOENICS Conference.

ляют большой трудности, и их включение в состав London: CHAM Ltd. 2000.

модели было бы естественным развитием прове 9. Levy S. Two-Phase Flow in Complex Systems. New York:

денных работ.

John Wiley & Sons, 1999. 687 P.

Развитая для биполярных систем высокого дав- 10. Kelly J.E., Kazimi M.S. Interfacial Exchange Relations ления настоящaя модель может найти применение и for two-fluid vapor-liquid flow: a simplified regime-map для других устpойств, и методов электролизa. approach // J. of Nuclear Science and Engineering. 1982.

V.81. P. 305-318.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 11. Hjertager B.H., Solberg T. and Nymoen K. Computer modeling of gas explosion in offshore modules. // J.Loss 1. Light, water, hydrogen / G.Grimes, O.K.Varghese, Prev. Process Ind. 1992. V.5. N3. P.165-174.

S.Ranjan, Munich: Springer, 2008. 546 P. 12. PHOENICS Documentation (Version 3.6) / J.Ludwig, 2. Kleinstreuer C. Two-phase flow: theory and applications. M.R.Malin, H.Q.Qin etc.;

Ed. D.B.Spalding. London:

Taylor and Francis Books Inc., 2003. 454 P. CHAM Ltd, 2005.

3. CFD Modeling of gas-liquid flow and heat transfer in a 13. Beale S.B., Zhubrin S.V. A Distributed Resistance Anal high pressure water electrolyses system / V.Agranat, ogy for Solid Oxide Fuel Cells. // Numerical Heat Trans S.Zhubrin, A.Maria, J.Hinatsu, M. Stemp, M.Kawaji // Pro- fer. Part B: Fundamentals. 2005. V.47. N.6. P. 573-591.

ceedings of ASME. 2006. FEDSM2006-98355.

УДК 661. В.М. Зайченко, В.Ф. Косов, И.Л. Майков, В.А. Синельщиков Объединенный институт высоких температур РАН, Москва, Россия ПОЛУЧЕНИЕ ВОДОРОДА НА ОСНОВЕ ПИРОЛИЗА ТВЕРДОГО И ГАЗООБРАЗНОГО УГЛЕВОДОРОДНОГО СЫРЬЯ ной в [1] для переработки древесных опилок в газо АННОТАЦИЯ образное топливо. Ее особенность состояла в том, Рассмотрены возможности использования процесса что пары и газы, выделяющиеся в процессе пироли пиролиза для получения газообразных смесей, обогащен за исходного сырья, не разделялись на конденси ных водородом. Показано, что в результате пиролиза рующуюся и газообразную составляющие, т.е. не твердого углеводородного сырья и последующего кре проходили стадию охлаждения, а направлялись в кинга пиролизных газов и паров путем их фильтрации через пористый углеродный материал можно получать высокотемпературную зону, в которой они продува синтез-газ с содержанием водорода на уровне 50 %. При лись через пористую углеродную среду (далее этот этом выделяется практически весь водород, содержащий- режим будем называть «пиролиз с крекингом»). В ся в исходном сырье. При фильтрации газообразных качестве последней использовался твердый уголь предельных углеводородов через пористый углеродный ный остаток, полученный путем пиролиза исходно материал можно получать газовые смеси с заданным го материала.


объемным содержанием водорода. Представлены резуль таты экспериментальных исследований, в которых в каче стве твердого углеводородного сырья использовались древесина, торф и отходы сельскохозяйственного произ водства, а в качестве газообразных углеводородов – метан, пропан, бутан и их смеси.

1. ПИРОЛИЗ ТВЕРДОГО УГЛЕВОДОРОДНОГО СЫРЬЯ При пиролизе твердого углеводородного сырья (древесина, торф, отходы сельскохозяйственного производства) происходит термическая деструкция структуры исходного материала, в результате чего образуются твердый угольный остаток, состоящий в основном из углерода, жидкая фракция, включаю- Температура Т1,°C щая в себя пирогенетическую воду и смолы, и газ, Рис. 1. Состав пиролизных газов, выделяющихся в состоящий из окиси и двуокиси углерода, водорода процессе нагрева торфяных пеллет (темп нагрева и метана. Состав продуктов пиролиза и их количе 10 °С/мин). Основную долю в смеси углеводородов СnHm ственные пропорции зависят от темпа нагрева, ко составляет метан нечной температуры и времени нахождения в реак ционной зоне. Результаты хроматографического В результате протекания гетерогенных реакций анализа показывают, что в процессе медленного происходит разложение высокомолекулярных со пиролиза выделение водорода в виде молекул H единений, и основными продуктами на выходе из начинается при температуре T1 выше 500 °С реактора являются молекулярный водород, окись и (рис. 1). При этом количество водорода, выделив- двуокись углерода, метан и его гомологи. Количест шегося в молекулярном виде, составляет незначи- венное содержание перечисленных компонентов в тельную часть водорода, содержащегося в исходном газовой смеси на выходе из реактора определяется материале. Так, при пиролизе торфяных пеллет температурой пористой углеродной среды T2 и вре количество выделившегося молекулярного водорода менем взаимодействия пиролизных газов и паров с в соответствии с данными, представленными на углеродной поверхностью. В наших экспериментах рис. 1, равно 0.066 м3/кг, что составляет лишь 10 % минимальное характерное время взаимодействия, водорода, содержащегося в исходном материале.

соответствующее максимальному газовыделению, Остальной водород выходит в составе жидкой фрак составляло несколько секунд. С ростом температу ции и частично (порядка 10 %) в составе метана.

ры T2 количество жидкой фракции, собираемой в Увеличения степени выхода молекулярного во конденсаторе, установленном на выходе из реакто дорода можно достичь за счет высокотемператур ра, уменьшалось что, естественно, приводило к ной термической переработки жидкой фракции в увеличению объема получаемых газов и, как след газовую фазу. В данной работе для этой цели ис ствие, увеличению количества образующегося мо пользовалась схема, аналогичная схеме, предложен лекулярного водорода (рис. 2).

= 1000 °С не превышает одного процента. Таким образом, увеличение температуры Т2 приводит к интенсификации как процесса восстановления дву окиси углерода до СО, так и процесса гетерогенного пиролиза метана. Следует отметить, что при темпе ратуре Т2 = 1000 °С в интервале значений темпера туры Т1 = 250 – 500 °С (т.е. в области, где происхо дит основное газовыделение) состав газа на выходе из реактора практически не зависит от температуры, при которой находится перерабатываемое сырье.

Указанное обстоятельство приводит к стабилизации состава генерируемого газа в ходе всего процесса термической переработки исходного сырья.

Температура Т1,°C Эксперименты с другими видами твердого угле Рис. 2. Объем молекулярного водорода, выделяюще водородного сырья (древесина, древесные пеллеты, гося в процессе нагрева торфяных пеллет, при различных отходы сельскохозяйственного производства) пока значениях температуры T зали качественное согласие в их поведении при Из зависимостей, представленных на рис. 2, сле- термической переработке по рассмотренной схеме.

дует, что в режиме «пиролиз с крекингом» основной Количественное различие было обусловлено разли объем молекулярного водорода выделяется в интер- чием химического состава исходного сырья.

вале температур 250 – 500 °С, который при обыч ном пиролизе соответствует области образования 2. ГЕТЕРОГЕННЫЙ ПИРОЛИЗ МЕТАНА пирогенетической воды и высокомолекулярных И ЕГО ГОМОЛОГОВ соединений, формирующих жидкую фракцию. При Газообразные углеводороды и, прежде всего, температуре T2 = 1000 °С жидкая фракция отсутст природный газ, достаточно широко используются в вует, а количество водорода, выделившегося в виде качестве исходного сырья для получения водорода.

H2, практически совпадает с количеством водорода, Традиционным методом получения водорода из содержащегося в исходном сырье. Таким образом, природного газа является метод паровой каталити при фильтрации через угольный остаток газов и ческой конверсии с последующей конверсией окси паров, образующихся в процессе термической дест да углерода и сепарацией водорода [2]. Основная рукции торфа, происходит не только разложение стадия производства, а именно паровая каталитиче высокомолекулярных органических соединений, ская конверсия природного газа, проводится в труб которые при обычном пиролизе конденсируются в чатых печах или в шахтных реакторах на никелевом виде смол, но и взаимодействие пирогенетической катализаторе. В [3] рассмотрена принципиальная воды с угольным остатком, приводящее к образова возможность получения водорода путем гетероген нию водорода и окиси углерода.

ного пиролиза природного газа в процессе его Результаты хроматографических измерений со фильтрации через пористую углеродную среду. В става газовой смеси на выходе из реактора в про результате гетерогенного термического разложения цессе термической переработки торфяных пеллет в природного газа происходит образование водорода режиме «пиролиз с крекингом» представлены на и твердого углерода, который осаждается на актив рис. 3.

ной поверхности в виде пироуглерода. В качестве пористой углеродной среды в [3] предлагалось ис пользовать древесный уголь, образующийся в ре зультате карбонизации древесины при ее нагреве до температуры порядка 600 °С. Предложенная техно логия производства водорода из природного газа в отличие от существующих является безотходной и экономически оправданной, поскольку, во-первых, не приводит к образованию окиси углерода и, во вторых, наряду с водородом в качестве побочного товарного продукта получается пироуглерод. По следний может быть использован в металлургии как восстановитель при производстве высококачествен ных сталей.

Температура Т1,°C С технологической точки зрения процесс полу Рис. 3. Состав газа, выделяющегося в процессе нагре чения водорода по предлагаемой методике можно ва торфяных пеллет, при двух значениях температуры T разделить на две стадии: стадию подготовки порис Из представленных данных следует, что с ростом того углеродного материала и стадию получения температуры T2 содержание двуокиси углерода и водорода путем гетерогенного пиролиза природного метана на выходе из реактора падает и при Т2 = газа. При обосновании рассматриваемой технологии немаловажным обстоятельством является анализ Различие в характеристиках пористой среды ес возможности использования различных исходных тественно отражается на скорости осаждения пиро материалов на обеих стадиях процесса. В этой связи углерода (рис. 5) и содержании водорода в смеси на в данной работе в качестве материала для получения выходе из реактора. На рис. 5 приведены зависимо пористой углеродной среды, помимо древесины, сти изменения относительной массы образцов из были использованы древесные и торфяные пеллеты, различного материала со степенью обгара = 0.5 в а в качестве газообразных углеводородов – метан, процессе гетерогенного пиролиза метана при тем пропан, бутан и их смеси. пературе в реакционном объеме, равной Т = = 1000 °С.

Основными факторами, определяющими эффек тивность технологии, являются текстурные характе ристики пористой среды, температура, при которой проводится процесс гетерогенного пиролиза, и со став используемого газообразного углеводородного сырья. Сопоставление характеристик пористого углеродного материала, получаемого из различного исходного сырья в процессе карбонизации и после дующей активации в парах воды при температуре 1000 С, представлено на рис. 4.

Рис. 5. Изменение относительной массы образцов из различного материала с = 0.5 в процессе гетерогенного пиролиза метана (точки – эксперимент, кривые – расчет) На начальном этапе темп набора массы образца ми из древесины примерно в два раза превышает темп набора массы образцами из торфяных пеллет.

С течением времени темп набора массы для образ цов из различного материала уменьшается в резуль тате уменьшения активной поверхности и после 60 мин падает более чем на порядок величины, при Рис. 4. Удельный объем открытых пор V образцов из ближаясь к темпу набора массы образцами из ана логичного материала, не прошедшими стадию акти различного материала в зависимости от степени обгара вацию, т.е. с = 0. Изменение структуры образцов в Процесс активации сопровождается уменьшени- процессе гетерогенного пиролиза метана подтвер ждается результатами измерений их пористости [4].

ем массы исходного образца, которое выражается Скорость осаждения пироуглерода связана с со через степень обгара = (1 – А), где А равно отно держанием водорода в газовой смеси на выходе из шению массы активированного образца к массе реактора. Кривые на рис. 5, рассчитанные по ре образца до активации. Степень обгара существен зультатам хроматографических измерений содержа ным образом влияет на текстурные характеристики ния водорода, достаточно хорошо описывают экс получаемого пористого углеродного материала. С периментальные данные по изменению массы об увеличением значения параметра увеличивается разцов в результате осаждения пироуглерода. С размер микропор (характерный размер 2 нм) и их течением времени содержание водорода на выходе объем, максимум которого обычно наблюдается при из реактора уменьшается и выходит на постоянное ~ 0.4 – 0.5. Максимум объема мезопор (характер- значение, соответствующее практически неизмен ный размер от 2 до 50 нм) обычно соответствует ной скорости осаждения пироуглерода.


величинам 0.5 – 0.7. Вариацию содержания водорода в смеси на вы Как видно из рис. 4, наибольший абсолютный ходе из реактора можно осуществлять за счет изме нения характерного времени взаимодействия газо удельный объем открытых пор V как до активации, образного углеводорода с пористой углеродной так и после ее проведения имеют образцы активи средой. Величина легко меняется путем изменения рованного угля, полученного из древесины, наи объемного расхода газа через реактор. На рис. меньший – из торфяных пеллет. В то же время мак представлены данные по объемному содержанию симальное относительное увеличение удельного водорода на выходе из реактора с активированным объема открытых пор в процессе активации соот- угольным остатком, полученным путем карбониза ветствует образцам из древесных пеллет. ции древесных пеллет, при двух значениях харак терного времени взаимодействия, отличающихся на осаждения пироуглерода. Результаты расчета при порядок величины. ведены в табл. 1.

Рис. 6. Изменение содержания водорода на выходе из реактора в процессе гетерогенного пиролиза метана при Рис. 7. Изменение относительной массы образцов с различных временах взаимодействия ( = 1.5 с) = 0 в процессе гетерогенного пиролиза бутана при раз личных температурах (точки – эксперимент, кривые – Из представленных данных видно, что путем расчет).

выбора соответствующего значения указанного Таблица 1. Предэкспоненциальный множитель и параметра можно, во-первых, варьировать состав энергия активации в уравнении Аррениуса для кон газовой смеси на выходе из реактора, во-вторых, в станты скорости осаждения пироуглерода течение длительного времени поддерживать его на постоянном уровне и, в-третьих, добиваться практи- A, г/(см2 с·атм) Ea, K Газ чески полного разложения газа, продуваемого через Метан [5] 184 реактор.

Для расчета количества водорода, образующего- Пропан 3.652 ся в результате гетерогенного пиролиза газообраз - Бутан 6.87 10 ных углеводородов, необходимо знание соответст вующих констант скоростей реакций. Набор данных по этому вопросу, имеющийся в литературе, весьма Наличие в метане даже небольших примесей бо ограничен как по номенклатуре газов, так и по тем- лее тяжелых предельных углеводородов приводит к пературному интервалу, в котором они получены существенному изменению скорости осаждения [5]. В данной работе представлены результаты из- пироуглерода.

мерения скорости образования пироуглерода в по- На рис. 8 представлены экспериментальные дан токе метана, пропана и бутана при атмосферном ные по изменению массы образцов в процессе гете давлении в интервале температур 850 – 1050 °С, а рогенного пиролиза смесей метан-бутан с различ также в потоке бинарных смесей метан-пропан, ным соотношением компонент ( – объемная доля метан-бутан при температуре 1000 °С. Пористой бутана в смеси метан-бутан).

углеродной средой служил древесный уголь с = 0. Из представленных данных видно, что уже при В качестве примера такого рода измерений на = 0.1 скорость осаждения пироуглерода увеличивает рис. 7 представлены зависимости приращения отно- ся более чем в два раза по сравнению с чистым мета сительной массы образцов в процессе гетерогенного ном. При этом в бинарных смесях скорость образова пиролиза бутана. На основе полученных экспери- ния пироуглерода не является аддитивной величиной ментальных данных был проведен расчет констант по отношению к скоростям образования пироуглерода скорости брутто-реакций, характеризующих про- в индивидуальных углеводородных газах. Этот эффект цесс гетерогенного пиролиза пропана и бутана. наиболее ярко выражен при небольших долях тяжелого Константа скорости представлялась в Аррениусов- углеводорода в более легком.

ском виде: Для описания процесса осаждения пироуглерода в смесях предельных углеводородов была использо E г k (T ) = A exp a,. (1) вана методика из [6], а в качестве кинетической см2с атм T схемы образования пироуглерода использовалась Расчет проводился по методике [6], основанной двухстадийная модель, предложенная в [5].

на использовании модели хаотично расположенных Согласно этой модели, скорость роста пленки пор для описания структуры пористого материала и пироуглерода V характеризуется скоростью образо известной из литературы константы скорости гете вания зародышей кристаллитов U и скоростью их рогенного пиролиза метана [5]. Отметим, что мето- роста W и может быть представлена в виде дика, предложенная в [6], позволяет учитывать из V = 2d UW, (2) менение структуры пористого материала в процессе где d – толщина монослоя пироуглерода. Далее предполагалось, что в смеси, состоящей из двух Рис. 9. Зависимость величины от объемной доли Рис. 8. Изменение относительной массы образцов с тяжелого углеводорода в смеси с метаном = 0 в процессе гетерогенного пиролиза смесей метан порядка 1.4 м3 газа, состоящего в основном из водо бутан с различным значением при T = 1000 С (точки – рода и оксида углерода и имеющего теплотворную эксперимент, кривые – расчет по двухстадийной модели) способность на уровне 11.7 МДж/м3.

В результате гетерогенного пиролиза газообраз углеводородов, аддитивными являются именно ных углеводородов при их фильтрации через порис скорости образования зародышей и скорости их тую углеродную среду, в качестве которой предла роста. В этом случае скорость образования пироуг лерода в смеси двух углеводородов, обозначенных гается использовать угольный остаток, образую индексами «1» и «2», можно представить в виде щийся в процессе термической переработки твердо го углеводородного сырья, можно получать газовые ( (1 )U1 + U 2 )( (1 )W1 + W2 ) = VUW = 2d смеси с объемным содержанием водорода на уровне (3) 98 %. Содержание водорода в газовой смеси доста (1 + m )(1 + n ), = V точно легко варьируется за счет изменения темпера туры в реакционной зоне и объемного расхода ис W U ;

n = 2 ;

– объемная доля углеводо где m = ходного газообразного углеводорода.

U1 W рода «2» в смеси. СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ Полученные данные дают возможность прово 1. Snehalatha K Chembukulam, Arunkumar S. Dandge, дить расчеты скорости образования пироуглерода Narasimhan L. Kovilur, Rao K. Seshagiri, and R. Vai при любых значениях объемной доли тяжелого уг dyeswaran. Smokeless Fuel for Carbonized Sawdust // Ind.

леводорода (пропана или бутана) в метане. Пример Eng. Chem. Prod. Res. Dev. 1981. V. 20. P. 714-719.

такого расчета приведен на рис. 9, на котором пред- 2. Астановский Д.Л., Астановский Л.З. Высокоэффек ставлена зависимость величины, равной отноше- тивное производство водорода паровой каталитической нию скорости осаждения пироуглерода в смесях конверсией природного газа // Труды Международного метан-пропан и метан-бутан, рассчитанной по двух- симпозиума по водородной энергетике. М.: Изд-во МЭИ, 2005. С. 127–130.

стадийной модели, к аналогичной скорости в тех же 3. Зайченко В.М. Комплексная переработка природного смесях, рассчитанной по аддитивной модели, от газа с получением водорода для энергетики и углерод объемной доли тяжелого углеводорода в смеси:

ных материалов широкого промышленного применения (1 + m )(1 + n ) VUW // Труды Международного симпозиума по водородной = =. (4) энергетике. М.: Изд-во МЭИ, 2005. С. 95–98.

V Vadd 1 + 4. Экспериментальное обоснование технологии ком V плексной переработки древесных отходов и природного газа / В.М. Зайченко, В.Ф. Косов, В.В. Косов и др. // 3. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Теплоэнергетика. 2008. № 7. С. 47–52.

5. Теснер П.А. Кинетика образования пироуглерода.

Использование процесса пиролиза как твердого, ВИНИТИ. Серия «Кинетика и катализ». 1987. Т. 16.

так и газообразного углеводородного сырья дает С. 1–64.

возможность получать газовые смеси с высоким 6. Определение константы скорости образования пироуг содержанием водорода. В результате пиролиза лерода в потоке бутана / Л.Б. Директор, В.М. Зайченко, твердого углеводородного сырья и последующей В.Ф. Косов и др. // Известия Академии наук. Энергети фильтрации образующихся продуктов через слой ка. 2009. № 3. С. 96–104.

угольного остатка при температуре 1000 °С можно из одного килограмма исходного сырья получить УДК 661. А.Д. Ключников, С.Н. Петин Московский энергетический институт (технический университет), Россия РАЗРАБОТКА ПЕРСПЕКТИВНОЙ МОДЕЛИ ЭНЕРГО И ЭКОЛОГИЧЕСКИ ЭФФЕКТИВНОГО ПРОИЗВОДСТВА ВОДОРОДА НА БАЗЕ ПРИРОДНОГО ГАЗА И КОМБИНИРОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ В ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ ние действующего оборудования и создание ядер АННОТАЦИЯ но-технологических водородных комплексов. Вме В работе на основе методологии интенсивного энерго сте с тем имеются значительные резервы энергосбе сбережения производится сравнительный анализ энергети режения и повышения экологической эффективно ческой и экологической эффективности производства сти при производстве водорода на базе термическо водорода. Разрабатывается технологические и структурные го разложения природного газа при комбинирова схемы возможных способов производства водорода на базе нии с теплотехнологическими системами предпри термического разложения природного газа. Предлагается ятий черной металлургии.

теплотехнологическая модель крупномасштабного произ водства водорода на основе использования природного газа 2. АНАЛИЗ ДЕЙСТВУЮЩИХ и комбинирования технологических процессов в черной КРУПНОМАСШТАБНЫХ СПОСОБОВ металлургии, отличающаяся низким расчетным уровнем ПРОИЗВОДСТВА ВОДОРОДА энергоемкости и высоким уровнем экологической чистоты.

Анализ энергетической и экологической эффек 1. ВВЕДЕНИЕ тивности производства водорода производится в В связи с нарастанием проблем в области эколо- условиях действующих систем и в условиях термо гии и изменения климата внимание концентрирует- динамически идеальных моделей (ТДИМ) методами ся на поисках более экологически чистых источни- электролиза и пароводяной конверсии природного ков энергии, одним из которых является водород. газа (ПВК) в границах действующих замкнутых Одной из наиболее актуальных проблем производ- теплотехнологических комплексов (ЗТТК). В каче ства водорода является его высокая энергоемкость, стве сравнительных показателей используются кри что в значительной степени нейтрализует экологи- терии энергетической эффективности, разработан ческие и энергетические преимущества водорода. ные в рамках концепции интенсивного энергосбе Существующий широкий комплекс исследователь- режения [1]. Результаты проведенного анализа ских работ, ориентированный на проблему произ- представлены в табл. 1.

водства водорода, включает в себя совершенствова Таблица Показатель Обозначение Размерность Электролиз ПВК кг у.т ЭН Энергоемкость действующего производства 1,853,04 0,390, м3(Н2) м3(СО2) Н V Совокупный выход СО2 в действующем производстве 4,126,77 1,671, CO2 кг у.т(Н2) Т КН КПИ энергии действующего производства – 0,120,19 0,210, кг у.т ЭН Энергоемкость ТДИМ 1,021,15 0,1310, м3(Н2) Потенциал резерва интенсивного энергосбережения кг у.т ПН2 0,83 2,02 0,2590, м3(Н2) действующего производства м3(СО2) VCO2 _ Н Совокупный выход СО2 в ТДИМ 2,262,56 1,001, кг у.т(Н2) К Н КПИ энергии ТДИМ – 0,320,36 0,660, На основании полученных расчетных данных 3. ПРОИЗВОДСТВО ВОДОРОДА видно, что производство водорода методом элек НА БАЗЕ ТЕРМИЧЕСКОГО РАЗЛОЖЕНИЯ тролиза и ПВК обладают значительными принци ПРИРОДНОГО ГАЗА пиальными возможностями энергосбережения и сокращения СО2, но даже при полном использова- Одним из перспективных способов получения нии этого принципиально возможного потенциала водорода из природного газа является его термиче экологически чистое производство водорода невоз- ское разложение [2, 3] при технологическом ис можно без изменения структуры действующего пользовании углеродной части.

энергетического комплекса.

Основным недостатком данного способа произ- ской эффективности действующих способов терми водства водорода является несовершенство дейст- ческого разложения природного газа представлены вующего оборудования для термического разложе- в табл. 2.

ния природного газа. Повышение энергетической эффективности про Низкие показатели энергетической эффектив- изводства водорода на базе термического разложе ности действующих реакторов для термического ния природного газа в первую очередь может быть разложения (получения продукта СВС - сажеводо- основано на технологическом использовании выде родной смеси) связаны с большими затратами энер- ляемого углерода и на создании более перспектив гоемкой электрической энергии в плазмотронах и ных с энергетической точки зрения способов полу значительными потерями, характерными для реге- чения продуктов термического разложения природ нераторов с насадкой. Характеристики энергетиче- ного газа (СВС). В соответствии с этим предлагает Таблица Регенератор с Показатель Обозначение Размерность Плазмотрон насадкой Приведенный удельный расход первичного кг у.т П. ПР bCВС 1,27 0, м3(Н2) топлива в производстве СВС КПИ производства СВС – 0,12 0, К СВС Приведенный удельный расход первичного топлива в производстве СВС кг у.т bCВС. ПР 0П 0,64 0, м3(Н2) в условиях ТДИМ плазмотрона и регенерато ра с насадкой КПИ производства СВС в условиях ТДИМ К СВС – 0,23 0, плазмотрона и регенератора с насадкой ся способ термического разложения природного газа в жидкометаллическом теплоносителе, идея которого разрабатывалась ВНИИПромгазом [4].

Предлагаемый способ [5] реализуется по схеме, изображенной на рис. 1. Схема состоит из подогре вателя углеводородного сырья 1, реакционной ка меры пиролиза углеводородного сырья 2, камеры нагрева промежуточного жидкометаллического теплоносителя 3, камеры ЭХА отходящих газов (ОГ) 4, подогревателя топлива и окислителя 5. В качестве рабочих сред на схеме показаны: углево дородное сырье 6, жидкий теплоноситель 7, про дукты пиролиза (СВС) 8, продукты сгорания 9, газовое топливо 10, окислитель 11, отходящие газы 12, природный газ для энергохимической аккумуля- Рис. 1. Способ термического разложения природного газа ции 13, вторичное топливо 14. в жидкометаллическом теплоносителе Для разработанной схемы проведены расчеты 0,0710,084 кг у.т/м3(Н2), а совокупный выход СО материальных и тепловых балансов в зависимости 0,1580,187 м3 (СО2)/кг у.т(Н2).

от степени обогащения окислителя кислородом КО Расчеты энергетических и экологических парамет и коэффициента расхода окислителя при сжига ров предлагаемой схемы производства водорода при нии топлива в нагревательной камере с целью полу работе в практических условиях показали, что энерго чения качественного вторичного топлива (ВТ). На емкость технологии производства водорода достигает базе полученных данных рассчитаны значения 0,138 кг у.т/м3(Н2), что в 2,8 раза меньше лучших дей энергоемкости технологии производства водорода и ствующих способов получения водорода, а совокуп совокупного выхода СО2 для ТДИМ.

ный выход СО2 равен 0,307 м3 (СО2)/кг у.т(Н2), что в Энергоемкость производства водорода в зависи 2,7 раза меньше эквивалентного количества по теп мости от КО2 и составляет 0, 0,084 кг у.т/м3(Н2), а совокупный выход СО2 в атмо- лоте сгорания природного газа и в 5,5 меньше луч сферу 0,0310,187 м3 (СО2)/кг у.т (Н2). Эти дан- ших действующих способов получения водорода.

ные были получены при полном использовании 4. ПРОИЗВОДСТВО ВОДОРОДА физической теплоты продуктов термического раз НА ОСНОВЕ ПРИРОДНОГО ГАЗА ложения природного газа и технологическом ис И КОМБИНИРОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ пользовании углерода.

В ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ С целью получения вторичного топлива, которое по пирометрическим характеристикам не уступает Для энергетически эффективного производства природному газу, в нагревательной камере необхо- водорода на металлургическом предприятии с пол димо использовать окислитель с КО2 0,6 при 0,6. ным циклом предлагается схема, представленная на При этом значение энергоемкости будет составлять рис. 2.

В предлагаемой модели производство водорода Создание комбинированной схемы базируется на характеризуется не затратами энергии, а крупно выделении водорода из СВС при использовании масштабным суммарным энергосберегающим эф углерода в качестве карбюризатора в кислородно фектом, который в условиях практической модели конвертерном производстве стали, увеличивая при достигает 5,98 кг у.т/м3(Н2), что более чем в 15 раз этом долю лома в металлошихте до 50-70 %. Это выше энергоемкости лучших действующих спосо позволит сократить долю использования энергоем бов производства водорода, а выделение СО2 в ат кого доменного чугуна. Безотходность комбиниро мосферу при производстве водорода может быть ванной схемы основана на переработке металлурги снижено почти на 11 м3(СО2)/кг у.т(Н2), что соот ческих шлаков в квалифицированную продукцию – ветствует снижению выхода СО2 в атмосферу по цементный клинкер (ЦК) и переработке конвертер сравнению с природным газом (эквивалентного по ных газов на протяжении всей плавки в ВТ на базе теплоте) более, чем в 13 раз.

ЭХА по схеме.

Существенно повышается энергетическая и эко логическая эффективность черной металлургии при комбинировании производства стали, водорода, цементного клинкера как в условиях получения СВС на базе жидкометаллических промежуточных теплоносителей, так и на базе плазмотронов. Рас четный суммарный энергосберегающий эффект комбинированного производства в первом случае составил 2746 % (соответственно при 50 % и 70 % лома) при сокращении совокупного диоксида угле рода 28,546,8 %, а во втором соответственно 18,836,8 % и 22,532 %.

ВЫВОДЫ На базе концепции интенсивного энергосбере жения, выступающей в качестве новой методологи ческой базы решения фундаментальных задач энер гетики теплотехнологии, проведен анализ энергети ческой и экологической эффективности действую щих и перспективных систем производств водорода в границах замкнутых теплотехнологических ком плексов. Разработана модель энергосберегающего и экологически эффективного крупномасштабного производства водорода на базе комбинирования технологических процессов и комплексного исполь зования природного газа в черной металлургии. В Рис. 2. Технологическая схема комбинированного произ- предлагаемой модели производство водорода харак водства водорода, стали, цементного клинкера и вторич теризуется не затратами энергии, а крупномасштаб ного топлива на предприятии черной металлургии ным суммарным энергосберегающим эффектом.

Производство водорода в условиях комбиниро вания технологических процессов предприятия чер- СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ ной металлургии характеризуется значительными 1. Ключников А.Д., Попов С.К. Диагноз энергетиче энергосберегающими и экологическими эффектами ской эффективности и прогноз резерва интенсивно при термическом разложении природного газа как го энергосбережения теплотехнологической систе на базе предложенной схемы производства СВС, так мы. М.: Изд. МЭИ, 1999. 70 с.

и на базе действующих плазмотронов.

2. Зайченко В.М., Шпильрайн Э.Э., Штеренберг Дополнительное производство водорода в пред В.Я. Водородная энергетика: современное состоя лагаемом комбинированном производстве может ние и направление дальнейшего развития // Тепло осуществляться на базе переработки получаемых энергетика. 2003. №5. С. 6167.



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |   ...   | 14 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.