Optimización del diseño de un magnesio.

Scientific Reports volumen 12, número de artículo: 13436 (2022) Citar este artículo

5345 Accesos

12 citas

125 altmétrico

Detalles de métricas

Los hidruros metálicos (MH) son conocidos como uno de los grupos de materiales más adecuados para el almacenamiento de energía de hidrógeno debido a su gran capacidad de almacenamiento de hidrógeno, baja presión de funcionamiento y alta seguridad. Sin embargo, su lenta cinética de absorción de hidrógeno disminuye significativamente el rendimiento del almacenamiento. Una eliminación más rápida del calor del almacenamiento de MH puede desempeñar un papel esencial para mejorar su tasa de absorción de hidrógeno, lo que resulta en un mejor rendimiento del almacenamiento. En este sentido, el presente estudio tiene como objetivo mejorar el rendimiento de la transferencia de calor para impactar positivamente la tasa de absorción de hidrógeno de los sistemas de almacenamiento de MH. Primero se diseña y optimiza una nueva bobina semicilíndrica para el almacenamiento de hidrógeno y se integra como un intercambiador de calor interno con aire como fluido de transferencia de calor (HTF). Se analiza el efecto de nuevas configuraciones de intercambiadores de calor y se compara con la geometría de serpentín helicoidal normal, en función de varios tamaños de paso. Además, los parámetros operativos del almacenamiento de MH y HTF se investigan numéricamente para obtener valores óptimos. ANSYS Fluent 2020 R2 se utiliza para las simulaciones numéricas. Los resultados de este estudio demuestran que el rendimiento del almacenamiento de MH mejora significativamente mediante el uso de un intercambiador de calor de serpentín semicilíndrico (SCHE). La duración de la absorción de hidrógeno se reduce en un 59% en comparación con un intercambiador de calor de serpentín helicoidal normal. El paso de bobina más bajo de SCHE conduce a una reducción del 61% del tiempo de absorción. En términos de parámetros operativos para el almacenamiento de MH con SCHE, todos los parámetros seleccionados proporcionan una mejora importante en el proceso de absorción de hidrógeno, especialmente la temperatura de entrada del HTF.

Se está produciendo a escala mundial un alejamiento de los recursos energéticos basados en combustibles fósiles hacia formas de energía renovables. Dado que muchas formas de energía renovable proporcionan electricidad de forma dinámica, se requiere almacenamiento de energía para equilibrar la carga. El almacenamiento de energía basado en hidrógeno está recibiendo mucha atención para este fin, sobre todo porque el hidrógeno puede emplearse como combustible alternativo y medio de almacenamiento de energía "verde", debido a sus características y portabilidad1. Además, el hidrógeno también ofrece una mayor capacidad energética por masa en comparación con los combustibles fósiles2. Hay cuatro tipos principales de almacenamiento de energía de hidrógeno: gas comprimido, almacenamiento subterráneo, almacenamiento líquido y almacenamiento sólido. El gas de hidrógeno comprimido es el principal tipo que se ha utilizado en vehículos de pila de combustible, como autobuses y montacargas. Sin embargo, este almacenamiento proporciona una baja densidad volumétrica de hidrógeno (alrededor de 0,089 kg/m3) y presenta problemas de seguridad con respecto a la alta presión operativa3. El almacenamiento líquido almacenará hidrógeno en forma líquida, basándose en el proceso de conversión a baja temperatura y presión ambiental. Sin embargo, se pierde alrededor del 40% de energía durante el proceso de licuefacción. Además, esta técnica también es conocida por su mayor consumo de energía y su consumo de tiempo en comparación con la técnica de almacenamiento sólido4. El almacenamiento sólido es una opción viable para la economía del hidrógeno que almacena hidrógeno combinándolo con materiales sólidos mediante absorción y liberando hidrógeno mediante desorción5. El hidruro metálico (MH) es una de las tecnologías de almacenamiento de materiales sólidos que recientemente ha atraído un gran interés en las aplicaciones de pilas de combustible debido a que tiene una alta capacidad de hidrógeno, una baja presión operativa y un bajo costo en comparación con el almacenamiento líquido, tanto para aplicaciones estacionarias como móviles6. 7. Además, los materiales MH también ofrecen un rendimiento seguro como almacenamiento eficiente de alto volumen8. Sin embargo, existe un problema que limita el rendimiento de MH: los reactores de MH sufren de una baja conductividad térmica9, lo que resulta en una lenta absorción y desorción de hidrógeno.

La transferencia adecuada de calor durante las reacciones exotérmicas y endotérmicas es la clave para mejorar el rendimiento del reactor MH. Para el proceso de carga de hidrógeno, el calor generado debe eliminarse del reactor para controlar el flujo de carga de hidrógeno a la velocidad deseada con la máxima capacidad de almacenamiento10. Por el contrario, se requiere calor para mejorar la tasa de liberación de hidrógeno durante el proceso de descarga. Para mejorar el rendimiento de la transferencia de calor y masa, muchos investigadores han estudiado el diseño y la optimización en función de varios factores, incluidos los parámetros operativos, la estructura de MH y la optimización de MH11. La optimización de MH se puede realizar agregando materiales de alta conductividad térmica, como espumas metálicas, al lecho de MH12,13. Con este método, la conductividad térmica efectiva se puede aumentar de 0,1 a 2 W/mK10. Sin embargo, la adición de material sólido reduce significativamente la capacidad del reactor MH. Para los parámetros operativos, se pueden lograr mejoras optimizando las condiciones operativas iniciales del lecho MH y el fluido caloportador (HTF). La estructura del MH puede optimizarse mediante la geometría del reactor y la disposición de los diseños del intercambiador de calor14. En términos de configuración del intercambiador de calor del reactor MH, los enfoques se pueden clasificar en dos tipos. Se trata de un intercambiador de calor interno, que está integrado en el lecho MH, y un intercambiador de calor externo, como aletas, camisa de refrigeración y baño de agua, que cubren el lecho MH15. Para el intercambiador de calor externo, Kaplan16 analizó el rendimiento de un reactor MH empleando agua de refrigeración como camisa para reducir la temperatura dentro del reactor. Los resultados se compararon con un reactor con 22 aletas circulares y otro reactor que enfría por convección natural. Afirmaron que tener una camisa de enfriamiento reducía significativamente la temperatura de MH, lo que resultaba en una mejor tasa de absorción. El estudio numérico del reactor MH con camisa de agua de Patil y Gopal17 indicó que la presión y la temperatura del suministro de hidrógeno del HTF son los parámetros clave para afectar las tasas de absorción y desorción de hidrógeno.

Aumentar el área de transferencia de calor mediante la adición de aletas e intercambiadores de calor integrados dentro de los MH es clave para mejorar las características de transferencia de calor y masa que conducen a la mejora del rendimiento del almacenamiento de los MH18. Se han desarrollado varias configuraciones de intercambiadores de calor internos (tubo recto y tubo de serpentín helicoidal) para hacer circular el fluido refrigerante por todo el reactor MH19,20,21,22,23,24,25,26. Con un intercambiador de calor interno, el fluido de enfriamiento o calentamiento transferirá calor local dentro del reactor MH durante los procesos de sorción de hidrógeno. Raju y Kumar27 emplearon varios tubos rectos como intercambiadores de calor para mejorar el rendimiento de MH. Sus resultados indicaron que el tiempo de absorción se redujo cuando se utilizaron tubos rectos como intercambiadores de calor. De manera similar, el uso de un tubo recto también redujo el tiempo de desorción del hidrógeno28. Un mayor caudal de fluido refrigerante aumenta las tasas de carga y descarga de hidrógeno29. Sin embargo, aumentar el número de tubos de refrigeración afecta positivamente el rendimiento del MH más que el caudal del fluido de refrigeración30,31. Raju et al.32 investigaron el rendimiento de intercambiadores de calor multitubulares dentro del reactor utilizando LaMi4.7Al0.3 como materiales MH. Informaron que los parámetros operativos afectan significativamente el proceso de absorción, especialmente la presión de suministro, seguida por el caudal de HTF. Sin embargo, se encontró que la temperatura de absorción era menos significativa.

El rendimiento de los reactores MH se mejoró aún más mediante la utilización de un intercambiador de calor de serpentín helicoidal, ya que mejora la transferencia de calor en comparación con los tubos rectos. Esto se debe a las circulaciones secundarias que resultan en una mejor eliminación del calor del reactor25. Además, el tubo helicoidal proporciona más superficie para la eliminación de calor del lecho de MH al fluido refrigerante. Este método también produce una distribución más uniforme de los tubos de transferencia de calor cuando están integrados dentro del reactor33. Wang et al.34 estudiaron el efecto de la duración de la absorción de hidrógeno añadiendo una bobina helicoidal en el reactor MH. Sus resultados indicaron que el tiempo de absorción disminuyó al aumentar el coeficiente de transferencia de calor del fluido caloportador. Wu et al.25, estudiaron el rendimiento de un reactor MH basado en Mg2Ni y un intercambiador de calor de serpentín helicoidal. Su estudio numérico mostró una reducción en el tiempo de reacción. La mejora del mecanismo de transferencia de calor en un reactor MH se basa en una relación más pequeña entre el paso helicoidal y el diámetro helicoidal y el paso adimensional. El estudio experimental del uso de una bobina helicoidal como intercambiador de calor interno realizado por Mellouli et al.21 demostró que la temperatura inicial del HTF afecta significativamente la mejora de los tiempos de absorción y desorción de hidrógeno. La combinación de varios intercambiadores de calor internos ha sido realizada mediante varios estudios. Eisapour et al.35 estudiaron el almacenamiento de MH empleando un intercambiador de calor de serpentín helicoidal junto con un tubo de retorno central para mejorar el proceso de absorción de hidrógeno. Sus resultados indicaron que un tubo helicoidal junto con un tubo de retorno central mejoraron significativamente el intercambio de calor entre el fluido refrigerante y el MH. Un paso más bajo del tubo helicoidal y un diámetro de tubo más alto aumentaron la tasa de transferencia de calor y masa. Ardahaie et al.36, emplearon planos de tubos en espiral planos como intercambiador de calor para mejorar la transferencia de calor dentro de un reactor. Informaron que la duración de la absorción se redujo al aumentar el número de planos de tubos en espiral planos. La combinación de varios intercambiadores de calor internos ha sido realizada mediante varios estudios. Dhaou et al.37 mejoraron el rendimiento del MH empleando un intercambiador de calor de serpentín helicoidal y aletas. Sus resultados mostraron que esta técnica reduce el tiempo de recarga de hidrógeno, lo que supone una reducción del doble en comparación con sin aletas. La aleta anular se incorporó al tubo de enfriamiento y se incrustó dentro del reactor MH38. Los resultados de este estudio mostraron que esta técnica combinada obtiene una transferencia de calor más uniforme en comparación con el reactor MH sin utilizar aletas. Sin embargo, la combinación de varios intercambiadores de calor afectará negativamente a los parámetros gravimétricos y volumétricos del reactor MH. Wu et al.18 realizaron una comparación de diferentes configuraciones de intercambiadores de calor. Estos incluían un tubo recto, aletas y una bobina helicoidal. Los autores informaron que la bobina helicoidal tiene los mejores efectos en las mejoras en la transferencia de calor y masa. De manera similar, un tubo de doble bobina tiene un mejor efecto en la mejora de la transferencia de calor en comparación con un tubo recto, un tubo en espiral y un tubo recto que incorpora un tubo en espiral39. El estudio de Sekhar et al.40 demostró que utilizando un serpentín helicoidal como intercambiador de calor interno y una camisa de enfriamiento externa con aletas se obtenía una mejora similar en la absorción de hidrógeno.

Según el ejemplo mencionado anteriormente, el uso de un serpentín helicoidal como intercambiador de calor interno ofrece una mejor transferencia de calor y masa en comparación con otros intercambiadores de calor, especialmente de tubos rectos y aletas. Por lo tanto, el objetivo de este estudio es desarrollar aún más una bobina helicoidal para aumentar el rendimiento de transferencia de calor. En primer lugar, se ha desarrollado una nueva bobina semicilíndrica a partir de la bobina helicoidal tradicional para el almacenamiento de MH. La expectativa de este estudio es mejorar el rendimiento del almacenamiento de hidrógeno debido a la estructura de un novedoso intercambiador de calor que proporciona una mejor disposición del área de transferencia de calor al considerar el volumen constante del lecho MH y el tubo HTF. Luego se compara el rendimiento de almacenamiento de este novedoso intercambiador de calor con el de un intercambiador de calor de serpentín helicoidal normal basado en varios pasos de serpentín. Según la literatura disponible, las condiciones de operación y el paso de la bobina son los principales factores que afectan el rendimiento del reactor MH. Para optimizar el diseño de este novedoso intercambiador de calor, se investiga el efecto del paso del serpentín sobre el tiempo de absorción de hidrógeno y el volumen de MH. Además, para comprender la relación entre una nueva bobina semicilíndrica y las condiciones de operación, los objetivos secundarios de este presente estudio son investigar el rendimiento del reactor en función de varios rangos de parámetros operativos e identificar un valor apropiado para cada parámetro operativo.

El rendimiento del almacenamiento de energía del hidrógeno en este estudio se investiga basándose en dos configuraciones de intercambiador de calor (incluido un tubo helicoidal para los casos 1 a 3 y un tubo semicilíndrico para los casos 4 a 6) y un análisis de sensibilidad de los parámetros operativos. En primer lugar se examina el rendimiento de un reactor MH basándose en el tubo helicoidal como intercambiador de calor. Tanto el tubo HTF como la carcasa exterior del reactor MH están hechos de acero inoxidable. Cabe señalar que el tamaño del reactor MH y el diámetro del tubo HTF es constante en todos los casos, mientras que los tamaños de paso del HTF varían. En esta sección, se analiza el impacto de los tamaños de paso de las bobinas HTF. La altura y el diámetro exterior del reactor son 110 mm y 156 mm, respectivamente. El diámetro del tubo HTF se fija en 6 mm. El detalle sobre un diagrama esquemático de reactores MH con un tubo helicoidal y dos tubos semicilíndricos se puede encontrar en la sección Suplementaria.

La Figura 1a presenta los reactores MH con tubo helicoidal y sus dimensiones. Todos los parámetros geométricos se proporcionan en la Tabla 1. El volumen total del tubo helicoidal y el volumen de MH son aproximadamente 100 cm3 y 2000 cm3, respectivamente. Desde este reactor MH, se inyecta aire en forma de HTF desde la parte inferior al reactor poroso de MH a través de un tubo helicoidal, mientras que se inyecta hidrógeno desde la superficie superior del reactor.

Características de geometrías seleccionadas para reactores de hidruro metálico. (a) Con intercambiador de calor de tubos helicoidales, y (b) con intercambiador de calor de tubos semicilíndricos.

En la segunda parte, se investiga el rendimiento del reactor MH basándose en los tubos semicilíndricos como intercambiadores de calor. La Figura 1b muestra los reactores MH con dos tubos semicilíndricos y sus dimensiones. La Tabla 1 presenta todos los parámetros geométricos para un tubo semicilíndrico que se mantienen constantes, excepto los tamaños de paso. Cabe señalar que el tubo semicilíndrico del caso 4 se diseñó considerando el volumen constante del tubo HTF y las aleaciones MH del tubo helicoidal (caso 3). Con respecto a la Fig. 1b, también se inyecta aire desde la parte inferior para ambos tubos semicilíndricos de HTF, mientras que el hidrógeno se inyecta desde la dirección opuesta del reactor MH.

Debido al nuevo diseño del intercambiador de calor, el objetivo de esta sección es identificar valores iniciales apropiados para los parámetros de operación del reactor MH que se incorpora con SCHE. En todos los casos, se emplea aire como HTF para eliminar el calor del reactor. Entre los HTF, el aire y el agua se seleccionan comúnmente como HTF para el reactor MH debido a que tienen un bajo costo y un menor impacto ambiental. Debido al alto rango de temperatura de funcionamiento de la aleación a base de magnesio, se selecciona aire como HTF para el presente estudio. Además, también tiene mejores características de flujo en comparación con otros metales líquidos y sales fundidas41. La Tabla 2 representa las propiedades del aire a 573 K. Para el análisis de sensibilidad, solo se aplica a esta sección la mejor configuración del caso de rendimiento MH-SCHE (entre el caso 4 y el caso 6). Esta sección se evalúa en función de varios parámetros operativos, incluida la temperatura inicial del reactor MH, la presión de carga de hidrógeno, la temperatura de entrada de HTF y el número de Reynolds, que se calcula cambiando la velocidad del HTF. Todos los parámetros operativos para el análisis de sensibilidad se incluyen en la Tabla 3.

Esta sección describe todas las ecuaciones rectoras necesarias para el proceso de absorción de hidrógeno, flujo turbulento y transferencia de calor del fluido caloportador.

Para simplificar la solución de la reacción de absorción de hidrógeno, se hacen y proporcionan las siguientes suposiciones;

Durante el proceso de absorción, las propiedades termofísicas del hidrógeno y del hidruro metálico son constantes40.

La transferencia de calor por radiación se desprecia en el reactor de hidruro metálico42.

El hidrógeno se considera un gas ideal, por lo que se consideran condiciones de equilibrio térmico local43,44.

El efecto del gradiente de presión de la inyección de hidrógeno es insignificante45.

donde \({L}_{gas}\) es el radio del tanque y \({L}_{heat}\) es la altura axial del tanque. El flujo de hidrógeno en el tanque se puede omitir en la simulación sin obtener un error significativo cuando N es menor que 0,0146. Según este estudio, N es muy inferior a 0,1. Por tanto, el efecto de los gradientes de presión es insignificante.

Las paredes del reactor en todos los casos están bien aisladas. Por tanto, no hay transferencia de calor entre el reactor y el ambiente47.

Las aleaciones a base de magnesio son conocidas por tener propiedades de hidrogeneración favorables, así como una alta capacidad de almacenamiento de hidrógeno, de hasta 7,6% en peso8. En términos de aplicaciones de almacenamiento de hidrógeno en estado sólido, estas aleaciones también se conocen como materiales livianos. Además, también tienen una excelente resistividad al calor y una buena reciclabilidad8. Entre varias aleaciones a base de magnesio, las aleaciones de magnesio y níquel basadas en Mg2Ni son una de las opciones más adecuadas para el almacenamiento de MH debido a la capacidad de almacenamiento de hidrógeno que puede ser de hasta el 6% en peso. Las aleaciones de Mg2Ni también proporcionan una cinética de procesos de absorción y desorción más rápida en comparación con el hidruro de magnesio48. Por lo tanto, en este estudio se selecciona Mg2Ni como material de hidruro metálico.

La ecuación energética se expresa en base al equilibrio térmico entre el hidrógeno y el hidruro de Mg2Ni como25:

donde la capacidad calorífica efectiva y la conductividad están dadas como:

La reacción de hidrogenación del lecho de Mg2Ni (\(\Delta H\)) se determina como:

X es la cantidad de absorción de hidrógeno en la superficie del metal en \(wt\%\) que se calcula a partir de la ecuación cinética en el proceso de absorción \(\frac{dX}{dt}\) de la siguiente manera49:

donde \({C}_{a}\) denota la velocidad de reacción y \({E}_{a}\) se refiere a la energía de activación. \({P}_{a,eq}\) es la presión de equilibrio dentro del reactor de hidruro metálico para el proceso de absorción la cual se determina usando la ecuación de Van't Hoff de la siguiente manera25:

donde \({P}_{ref}\) es la presión de referencia de 0,1 MPa. \(\Delta H\) y \(\Delta S\) son la entalpía de reacción y la entropía de reacción, respectivamente. Las propiedades de las aleaciones de Mg2Ni y el hidrógeno se proporcionan en la Tabla 4. Puede encontrar una lista de nomenclaturas en la sección complementaria.

El flujo de fluido se considera turbulento debido a su velocidad y al número de Reynolds (Re), que son 78,75 ms−1 y 14.000, respectivamente. En el presente estudio se selecciona el modelo de turbulencia k – ε realizable. Se observó que este método proporciona más precisión en comparación con otros métodos k–ε y también proporciona menos tiempo de cálculo que el método RNG k–ε50,51. Los detalles sobre la ecuación rectora del fluido de transferencia de calor se pueden encontrar en la sección complementaria.

En el momento inicial, se aplican condiciones uniformes para la temperatura dentro del reactor MH con una concentración promedio de hidrógeno de 0,043. Se supone que el límite exterior del reactor MH está bien aislado. Las aleaciones a base de magnesio generalmente requieren una temperatura de funcionamiento alta para que la reacción almacene y libere el hidrógeno del reactor. Para el Mg2Ni, esta aleación requiere un rango de temperatura de 523 a 603 K para lograr la máxima absorción y un rango de temperatura de 573 a 603 K para completar la desorción52. Sin embargo, el estudio experimental de Muthukumar et al.53 demostró que utilizando la temperatura de funcionamiento de 573 K se podría alcanzar la capacidad máxima de almacenamiento de hidrógeno del almacenamiento de Mg2Ni, que es igual a su capacidad teórica. Por lo tanto, se selecciona la temperatura de 573 K para la temperatura inicial del reactor MH en el presente estudio.

En la carcasa del reactor:

En la entrada del fluido caloportador

En la salida del fluido caloportador

Se establecen varios tamaños de cuadrícula para verificar y lograr resultados confiables. La temperatura promedio en ubicaciones seleccionadas para el proceso de absorción de hidrógeno de cuatro números de elementos diferentes se proporciona en la Fig. 2. Vale la pena mencionar que solo se selecciona un caso para cada configuración para las verificaciones de independencia de la red debido a que tienen geometrías similares. Los mismos métodos de mallado se aplican a otros casos. Por tanto se elige el caso 1 para el tubo helicoidal y el caso 4 para el tubo semicilíndrico. La Figura 2a,b demuestra la temperatura promedio en el reactor del caso 1 y 4, respectivamente. Las tres ubicaciones seleccionadas representan el contorno de temperatura del lecho en las partes superior, media e inferior del reactor. A partir de los contornos de temperatura en las ubicaciones seleccionadas, la temperatura promedio se vuelve estable y muestra cambios menores en los números de elementos de 428,891 y 430,599 para el caso 1 y el caso 4, respectivamente. Por lo tanto, estos tamaños de cuadrícula se seleccionan para cálculos computacionales adicionales. Los detalles sobre la temperatura promedio del lecho para el proceso de absorción de hidrógeno para varios tamaños de malla y las rejillas sucesivamente refinadas para estos dos casos se pueden encontrar en la sección Suplementaria.

Temperatura promedio del lecho en la ubicación seleccionada para el proceso de absorción de hidrógeno en el reactor de hidruro metálico bajo varios números de rejilla. (a) Temperatura promedio en el lugar de selección para el caso 1, y (b) temperatura promedio en el lugar seleccionado para el caso 4.

El reactor de hidruro metálico a base de magnesio de este presente estudio está validado frente a resultados experimentales de Muthukumar et al.53. En su estudio, emplearon una aleación de Mg2Ni para almacenar hidrógeno con un tubo de acero inoxidable. Las aletas de cobre se utilizaron para mejorar la transferencia de calor dentro del reactor. La Figura 3a muestra la comparación de la temperatura promedio del lecho para el proceso de absorción entre el estudio experimental y el presente estudio. Las condiciones de operación seleccionadas de este experimento son 573 K para la temperatura inicial de MH y 2 MPa para la presión de suministro. Según la Fig. 3a, se muestra claramente que existe una buena concordancia entre estos resultados experimentales y los actuales en términos de la temperatura promedio del lecho.

Modelo de validación. (a) Validación del código del reactor de hidruro metálico de Mg2Ni mediante la comparación del presente estudio y trabajos experimentales de Muthukumar et al.52, y (b) estudio de validación del modelo de turbulencia en tubo helicoidal mediante la comparación del presente estudio y Kumar et al. .54.

Para validar el modelo de turbulencia, los resultados de este presente estudio se comparan con los resultados experimentales de Kumar et al.54, con el fin de validar el modelo de turbulencia seleccionado. Kumar et al.54, estudiaron el flujo turbulento en un intercambiador de calor helicoidal de tubo dentro de tubo. Se empleó agua como fluido frío y caliente que se inyectó desde direcciones opuestas. La temperatura de los fluidos frío y caliente fue de 323 K y 300 K, respectivamente. El número de Reynolds para el fluido caliente varió de 3100 a 5700 y de 21 000 a 35 000 para el fluido frío. El número de Dean para el fluido caliente fue de 550 a 1000 y de 3600 a 6000 para el fluido frío. El diámetro del tubo interior (para fluido caliente) y del tubo exterior (para fluido frío) fue de 0,0254 my 0,0508 m, respectivamente. El diámetro y el paso de la bobina helicoidal fueron de 0,762 my 0,100 m. La Figura 3b muestra la comparación de los resultados experimentales y actuales en términos de varios números de Nusselt y números de Dean para fluido caliente en el tubo interior. Se realizaron tres modelos turbulentos diferentes y se compararon con resultados experimentales. Como se muestra en la Fig. 3b, los resultados del modelo de turbulencia k – ε realizable obtienen una buena concordancia con los datos experimentales. Por lo tanto, este modelo fue seleccionado para este presente estudio.

La simulación numérica en el presente estudio se realiza utilizando ANSYS Fluent 2020 R2. Se escribieron y aplicaron funciones definidas por el usuario (UDF) como término fuente de la ecuación de energía para calcular las características cinéticas del proceso de absorción. El esquema PRESTO55 y el método PISO56 se emplean para el acoplamiento presión-velocidad y la corrección de presión. La base de celda Green-Gauss se elige para los gradientes de la variable. Las ecuaciones de momento y energía se resuelven mediante el método de segundo orden en contra del viento. En términos de factores de relajación inferiores, se establecen 0,5, 0,7, 0,7 para la presión, los componentes de velocidad y la energía, respectivamente. La función de pared estándar se aplicó para el HTF en el modelo de turbulencia.

Esta sección proporciona los resultados de la simulación numérica de la mejora de la transferencia de calor dentro del reactor MH mediante el uso de un intercambiador de calor de serpentín helicoidal (HCHE) y un intercambiador de calor de serpentín semicilíndrico (SCHE) para el proceso de absorción de hidrógeno. Se analiza el efecto de la brea de HTF sobre la temperatura del lecho del reactor y la duración de la absorción. Los parámetros operativos críticos para el proceso de absorción se investigan y presentan en la sección de análisis de sensibilidad.

Se examinaron tres configuraciones de intercambiadores de calor con diferentes pasos para estudiar el efecto del paso del serpentín en la transferencia de calor en el reactor MH. Se asignan tres pasos diferentes de 15 mm, 12,86 mm y 10 mm como caso 1, caso 2 y caso 3, respectivamente. Cabe señalar que el diámetro del tubo se fija en 6 mm bajo la temperatura inicial de 573 K y la presión de carga de 1,8 MPa para todos los casos. La Figura 4 presenta la temperatura promedio del lecho y la concentración de hidrógeno del lecho de MH durante el proceso de absorción de hidrógeno para el caso 1 al caso 3. En general, la reacción entre el hidruro metálico y el hidrógeno es exotérmica para el proceso de absorción. En consecuencia, la temperatura del lecho aumenta rápidamente debido a los momentos iniciales en los que se inyecta hidrógeno por primera vez en el reactor. La temperatura del lecho aumenta continuamente hasta alcanzar el valor máximo y disminuye gradualmente porque el calor es eliminado por el HTF, que tiene una temperatura más baja y actúa como fluido refrigerante. Como se muestra en la Fig. 4a, la temperatura del lecho aumenta rápidamente y disminuye continuamente debido a la explicación anterior. La concentración de hidrógeno para el proceso de absorción suele basarse en la temperatura del lecho del reactor MH. Cuando la temperatura promedio del lecho disminuye a ciertas temperaturas, la superficie del metal absorberá el hidrógeno. Esto se debe a la aceleración de la fisisorción, quimisorción, difusión del hidrógeno y su formación de hidruro en el reactor36. Se puede ver en la Fig. 4b que la tasa de absorción de hidrógeno en el caso 3 es menor que en otros casos debido a que el valor de paso del intercambiador de calor del serpentín es más bajo. Esto da como resultado una mayor longitud del tubo en total y una mayor área de transferencia de calor del tubo HTF. El tiempo de absorción del caso 1 es de 46.276 s para una concentración promedio de hidrógeno del 90%. En comparación con la duración de la absorción del caso 1, la duración de la absorción de los casos 2 y 3 disminuye 724 s y 1263 s, respectivamente. Los contornos de temperatura y los contornos de concentración de hidrógeno en ubicaciones seleccionadas del lecho HCHE-MH se proporcionan en la sección complementaria.

Efecto del paso de la bobina sobre la temperatura promedio del lecho y la concentración de hidrógeno. (a) temperatura promedio del lecho para el paso de la bobina helicoidal, (b) concentración de hidrógeno para el paso de la bobina helicoidal, (c) temperatura promedio del lecho para el paso de la bobina semicilíndrica y (d) concentración de hidrógeno para el paso de la bobina semicilíndrica.

Para mejorar el rendimiento de transferencia de calor del reactor MH, se diseñan dos SCHE bajo un volumen constante de MH (2000 cm3) y un intercambiador de calor de serpentín helicoidal (100 cm3) del caso 3. Esta sección también considera el efecto del paso del serpentín como 15 mm. para el caso 4, 12,86 mm para el caso 5 y 10 mm para el caso 6. La Figura 4c, d presenta la temperatura promedio del lecho y la concentración para el proceso de absorción de hidrógeno en función de la temperatura inicial a 573 K y la presión de carga a 1,8 MPa. Según la temperatura promedio del lecho de la Fig. 4c, un paso de bobina más bajo en el caso 6 da como resultado significativamente una temperatura más baja en comparación con los otros dos casos. La temperatura más baja del lecho conduce a concentraciones más altas de hidrógeno (ver Fig. 4d) para el caso 6. El tiempo de absorción de hidrógeno para el caso 4 es 19,542 s, que es más de 2 veces menor que el uso de HCHE como en el caso 1-3. Además, el tiempo de absorción con valores de paso más bajos de los casos 5 y 6 también se reduce en 378 s y 1515 s en comparación con el caso 4. Los contornos de temperatura y los contornos de concentración de hidrógeno en ubicaciones seleccionadas del lecho SCHE-MH se proporcionan en la sección complementaria. .

Para estudiar el rendimiento de dos configuraciones de intercambiadores de calor, en esta sección se crean y presentan los perfiles de temperatura en tres ubicaciones seleccionadas. El reactor MH con HCHE del caso 3 se selecciona para compararlo con el reactor MH incorporado SCHE del caso 4 por tener volumen de MH y volumen de tubo constantes. Las condiciones de funcionamiento para esta comparación son 573 K como temperatura inicial y 1,8 MPa como presión de carga. La Figura 5a, b presenta las tres ubicaciones seleccionadas para los perfiles de temperatura del caso 3 y 4, respectivamente. La Figura 5c representa los perfiles de temperatura y la concentración del lecho después de 20.000 s del proceso de absorción de hidrógeno. Según la Línea 1 de la Fig. 5c, la temperatura alrededor del HTF de los casos 3 y 4 se reduce debido a la transferencia de calor por convección desde el fluido refrigerante. Esto conduce a una mayor concentración de hidrógeno alrededor de esta área. Sin embargo, el uso de dos SCHE da como resultado una mayor concentración del lecho. Se encontró una reacción cinética más rápida alrededor del área de HTF para el caso 4. Además, también se encontró una concentración máxima del 100% alrededor de esta área. Desde la Línea 2, ubicada en la parte media del reactor, la temperatura del caso 4 es significativamente menor que la del caso 3 para todos los lugares excepto en el centro del reactor. Esto conduce a la cantidad máxima de concentración de hidrógeno para el caso 4, excepto alrededor del centro del reactor, donde está lejos del HTF. Sin embargo, la concentración para el caso 3 cambia de manera insignificante. La enorme diferencia en temperatura y concentración del lecho se observó en la Línea 3, que está cerca de la entrada del HTF. La temperatura del lecho del caso 4 se reduce significativamente, lo que da como resultado una concentración total de hidrógeno en esta área, mientras que la línea de concentración del caso 3 aún fluctúa. Esto se debe a la aceleración de la transferencia de calor de los SCHE. Los detalles y la discusión sobre la comparación de la temperatura promedio del lecho MH y el tubo HTF entre el caso 3 y el caso 4 se proporcionan en la sección complementaria.

Perfiles de temperatura y concentración del lecho en ubicaciones seleccionadas del reactor de hidruro metálico. (a) Ubicaciones seleccionadas para el caso 3, (b) ubicaciones seleccionadas para el caso 4, y (c) perfiles de temperatura y concentración del lecho en ubicaciones seleccionadas después de 20,000 s de proceso de absorción de hidrógeno para el caso 3 y el caso 4.

La Figura 6 muestra la comparación de las temperaturas promedio del lecho (ver Fig. 6a) y las concentraciones de hidrógeno (ver Fig. 6b) durante el proceso de absorción entre HCHE y SCHE. A partir de esta figura, es evidente que la temperatura del lecho de MH se reduce significativamente debido al aumento del área de transferencia de calor. Tener una mayor tasa de eliminación de calor del reactor conduce a una tasa de absorción de hidrógeno más rápida. Aunque ambas configuraciones de intercambiador de calor tienen un volumen similar, el tiempo de absorción de hidrógeno basado en SCHE como caso 4 se reduce significativamente en un 59% en comparación con el uso de HCHE como caso 3. Para un mayor análisis, las concentraciones de hidrógeno de ambas configuraciones de intercambiador de calor se muestran como contornos en Fig. 7. Esta figura muestra que el hidrógeno comienza a absorberse en la parte inferior alrededor de la entrada de HTF en ambos casos. Se encontró una concentración más alta en las áreas HTF, mientras que se observó una concentración más baja en el centro del reactor MH debido a que estaba lejos de los intercambiadores de calor. A los 10.000 s, la concentración de hidrógeno en el caso 4 es significativamente mayor que en el caso 3. A los 20.000 s, la concentración promedio de hidrógeno dentro del reactor aumenta al 90 % en el caso 4, mientras que en el caso 3 solo hay un 50 % de hidrógeno. explicado por la razón de que la incorporación de dos SCHE tiene una mayor eliminación efectiva de calor, lo que conduce a tener una temperatura más baja dentro del lecho MH. Por lo tanto, una mayor presión de equilibrio disminuye dentro del lecho de MH y luego provoca una absorción de hidrógeno más rápida.

Comparación de la temperatura promedio del lecho y las concentraciones de hidrógeno entre dos configuraciones de intercambiador de calor como el caso 3 y el caso 4.

Comparación de las concentraciones de hidrógeno a los 500 s, 2000 s, 5000 s, 10 000 s y 20 000 s después del inicio del proceso de absorción de hidrógeno entre el caso 3 y el caso 4.

La Tabla 5 resume las duraciones de absorción de hidrógeno para todos los casos. Además, en esta tabla también se presenta el tiempo de absorción de hidrógeno en porcentaje. El porcentaje se calcula en base al tiempo de absorción del caso 1. A partir de esta tabla, el tiempo de absorción del reactor MH con HCHE es de alrededor de 45.000 a 46.000 s, mientras que el tiempo de absorción que incorpora SCHE es de alrededor de 18.000 a 19.000 s. En comparación con el caso 1, el tiempo de absorción de los casos 2 y 3 se reduce solo un 1,6% y un 2,7%, respectivamente. Al emplear SCHE en lugar de HCHE, el tiempo de absorción se reduce significativamente entre un 58 y un 61 % del caso 4 al caso 6. Es evidente que la incorporación de SCHE dentro del reactor MH mejora significativamente el proceso de absorción de hidrógeno y el rendimiento del reactor MH. Aunque insertar el intercambiador de calor dentro del reactor MH reducirá la capacidad de almacenamiento, esta técnica obtiene una mejora significativa en la transferencia de calor en comparación con otras técnicas. Además, la reducción de los valores de tono aumentará el volumen SCHE, lo que conducirá a reducir el volumen MH. En el caso 6, que tiene el volumen SCHE más alto, solo hay una reducción del 5% en la capacidad del volumen MH en comparación con el caso 1, que tiene el volumen HCHE más bajo. Además, durante el proceso de absorción, el caso 6 indica rendimientos mejores y más rápidos con una reducción del 61% en la duración de la absorción. Por lo tanto, se selecciona el caso 6 para realizar más investigaciones sobre el análisis de sensibilidad. Cabe señalar que el largo tiempo de absorción de hidrógeno se debe a la capacidad de almacenamiento que contiene el volumen de MH en aproximadamente 2000 cm3.

Los parámetros operativos durante el proceso de reacción son factores esenciales que pueden afectar positiva o negativamente el rendimiento del reactor MH en su utilización real. El análisis de sensibilidad se considera en este estudio para identificar los valores iniciales apropiados de los parámetros operativos para el reactor MH que está incorporado con SCHE. Esta sección investiga cuatro parámetros operativos principales basados en la mejor configuración del reactor del caso 6. Los resultados de todas las condiciones operativas son presentado en la Fig. 8.

Diagrama de concentración de hidrógeno para diversas condiciones de funcionamiento en el uso con el intercambiador de calor de serpentín semicilíndrico. (a) Presiones de carga, (b) temperaturas iniciales del lecho, (c) Números de Reynolds del fluido de transferencia de calor y (d) temperaturas de entrada del fluido de transferencia de calor.

Se eligieron cuatro presiones de carga diferentes de 1,2 MPa, 1,8 MPa, 2,4 MPa y 3,0 MPa en función de la temperatura inicial constante a 573 K y la velocidad del flujo de HTF a 14.000 de número de Reynolds. La Figura 8a revela el efecto de la presión de carga y el SCHE sobre la concentración de hidrógeno con respecto al tiempo. El tiempo de absorción se reduce mediante un incremento de la presión de carga. Emplear una presión de hidrógeno ejercida de 1,2 MPa es el peor caso para el proceso de absorción de hidrógeno con una duración de absorción superior a 26.000 s para lograr el 90% de la absorción de hidrógeno. Sin embargo, una presión de carga más alta da como resultado una reducción de los tiempos de absorción entre un 32 y un 42%, de 1,8 a 3,0 MPa. Esto se debe a que una mayor presión inicial de hidrógeno provoca una mayor diferencia entre la presión de equilibrio y la presión ejercida. Así, esto genera una mayor fuerza impulsora para la cinética de absorción de hidrógeno25. En el momento inicial, el hidrógeno es rápidamente absorbido debido a la mayor diferencia entre la presión de equilibrio y la presión ejercida57. Con una presión de carga de 3,0 MPa, el 18% del hidrógeno se almacena rápidamente en los primeros 10 s. El hidrógeno se almacena en el 90% del reactor en la etapa final con 15.460 s. Sin embargo, el tiempo de absorción se reduce significativamente en un 32% a partir de una presión de carga de 1,2 a 1,8 MPa. Otras presiones más altas tienen menos efecto en la mejora del tiempo de absorción. En consecuencia, se recomienda una presión de carga de 1,8 MPa para el reactor MH-SCHE. Los contornos de concentración de hidrógeno para diversas presiones de carga a 15.500 s se proporcionan en la sección complementaria.

Seleccionar la temperatura inicial adecuada del reactor MH es uno de los principales factores que influyen en el proceso de sorción de hidrógeno, ya que afectará la fuerza impulsora de la reacción productora de hidruro. Para estudiar el efecto de SCHE sobre la temperatura inicial del reactor MH, se eligieron cuatro temperaturas diferentes bajo una presión de carga constante a 1,8 MPa y un número de Reynolds a 14.000 de HTF. La Figura 8b presenta la comparación de varias temperaturas iniciales, incluidas 473 K, 523 K, 573 K y 623 K. De hecho, la aleación de Mg2Ni tendrá un rendimiento efectivo para el proceso de absorción de hidrógeno cuando la temperatura sea superior a 230 ℃ o 503 K58. Sin embargo, la temperatura aumentará rápidamente en el momento inicial cuando se inyecta hidrógeno. Por lo tanto, la temperatura del lecho de MH será superior a 523 K. Por esta razón, se promueve la formación de hidruros debido a la mejora de la tasa de absorción53. Según la Fig. 8b, el hidrógeno se absorbe más rápido cuando se reduce la temperatura inicial del lecho de MH. Al tener una temperatura inicial más baja, se genera una presión de equilibrio más baja. Las presiones diferentes más grandes entre la presión de equilibrio y la presión ejercida provocan un proceso de absorción de hidrógeno más rápido. A una temperatura inicial de 473 K, el hidrógeno se absorbe rápidamente al 27% en los primeros 18 s. Además, el tiempo de absorción de temperaturas iniciales más bajas también se reduce del 11 al 24 % en comparación con la temperatura inicial de 623 K. El tiempo de absorción con la temperatura inicial más baja de 473 K es de 15 247 s, que es similar al mejor caso de presión de carga. . Sin embargo, reducir la temperatura inicial del reactor da como resultado una menor capacidad de almacenamiento de hidrógeno. La temperatura inicial del reactor MH no debe ser inferior a 503 K53. Además, la capacidad máxima de almacenamiento de hidrógeno del 3,6% en peso se puede lograr utilizando la temperatura inicial de 573 K53. Centrándonos en la capacidad de almacenamiento de hidrógeno y la duración de la absorción, solo hay una reducción del tiempo del 6% por la temperatura entre 523 y 573 K. Por lo tanto, se recomienda la temperatura de 573 K para la temperatura inicial del reactor MH-SCHE. Sin embargo, el efecto de la temperatura inicial sobre el proceso de absorción es menos significativo en comparación con la presión de carga. Los contornos de concentración de hidrógeno para varias temperaturas iniciales a 15.500 s se proporcionan en la sección complementaria.

La velocidad del flujo es uno de los parámetros esenciales tanto para la hidrogeneración como para la deshidrogenación debido a su capacidad de afectar la turbulencia y la eliminación o suministro de calor con respecto a los procesos de hidruración y deshidratación59. Una velocidad de flujo grande generará una etapa turbulenta y provocará un flujo de fluido más rápido a través del tubo HTF. Esta reacción dará como resultado una transferencia de calor más rápida. Se calculan varias velocidades de entrada de HTF basándose en el número de Reynolds como 10.000, 14.000, 18.000 y 22.000. La temperatura inicial del lecho MH se fija en 573 K con la presión de carga en 1,8 MPa. El resultado de la Fig. 8c demuestra que la utilización de un número de Reynolds más alto incorporado con el SCHE conduce a una tasa de absorción más rápida. Con el aumento del número de Reynolds de 10.000 a 22.000, el tiempo de absorción se reduce aproximadamente entre un 28 y un 50%. El tiempo de absorción del número de Reynolds en 22.000 es 12.505 s, que es inferior al tiempo de absorción basado en diversas temperaturas iniciales y presiones de carga. Los contornos de concentración de hidrógeno para varios números de Reynolds del HTF a 12.500 s se presentan en la sección complementaria.

El efecto del SCHE sobre la temperatura inicial del HTF se analiza y se muestra en la Fig. 8d. Para este análisis se eligen cuatro temperaturas iniciales de 373 K, 473 K, 523 K y 573 K bajo la temperatura inicial de MH de 573 K y la presión de carga de hidrógeno de 1,8 MPa. La Figura 8d indica que la disminución de la temperatura de entrada del HTF conduce a un tiempo de absorción más corto. En comparación con el caso base con una temperatura de entrada de 573 K, el tiempo de absorción se reduce alrededor de un 20%, 44% y 56% para una temperatura de entrada de 523 K, 473 K y 373 K, respectivamente. A 6917 s con la temperatura inicial del HTF de 373 K, hay una concentración de hidrógeno del 90% dentro del reactor. Esto puede explicarse por la mejora de la transferencia de calor por convección entre el lecho de MH y el HTF. Una temperatura de HTF más baja aumentará la tasa de eliminación de calor y dará como resultado una mejora de la tasa de absorción de hidrógeno. Entre todos los parámetros operativos, mejorar el rendimiento del reactor MH-SCHE aumentando la temperatura de entrada del HTF es el método más adecuado ya que el final del proceso de absorción es inferior a 7000 s mientras que el tiempo mínimo de absorción de otros métodos es superior a 10.000 s. . Los contornos de concentración de hidrógeno para diversas temperaturas iniciales del HTF a 7000 s se presentan en la sección complementaria.

El presente estudio presenta por primera vez un novedoso intercambiador de calor de serpentín semicilíndrico integrado dentro de la unidad de almacenamiento de hidruro metálico. La capacidad de absorción de hidrógeno del sistema propuesto se investiga bajo diferentes configuraciones de intercambiador de calor. Se examina el efecto de los parámetros operativos entre el lecho de hidruro metálico y el fluido de transferencia de calor sobre el calor intercambiado, con el fin de encontrar condiciones óptimas para el almacenamiento de hidruro metálico con un nuevo intercambiador de calor. Los hallazgos clave de este estudio se resumen a continuación:

Al utilizar un intercambiador de calor de serpentín semicilíndrico, se mejora el rendimiento de la transferencia de calor ya que tiene una distribución de calor más uniforme en el reactor de lecho de magnesio, lo que resulta en una mejor tasa de absorción de hidrógeno. Con el volumen constante del tubo del intercambiador de calor y el hidruro metálico, el tiempo de reacción de absorción se reduce significativamente en un 59 % en comparación con un intercambiador de calor de serpentín helicoidal normal.

Reducir el tamaño del paso de los intercambiadores de calor de serpentín afecta positivamente la duración de la absorción debido a que tiene más área de transferencia de calor. Entre otros valores de paso, hay una reducción del 61 % en el tiempo de absorción de hidrógeno cuando se utilizan intercambiadores de calor de serpentín semicilíndricos con un tamaño de paso de 10 mm. Con este tamaño, hay alrededor de un 5% de reducción en la capacidad de volumen de hidruro metálico en comparación con el tamaño de brea más alto. Por lo tanto, se recomienda utilizar un intercambiador de calor de serpentín semicilíndrico con un paso de 10 mm.

El aumento de la presión de carga de la inyección de hidrógeno conduce a un menor tiempo de absorción de hidrógeno. La duración de la absorción se reduce significativamente, en un 32 %, con una presión de carga de 1,8 MPa en comparación con 1,2 MPa. Sin embargo, otros valores más altos tienen menos efecto sobre la duración de la absorción. Por lo tanto, se recomienda una presión de carga de 1,8 MPa para el almacenamiento con un intercambiador de calor nuevo.

La temperatura inicial más baja del lecho de hidruro metálico da como resultado una tasa de absorción de hidrógeno más rápida. Sin embargo, para mantener la capacidad de almacenamiento con una aleación a base de Mg2Ni, la temperatura inicial no debe ser inferior a 503 K. Considerando la capacidad de almacenamiento y la duración de la absorción, se recomienda la temperatura inicial de 573 K para el almacenamiento con una aleación semicilíndrica. Intercambiador de calor de serpentín.

Las condiciones iniciales del fluido caloportador son los principales parámetros que afectan significativamente la mejora del rendimiento del almacenamiento con un novedoso intercambiador de calor. Un mayor número de Reynolds del fluido de transferencia de calor influye positivamente en la duración de la absorción de hidrógeno debido a que tiene una mayor velocidad de flujo del fluido. Además, una temperatura de entrada más baja del fluido de transferencia de calor también mejora la transferencia de calor por convección entre el lecho y el fluido de refrigeración. Según estos dos parámetros, la duración de la absorción se reduce significativamente entre un 50% y un 56%.

Los resultados de este estudio proporcionan una mejora en la transferencia de calor con respecto al proceso de absorción del almacenamiento de energía de hidrógeno a base de magnesio bajo una nueva configuración de intercambiador de calor con condiciones operativas optimizadas. El estudio exhaustivo de este sistema propuesto podría resultar beneficioso para aplicaciones industriales. Para mejorar la duración de la absorción de hidrógeno, el almacenamiento de hidruro metálico con un novedoso intercambiador de calor de serpentín semicilíndrico se incorporará a otros intercambiadores de calor en el próximo estudio. Además, se considerará más a fondo el efecto del uso de un nuevo intercambiador de calor en el proceso de desorción de hidrógeno.

Los conjuntos de datos utilizados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

Tange, M. y col. Estudio experimental de almacenamiento de hidrógeno con recuperación de calor de reacción utilizando hidruro metálico en un sistema de aprovechamiento de energía de hidrógeno totalizado. En t. J. Energía de hidrógeno 36, 11767–11776. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2011.06.023 (2011).

Artículo CAS Google Scholar

Harries, DN et al. Almacenamiento de calor solar térmico por concentración mediante hidruros metálicos. Proc. IEEE 100, 539–549 (2012).

Artículo CAS Google Scholar

Abe, JO, Popoola, API, Ajenifuja, E. & Popoola, OM Energía, economía y almacenamiento del hidrógeno: revisión y recomendación. En t. J. Energía de hidrógeno 44, 15072–15086. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.04.068 (2019).

Artículo CAS Google Scholar

Colozza, AJ Descripción general del almacenamiento de hidrógeno para aplicaciones aeronáuticas. Informe Técnico (Analex Corp., 2002).

Yue, M. y col. Sistema de energía de hidrógeno: una revisión crítica de tecnologías, aplicaciones, tendencias y desafíos. Renovar. Sostener. Energía Rev. 146, 111180. https://doi.org/10.1016/j.rser.2021.111180 (2021).

Artículo de Google Scholar

Sakintuna, B., Lamari-Darkrim, F. y Hirscher, M. Materiales de hidruro metálico para almacenamiento de hidrógeno sólido: una revisión. En t. J. Energía del hidrógeno 32, 1121-1140. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2006.11.022 (2007).

Artículo CAS Google Scholar

Jain, I., Lal, C. y Jain, A. Almacenamiento de hidrógeno en Mg: un material muy prometedor. En t. J. Energía de hidrógeno 35, 5133–5144. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.08.088 (2010).

Artículo CAS Google Scholar

Rusman, NAA y Dahari, M. Una revisión sobre el progreso actual del material de hidruros metálicos para aplicaciones de almacenamiento de hidrógeno en estado sólido. En t. J. Energía de hidrógeno 41, 12108–12126. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2016.05.244 (2016).

Artículo CAS Google Scholar

Zhao, W., Yang, Y., Bao, Z., Dong, Y. y Zhu, Z. Métodos para medir la conductividad térmica efectiva de lechos de hidruros metálicos: una revisión. En t. J. Energía de hidrógeno 45, 6680–6700. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.12.185 (2020).

Artículo CAS Google Scholar

Nguyen, HQ y Shabani, B. Revisión de la gestión térmica del almacenamiento de hidrógeno con hidruro metálico para su uso en sistemas de pilas de combustible. En t. J. Energía de hidrógeno 46, 31699–31726. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.07.057 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Yehui, C., Xiangguo, Z., Junfeng, X. y Huaqin, K. La revisión integral para el desarrollo del diseño de configuración del intercambiador de calor en lecho de hidruro metálico. En t. J. Energía de hidrógeno 47, 2461–2490. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.10.172 (2022).

Artículo CAS Google Scholar

Laurencelle, F. & Goyette, J. Simulación de transferencia de calor en un reactor de hidruro metálico con espuma de aluminio. En t. J. Energía de hidrógeno 32, 2957–2964. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2006.12.007 (2007).

Artículo CAS Google Scholar

Ferekh, S. y col. Comparación numérica de lechos de almacenamiento de hidrógeno a base de aletas térmicas y espuma metálica durante el proceso de carga de hidrógeno. En t. J. Energía de hidrógeno 40, 14540–14550. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.07.149 (2015).

Artículo CAS Google Scholar

Cui, Y., Zeng, X., Xiao, J. y Kou, H. La revisión integral para el desarrollo del diseño de configuración del intercambiador de calor en lecho de hidruro metálico. En t. J. Energía de hidrógeno 47, 2461–2490. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.10.172 (2022).

Artículo CAS Google Scholar

Mazzucco, A. et al. Geometrías de lecho, estrategias de abastecimiento de combustible y optimización de diseños de intercambiadores de calor en sistemas de almacenamiento de hidruro metálico para aplicaciones automotrices: una revisión. En t. J. Energía de hidrógeno 39, 17054–17074. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2014.08.047 (2014).

Artículo CAS Google Scholar

Kaplan, Y. Efecto de los parámetros de diseño sobre la mejora de la carga de hidrógeno en reactores de hidruro metálico. En t. J. Energía de hidrógeno 34, 2288–2294. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2008.12.096 (2009).

Artículo CAS Google Scholar

Patil, SD y Gopal, MR Análisis de un reactor de hidruro metálico para almacenamiento de hidrógeno. En t. J. Energía de hidrógeno 38, 942–951. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2012.10.031 (2013).

Artículo CAS Google Scholar

Wu, Z. y col. Mejora del rendimiento de desorción de hidrógeno del reactor de hidruro metálico a base de magnesio mediante la incorporación de un intercambiador de calor de serpentín helicoidal. En t. J. Energía de hidrógeno 41, 16108–16121. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2016.04.224 (2016).

Artículo CAS Google Scholar

Mohan, G., Maiya, MP y Murthy, SS Simulación del rendimiento de un dispositivo de almacenamiento de hidrógeno con hidruro metálico con filtros integrados y tubos intercambiadores de calor. En t. J. Energía de hidrógeno 32, 4978–4987. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2007.08.007 (2007).

Artículo CAS Google Scholar

Hardy, BJ & Anton, DL Metodología jerárquica para modelar sistemas de almacenamiento de hidrógeno. Parte II: modelos detallados. En t. J. Energía de hidrógeno 34, 2992–3004. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2008.12.056 (2009).

Artículo CAS Google Scholar

Mellouli, S., Askri, F., Dhaou, H., Jemni, A. y Nasrallah, SB Un diseño novedoso de un intercambiador de calor para un reactor de metal-hidrógeno. En t. J. Energía de hidrógeno 32, 3501–3507. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2007.02.039 (2007).

Artículo CAS Google Scholar

Dhaou, H. y col. Estudio experimental de un recipiente de hidruro metálico basado en un intercambiador de calor en espiral de aletas. En t. J. Energía de hidrógeno 35, 1674–1680. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.11.094 (2010).

Artículo CAS Google Scholar

Visaria, M. & Mudawar, I. Intercambiador de calor de tubos flexibles para sistemas de almacenamiento de hidrógeno con hidruro metálico de alta presión. Parte 1. Estudio experimental. En t. J. Transferencia de masa de calor. 55, 1782-1795. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2011.11.035 (2012).

Artículo CAS MATH Google Scholar

Visaria, M. & Mudawar, I. Intercambiador de calor de tubos flexibles para sistemas de almacenamiento de hidrógeno con hidruro metálico a alta presión. Parte 2. Modelo computacional. En t. J. Transferencia de masa de calor. 55, 1796–1806. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2011.11.036 (2012).

Artículo CAS MATH Google Scholar

Wu, Z., Yang, F., Zhang, Z. & Bao, Z. Reactor de hidruro metálico a base de magnesio que incorpora un intercambiador de calor de bobina helicoidal: estudio de simulación y diseño óptimo. Aplica. Energía 130, 712–722. https://doi.org/10.1016/j.apenergy.2013.12.071 (2014).

Artículo CAS Google Scholar

Raju, M. & Kumar, S. Optimización de diseños de intercambiadores de calor en sistemas de almacenamiento de hidrógeno basados en hidruro metálico. En t. J. Energía de hidrógeno 37, 2767–2778. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2011.06.120 (2012).

Artículo CAS Google Scholar

Raju, M. & Kumar, S. Modelado de simulación de sistemas y transferencia de calor en sistemas de almacenamiento de hidrógeno basados en alanato de sodio. En t. J. Energía del hidrógeno 36, 1578-1591. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2010.10.100 (2011).

Artículo CAS Google Scholar

Chung, C. & Lin, CS Predicción del rendimiento de desorción de hidrógeno de reactores de hidruro de Mg2Ni. En t. J. Energía de hidrógeno 34, 9409–9423. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.09.061 (2009).

Artículo CAS Google Scholar

Singh, A., Maiya, M. & Murthy, SS Efectos del diseño del intercambiador de calor en el rendimiento de un dispositivo de almacenamiento de hidrógeno en estado sólido. En t. J. Energía de hidrógeno 40, 9733–9746. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.06.015 (2015).

Artículo CAS Google Scholar

Kumar, A., Raju, NN, Muthukumar, P. & Selvan, PV Estudios experimentales sobre un sistema de almacenamiento de hidrógeno basado en hidruro metálico a escala industrial con tubos de enfriamiento integrados. En t. J. Energía de hidrógeno 44, 13549–13560. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.03.180 (2019).

Artículo CAS Google Scholar

Raju, NN, Kumar, A., Malleswararao, K. & Muthukumar, P. Estudios paramétricos en un reactor de almacenamiento de hidrógeno basado en LaNi4.7Al0.3 con tubos de enfriamiento integrados. Procedia energética 158, 2384–2390. https://doi.org/10.1016/j.egypro.2019.01.288 (2019).

Artículo CAS Google Scholar

Raju, NN, Muthukumar, P., Selvan, PV & Malleswararao, K. Metodología de diseño y modelado térmico de un reactor a escala industrial para almacenamiento de hidrógeno en estado sólido. En t. J. Energía de hidrógeno 44, 20278–20292. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.05.193 (2019).

Artículo CAS Google Scholar

Fernandez-Seara, J., Piñeiro-Pontevedra, C. & Dopazo, JA Sobre el rendimiento de un intercambiador de calor de serpentín helicoidal vertical. Modelo numérico y validación experimental. Aplica. Termia. Ing. 62, 680–689. https://doi.org/10.1016/j.applthermaleng.2013.09.054 (2014).

Artículo de Google Scholar

Wang, H., Prasad, AK y Advani, SG Sistema de almacenamiento de hidrógeno basado en materiales de hidruro que incorpora un intercambiador de calor de serpentín helicoidal. En t. J. Energía de hidrógeno 37, 14292–14299. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2012.07.016 (2012).

Artículo CAS Google Scholar

Eisapour, AH, Naghizadeh, A., Eisapour, M. & Talebizadehsardari, P. Diseño óptimo de un lecho de almacenamiento de hidrógeno de hidruro metálico utilizando un intercambiador de calor de serpentín helicoidal junto con un tubo de retorno central durante el proceso de absorción. En t. J. Energía de hidrógeno 46, 14478–14493. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.01.170 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Ardahaie, SS, Hosseini, MJ, Eisapour, M., Eisapour, AH & Ranjbar, AA Un novedoso tanque de hidruro metálico poroso para el almacenamiento y consumo de energía de hidrógeno asistido por camisas de PCM y tubos en espiral. J. Limpio. Pinchar. 311, 127674. https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2021.127674 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Dhaou, H. y col. Mejora del rendimiento térmico del intercambiador de calor en espiral para almacenamiento de hidrógeno mediante la adición de aletas de cobre. En t. J. Terma. Ciencia. 50, 2536–2542. https://doi.org/10.1016/j.ijthermalsci.2011.05.016 (2011).

Artículo CAS Google Scholar

Liu, Y. et al. Un reactor de hidruro metálico tipo aletas anulares de sección variable para mejorar el fenómeno de reacción no homogénea en los procesos de almacenamiento de energía térmica. Aplica. Energía 295, 117073. https://doi.org/10.1016/j.apenergy.2021.117073 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Tong, L., Xiao, J., Yang, T., Bénard, P. & Chahine, R. Modelos completos y reducidos para reactor de hidruro metálico con intercambiador de calor de tubos espirales. En t. J. Energía de hidrógeno 44, 15907–15916. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2018.07.102 (2019).

Artículo CAS Google Scholar

Sekhar, BS y cols. Análisis de rendimiento de lechos cilíndricos de hidruros metálicos con varias opciones de intercambio de calor. J. Compd. de aleaciones. 645, 89–95. https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2014.12.272 (2015).

Artículo CAS Google Scholar

Ward, PA y cols. Desafíos técnicos y dirección futura para los sistemas de almacenamiento de energía térmica de hidruros metálicos de alta eficiencia. Aplica. Física. A 122, 462. https://doi.org/10.1007/s00339-016-9909-x (2016).

Artículo ADS CAS Google Scholar

Chung, CA y Ho, CJ Comportamiento del fluido térmico de los procesos de hidruración y deshidratación en un recipiente de almacenamiento de hidrógeno de hidruro metálico. En t. J. Energía de hidrógeno 34, 4351–4364. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.03.028 (2009).

Artículo CAS Google Scholar

Chaise, A., Marty, P., Rango, PD y Fruchart, D. Un criterio simple para estimar el efecto de los gradientes de presión durante la absorción de hidrógeno en un reactor de hidruro. En t. J. Transferencia de masa de calor. 52, 4564–4572. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2009.03.052 (2009).

Artículo CAS MATH Google Scholar

Jemni, A., Ben Nasrallah, S. y Lamloumi, J. Estudio experimental y teórico de un reactor de metal-hidrógeno. En t. J. Energía de hidrógeno 24, 631–644. https://doi.org/10.1016/S0360-3199(98)00117-7 (1999).

Artículo CAS Google Scholar

Chaise, A., Rango, PD, Marty, P. & Fruchart, D. Estudio experimental y numérico de un tanque de hidruro de magnesio. En t. J. Energía de hidrógeno 35, 6311–6322. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2010.03.057 (2010).

Artículo CAS Google Scholar

Valizadeh, M., Aghajani Delavar, M. & Farhadi, M. Simulación numérica de transferencia de calor y masa durante la desorción de hidrógeno en un tanque de almacenamiento de hidruro metálico mediante el método Lattice Boltzmann. En t. J. Energía de hidrógeno 41, 413–424. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.11.075 (2016).

Artículo CAS Google Scholar

Bao, Z., Yang, F., Wu, Z., Cao, X. y Zhang, Z. Estudios de simulación sobre transferencia de calor y masa en reactores de hidruro de magnesio de alta temperatura. Aplica. Energía 112, 1181-1189. https://doi.org/10.1016/j.apenergy.2013.04.053 (2013).

Artículo CAS Google Scholar

Friedlmeier, G. & Groll, M. en Actas del Simposio internacional sobre sistemas de hidrógeno metálico, Suiza, 25 al 30 de agosto, 497–507 (1996).

Gambini, M. Evaluación del desempeño de sistemas de energía de hidruros metálicos. Parte A: Modelo de análisis dinámico de transferencia de calor y masa. En t. J. Energía del hidrógeno 19, 67–80. https://doi.org/10.1016/0360-3199(94)90179-1 (1994).

Artículo CAS Google Scholar

Lewis, SD y Chippar, P. Investigación numérica de la absorción de hidrógeno en un reactor de hidruro metálico con intercambiador de calor de placas en relieve integrado. Energía 194, 116942. https://doi.org/10.1016/j.energy.2020.116942 (2020).

Artículo CAS Google Scholar

Darzi, AR, Farhadi, M., Sedighi, K., Aallahyari, S. y Delavar, MA Transferencia de calor turbulenta de nanofluido de Al2O3-agua dentro de tubos corrugados helicoidalmente: estudio numérico. En t. Comunitario. Transf. masa calor. 41, 68–75. https://doi.org/10.1016/j.iheatmasstransfer.2012.11.006 (2013).

Artículo CAS Google Scholar

Vijay, R., Sundaresan, R., Maiya, MP y Srinivasa Murthy, S. Evaluación comparativa de materiales absorbentes de hidrógeno de Mg-Ni preparados mediante aleación mecánica. En t. J. Energía de hidrógeno 30, 501–508. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2004.04.019 (2005).

Artículo CAS Google Scholar

Muthukumar, P., Prakash Maiya, M., Srinivasa Murthy, S., Vijay, R. y Sundaresan, R. Pruebas de Mg2Ni aleado mecánicamente para almacenamiento de hidrógeno. J. Compd. de aleaciones. 452, 456–461. https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2007.03.112 (2008).

Artículo CAS Google Scholar

Kumar, V., Saini, S., Sharma, M. & Nigam, KDP Estudio de caída de presión y transferencia de calor en un intercambiador de calor helicoidal de tubo a tubo. Química. Ing. Ciencia. 61, 4403–4416. https://doi.org/10.1016/j.ces.2006.01.039 (2006).

Artículo CAS Google Scholar

Versteeg, HK y Malalasekera, W. Introducción a la dinámica de fluidos computacional: el método del volumen finito 2ª ed. (Pearson/Prentice Hall, 2007).

Google Académico

Youssef, W., Ge, YT & Tassou, SA Desarrollo de modelado CFD y validación experimental de un intercambiador de calor de material de cambio de fase (PCM) con tubos cableados en espiral. Conversaciones de energía. Gestionar. 157, 498–510. https://doi.org/10.1016/j.enconman.2017.12.036 (2018).

Artículo de Google Scholar

Afzal, M. & Sharma, P. Diseño y análisis computacional de un sistema de almacenamiento de hidrógeno con hidruro metálico con mejoras de transferencia de calor basadas en panal hexagonal. Parte A. Int. J. Energía de hidrógeno 46, 13116–13130. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.01.135 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Reiser, A., Bogdanovic, B. & Schliche, K. La aplicación de hidruros metálicos a base de Mg como sistemas de almacenamiento de energía térmica. En t. J. Energía de hidrógeno 25, 425–430. https://doi.org/10.1016/S0360-3199(99)00057-9 (2000).

Artículo CAS Google Scholar

Wang, D. y col. Almacenamiento de hidrógeno en reactor ramal de hidruro metálico minicanal: diseño de optimización, análisis de sensibilidad y regresión cuadrática. En t. J. Energía de hidrógeno 46, 25189–25207. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.05.051 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Descargar referencias

Los autores reconocen las instalaciones informáticas de alto rendimiento de la Universidad Tecnológica de Sydney (UTS).

Escuela de Ingeniería Mecánica y Mecatrónica, Universidad Tecnológica de Sydney (UTS), 15 Broadway, Ultimo, NSW, 2007, Australia

Puchanee Larpruenrudee, Nick S. Bennett, Robert Fitch y Mohammad S. Islam

Escuela de Ingeniería Mecánica, Médica y de Procesos, Facultad de Ingeniería, Universidad Tecnológica de Queensland, Brisbane, 4000, Australia

Yuan Tong Gu

También puedes buscar este autor en PubMed Google Scholar.

Concepto PL, simulación, método, diseño, validación, análisis, redacción. Concepto, revisión y redacción de NB, supervisión. Concepto, revisión y redacción de YTG, supervisión. Concepto de RF, revisión y redacción, supervisión. Concepto MSI, simulación, validación, revisión y redacción, supervisión.

Correspondencia a Mohammad S. Islam.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

Springer Nature se mantiene neutral con respecto a reclamos jurisdiccionales en mapas publicados y afiliaciones institucionales.

Acceso Abierto Este artículo está bajo una Licencia Internacional Creative Commons Attribution 4.0, que permite el uso, compartir, adaptación, distribución y reproducción en cualquier medio o formato, siempre y cuando se dé el crédito apropiado al autor(es) original(es) y a la fuente. proporcione un enlace a la licencia Creative Commons e indique si se realizaron cambios. Las imágenes u otro material de terceros en este artículo están incluidos en la licencia Creative Commons del artículo, a menos que se indique lo contrario en una línea de crédito al material. Si el material no está incluido en la licencia Creative Commons del artículo y su uso previsto no está permitido por la normativa legal o excede el uso permitido, deberá obtener permiso directamente del titular de los derechos de autor. Para ver una copia de esta licencia, visite http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Reimpresiones y permisos

Larpruenrudee, P., Bennett, NS, Gu, Y. et al. Optimización del diseño de un sistema de almacenamiento de energía de hidrógeno con hidruro metálico a base de magnesio. Informe científico 12, 13436 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-17120-3

Descargar cita

Recibido: 31 de mayo de 2022

Aceptado: 20 de julio de 2022

Publicado: 04 de agosto de 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-17120-3

Cualquier persona con la que comparta el siguiente enlace podrá leer este contenido:

Lo sentimos, actualmente no hay un enlace para compartir disponible para este artículo.

Proporcionado por la iniciativa de intercambio de contenidos Springer Nature SharedIt

Al enviar un comentario, acepta cumplir con nuestros Términos y pautas de la comunidad. Si encuentra algo abusivo o que no cumple con nuestros términos o pautas, márquelo como inapropiado.

Blog