Термодинамические данные реакций взаимодействия сплавов с водой и водным раствором едкого натра с учетом влияния давления, рассчитанные на полупериод реакции τ0,5 (авг-45)

Тип сплава	Температура среды в газогенераторе, tτ,°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.

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

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

По высоте уровня пульпы h определяют перегрев жидкости на дне аппарата. Скорость истечения парожидкостной смеси при адиабатном вскипании жидкости ν рассчитывают по изменению энтальпии. Действительная скорость истечения потока ν^* найдена по зависимости (2.9).

Формулу (2.9) применяют исходя из предположения, что относительный эффективный КПД подъемного канала рассчитывается по формуле

η_ое = φ². (3.11)

Средняя скорость течения потока в подъемном канале

ν_ср = 2/3·ν^*. (3.12)

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

Массу образовавшегося пара находят по уравнению

G" = Q^*/r; (3.13)

Q* = Q – Q_п, (3.14)

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

По массе пара определяют объем пароводяной смеси

V = G"/ρ", (3.15)

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

f_п.п = V"/ν_ср. (3.16)

Число Рейнольдса жидкости подъемного потока

Re = ν_ср ∙ d_п.п/ν, (3.17)

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

По числу Рейнольдса и уравнениям (3.3) - (3.8) находят действительное значение коэффициента L^*.

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

W^* = L^* ∙ ∆μ ∙ f_уд; (3.18)

V^*_Н2 = W^* ∙ f^*. (3.19)

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

f^* = 0,3·f_уд. (3.20)

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

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

h^* = V_п/F_ап, (3.21)

где V_п – объем пульпы, м³;

F_ап – площадь поперечного сечения аппарата, м².

V_п = V_пр + V_ж – V´_ж – V´_в , (3.22)

где V_пр – объем продуктов реакции, м³;

V_ж – объем жидкости, заливаемой в реактор, м³;

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

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

Для нормальной работы реактора должно быть выдержано условие

h^* ≈ h. (3.23)

Кратность циркуляции соответствует выражению

z = τ₁/τ, (3.24)

где τ₁ – время жизни одной частицы;

τ – время прохождения частицей циркуляционного контура

τ₁ = V"₁/(W∙f₁^*), (3.25)

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

f₁^* – средняя площадь реакционной поверхности частицы, м².

f₁^* = 0,5 · f₁, (3.26)

где f₁ – поверхность частицы, м².

Количество водорода, образующегося при взаимодействии частицы сплава с водой

V"₁ = ν_Н2 ∙ m₁, (3.27)

где ν_Н2 – объем газа, выделяющийся на единицу массы сплава, м³;

m₁ – масса частицы, кг.

m₁ = ρ ∙ V₁, (3.28)

где ρ – плотность сплава, кг/м³;

V₁ – объем частицы, м³;

τ = τ´ + τ", (3.29)

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

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

τ´ = h/ν_с. (3.30)

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

τ" = h/ν_ср. (3.31)

Для расчета отдельных периодов процесса следует использовать уравнение, заменяя при этом среднеарифметическую поверхность реакции 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 (2.1), (3.9) 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. После чего по таблицам теплофизических свойств выбирают температуру закипания воды, соответствующую Р_кр. Последнее значение соответствует температуре, развиваемой на реакционной поверхности.

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

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

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

3.4 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.

Приведенные материалы свидетельствуют о выполнении поставленных задач дипломной 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.