CC BY
17ХРАНЕНИЕ ВОДОРОДА
HYDROGEN STORAGE
Статья поступила в редакцию 09.09.13. Ред. рег. № 1747 The article has entered in publishing office 09.09.13 . Ed. reg. No. 1747
УДК 546.3-19'11+004.942
МОДЕЛИРОВАНИЕ РАБОТЫ ТЕРМОСОРБЦИОННОГО МЕТАЛЛОГИДРИДНОГО КОМПРЕССОРА С ИНТЕНСИФИКАЦИЕЙ ТЕПЛООБМЕНА
1 1 2 3 2
К.Б. Минко ,В.И. Артемов , М.С. Бочарников ', Б.П. Тарасов
Национальный исследовательский университет «МЭИ» 111250, Москва, ул. Красноказарменная, 14 Тел: (495) 6732157; e-mail: [email protected] 2Институт проблем химической физики РАН 142432, г. Черноголовка Московской обл., пр. акад. Семенова, д. 1 Тел./факс: (49652) 21743; e-mail: [email protected] 3ОАО «Специальное конструкторско-технологическое бюро по электрохимии с опытным заводом» 129226, Москва, ул. Сельскохозяйственная, 12 Тел./факс: (495) 7835058; e-mail: [email protected]
Заключение совета рецензентов: 15.09.13 Заключение совета экспертов: 20.09.13 Принято к публикации: 25.09.13
В работе представлена математическая модель процессов тепло- и массопереноса в металлогидридном компрессоре с использованием алюминиевого каркаса для интенсификации теплообмена. Показано, что использование алюминиевого каркаса может увеличить оптимальную толщину металлогидридной засыпки в 3 раза. Численно исследована работа металлогидрид-ных компрессоров с оптимальной толщиной засыпки как при использовании алюминиевого каркаса, так и без него.
Ключевые слова: математическое моделирование, тепломассообмен, водород, интерметаллид, гидрид, термокомпрессор водорода.
MODELING OF OPERATION OF THERMOSORPTION METALHYDRIDE COMPRESSOR WITH HEAT EXCHANGE INTENSIFICATION
K.B. Minko1, V.I. Artemov1, M.S. Bocharnikov2'3, B.P. Tarasov2
'National Research University «Moscow Power Engineering Institute» 14 Krasnokazarmennaya St., Moscow, 111250, Russia Tel.: (495) 6732157; e-mail: [email protected] 2Institute of Problems of Chemical Physics of the Russian Academy of Sciences 1 Academician Semyonov Ave., Chernogolovka, Moscow region, 142432, Russia Tel./fax: (49652) 21743; e-mail: [email protected] 3Open Joint-Stock Company «Special design engineering bureau in electrochemistry with experimental factory» 12 Selskokhozaystvennaya St., Moscow, 129226, Russia Tel./fax: (495) 7835058; e-mail: [email protected]
Referred: 15.09.13 Expertise: 20.09.13 Accepted: 25.09.13
Mathematical model of heat and mass transfer processes in thermosorption metal hydride compressor with aluminum framework for heat transfer enhancement is presented. It is shown that using aluminum framework one can increase the optimal thickness of the metal hydride bed in tree times. Results of numerical study of performance of thermosorption metal hydride compressor with optimum thickness bed with/without aluminum framework are presented.
Keywords: mathematical model, heat and mass transfer processes, hydrogen, intermetallide, hydride, hydrogen thermocompressor
Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология» № 10 (132) 2013 © Научно-технический центр «TATA», 2013
Введение
Водород в больших количествах потребляется в различных отраслях промышленности [1, 2] и рассматривается в качестве энергоносителя в водородной энергетике [3, 4]. В настоящее время активно ведется разработка его твердофазного хранения как перспективного способа аккумулирования и транспортировки. В основе таких систем лежит обратимое взаимодействие металлов или сплавов с водородом с образованием гидридных фаз. Предложены различные типы эффективно поглощающих материалов и металлогидридных систем аккумулирования водорода [5-7].
В настоящее время для компримирования водорода используются механические компрессоры, конкуренцию которым, особенно при использовании в специальной технике, могут составить современные металлогидридные термосорбционные компрессоры [8-12], имеющие ряд преимуществ, а именно:
- отсутствие движущихся частей,
- обеспечение высокой чистоты сжимаемого водорода,
- хорошие виброакустические характеристики,
- модульность.
Для создания эффективных металлогидридных термосорбционных компрессоров необходимы надежные математические модели для описания всего комплекса физико-химических процессов, протекающих в них. Данные модели могут использоваться как непосредственно для оптимизации конструкции таких устройств, так и выступать в качестве «репер-ных» моделей для разработки более простых инженерных методов расчета.
Одним из основных факторов, лимитирующих производительность металлогидридных систем, является низкая эффективность отвода/подвода тепла при сорбции/десорбции водорода. Так, например, в работе [13] данное обстоятельно продемонстрировано очень наглядно и показано, что проблема теплопередачи играет решающую роль при толщине ме-таллогидридной засыпки более 2 мм. В настоящее время для улучшения эффективности теплообмена широко применяются высокотеплопроводные каркасы из пеноматериалов [13-15], что позволяет увеличить эффективную теплопроводность примерно на порядок.
Настоящая работа посвящена численному исследованию работы одноступенчатого металлогидрид-ного компрессора с применением металлических матриц и оптимизации его режимных параметров.
Математическая модель
В работе используется математическая модель, которая ранее применялась для анализа процессов в системах хранения и очистки водорода [16-20]. Модель в основном схожа с моделями, используемыми
другими авторами [21-23], основное отличие ее заключается в способе определения эффективной теплопроводности системы, которая при наличии примесей сильно зависит от состава газовой смеси. Однако при анализе работы металлогидридного компрессора с применением металлических матриц для улучшения теплообмена, данное различие не является существенным, так как эффективная теплопроводность пористой среды, даже при наличии примесей в газовой фазе, будет практически полностью определяться эффективной теплопроводностью металлического каркаса. Для учета наличия металлического каркаса модель была незначительно модифицирована по аналогии с работами [15, 24]. Ниже приведены основные уравнения математической модели.
Для твердой фазы: уравнение сохранения массы
(1 -emh)
EAlPs.
dX Ыш
dt M„
-m ;
(1)
уравнение сохранения энергии
тЭГ
[Р0,мыСр,1,МН (1 еМН )еА + Р0,А1 Ср,1,А1 (1 ЕЛ
= v [( - е МН еЛ )УТ. ] + а щАщ ( - Т) +
+т[^ + ср,н (Тщ -Т)]. (2)
Для газовой фазы:
уравнение сохранения импульса в проекции на ось I
■дЦ (ЕМН е А1рХ ,1 ) +^ЕМН ЕЛ^Х А -ЕМН ЕЛ1 ^ ^ ,1 ) =
= -ЕMHЕAl (VP), EMH EA -jg Wg+£MHEAlPgg ,
i = x, y, z;
(3)
уравнение сохранения энергии
дт
Е MH EAlPgCp,g ~dtf + (mh eAlPgW = v(emheaiVTg)+asgAg (T -tg)-mc¡h (Tsg -Ts):
)VT; =
(4)
где ЕМН - пористость металлогидрида (т.е. доля пустот в единице объема, занятого только металлогидридом); ел - пористость металлического каркаса (т.е. доля пустот в единице объема, занятого только металлическим каркасом); р0 -истинная плотность фазы, кг/м3;
X - число моль связанного водорода в одном моль металла; ММе - молекулярная масса металла, кг/моль; МН - молекулярная масса атомарного водорода, кг/моль; т - объемная мощность источника массы водорода, кг/(м3с); Ср - удельная изобарная теплоем-
- с -
"✓/ЦС" Ж
э о т
з CL
International Scientific Journal for Alternative Energy and Ecology № 10 (132) 2013
© Scientific Technical Centre «TATA», 2013
кость фазы, Дж/(кг-К); Т - температура фазы, К; X - эффективная теплопроводность фазы, Вт/(м-К); р - давление, Па; а^ - коэффициент межфазной теплоотдачи, Вт/(м2-К); ср н, ср н- теплоемкость водорода в газовом и твердофазном состояниях, Дж/(кг-К); ^ -
вектор осредненной скорости газа в порах, м/с; А^ -удельная межфазная поверхность, м2/м3; к' - проницаемость, м2; АН ^ = -АН = Щ ^ (т^)- Н^ (т^) - теплота фазового перехода водорода из газообразного состояния в твердое, Дж/кг; ц - эффективная динамическая вязкость, Па с; gi - проекция ускорения свободного падения на /-ю ось, м/с2. Индексы «§» и относятся к газовой и твердой фазам, соответственно, а индекс <^» - к межфазной поверхности.
для сорбции
• ^ Л \ о M н I H
m=(1 -£mh )eMpo,MH ммме V ме
x exp
RT
ln
I Fj^ '
V Peq
(1 - X),
(7)
где Ca = 59,187 с-1; Ea = 21,170 кДж/моль H2; (H/Me)m = 6 [25]; X - доля прореагировавшего сплава; для десорбции
* = -C, MmhK^mh X
Me V /max
x exp
RT
X
(8)
Замыкающие соотношения
Для решения (1)-(4) необходимы дополнительные данные по теплопроводности системы, кинетике процессов сорбции/десорбции, межфазному теплообмену, пористости, проницаемости гетерогенной среды, удельной межфазной поверхности.
Для используемой «двухтемпературной» модели величины X*. и X* являются некоторыми эффективными характеристиками, которые в большинстве случаев отличаются от теплопроводности газа и твердой фазы, образующих пористую среду. В настоящей работе расчет Л*, и X* выполнялся следующим образом. Эффективная теплопроводность Л*. принималась равной теплопроводности водорода, а величина (1 - емнеА1) X* принималась равной теплопроводности металлического каркаса.
Межфазный коэффициент теплоотдачи рассчитывался по соотношению, рекомендованному в [20].
asgdp
Nu=-J— = 6, Red < 1,
(5)
где ёр - средний размер частиц металлогидрида, м.
Следует отметить, что при условиях, реализуемых в металлогидридных системах, как правило, выполняется практическое равенство температур фаз, поэтому некоторая неточность в значении числа Нуссельта в (5) не играет значительной роли.
Проницаемость определялась по соотношению [20]:
к = ■
емн dP
200 (1 -Емн )
(6)
Для определения объемной мощности сорбции/ десорбции водорода использовалась модель, предложенная в работе [25]:
где Cd = 9,57 с-1; Ed = 16,42 кДж/моль H2 [25].
Значение коэффициента динамической вязкости ц* соответствовало значению коэффициента динамической вязкости водорода.
Применительно к режимам работы компрессора допущение о том, что водород является идеальным газом, может нарушаться, однако для условий, рассматриваемых в настоящей работе, водород с хорошей точностью можно считать идеальным газом.
Процедура численного решения
Результаты исследований, представленные в настоящей работе, получены с использованием параллельной версии CFD-кода ANES [26-28], развиваемого на кафедре инженерной теплофизики НИУ МЭИ. В рамках работы пакет ANES использовался как удобная и универсальная программная среда, ориентированная на численное решение системы многомерных нестационарных уравнений переноса, описывающих совокупность процессов в гетерогенных средах. Не вдаваясь в подробности архитектуры ANES отметим, что она во многом аналогична архитектуре известных CFD-пакетов PHOENICS [29], FLUENT [30] и др. Для численного решения уравнений переноса используется консервативный метод контрольного объема, итерационная процедура нахождения согласованных полей скорости и давления основана на методе SIMPLE [31] и его модификациях. При решении всех представленных в настоящей работе задач были выполнены тесты на независимость решения от количества узлов в расчетной сетке и шага по времени.
Верификация математической модели
Ранее [16-20] представленная модель была использована для анализа процессов сорбции/десорбции водорода в системах хранения и очистки водорода в ОИВТ РАН. Верификация была выполнена для систем с использованием различных сплавов
Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология» № 10 (132) 2013 © Научно-технический центр «TATA», 2013
eq
типа ЛВ5 как при наличии, так и при отсутствии загрязняющих примесей в водороде [20]. Однако только для одного из реакторов было выполнено сравнение экспериментально измеренной температуры внутри реактора с рассчитанными значениями. При этом положение термопар внутри засыпки не было известно с достаточной точностью. Поэтому в настоящей работе выполнена дополнительная верификация модели на основе экспериментальных данных работы [32]. Результаты представлены на рис. 1 и демонстрируют разумное согласие рассчитанных и измеренных значений (г, г - координаты закладки термопар в работе [32]).
Рис. 1. Сравнение результатов расчета с экспериментальными данными [32]. Давление на входе 8 атм, температура охлаждающей жидкости 20 °C. Линия -результаты расчета, точки - экспериментальные данные Fig. 1. Comparison of calculation results with experimental data [32]. Pressure on entrance is 8 atm, temperature of coolant is 20 °C. Line - calculation, dots - experimental data
При наличии металлического каркаса для верификации модели были использованные данные, представленные в работе [15]. Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных представлено на рис. 2. Можно отметить хорошее согласие расчета и экспериментальных данных.
Рис. 2. Сравнение результатов расчета (сплошная линия) с экспериментальными данными [15] Fig. 2. Comparison of calculation results (solid line) with experimental data [15]
Постановка задачи
Общая схема металлогидридного компрессора, исследуемого в настоящей работе, представлена на рис. 3, а основные геометрические параметры - в табл. 1. Рассматриваются два варианта компрессора -с использованием алюминиевого каркаса и без него.
Рис. 3. Общая схема металлогидридного компрессора: 1 - металлогидрид и алюминиевая форма или металлогидрид Fig. 3. General scheme of metal hydride compressor: 1 - metal hydride and aluminum foam or metal hydride
Таблица 1
Основные геометрические параметры
Table 1
Basic geometrical parameters
Внутренний радиус засыпки гь мм 10
Внешний радиус засыпки г2, мм 13-130
Высота металлогидридной засыпки Н, мм 500
Высота полости над засыпкой, мм 100
В качестве сплава использовался Ьа№5. Для определения равновесного давления на экспериментальных изотермах использовалась кусочно-линейная интерполяция экспериментальных данных работы [32]. Для произвольной температуры Т равновесное давление ред определялось по соотношению, следующему из уравнения Вант-Гоффа:
f
Peq (T > Х) = Peq (T0> X)eXP
AH f 1 1
R 1 T T
(9)
Остальные характеристики сплава и алюминиевого каркаса представлены в табл. 2. Данные взяты из [15].
International Scientific Journal for Alternative Energy and Ecology № 10 (132) 2013
© Scientific Technical Centre «TATA», 2013
Таблица 2
Характеристики сплава и алюминиевого каркаса, используемые при моделировании
Table 2
Characteristics of alloy and aluminum framework used at simulation
Теплопроводность алюминиевого каркаса, Вт/(м-К) 10,9
Теплоемкость алюминиевого каркаса, Дж/(кг-К) 963
Плотность алюминиевого каркаса, кг/м3 2700
Пористость алюминиевого каркаса еА 0,91
Теплоемкость Ьа№5, Дж/(кг-К) 420
Плотность Ьа№5, кг/м3 8400
Пористость Ьа№5 емн 0,55
Диаметр частиц, мкм 10
Тепловой эффект, кДж/кг 30,1
На рис. 4 представлены зависимости количества отведенного тепла (кривые 1-2) на единицу внешней поверхности металлогидридной засыпки и максимальной доли Х10 (кривые 3-4) сплава, претерпевшего изменение, от толщины засыпки 8 (8 = г2 -г1) после 10 мин сорбции. Видно, что при 120 мм > 8 > 30 мм и 70 мм > 8 > 10 мм при наличии алюминиевого каркаса и без него, соответственно, количество отведенного тепла на единицу поверхности выходит практически на постоянное значение, однако при этом значение Х10 с увеличением 8 снижается.
С учетом полученных данных вопрос о выборе оптимальной толщины засыпки сводится к определению требований, предъявляемых к компрессору. Эффективность работы компрессора п определяется формулой:
П =
A
A
Qz Qmh + Qh
(10)
Время цикла работы моделируемого компрессора равнялось 20 мин. В течение первых 10 мин метал-логидридная засыпка охлаждалась (Twan = 20 °C) и происходила сорбция водорода при давлении на входе в систему 4 атм, потом входной клапан закрывался и система нагревалась (TwaU = 150 °C), при этом давление в системе повышалось. Как только давление достигало 40 атм, входной клапан открывался и происходила десорбция.
Результаты расчета
Первая серия расчетов была посвящена определению оптимальной толщины засыпки в случае использования алюминиевого каркаса и при его отсутствии. Для того чтобы сосредоточить внимание на процессах, происходящих в компрессоре, коэффициент теплоотдачи на внешней поверхности считался бесконечно большим, что соответствовало Twaa = const = Тш.
Q10, МДж/м5
10 9
1 ¡ 1 1 1 1 1 1 1
\ 1
~ i / ^ / - А 7 \
L.i. 1 1,1.1.
1
0,9
0,6
0,3
40
80
8, мм
120
Рис. 4. Зависимость Q10 (1,2) и Х10 (3,4) от б:
1, 3 - с алюминиевым каркасом;
2, 4 - без алюминиевого каркаса
Fig. 4. Dependence of Q10 (1,2) and X10(3,4) from б: 1, 3 - with aluminum framework; 2, 4 - without aluminum framework
где А - работа изоэнтропного сжатия, совершаемая компрессором, Дж; QE - суммарное количество теплоты, подводимое/отводимое от системы, Дж; 2мн -суммарное количество теплоты, необходимое для нагрева/охлаждения засыпки, Дж; ^Н2 - суммарное количество теплоты, выделяемое/поглощаемое при сорбции/десорбции водорода, Дж.
По причине того, что работа изоэнтропного сжатия А и суммарное количество теплоты, выделяемое/поглощаемое при сорбции/десорбции водорода QH2, пропорциональны разнице между максимальной и минимальной долей сплава, претерпевшего изменение ДХ, а Qмн - суммарное количество теплоты, необходимое для нагрева/охлаждения засыпки, от ДХ не зависит, то взаимосвязь п и ДХ имеет вид:
П
1
1 + //АХ
(11)
где / - некоторая функция, не зависящая от ДХ.
Производительность работы компрессора N (н.л./ч) определяется формулой:
N ~ FmhAX,
M№-3
(12)
где Умн- объем засыпки, м .
Для рассмотренных ранее систем с ростом 8 эффективность компрессора падает из-за уменьшения ДХ, однако при этом производительность N растет, так как увеличение объема засыпки происходит быстрее, чем падение ДХ. На рис. 5 представлена зависимость количества сорбируемого за 10 минут водорода УаЪв и массы металлогидрида Ммн в системе от толщины засыпки. Видно, что УаЪв зависит от толщины практически линейно, при этом масса засыпки возрастает пропорционально квадрату ее толщины. Стоит отметить, что незначительная разница между кривыми 3 и 4 вызвана тем, что при использовании
Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология» № 10 (132) 2013 © Научно-технический центр «TATA», 2013
алюминиевого каркаса количество металлогидрида при одинаковом объеме засыпки меньше, так как алюминиевый каркас занимает 9% объема.
Рис. 5. Зависимость Vabs(1, 2) и MMH(3, 4) от 5: 1, 3 - с алюминиевым каркасом; 2, 4 - без алюминиевого каркаса
Fig. 5. Dependence of Vate(1, 2) and MMH(3, 4) from 5: 1, 3 - with aluminum framework, 2, 4 - without aluminum framework
С учетом того, что ширина плато для сплава Ьа№5 равна АХ = 0,8, а максимальная емкость сплава при циклической сорбции/десорбции падает, оптимальной с точки зрения эффективности следует признать толщину засыпки в 30-40 мм с использованием алюминиевого каркаса и 10-15 мм - без него.
Далее рассмотрена работа двух компрессоров с толщиной засыпки 35 мм в случае использования алюминиевого каркаса (№2 1) и 10 мм - без его использования (№№ 2). Вначале проанализирована зависимость работы компрессора от условий нагрева/охлаждения. Результаты расчета показали, что для компрессора № 1 на внешней поверхности должно обеспечиваться значение коэффициента теплоотдачи, превышающее 7 кВт/(м2К), а для компрессора № 2 оно должно быть больше 2 кВт/(м2К).
При обеспечении указанных значений коэффициентов теплоотдачи основные интенсивные параметры компрессоров № 1 и № 2 практически совпадают, поэтому в дальнейшем представлены данные только для компрессора № 1. На рис. 6 показано изменение доли X прореагировавшего сплава и средней температуры засыпки (ауг в течение нескольких циклов работы компрессора.
На рис. 7 представлена зависимость средней производительности компрессора № 1 от давления десорбции в расчете на 1 кг сплава. Видно, что начиная с определенного давления сплав не успевает десор-бировать ранее поглощенное количество водорода и общая производительность компрессора падает.
Рис. 7. Зависимость средней производительности компрессора № 1 Nsp от давления десорбции в расчете на 1 кг сплава Fig. 7. Dependence of average productivity of the compressor № 1 Nsp on desorption pressure per 1 kg of alloy
Во всех проведенных расчетах размер частиц ме-таллогидрида был равным 10 мкм. Для засыпки с алюминиевым каркасом перепад давления при сорбции/десорбции большую часть времени цикла был примерно равен 1-2 кПа. Во многих работах [33-34] средний размер частиц сплава был меньше 10 мкм и мог достигать 3-6 мкм, что соответствует существенно меньшим значениям проницаемости. К сожалению, данные о проницаемости алюминиевого каркаса, наполненного металлогидридным порошком, отсутствуют, поэтому оценить влияние данного параметра можно только качественно.
Рис. 6. Зависимость X (1) и tavr (2) от времени Fig. 6. Dependence of X (1) and taw (2) on time
5 мкм,
Fig. 8. Dependence of X on time: 1 - dp=10 |jm, 2 - dp=5 |jm, 3 - dp=2 |jm
International Scientific Journal for Alternative Energy and Ecology № 10 (132) 2013
© Scientific Technical Centre «TATA», 2013
На рис. 8 представлено изменение X в течение цикла работы компрессора для трех значений проницаемости, рассчитанных по (6) и соответствующих размеру частиц 2, 5 и 10 мкм. Анализируя представленные данные можно сделать вывод о том, что при размере частиц выше 5 мкм перепад давления внутри засыпки практически не влияет на работу компрессора, однако при размере частиц 2 мкм влияние существенно и его необходимо учитывать.
Следует отметить, что в представленном анализе не учитывалось присутствие дополнительных конструкций (стенки компрессора, система охлаждения нагрева и т. д.). Оптимизация характеристик данных конструкций является практически важной задачей, так как в отличие от систем хранения/очистки водорода в циклически работающих устройствах, таких как металлогидридный компрессор, важным оказывается соотношение теплового эквивалента металло-гидрида и остальных конструкций реактора. Это связано с тем, что при работе компрессора температура в течение цикла меняется очень существенно (до 150°С). Поэтому уменьшение данного соотношения выгодно и является одним из способов повышения эффективности работы компрессора. Однако параметры оптимизации в значительной степени зависят от технических требований, предъявляемых к конструкции и режимам работы компрессора, и поэтому реальная оптимизация может проводиться только совместно с разработкой технического проекта компрессора.
(О
Выводы
3
Представлена математическая модель, описывающая работу металлогидридного компрессора с использованием алюминиевого каркаса для интенсификации теплообмена.
Показано, что использование алюминиевого каркаса может увеличить оптимальную толщину метал-логидридной засыпки в 3 раза с 10-15 до 30-40 мм, а, следовательно, повысить производительность единичного модуля компрессора.
Численно исследована работа металлогидридных компрессоров с оптимальной толщиной засыпки как при использовании алюминиевого каркаса, так и без него. Показано, что при использовании алюминиевого каркаса на внешней поверхности компрессора коэффициент теплоотдачи должен превышать 7 кВт/(м2-К),
а в случае отсутствия алюминиевого каркаса он должен быть выше
2 кВт/(м2-К).
Получена зависимость производительности компрессоров на единицу массы от давления на выходе.
Работа выполнена при поддержке РФФИ (проект 13-08-90741-мол_рф_нр) и ФЦП Минобрнауки (ГК № 14.740.11.1103 и № 14.516.11.0045).
Список литературы
1. Yan X. L., Hino R. (ed.). Nuclear hydrogen production handbook. CRC Press, 2011.
2. Balat M. Potential importance of hydrogen as a future solution to environmental and transportation problems // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2008. Vol. 33. No. 15. P. 4013-4029.
3. Mazloomi K., Gomes C. Hydrogen as an energy carrier: prospects and challenges // Renewable and Sustainable Energy Reviews. 2012. Vol. 16. No. 5. P. 3024-3033.
4. Тарасов Б.П., Лотоцкий М.В. Водородная энергетика: прошлое, настоящее, виды на будущее // Российский химический журнал. 2006. Т. 50. № 6. С. 5-18.
5. Тарасов Б.П., Лотоцкий М.В., Яртысь В.А. Проблема хранения водорода и перспективы использования гидридов для аккумулирования водорода // Российский химический журнал. 2006. Т. 50, № 6. С. 34-48.
6. Sakintuna B., Lamari-Darkrim F., Hirscher M. Metal hydride materials for solid hydrogen storage: a review // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2007. Vol. 32. No. 9. P. 1121-1140.
7. Tarasov B.P. Metal-hydride accumulators and generators of hydrogen for feeding fuel cells // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2011. Vol. 36. No. 1. P. 1196-1199.
8. Ivanovsky A.I. et al. Metal hydride thermosorption compressors with improved dynamic characteristics // Int. Journal of Hydrogen Energy. 1996. Vol. 21. No. 11. P. 1053-1055.
9. Muthukumar P., Prakash Maiya M., Srinivasa Murthy S. Experiments on a metal hydride based hydrogen compressor // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2005. Vol. 30. No. 8. P. 879-892.
10. Laurencelle F. et al. Integrated electrolyser -metal hydride compression system // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2006. Vol. 31. No. 6. P. 762-768.
11. Laurencelle F. et al. Experimental study on a metal hydride based hydrogen compressor // Journal of Alloys and Compounds. 2009. Vol. 475. No. 1. P. 810816.
12. Бочарников М.С., Яненко Ю.Б., Тарасов Б.П. Металлогидридный термосорбционный компрессор водорода высокого давления // Альтернативная энергетика и экология - ISJAEE. 2012. № 12. С. 18-23.
13. Supper W., Groll M., Mayer U. Reaction kinetics in metal hydride reaction beds with improved heat and mass transfer // Journal of the Less-Common Metals. 1984. Vol. 104. No. 2. P. 279-286.
14. Boomsma K., Poulikakos D., Zwick F. Metal foams as compact high performance heat exchangers // Mechanics of Materials. 2003. Vol. 35. No. 12. P. 11611176.
15. Laurencelle F., Goyette J. Simulation of heat transfer in a metal hydride reactor with aluminum foam // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2007. Vol. 32. No. 14. P. 2957-2964.
Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология» № 10 (132) 2013 © Научно-технический центр «TATA», 2013
16. Артемов В.И., Лазарев Д.О., Яньков Г.Г., Бор-зенко В.И., Дуников Д.О., Малышенко С.П. Влияние неабсорбируемых газовых примесей на процессы теплообмена в металлогидридных устройствах для аккумулирования и очистки водорода // Теплофизика высоких температур. 2004. Т. 42. № 6. С. 972-979.
17. Artemov V.I., Yankov G.G., Lazarev D.O., Borzenko V.I., Dunikov D.O., Malyshenko S.P. Numerical simulation of the processes of heat and mass transfer in metal-hydride accumulators of hydrogen // Heat Transfer Research. 2004. Vol. 35. Issue 1&2. P. 140-156.
18. Боровских О.В., Лазарев Д.О., Яньков Г.Г., Артемов В.И. Эффективность оребрения активного объема металлогидридного реактора // Теплоэнергетика. 2009. № 3. С. 53-56.
19. Minko K.B., Artemov V.I., Yan'kov G.G.. Numerical simulation of sorption/desorption processes in metal-hydride systems for hydrogen storage and purification. Part I: Development of a mathematical model // Int. J. Heat Mass Transfer (2013), http://dx.doi.org/10.1016/ j.ijheatmasstransfer.2013.09.056.
20. Minko K.B., Artemov V.I., Yan'kov G.G. Numerical simulation of sorption/desorption processes in metal-hydride systems for hydrogen storage and purification. Part II: Verification of the mathematical model // Int. J. Heat Mass Transfer (2013), http: //dx.doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.09.057.
21. Choi H., Mills A.F. Heat and mass transfer in metal hydride beds for heat pump applications // Int. Journal of Heat and Mass Transfer. 1990. Vol. 33. No. 6. P. 1281-1288.
22. Jemni A., Nasrallah S.B. Study of two-dimensional heat and mass transfer during desorption in a metal-hydrogen reactor // Int. Journal of Hydrogen Energy. 1995. Vol. 20. No. 11. P. 881-891.
23. Nakagawa T., Inomata A., Aoki H., Miura T. Numerical analysis of heat and mass transfer characteristics in the metal hydride bed // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2000. Vol. 25. No. 4. P. 339-350.
24. Mellouli S. et al. Hydrogen storage in metal hydride tanks equipped with metal foam heat exchanger // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2009. Vol. 34. No. 23. P. 9393-9401.
25. Mayer U., Groll M., Supper W. Heat and mass transfer in metal hydride reaction beds: experimental and theoretical results // Journal of the Less-Common Metals. 1987. Vol. 131. No. 1. P. 235-244.
26. Артемов В.И., Муров А.Г., Шиков В.К., Янь-ков Г.Г. Система автоматизации численного эксперимента ANES: Идеология и архитектура // Препринт № 8-247. М.: ИВТАН, 1988.
27. Артемов В.И., Макаров М.В., Муров А.Г. и др. Численное моделирование процессов тепломас-сопереноса в системе ANES/PC // Тепломассообмен - ММФ-92. Вычислительный эксперимент в задачах тепломассообмена и теплопередачи. Минск: АНК «ИТМО им. А.В. Лыкова» АНБ, 1992. Т. 9. Ч. 1. С. 3.
28. Артемов В.И., Яньков Г.Г., Карпов В.Е., Макаров М.В. Численное моделирование процессов тепло- и массообмена в элементах теплотехнического и энергетического оборудования // Теплоэнергетика. 2000. № 7. С. 52.
29. CFD Code Phoenics: http://www.cham.co.uk.
30. FLUENT Flow Modeling Software: http ://www.fluent.com/software/fluent/.
31. Патанкар С. Численные методы решения задач теплообмена и динамики жидкости: Пер. с англ. М.: Энергоатомиздат, 1984.
32. Jemni A., Nasrallah S. B., Lamloumi J. Experimental and theoretical study of a metal-hydrogen reactor // Int. Journal of Hydrogen Energy. 1999. Vol. 24. No. 7. P. 631-644.
33. Hahne E., Kallweit J. Thermal conductivity of metal hydride materials for storage of hydrogen: experimental investigation // Int. Journal of Hydrogen Energy. 1998. Vol. 23. No. 2. P. 107-114.
34. Smith K.C., Fisher T.S. Models for metal hydride particle shape, packing, and heat transfer // Int. Journal of Hydrogen Energy. 2012. Vol. 37. No. 18. P. 1341713428.
International Scientific Journal for Alternative Energy and Ecology № 10 (132) 2013
© Scientific Technical Centre «TATA», 2013
