Разработка методик определения параметров массообмена в барботажном аппарате транспортной энергетической установке тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Маловик Дмитрий Сергеевич

• Маловик Дмитрий Сергеевич
• кандидат наук
• 2025

Оглавление диссертации кандидат наук Маловик Дмитрий Сергеевич

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ ПАРАМЕТРОВ ГАЗОВОЙ И ЖИДКОЙ ФАЗ, РАСТВОРИМОСТЬ УГЛЕКИСЛОГО ГАЗА

1.1 Генерация водорода для использования в электрохимическом генераторе

1.1.1 Хранение в связанном виде

1.1.2 Сравнение реакций генерации

1.1.3 Влияние чистоты водородосодержащего газа на работу электрохимического генератора

1.2 Генерация углекислого газа в контуре дизеля замкнутого цикла

1.3 Особенности растворения диоксида углерода

1.3.1 Молекулярная диффузия

1.3.2 Турбулентная диффузия

1.4 Движение двухфазного потока

1.4.1 Движение отдельного пузырька

1.4.2 Межфазное взаимодействие

1.5 Особенности реализации физической абсорбции на борту морского подводного объекта

1.5.1 Соленость

1.5.2 Биогенные поверхностно-активные вещества

1.5.3 Растворенный диоксид углерода

1.6 Характер работы, уточнение задач исследования

Выводы по первой главе

ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МЕТОДИК НА ОСНОВЕ АНАЛИЗА ПРОЦЕССОВ ФИЗИЧЕСКОЙ АБСОРБЦИИ СИНТЕЗ-ГАЗА В МОРСКОЙ ВОДЕ

2.1 Цель и задачи методик

2.2 Массообмен между фазами

2.3 Теплообмен между фазами

2.3 Влияние примесей в принимающей фазе на эффективность абсорбции

2.3.1 Влияние биогенных поверхностно-активных веществ

2.3.2 Влияние на относительную константу фазового равновесия

2.3.3 Влияние растворенного диоксида углерода на процесс массообмена

2.4 Динамика одиночного пузырька газа в объеме жидкости

2.4.1 Движение пузырька в потоке жидкости

2.4.2 Деформация газового пузырька в процессе всплытия

2.4.3 Дробление газового пузырька в потоке жидкости

2.4.4 Коалесценция газовых пузырьков

2.5 Газосодержание и проскальзывание между фазами в объеме аппарата

2.6 Процессы дробления и коалесценции в изотропном потоке

2.6.1 Граничные размеры газового пузырька

2.7 Изменение степени очистки методом последовательных приближений

2.8 Описание расчетных методик

2.9 Применимость методик расчета для различных типов барботажных

аппаратов

Выводы к главе

ГЛАВА 3 МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ В МАССООБМЕННОМ АППАРАТЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ РАСЧЕТНЫХ МЕТОДИК

3.1 Исследование влияния давления и температуры в массообменном аппарате на степень извлечения углекислого газа

3.2 Исследование изменения относительного расхода морской воды на степень извлечения диоксида углерода

3.3 Исследование влияния коэффициента проскальзывания на процесс массообмена

3.4 Анализ зависимости двухфазного течения и массообмена от концентрации биогенных поверхностно-активных веществ

3.5 Исследование влияния процессов коалесценции и дробления газовых пузырьков на массообмен

3.6 Исследование влияния содержания газа

Выводы к главе

ГЛАВА 4. ВАЛИДАЦИЯ И ПРОВЕРКА АДЕКВАТНОСТИ МЕТОДИК РАСЧЕТА ПРОЦЕССОВ ДЛЯ МОРСКОГО ПОДВОДНОГО ОБЪЕКТА

4.1 Неучет изменения диаметра пузырька газа при растворении углекислого газа

4.2 Изменение распределения поверхностно-активных веществ по высоте барботажного аппарата

4.3 Неучет хемосорбции диоксида углерода в морской воде

4.4 Учет дробления и коалесценции

4.5 Влияние наклона аппарата

4.6 Подход к описанию двухфазного течения

4.7 Сравнение полученных результатов с экспериментальными данными

Выводы к главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

ПЕРЕЧЕНЬ СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А. ЛИСТИНГ АЛГОРИТМА В СРЕДЕ МЛТИЬЛВ

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. АКТЫ РЕАЛИЗАЦИИ РЕЗУЛЬТАТОВ

ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка методик определения параметров массообмена в барботажном аппарате транспортной энергетической установке»

ВВЕДЕНИЕ

Идея использования источника энергии для обеспечения самостоятельного движения морских подводных объектов (МПО) и попытки её реализации можно проследить с появления самих подводных объектов. Точкой отсчёта можно считать разработки МПО Джевецкого 1878 года [1] и аналогов в других странах. С начала данных разработок сразу же возникла потребность в обеспечении энергии как в надводном, так и в подводном положении. Помимо аккумуляторов с электродвигателем для подводного хода также появилась концепция единого двигателя для надводного и подводного хода, а именно воздухонезависимая энергетическая установка (ВНЭУ) [2] впервые используемая на МПО «Почтовый» проекта Джевецкого 1906 года [1, 2]. Вопрос реализации ВНЭУ на протяжении всей истории их развития решался по-разному. Первым вариантом стал МПО «Почтовый» проекта Джевецкого 1906 года [1,2]. В СССР были разработаны проекты двух экспериментальных МПО, Р-1 с энергоустановкой регенеративного единого двигателя особого назначения (РЕДО) и М-401 с энергоустановкой единого двигателя с химическим поглотителем известковым (ЕД-ХПИ) [3-5].

С появлением первых ядерных энергетических установок (ЯЭУ) в 1954 в США и в 1958 в нашей стране, дизель-электрические и воздухонезависимые энергетические установки были вытеснены ЯЭУ в тех направлениях, где требовалась повышенная автономность [6]. Однако ввиду разработок щелочных топливных элементов в космической отрасли, использующих водород в качестве топлива и кислород в качестве окислителя, интерес к разработкам ВНЭУ начиная с 80-х годов, возрос [3, 4, 7]. С целью подтверждения принципиальной возможности создания и эффективного использования новой энергетики дизель-электрический МПО переоборудовали по проекту 613Э [3]. Полученные в ходе испытаний 1989 года результаты показали, что в сравнении с дизель-электрической энергетической установкой МПО 613 проекта на малой скорости в 2 узла без подзарядки аккумуляторных батарей способные находиться под водой в течение около 7 суток, то МПО С-296 с электрохимическим генератором (ЭХГ) на скорости 2,5 узла обеспечивала нахождение под водой в течении четырёх недель.

Вспомогательная ВНЭУ с ЭХГ имела значительные габариты, обусловленные криогенным хранением кислорода и водорода [4].

В Германии с 1999 года эксплуатируются МПО с комбинированной энергоустановкой, дизельной энергетической установкой для надводного хода, ЭХГ для подводного хода. Водород хранится в интерметаллидах основным недостатком которых является высокая цена, низкое хранимое количество водорода и снижение объема хранимого водорода вследствие циклической деформации интерметаллидов [7-9].

Концепция развития водородной энергетики до 2035 года, утвержденная распоряжением от 05 августа 2021 года №2 2162-р рассматривает водород в качестве перспективного энергоносителя [10]. Применительно к судовым энергетическим установкам водород может быть использован для получения энергии в ЭХГ с низкотемпературными топливными элементами [11-14], ввиду их приемлемых эксплуатационных характеристик и наибольшей суммарной наработке относительно других топливных элементов [7, 15-17].

Интерес к водороду вызван высокой энергетической емкостью водорода [18, 19]. К негативным свойствам водорода относится низкая энергетическая плотность, текучесть, способность образовывать взрывоопасные смеси и существование орто- и параформ [18, 20, 21]. Данные особенности и относительно высокие требования к пожаровзрывобезопасности и массогабаритным характеристикам энергоустановки и системы хранения приводят к тому, что в настоящее время отсутствует единое решение по выбору метода хранения водорода для использования в ЭХГ. Хранение водорода в связанном виде решает проблему свободного водорода и в ряде способов имеет преимущество в содержащемся водороде относительно массы системы хранения [7]. Таким образом в случае ВНЭУ с ЭХГ, реакции окисления водорода на топливных элементах будет предшествовать процесс его генерации [7, 20, 21]. Генерация водорода при использовании углеводородного топлива, обладающего относительно большим процентным содержанием водорода, сопровождается побочным продуктом реакции в виде диоксида углерода, негативно влияющего

на топливные элементы [15-17, 27] и поэтому требующего предварительной очистки водородосодержащего газа перед подачей в ЭХГ [7, 13, 28-30].

Помимо ВНЭУ с ЭХГ, диоксид углерода будет образовываться в ВНЭУ с дизелем замкнутого цикла (ДЗЦ), имеющем преимущество перед ЭХГ в более простой конструкции [7, 31, 32]. Принцип работы ДЗЦ по замкнутому циклу имеет два направления: повторное использование азота в качестве инертного наполнителя с добавлением к нему кислорода или постепенная замена азота углекислым газом, к которому добавляется кислород [7]. Однако оба способа требуют удаления диоксида углерода, получаемого в процессе сгорания топлива, поскольку теплоемкость искусственной газовой смеси, включающей большое количество трехатомного газа СО2 и водяных паров, выше чем у воздуха, что приводит к ухудшению рабочего процесса двигателя [7, 11].

Таким образом необходимость удаления диоксида углерода, образующегося в процессе работы ВНЭУ с ДЗЦ и ВНЭУ с ЭХГ, реализующей генерацию водорода из углеводородного топлива, предполагает наличие массообменного аппарата для удаления диоксида углерода из контура энергетической установки. В данном массообменном аппарате в первом случае будет удалятся диоксид углерода из контура ДЗЦ, во втором, будет осуществляться очистка водородосодержащего газа. Процесс удаления может осуществляться следующими способами [33]:

- хемосорбция с использованием метанола;

- адсорбция в цеолитах;

- абсорбция в морской воде.

Метанол является хорошим поглотителем углекислого газа, однако основными недостатками для транспорта являются громоздкость оборудования [24, 34], высокая токсичность и способность образовывать с воздухом пожаровзрывоопасные смеси [35].

В процессе адсорбционного извлечения диоксида углерода с использованием цеолитов, наряду с диоксидом углерода будут поглощаться пары воды и одновременно с очисткой газа происходит его осушка [36-38]. Преимуществом цеолитов является низкая рабочая температура и высокая степень очистки,

недостатком являются высокие температуры регенерации в процессе дегидратации [38].

Морская вода в качестве абсорбента диоксида углерода, имеет преимущество относительно цеолитов и метанола, связанное с возможностью неограниченного ее получения и рост растворимости с ростом давления [39-44]. Ввиду повышенных требований к габаритам судового оборудования, процесс абсорбции будет происходить, путем барботажа газа через воду [33].

На процессы гидродинамики и массообмена в аппарате, использующем морскую воду помимо изменения растворимости, с изменением температуры и давления [40], будут сказываться примеси, имеющиеся в составе морской воды [45-52]. В разные годы в разработках ВНЭУ и ее систем, для морских объектов принимали участие известные в своих областях знаний специалисты и ученые, как Абрамов Э.Ш., Арсентьев А.С., Архипов А.В., Аршинов А.Н., Байчтюк Ю.К., Бакуменко Л.Г., Балакин А.В., Берденников А.А., Бойков В.П., Болодьян И.А., Губанов Ю.А., Душин Ю.К., Дядик А.Н., Енгошин В.В., Ефимов А.В., Жиров В.П., Замуков В.В., Зинин В.И., Зосимов В.А., Иванов Р.А., Калинин А.Г., Калмыков А.Н., Касимов О.Г., Кириллов В.А., Коровин Н.В., Ландграф И.К., Лафер Р.И., Лидоренко Н.С., Ляпидов К.С., Минеев Ю.К., Никифоров Б.В., Петров С.А., Половинкин В.Н., Порембский В.И., Прохоров Н.С., Разин А.Ф., Русанов В.Р., Сидо-ренков Д.В., Синченко Ю.Н., Симонов Р.И., Скачков Ю.В., Соколов В.С., Стихин А.С., Сурин С.Н., Терешкевич В.О., Тимофеев С.В., Туманов В.Л., Ушаков В.Г., Фатеев В.Н., Федотов П.А., Филин Н.В., Фролов В.А., Хорошев В.Г., Худяков С.С., Шаманов Н.П., Янкевич А.И., Ясаков Г.С. и др. Процессам массообмена и движению двухфазных потоков посвятили значительную часть своих работ ученые Арманд А.А., Кутателадзе С.С., Лаптев А.Г., Левич В.Г., Нигматулин Р.И., Рамм В.М., Стырикович М.А., Шнеерова Р.И.

Расчетные методики, позволяющие исследовать параметры процессов, всегда были важнейшим инструментом при проектировании энергетического оборудования. Данное обстоятельство обусловлено постоянной потребностью в достоверности и точности прогнозирования протекающих процессов

и их результатов, при выборе тех или иных проектных решений. Однако в ходе анализа научно-технической литературы [7, 33, 53-64], по совокупности критериев, характерных для массообменных аппаратов, использующих морскую воду в качестве абсорбента, и работающих в составе транспортной энергетической установки, таких как:

1. Учет свойств морской воды и содержащихся в ней примесей.

2. Реализация турбулентной диффузии в барботажном объеме.

3. Изменяющиеся условия работы и поддержание требуемой степени очистки.

Установлено отсутствие методик определения параметров процессов

в массообменном аппарате, в условиях работы транспортной энергоустановки, с учетом изменяющихся параметров внешней среды, свойств морской воды и их влияния на динамику двухфазных процессов.

В связи с вышеизложенным целью диссертационной работы является разработка методик, позволяющих определять параметры процессов гидродинамики и массообмена при барботаже, с учетом свойств морской воды и содержащихся в ней примесей, в условиях изменения давления и температуры и необходимости поддержания требуемой степени очистки.

Направление исследований в диссертационной работе соответствует паспорту специальности 2.5.20 - Судовые энергетические установки и их элементы (главные и вспомогательные) пункту 1: рабочие процессы в судовых энергетических установках (СЭУ), главных и вспомогательных элементах СЭУ, а также в энергетических комплексах и системах судна, включая гидродинамические и тепловые расчеты и экспериментальные исследования.

Задачи диссертационной работы:

1. Проведение анализа особенностей использования морской воды в качестве абсорбента и условий работы массообменного аппарата характерных для транспортной энергетической установки.

2. Проведение анализа существующих моделей движения газожидкостных смесей, учитывающих проскальзывание между фазами и взаимодействие дискретных частиц.

3. Разработка методик расчета гидродинамики и массообмена в барботажном объеме массообменного аппарата с морской водой в качестве абсорбента в условиях работы транспортной энергетической установки.

4. Создание алгоритма на основе методик.

5. Валидация методик расчета путем сравнения результатов работы алгоритма с экспериментальными данными.

Методология и методы исследования

Методология исследования включала анализ литературных данных, оценку актуальности работы, постановку цели и задач, выполнение расчетного эксперимента по разработке и валидация методик.

В работе использован комплекс современных методов описания динамики газожидкостных потоков: дробление и коалесценция дисперсных частиц, линейный масштаб турбулентности.

Степень достоверности результатов

Достоверность полученных результатов подтверждается сходимостью результатов расчетного исследования с существующими экспериментальными исследованиями.

Степень разработанности темы диссертации

По полученным результатам можно выделить следующие аспекты научной новизны:

1. На основе анализа особенностей использования морской воды в качестве абсорбента определено, что на процесс удаления диоксида углерода будут оказывать влияние характерные для морской воды примеси солей, растворенный диоксид углерода и биогенные поверхностно-активные вещества (ПАВ), где лимитирующим фактором будет наличие растворенного диоксида углерода.

2. Разработана методика определения параметров гидродинамики и массообмена при барботаже, где произведено математическое описание следующих параметров: газосодержания и коэффициента проскальзывания, среднего диаметра газового пузырька, влияния относительного расхода абсорбента, турбулентной диффузии, локальной ламинаризации потока,

граничных условий, дробления и коалесценции дискретных частиц, с учетом свойств морской воды и изменяющихся условий работы.

3. Разработана методика поддержания требуемой степени очистки методом последовательных приближений по расходу абсорбента в условиях изменяющегося давления и температуры.

Научно-техническая задача, решаемая в диссертации заключается в разработке методик, предназначенных для расчета гидродинамики и массообменных процессов, реализуемых при физической абсорбции диоксида углерода с учетом свойств и примесей морской воды и условий работы транспортной энергетической установки.

Теоретическая и практическая значимость работы состоит в том, что ее результаты могут быть применены при разработке судового энергетического оборудования использующего физическую абсорбцию для удаления окислов углерода.

Научное (теоретическое) значение работы заключается в валидации методик, определения массообменных процессов в условиях изменяющихся параметров фаз.

На защиту выносятся:

1. Методика расчета гидродинамики и массообмена в барботажном объеме массообменного аппарата с морской водой в качестве абсорбента, в транспортной энергетической установке.

2. Математическая модель процесса очистки газовой смеси при барботаже, отличающаяся учетом свойств морской воды и особенностей работы транспортной энергетической установки.

3. Методика поддержания требуемой степени очистки газа на выходе

из барботажного объема.

4. Алгоритм расчета процессов гидродинамики и массообмена с изменением степени очистки методом последовательных приближений по расходу абсорбента.

5. Результаты сравнения расчетных и экспериментальных данных.

Апробация результатов. Результаты работы были представлены на 6 конференциях: «Перспективы морской техники» (Санкт-Петербург, 2023); «Современные проблемы экологии» (Тула, 2025); «Актуальные проблемы морской энергетики» (Санкт-Петербург, 2023, 2024, 2025); «ВОКОР-2023» (Санкт-Петербург, 2023).

Также основные положения работы обсуждались на семинаре кафедры судовой ядерной и водородной энергетики (СПбГМТУ). Использовались при подготовке технической документации по результатам совещаний специалистов АО «Концерн «НПО «Аврора» и ВУНЦ ВМФ «ВМА».

Результаты диссертационного исследования используются в учебном процессе ФГБОУ ВО «СПбГМТУ» на кафедре теплофизических основ судовой энергетики, при разработке конструкторской документации приборов газового контроля в АО «НПО «Сервэк», при оценке технических требований к приборам газового анализа при эксплуатации в условиях судового оборудования АО «НПО «Прибор», что отражено в соответствующих актах (Приложение Б).

Публикации. Основные результаты диссертации опубликованы в 7 работах, 6 в изданиях, рекомендованных ВАК России, одна в издании перечня РИНЦ. Доля автора в работах составляет от 60 до 100%.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, библиографии и двух приложений. Общий объем диссертации 129 страниц, включая 40 рисунков. Библиография включает 133 наименования.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ ПАРАМЕТРОВ ГАЗОВОЙ И ЖИДКОЙ ФАЗ, РАСТВОРИМОСТЬ УГЛЕКИСЛОГО ГАЗА

1.1 Генерация водорода для использования в электрохимическом

генераторе

1.1.1 Хранение в связанном виде

Методы генерации водорода подразумевают хранение водорода в связанном виде. Интерес к хранению водорода в органическом топливе вызван большей пожаровзрывобезопасностью, сравнительно высоким выходом водорода. Можно выделить следующие способы генерации водорода с использованием органических веществ:

1. Паровая конверсия углеводородного топлива.

2. Автотермический риформинг углеводородного топлива

3. Пиролиз метана.

4. Гидрирование-дегидрирование ароматических углеводородов.

1.1.1.1 Паровая конверсия. Паровая конверсия углеводородного топлива для получения водорода осуществляется в два этапа, в первом, в ходе реакции происходит конверсия углеводородов, в общем виде протекающая по следующим реакциям [18]:

СпН2п+2 + пН20(пар) ^ пСО + (2п + 1)Н2 + Q (1.1)

СпН2п+2 + 2пН2О(пар) ^ пСО + 2п Н2 + Q (1.2)

СпН2п + пН2О(пар) ^ пСО + 2п Н2 + Q (1.3)

Во втором этапе реализуется конверсия оксида углерода в процессе «реакции сдвига», протекающая по следующей реакции:

СО + Н2О(пар) ^ СО2 + Н2 (1.4)

В ходе первого этапа равновесная концентрация пропорциональна температуре, давлению процесса и соотношению пар-углеводород в начальной концентрации. Выход водорода на моль израсходованного пара наибольший для CH4 и снижается с увеличением содержания углерода в молекуле. Степень конверсии для метана близка к единице при температуре от 800 до 900°С [65].

Процесс конверсии оксида углерода проходит при температурах от 200 до 300°С под давлением в присутствии катализатора с избытком пара [7].

Интерес представляет использование в качестве сырья дизельного топлива [13], тогда конверсия будет протекать по следующей реакции:

С7Н16 + 7Н20(пар) ^ 7СО + 11Н2 (1.5)

1.1.1.2 Автотермический риформинг. Автотермическая конверсия углеводородов является совмещенным процессом и включает в себя парциальное окисление углеводородного топлива и паровой риформинг. В этом случае сначала реализуется экзотермическая реакция парциального окисления, теплотой которой поддерживается эндотермическая реакция парового риформинга. В общем виде реакция для метанола проходит по следующей реакции [66]:

СН3ОН + Н20(пар) ^ С02 + 3Н2 (1.6)

При автотермический конверсии водяной пар выполняет функции реагента при протекании парового риформинга и предотвращения сажеобразования при парциальном окислении [25], причем процесс проводится при температурах от 300 до 400 °С.

1.1.1.3 Пиролиз углеводородов. В процессе пиролиза происходит прямое термическое разложение углеводородного сырья на углерод и водород. Для метана в общем виде реакция проходит по следующей реакции [67]:

СН4 ^ С + 2Н2 (1.7)

Реакция проводится при температуре 800 °С, с применением катализаторов. При более высоких температурах реакция может проходить без катализатора [20].

1.1.1.4 Гидрирование-дегидрирование ароматических углеводородов. Недостатком рассматриваемых реакций (1.4), (1.6), (1.7) являются получаемые побочные продукты в виде углерода и его окислов, негативно влияющих на характеристики ЭХГ [15-17, 27] и вследствие этого требующие дополнительно к системе генерации систему удаления, что негативно сказывается на массогабаритных характеристиках ВНЭУ. Использование реакций гидрирования-дегидрирования ароматических углеводородов [68-70], позволяют

генерировать водород без образования побочных продуктов, что увеличивает ёмкость по водороду.

Энергетически эффективными являются органические соединения с более низкими энтальпиями поглощения и выделения водорода, которые требуют более низкие температуры дегидрирования [70], в число этих соединений входит толуол-метилциклогексан.

В общем виде процесс гидрирования толуола протекает по следующей реакции:

С6Н5СНз+ 3Н2~ СНзСбНц (1.8)

Преимуществом использования метилциклогексана (МЦГ) в качестве сырья для генерации водорода является возможность его получения в нефтехимическом производстве и дальнейшая транспортировка для загрузки в МПО, в работе [71], приведен метод гидрирования толуола по схеме представленной на рисунке 1.1.

Рисунок 1.1 - Получение МЦГ [71] Реакция дегидрирования МЦГ непосредственно на борту, в общем виде будет проходить по следующей реакции:

СНзСбНп ^ СбН5СНз + ЗН2 (1.9)

Преимуществом данной реакции является отсутствие побочных продуктов реакции и возможность повторного использования толуола при его гидрировании

[71, 72].

1.1.2 Сравнение реакций генерации

Хранение водорода в связанном виде и последующая его генерация на борту МПО имеет преимущество ввиду лучшей взрывопожаробезопасности.

Недостатком этого способа является необходимость затрат энергии на извлечение водорода из носителя. По этой причине имеется необходимость учета энергозатрат на собственные нужды системы генерации водорода [19].

Для нахождения энергозатрат на образование водорода, был определён расход энергии на реализацию химических реакций:

1. Паровой конверсии дизельного топлива.

2. Автотермического риформинга метанола.

3. Пиролиза метана.

4. Дегидрирования МЦГ.

Определён удельный расход энергии на реакцию одного килограмма водорода по закону Гесса и его следствия.

Было принято, что энергия экзотермического процесса паровой конверсии оксида углерода (1.4) полностью идёт на обеспечение эндотермической реакции конверсии дизельного топлива.

При среднем удельном расходе реагентов для выработки 1 кВт ч, 0,054 кг/(кВтч) для водорода и 0,43 кг/(кВтч) [34] для кислорода на ЭХГ, удельный расход реагентов для рассматриваемых реакций, будет различаться. Вопрос рассмотрен в работе [24], автор диссертации является соавтором, авторская доля 70 %, результаты представлены в таблице 1.1.

Таблица 1.1 - расход реагентов для генерации 1 кг водорода для разных способов получения

Способ получения водорода Удельный расход энергии на реакцию, кДж/кг Удельный расход реагентов для выработки энергии в ЭХГ, кг/(кВтч)

ш O

Паровая конверсия дизельного топлива (1.5) 46941 0,82 6,61

Продолжение таблицы 1.1

Автотермический риформинг метанола (1.6) 14908 0,22 1,78

Пиролиз метана (1.7) 18922 0,28 2,26

Дегидрирование МЦГ (1.9) 64012 0,76 7,64

Анализ таблицы показывает, что самым затратным способом является дегидрирование МЦГ, наименьшим расходом энергии на реакцию обладает автотермический риформинг метанола [24].

1.1.3 Влияние чистоты водородосодержащего газа на работу электрохимического генератора

Наличие окислов углерода в продуктах генерации, будет оказывать влияние на работу ЭХГ. В работе [16] представлено исследование влияния диоксида углерода на работу щелочного генератора. Продемонстрировано снижение характеристик топливных элементов, вызванное карбонизацией щелочного электролита с течением времени. На работу твердополимерного электролита не оказывает влияние диоксид углерода, однако к снижению характеристик приводит карбонизация, вызванная оксидом углерода, что представлено в работе [30].

Электродвижущая сила электрохимического элемента для газообразных веществ определяется по уравнению [19]:

кт

Еэ = Е0 + — \nCZVj 1пР; - IV; 1пР/ )

Э П^ ■> пр 1 исх ■> исх ■> пр

(1.10)

где Е° - стандартная ЭДС элемента, В; п - число моль-эквивалентов на 1 моль превращенного вещества; F -постоянная Фарадея, 96500 Кл/моль-экв; V,- , V,- -

пр исх

стехиометрические коэффициенты ]-го вещества продуктов реакции и исходных веществ соответственно; А , Р, - относительное давление, равное отношению

■> исх ■> пр

давления выраженного в килопаскалях к 101,3 кПа, для исходных продуктов и продуктов реакции, Па.

Таким образом, в условиях отсутствия реакции карбонизации электролита, снижение парциального давления водорода, вызванное увеличением доли примесей будет негативно влиять на электродный потенциал ЭХГ.

Следовательно, предварительное удаление примесей из водородосодержащего газа повышает КПД ЭХГ.

Помимо очистки водородосодержащего газа, удаление углекислого газа также реализуется в контуре дизеля замкнутого цикла (ДЗЦ).

1.2 Генерация углекислого газа в контуре дизеля замкнутого цикла В режиме замкнутого цикла, смесь отработанных газов двигателя охлаждаются и пропускаются через абсорбер, где происходит поглощение из смеси диоксида углерода. Очищенная смесь пополняется кислородом и аргоном, затем возвращается во впуск двигателя для повторного цикла. Принципиальная схема представлена на рисунке 1.2 [73].

Рисунок 1.2 - Принципиальная схема ЭУ с ДЗЦ [73] Использование в качестве топлива перекись водорода позволяет получать водяной пар и углекислый газ в качестве продуктов сгорания.

Принцип работы заключается в получении кислорода от разложения перекиси водорода по следующей реакции [31]:

2Н202 ^2Н20 + 02 (1.11)

Затем следует подача полученного кислорода в дизель. Для пуска двигателя, в резервуар, содержащий окислитель подается сжатый воздух и перекись водорода

в камеру разложения. Продукты разложения поступают в цилиндр и совершают полезную работу по реакции [31]:

2С18Н38 ^ 36С02 + 38Н20 (1.12)

Горючее из топливного бака вытесняется водой [7]. Поскольку плотность углекислого газа и воды меньше плотности топлива, то объем продуктов реакции оказывается больше освобождаемого объема в емкости с топливом. Также теплоемкость трехатомного углекислого газа и водяного пара выше чем у кислорода, что приводит к ухудшению рабочего процесса двигателя. В связи с этим часть продуктов реакции требует удаления [32].

В этом случае вода выбрасывается за счет насоса, а углекислый газ с целью предотвращения появления пузырьков растворяется различными вариантами, среди которых вымораживание, химическая абсорбция в различных растворителях, среди которых метанол и физическая абсорбция в морской воде [7, 28, 32, 74]. Процесс вымораживания не позволяет удалить весь углекислый газ из контура [29].

Удаление газа жидким поглотителем в абсорбере, основано на растворимости диоксида углерода в растворителях. Метанол является хорошим поглотителем углекислого газа, однако основными недостатками для транспорта являются громоздкость оборудования [34], высокая токсичность и способность образовывать с воздухом пожаровзрывоопасные смеси [35].

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Маловик Дмитрий Сергеевич, 2025 год

— -

0.1 0.11 0.12 0.13 0.14 0.15 0.16 0.17 ОЛЕ mu . мкПа'о

Рисунок 3.6 - Зависимость значений критерия Рейнольдса от динамического коэффициента вязкости, при постоянном расходе (Rezv - для жидкости, Reg - для газа)

На рисунке 3.7 отображено изменение коэффициентов массоотдачи для каждой из фаз.

Рисунок 3.7 - Зависимость изменения коэффициентов массоотдачи от температуры В таком случае понижение коэффициентов массоотдачи ведет к снижению коэффициента массопередачи, представленное на рисунке 3.8.

Рисунок 3.8 - Зависимость изменения коэффициента массоотдачи при различных давлениях Растворенный в воде диоксид углерода будет снижать степень очистки при постоянном расходе, что вызвано меньшим градиентом концентрации в принимающей и отдающей фазах и как следствие меньшей массопередачей. Изменение степени очистки при постоянном расходе представлено на рисунке 3.9.

65 60

1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 2,4 2,6 2,8 3 р, МПа

Рисунок 3.9 - Изменение степени очистки при температуре 10 С, при наличии и отсутствии растворенного углекислого газа Солесодержание будет влиять на плотность воды и относительную константу фазового равновесия в жидкости, что будет оказывать как на массобмен, так и на гидродинамику. Влияние солесодержания на степень очистки представлено на рисунке 3.10.

ц,% 85

65

0 5 10 15 20 25 С

Рисунок 3.10 - Изменение степени очистки при температуре 10 С, с учетом солесодержания £ и без учета солесодержания При требуемой степени очистки равной 80 %, понижение коэффициента массопередачи, в условиях неизменных габаритов аппарата, будет приводить к необходимости повышения расхода воды, что представлено на рисунке 3.11.

Рисунок 3.11 - Зависимость изменения расхода абсорбента при поддержании степени

очистки равной 80 %

Рост расхода в свою очередь приводит к снижению коэффициента проскальзывания и росту гидравлического сопротивления, что представлено на рисунке 3.12.

Рисунок 3.12 - Изменение гидравлического сопротивления при поддержании требуемой

степени очистки

Таким образом, лимитирующими фактором обеспечения требуемой степени очистки помимо гидравлического сопротивления будет растворенный в морской воде диоксид углерода, увеличивающийся с ростом расхода морской воды.

3.2 Исследование изменения относительного расхода морской воды на степень извлечения диоксида углерода

Двухфазная смесь на входе в массообменный аппарат, формируется каждой из фаз, поэтому уменьшение расхода воды, относительно газа будет приводить к росту газосодержания. При постоянной температуре рост газосодержания будет приводить к увеличению числа пузырьков и, следовательно, увеличению поверхности массообмена. Снижение относительного расхода воды приводит к уменьшению приведенных к площади скоростей газа и жидкости, что в свою очередь ведет к понижению значения критерия Рейнольдса для газовой и жидкой фаз. В условиях турбулентной диффузии, снижение значений критерия Рейнольдса для каждой из фаз будет приводить к снижению турбулентных значений критерия Нуссельта и вызванным этим снижением коэффициентов массоотдачи для газовой и жидкой фаз. Снижение коэффициентов массоотдачи приводит к понижению коэффициента массопередачи. На рисунке 3.13 представлены изменения значений площади поверхности массопередачи, коэффициентов массоотдачи и коэффициента массопередачи в зависимости от относительного расхода воды [107].

1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1

0 0,4 0,6 0,0 1,0 Ож

Рисунок 3.13 - Зависимость коэффициентов массоотдачи, массопередачи и суммарной поверхности пузырьков в функции относительного объемного расхода жидкости, протекающей через массообменный аппарат: 1 - Кг-ж, 2 - Рг, 3 - Рж, 4 - Гссум 3.3 Исследование влияния коэффициента проскальзывания на процесс

массообмена

Значительная разница плотностей газа и жидкости, приводит к различию скоростей фаз, что будет сильнее выражено при взаимодействии морской воды, обладающей сравнительно большей плотностью и газовой смеси диоксида углерода с водородом. На изменение скорости движения газовой фазы при допущении о независимости от диаметра газовых пузырьков, будет оказывать влияние коэффициент поверхностного натяжения, динамический коэффициент вязкости и плотность жидкости, по зависимостям, представленным в главе 2. На изменение скорости жидкости будут оказывать влияние объемный расход и площадь сечения массообменного аппарата. Повышение приведенной к площади скорости жидкости будет снижать различие скоростей фаз, что выражается близким к единице коэффициентом проскальзывания. Напротив, малая скорость

жидкости, присутствующая в массообменных аппаратах с большим диаметром или малым объемным расходом будет приводить к большему различию скоростей, поэтому объемное газосодержание будет снижаться. Снижение газосодержания при постоянном среднем диаметре газовых пузырьков будет сопровождаться снижением числа газовых пузырьков при снижении поверхности массообмена. На рисунке 3.14 представлено изменение газосодержания при изменении коэффициента проскальзывания.

Рисунок 3.14 - Зависимость газосодержания от коэффициента проскальзывания

для различных давлений При малых значениях расхода воды и диаметра аппарата коэффициент проскальзывания будет приближаться к единице, что демонстрирует приближение скорости жидкой фазы к газовой. На рисунке 3.15 представлено изменение коэффициента проскальзывания при различных расходах и диаметре массообменного аппарата.

Зависимость диаметра аппарата от коэффициента проскальзывания

Q 100 200 300

-Q Q ZV

- - " "

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

Рисунок 3.15 - Зависимость коэффициента проскальзывания от диаметра массообменного

аппарата для различных расходов.

3.4 Анализ зависимости двухфазного течения и массообмена от концентрации биогенных поверхностно-активных веществ

Морская вода, поступающая в массообменный аппарат, имеет в своем составе ПАВ, адсорбируемые на поверхности пузырьков, что приводит к понижению коэффициента поверхностного натяжения, за счет переноса молекул ПАВ и вызванное этим понижение свободной энергии на границе раздела фаз. Рост концентрации ПАВ, будет приводить к понижению коэффициента массооотдачи для турбулентного течения, что вызвано локальной ламинаризацией на границе с пузырьком. Изменение граничных условий представлено в таблице 3.1.

Таблица 3.1 - Изменение граничных условий пузырьков в зависимости от давления,

температуры и концентрации ПАВ

Давление p, Температура Максимальный диаметр dmax, м Минимальный диаметр dmin, м

МПа воды tzv, С Концентрация ПАВ, мг/л

0,5 1 0,5 1

0 0,0120 0,0086 4,58-10"5 0,29-10"5

1 15 0,0115 0,0078 4,34-10"5 0,26-10"5

30 0,0111 0,0071 4,16-10"5 0,23-10"5

Продолжение таблицы 3.1

0 0,0071 0,0051 2,28-Ш"5 0,15-Ш"5

2 15 0,0068 0,0046 2,16-Ш"5 0,13-Ш"5

30 0,0065 0,0042 2,04-Ш"5 0,11-Ш"5

0 0,0053 0,0038 1,52-Ш"5 0,09-Ш"5

3 15 0,0050 0,0034 1,43-Ш"5 0,09-Ш"5

30 0,0048 0,0031 1,35-Ш"5 0,07-Ш"5

Понижение коэффициента поверхностного натяжения будет сопровождаться понижением скорости и значений граничных условий существования газовых пузырьков, а именно минимального и максимального диаметров. Снижение скорости движения газовых пузырьков ведет к понижению коэффициента проскальзывания и росту газосодержания [125]. Рост газосодержания при снижении минимального и максимального диаметров газовых пузырьков будет приводить к повышению поверхности массообмена.

На рисунке 3.16 представлена зависимость коэффициента поверхностного натяжения от концентрации ПАВ в морской воде, при различных температурах воды.

Рисунок 3.16 - Зависимость коэффициента поверхностного натяжения от концентрации ПАВ в морской воде, для различных температур На рисунке 3.17 представлена зависимость скорости газовых пузырьков от коэффициента поверхностного натяжения.

Е^тагу, Н/м

Рисунок 3.17 - Зависимость скорости газовых пузырьков от коэффициента поверхностного натяжения

Адсорбция ПАВ на границе раздела фаз приводит к снижению коэффициента массоотдачи для жидкой фазы, что вызвано противодействием ПАВ внутренней циркуляции в газовом пузырьке, изменение представлено на рисунке 3.18.

Рисунок 3.18 - Влияние концентрации ПАВ на коэффициент массоотдачи для жидкости

при различных температурах

3.5 Исследование влияния процессов коалесценции и дробления газовых

пузырьков на массообмен

В условиях увеличения значения критерия Вебера для газожидкостного потока, сверх критического значения, будет возникать увеличение инерции по отношению к поверхностному натяжению, что в свою очередь будет приводить к дроблению газовых пузырьков и увеличению поверхности массообмена. Зависимость среднего радиуса газовых пузырьков от значения критерия Вебера представлена на рисунке 3.19.

хЮ"3

\ - \

О 2 4 6 8 10 12 14

УУе хЮ4

Рисунок 3.19 - Зависимость среднего радиуса газовых пузырьков от значения критерия Вебера На процесс дробления также будет оказывать влияние наличие ПАВ, с одной стороны понижающих скорость движения газовой фазы, с другой стороны снижающие граничные значения существования газовых пузырьков. На рисунке 3.20 представлено изменение среднего объема газовых пузырьков по высоте массообменного аппарата, для различных значений поверхностного натяжения.

о-1-1 ■ ---1

0.11 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

Высота, м

Рисунок 3.20 - Изменение среднего объема газовых пузырьков по высоте аппарата, с учетом дробления, при различных значениях поверхностного натяжения Повышение кинематической вязкости v, с понижением температуры ведет к увеличению значений критерия Рейнольдса, что одновременно с малым диаметром массообменного аппарата будет приводить к снижению масштаба вихрей Я, к которым происходит передача энергии и одновременный рост диссипации энергии £ под действием сил вязкого трения.

Изменение скорости диссипации, в зависимости от температуры и диаметра аппарата, представлено на рисунке 3.21.

1.8 1.6 1.4 1.2

I—

^

£ 1

с _о

и 0.8

о.

Ф

0.6 0.4 0.2 0

Зависимость скорости диссипации энергии от температуры

с1 -0.5 м та

-с1 = 1 м та с! ^ 1,5 м

с! =2 м та

— — — -—1

10 15

Ьу, С

20

25

Рисунок 3.21 - Зависимость скорости диссипации энергии от температуры, для различных диаметров массообменного аппарата 3.6 Исследование влияния содержания газа

Отличие работы массообменного аппарата в составе ВНЭУ с ДЗЦ заключается в отсутствии водорода, очищаемом газе, что приводит к росту парциального давления диоксида углерода, поэтому коэффициент массопередачи будет возрастать, что представлено на рис. 3.22.

О 5 10 15 20 25 ^ (2

Рисунок 3.22 - Зависимость коэффициентов массопередачи для различных концентрации

диоксида углерода

Выводы к главе 3

В ходе работы алгоритма, по разработанным методикам определения параметров массообменного аппарата, были получены зависимости гидродинамики и массообмена, в условиях работы ВНЭУ на НПО. Полученные результаты позволяют сделать следующие выводы:

1. Зависимости, полученные при разработке метода определения параметров массообменного аппарата в условиях работы ВНЭУ на МПО, опираются на физико-химические процессы, имеющие место при барботаже газа.

2. Реализация абсорбции требует задаваемого рабочего диапазона параметров, включающих такие значения как давление, температура, соленость, ПАВ.

3. Процесс массообмена в большинстве случаев протекает при наличии проскальзывания между фазами. Различие скоростей между фазами будет меньше в массообменном аппарате меньшего диаметра и при малом расходе жидкости.

4. Поверхностное натяжение будет расти при снижении температуры, за счет роста сил межмолекулярного взаимодействия и снижаться при повышении концентрации ПАВ, за счет адсорбции молекул на границе раздела фаз.

5. Наличие растворенного в морской воде диоксида углерода будет приводить к лимитирующему значению расхода забортной воды, вызванному снижением градиента концентрации в принимающей и отдающей фазах.

6. Снижение коэффициента массопередачи при уменьшении температуры для сохранения требуемой степени очистки может быть скомпенсировано повышением расхода воды, одновременно приводящему к росту гидравлического сопротивления в аппарате. Повышение коэффициента массопередачи в свою очередь приводит к возможности снижения расхода воды, что ведет к снижению затрачиваемой энергии при работе насоса.

7. Концентрация ПАВ по высоте аппарата незначительно изменяется при изменяющихся коэффициентах проскальзывания и значениях газосодержания, характерного для пузырькового движения.

8. В условиях преобладания значения критерия Вебера над критическими значениями, характерными для турбулентного течения, силы инерции преобладают над поверхностным натяжением, что приводит к дроблению пузырьков и уменьшению среднего радиуса газовых пузырьков.

9. Наличие ПАВ и падение поверхностного натяжения, при снижении граничных условий существования пузырьков, приводит к уменьшению влияния процессов дробления на средний диаметр пузырьков.

ГЛАВА 4. ВАЛИДАЦИЯ И ПРОВЕРКА АДЕКВАТНОСТИ МЕТОДИК РАСЧЕТА ПРОЦЕССОВ ДЛЯ МОРСКОГО ПОДВОДНОГО ОБЪЕКТА

4.1 Неучет изменения диаметра пузырька газа при растворении

углекислого газа

Диаметр газового пузырька при снижении концентрации углекислого газа должен уменьшаться, ввиду снижения давления, однако в расчетах процесса растворения С02 это не учитывается. Оценим, насколько это правомерно и какая погрешность получается от неучета фактора уменьшения диаметра газового пузырька.

Принято, что растворение газового пузырька происходит по модели конвективной диффузии. Рассмотрение процесса конвективной диффузии как изотермического может быть оправдано превалирующим влиянием на процесс массы жидкой фазы по сравнению с массой газа в единичном пузырьке. Тогда изменение радиуса газового пузырька определится уравнением

дт рг\дг/г=д 3рг дт

Если пренебречь изменением плотности газа в пузырьке во времени, то уравнение (4.1) упростится и примет вид

т = -(т) (4-2)

дт рг \дг/г=к

Величина производной концентрации в уравнении (4.2) в случае неподвижной границы фаз определяется из решения уравнения молекулярной диффузии

37 = 40 + ^) (4-3)

где начальные и граничные условия следующие:

при х = 0 г = Я, г ^ да, С = Сю ; х > 0 г = Я. С = Со; г ^ Я , С = Сю .

Решение уравнения (4.2) при начальных и граничных условиях (4.3) позволяет определить градиент концентрации на границе пузырька

(а=й = (С°-С-}(1 + ^) (44)

С использованием (4.4) уравнение (4.2) запишется в виде

ад жсо-о /1

dx рг \Д

В приращениях уравнение (4.5) запишется

д^ _ Рг(Сг-Сж) I 1 |

(л + ^Шг) (45)

(- + Т^=)Дт (4.6)

Величина Ах равна времени прохождения газового пузырька всей высоты барботажного объема, т.е.

Дт = — (4.7)

W г

Расчет, выполненный по формуле (4.6) с использованием уравнения (4.7) [107] показал величину погрешности от неучета уменьшения диаметра газового пузырька в 4,5%, что вполне приемлемо для расчета сложных двухфазных потоков.

4.2 Изменение распределения поверхностно-активных веществ по высоте барботажного аппарата

При наличии проскальзывания между фазами, за счет адсорбции молекул ПАВ будет происходить изменение концентрации по высоте массообменного аппарата по формуле [93]:

d С = -Кпав(С - Со) /псум—(4.8)

где Кпав - коэффициент массопереноса, м/с; /псум - удельная поверхность пузырьков, м2/м3.

Наличие проскальзывания между фазами приводит к тому, что подаваемые в массообменный аппарат ПАВ будут уноситься пузырьками за счет адсорбции на их поверхности, это будет приводить к неравномерному распределению ПАВ по высоте аппарата. На рисунке 4.1 представлено влияние скоростей фаз на распределение ПАВ по высоте аппарата.

р

г

Рисунок 4.1 - Влияние скоростей фаз на распределение ПАВ по высоте аппарата Изменение газосодержания в массообменном аппарате, при постоянном диаметре газовых пузырьков, будет приводить к росту удельной поверхности пузырьков, поэтому будет происходить неравномерное распределение ПАВ по высоте, за счет увеличения адсорбции. На рисунке 4.2 представлено влияние газосодержания на распределение ПАВ по высоте аппарата.

Рисунок 4.2 - Влияние газосодержания на распределение ПАВ по высоте аппарата Представленные результаты изменения концентрации по высоте демонстрируют изменение концентрации по высоте менее 1 %, что вызвано общим низким содержанием ПАВ в морской воде.

Однако данное положение требует дальнейшего уточнения при работе массообменного аппарата вблизи рифовых отложений, где концентрация ПАВ значительная. Идеальным является проведение экспериментов с различными

пробами воды Мирового океана, однако данный эксперимент не входил в цели исследования.

4.3 Неучет хемосорбции диоксида углерода в морской воде

Растворенный СОг реагирует с водой, образуя угольную кислоту [95]:

СО2 + Н2О ^ Н2СО3 (4.9)

Данная реакция является обратимой и характеризуется константой равновесия:

К = [Н2СО3] / ([СО2] * [Н2О]) Поскольку концентрация воды практически постоянна, константу можно упростить:

К = [Н2СО3] / [СО2] Угольная кислота является слабой кислотой и будет диссоциировать в два этапа. В первом этапе будет происходить образование гидрокарбонат-иона и иона водорода:

Н2СО3 ^ Н+ + НСО3-Гидрокарбонат-ион будет частично распадаться на карбонат-ион и ион водорода:

НСО3- ^ Н+ + СО32-Данные реакции диссоциации возникающие при хемосорбции диоксида углерода и образовании Н2СО3 сдвигают равновесие реакции образования Н2СО3 вправо по принципу Ле-Шателье, в соответствии с которым при воздействии на систему извне будут возникать процессы в сторону противодействия реакции. Это, в свою очередь, увеличивает потребление СОг, тем самым повышая абсорбцию, при образующихся ионах Н+, сдвигающих равновесие реакции образования НгСОз влево, снижая концентрацию НгСОз и уменьшая абсорбцию СОг. Эти процессы приводят к минимизации изменения рН.

4.4 Учет дробления и коалесценции

Процессы деформации пузырьков, преимущественно их дробление, приводят к росту поверхности массообмена и общего числа пузырьков, для сравнения были

выполнены расчеты параметров газовой фазы, при различных значениях ПАВ, с учетом дробления и без учета, результаты представлены в таблице 4.1.

Таблица 4.1 - Площадь поверхности массообмена с учетом и без учета биогенных

ПАВ

Концентрация ПАВ, мг/л Коэффициент поверхностного натяжения, Н/м Число пузырьков без дробления, штук Поверхность массообмена, м2 Число пузырьков с дроблением, штук Поверхность массообмена, м2

0 0,073 4631 0,168 5625 0,485

0,35 0,057 8648 0,213 12159 0,513

0,59 0,047 14191 0,257 19953 0,629

1,0 0,029 43359 0,394 44064 0,927

При общем незначительном росте числа пузырьков, площадь поверхности массообмена будет значительно возрастать, что при определении параметров массообмена будет оказывать существенное влияние на итоговое значение степени очистки. Вопрос рассмотрен в работе [132], автор диссертации является автором, авторская доля 100 %.

4.5 Влияние наклона аппарата

Работа в условиях работы на МПО, может сопровождаться наклоном массообменного аппарата при изменении глубины. Вертикальное отклонение будет приводить к изменению распределения пузырьков под действием сил тяжести и Архимеда к верхней части массообменного аппарата, а воды к нижней. Это в свою очередь при условии стационарного режима потока, будет приводить к снижению эквивалентного диаметра, занятого пузырьковым потоком, тогда

уравнение (2.55) можно представить в виде:

<ж; = < • - р (4-10)

где: <п - доля сечения, занятая пузырьковым потоком.

Снижение значения критерия Рейнольдса будет приводить к снижению коэффициента массоотдачи. Зависимости представлены на рисунке 4.3.

хЮ

6.5

5.5

4.5

-

0,02105

0.021

0,02095

0,0209

0.02085

0,0208

0,02075

0,0207

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

С1 о, , м

п%

Рисунок 4.3 - Изменение значений критерия Рейнольдса и коэффициента массопередачи в зависимости от доли сечения массообменного аппарата, занятого пузырьковым потоком

Данный расчет рассматривает массообменный аппарат в стационарном режиме и не учитывает распределения газовых пузырьков в следствии турбулентного режима течения, однако демонстрирует, что высокие значения критерия Рейнольдса которые будут характерны при реализации массообмена при малых размерах массообменного аппарата будут отклоняться при допущении, что газовые пузырьки будут занимать половину диаметра.

4.6 Подход к описанию двухфазного течения

При барботаже пузырьковый поток представляет движение дискретных частиц в основной фазе. Поскольку на процесс массообмена будет оказывать влияние площадь поверхности контакта фаз и время контакта фаз, подход к описанию движения дискретных частиц будет влиять на итоговые значения степени очистки. К описанию движения дискретной фазы распространены два подхода, Эйлера и Лагранжа.

Метод Лагранжа описывает движение отдельной частицы в газожидкостной смеси, системой уравнений [88]:

тр = гах + гутх + гБах тР М ^ау + + гуту + гБау

где тр - масса частицы, Га - сила гидродинамического сопротивления, Рут -массовая сила, - сила тяжести, ГБ - сила Сафмана.

Метод Эйлера решает уравнения для газа как непрерывной среды системой уравнений:

^ + Ъ^(рУ) = 0 (4.11)

^(рУ)• (рУ •У)= рГ+ У •Т (4.12)

¿{р(е + + у • {ру (е +Т + Р) -у •т) + ^ = у • (у •т) + ру •

г (4.13)

Данные подходы к решению уравнений движения дискретной фазы отличаются численным методом решения. В случае метода Эйлера расчетные сетки частиц и газа совпадают, в методе Лагранжа траектории частиц отличаются от расчетной сетки газа. Оба метода обладают особенностями, требующими учета при выборе метода. Метод Лагранжа позволяет максимально точно отследить эволюцию каждой частицы и фазовые переходы. При использовании метода Эйлера с отслеживанием изменений частицы возникают проблемы, вызванные тем, что частицы, в которых уже началась кристаллизация, на сеточной модели непрерывной среды могут оказаться в области, где кристаллизация еще невозможна с точки зрения предыстории траекторий частиц; возможна и обратная ситуация. Также, метод Эйлера требует существенно больше расчетных ресурсов, поскольку для каждой группы частиц требуется решать полную систему уравнений типа Навье-Стокса. Метод Лагранжа предполагает решение обыкновенных дифференциальных уравнений [88].

С другой стороны, при использовании метода Лагранжа возникают проблемы с решением уравнения неразрывности на сеточной модели частиц, что вызвано тем, что траектории частиц могут иметь весьма сложную геометрию и неоднократно пересекаться между собой. По этой же причине проблематичен пересчет сил

воздействия частиц на газ и соответствующих конвективных потоков с сеточной модели частиц на сеточную модель газа и жидкости. В двумерном случае эта проблема решается довольно сложно. Для трехмерного течения задача еще более усложняется: частицы сбиваются в узкие области, и на очень близком расстоянии могут оказаться частицы с совершенно разным скоростями и температурой и будет нарушаться непрерывность решения. Определение промежуточных значений параметров для пересчета параметров с траекторий частиц на сеточную модель газа и наоборот становится практически невозможной [114].

4.7 Сравнение полученных результатов с экспериментальными

данными

Физический эксперимент считается наиболее достоверным способом оценки как отдельных категорий процессов гидродинамики и массообмена, так и процессов в контуре энергетической установки в целом. Однако исследование изменения размеров ансамбля газовых пузырьков вследствие растворения, дробления и коалесценции практически невозможно из-за сложности регистрации газовых пузырьков в опытных условиях.

С целью валидации алгоритма, было выполнено сравнение с существующими экспериментальными данными государственного института прикладной химии (ГИПХ) [133]. Данные экспериментов с различными значениями степени очистки сравнивались со степенью очистки определяемой в ходе работы алгоритма. Сравнение расчетных данных с экспериментальными представлен на рисунке 4.2.

Степень очистки, % ос

85,5 85 84,5 84 83,5 83 4 82,5 82 81,5 81 < 80,5

• 4

•

Г

• т

г у 4

>Ряд1

(Данные ГИПХ

Номер эксперимента

Рисунок 4.2 - Сравнение полученных в ходе работы алгоритма данных, данными ГИПХ

В процессе валидации работы алгоритма, установлено, что растворимость полученная в расчете меньше, чем при экспериментальных значениях, наибольшее отклонение равно 4,8 %, среднее отклонение 3,1 %, что при описании конвективной диффузии с учетом движения двухфазного потока с изменяющимися свойствами основной фазы является приемлемым. При уровне доверия 99 %, с нижней границей 80,875 %, расчетные значения попадают в доверительный интервал.

Выводы к главе 4

В ходе валидации и проверки адекватности разработанного метода и сравнения полученных результатов расчета по алгоритму массообменного аппарата были получены следующие результаты:

1. Учет влияния дробления и коалесценции в методе расчета целесообразен ввиду изменения поверхностного натяжения, зависящего от изменения температуры, солености и ПАВ, и росту значения критерия Вебера, что будет характерно для аппаратов малых габаритов, с преобладающим коэффициентом турбулентной диффузии.

2. Изменение концентрации, вызванное наличием проскальзывания между фазами будет незначительно влиять на вертикальное распределение ПАВ, что вызвано общей незначительной концентрацией. Однако при разработке аппаратов, реализующих добавление ПАВ, или ПАВ с высокой абсорбционной

концентрацией, изменение концентрации может возрастать, что необходимо учитывать.

3. Химическая абсорбция диоксида углерода в морской воде может не учитываться, ввиду небольших температур протекания процесса образования угольной кислоты, однако требуется учет, при повышении температур одной из фаз.

4. Изменение эквивалентного диаметра, заполненного газом при наклоне массообменного аппарата приводящее к росту значения критерия Рейнольдса будет сказываться сильнее при повышении расхода воды.

5. Использование аналитического подхода к определению истинного газосодержания без использования подходов Эйлера и Лагранжа обусловлено особенностью их применения. Метод Эйлера оперирует средним значением параметров в пределах сетки, что в условиях межфазного взаимодействия и взаимной деформации фаз будет приводить к расхождению. Метод Лагранжа позволяет определить траекторию каждой частицы, однако при высокой площади поверхности контакта фаз и большом числе пузырьков, данный метод будет требовать значительных вычислительных мощностей.

6. Сравнение существующих экспериментальных параметров с данными, полученными в разработанном алгоритме демонстрирует сходимость с экспериментальными данными, с максимальным отклонением равным 4,8 %, что с учетом моделирования процессов в барботажном массообменном аппарате, реализующего двухфазное движение является приемлемым.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Решена поставленная научная задача - разработаны методики определения параметров процессов в барботажном массообменном аппарате, в условиях работы транспортной энергетической установки, с учетом изменяющихся параметров внешней среды, свойств морской воды и их влияния на динамику двухфазных сред.

Впервые учтены содержащиеся в морской воде биогенные ПАВ, соли и растворенный диоксид углерода, разработана методика определения параметров массообмена при барботаже.

Разработана математическая модель для определения степени очистки газа при барботаже с учетом свойств морской воды.

Были разработаны методики, позволяющие определять параметры процессов гидродинамики и массообмена при барботаже, с учетом свойств морской воды и содержащихся в ней примесей, в условиях изменения давления и температуры и необходимости поддержания требуемой степени очистки.

Разработан алгоритм определения параметров на основе методик.

Выполнена валидация работы алгоритма, путем сравнения с экспериментальными данными, с наибольшим отклонением равным 4,8 %.

Проведенные исследования позволили сделать следующие выводы:

1. Путем проведения расчетного эксперимента установлено, что в условиях турбулентной диффузии солесодержание и снижение температуры, приводит к росту вязкости, ведущей к ламинаризации потока, снижению значения критерия Рейнольдса и как следствие снижению значения критерия Шервуда, что сильнее сказывается на коэффициенте массоотдачи для жидкой фазы, относительно молекулярной диффузии. Данные процессы снижают коэффициент массопередачи при понижении температуры.

2. Определено, что присутствующие в морской воде биогенные ПАВ

в процессе барботажа будут адсорбироваться на границе раздела газ-жидкость

и снижать коэффициент поверхностного натяжения. Наличие проскальзывания между фазами несущественно сказывается на распределении ПАВ по высоте аппарата, что вызвано их общей низкой концентрацией.

3. Выявлено снижение коэффициента поверхностного натяжения при пузырьковом течении в случае адсорбции ПАВ и турбулентного течения при высоких значениях критерия Вебера приводящие к уменьшению среднего радиуса газового пузырька и росту поверхности массообмена.

4. Снижение относительного расхода воды приводит к уменьшению приведенных к площади скоростей газа и жидкости, что в свою очередь ведет к понижению значения критерия Рейнольдса для газовой и жидкой фаз. В условиях турбулентной диффузии, снижение значений критерия Рейнольдса для каждой из фаз будет приводить к снижению турбулентных значений критерия Нуссельта и вызванным этим снижением коэффициентов массоотдачи для газовой и жидкой фаз. Снижение коэффициентов массоотдачи приводит к понижению коэффициента массопередачи.

5. Разработанная методика поддержания требуемой степени очистки позволяет в случае неизменных геометрических параметров массообменного аппарата регулировать степень очистки путем изменения расхода абсорбента. Данный процесс будет ограничиваться напором насоса.

6. В ходе верификации методик, путем сравнения расчетных данных с существующими экспериментальными данными установлена высокая сходимость с максимальным отклонением равным 4,8 %, что при описании конвективной диффузии с учетом движения двухфазного потока с изменяющимися свойствами основной фазы является приемлемым.

7. Предложенные методики позволяют определять параметры процессов гидродинамики и массообмена при барботаже, с учетом свойств морской воды и содержащихся в ней примесей, в условиях изменения давления и температуры и необходимости поддержания требуемой степени очистки.

Разработанные методики, позволяют определять параметры процессов гидродинамики и массообмена при барботаже, с учетом свойств морской воды и

содержащихся в ней примесей, в условиях изменения давления и температуры и необходимости поддержания требуемой степени очистки, как на этапе аванпроекта, с целью определения целесообразности выполнения работ, так и непосредственно на этапах разработки транспортной энергетической установки. Перспективой дальнейшей разработки темы является уточнение используемых методов описания движения пузырькового потока в динамике.

ПЕРЕЧЕНЬ СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ

ВНЭУ - воздухонезависимая энергетическая установка

ГИПХ - государственный институт прикладной химии

ДЗЦ - дизель замкнутого цикла

ДЭУ - дизель-электрическая установка

ЕД - единый движитель

КПД - коэффициент полезного действия

МПО - морской подводный объект

МЦГ - метилциклогексан

НФУ - нормальные физические условия

ПАВ - поверхностно-активные вещества

РЕДО - регенеративный единый двигатель особого назначения

СЭУ - судовая энергетическая установка

ХПИ - химический поглотитель известковый

ЭУ - энергетическая установка

ЭХГ - электрохимический генератор

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Крылов А.Н. Мои воспоминания. - 9-е изд., перераб. и доп. СПб.: Политехника, 2003. - 510 с.

2. Роль российской науки в создании отечественного подводного флота / под общ ред. А.А. Саркисова; [сост. А.А. Саркисов]; РАН. - М.: Наука, 2008. - 654 с.

3. Отечественные подводные лодки. Проектирование и строительство. Под общей редакцией акад. В.М. Пашина. - СПб,: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, 2004. 420 с.

4. Баданин В.А. Подводные лодки с единым двигателем. - Санкт-Петербург: Гангут, 1998. - 288 с.

5. Чернышов Е.А., Романова Е.А., Романов А.Д. Развитие воздухонезависимых энергетических установок подводных лодок // Санкт-Петербург: Вестник ГУМРФ им. адм. С.О. Макарова, 2015. - Вып. 5(33). - С.140-152.

6. Филипповых Д.Н. У истоков создания первой советской атомной субмарины // Военный Академический Журнал, 2015. - Вып. 4 (8). - С. 93-100.

7. Дядик, А.Н. Корабельные воздухонезависимые энергетические установки / А.Н. Дядик, В.В. Замуков, В.А. Дядик. - Санкт-Петербург: Судостроение, 2006. -424 с.

8. Яковлев Ю.А. Параметрическая неустойчивость материалов, накапливающих водород, при циклическом механическом нагружении / Нижний Новгород: Вестник Нижегородского университета им. Н.И. Лобачевского, 2011. -Вып. 4(4). - С. 25-26.

9. Скрябина Н.Е., Спивак Л.В., Шеляков А.В. Влияние водорода на ползучесть и электросопротивление быстрозакалённых сплавов системы Ti-Ni-Cu-Hf-Zr / Пермь: Вестник Пермского университета, 2006. - Вып. 1. - С. 83-86.

10. Об утверждении Концепции развития водородной энергетики в Российской Федерации: Распоряжение Правительства РФ от 5 августа 2021 г. № 2162-р. - 2021. 23 с.

11. Филиппов, С. П. Водородная энергетика: перспективы развития и материалы / С. П. Филиппов, А. Б. Ярославцев. - М.: Успехи химии, 2021 г. - Вып. 90(6). - С. 627-643.

12. Алексин, Е.Н. Способы хранения и получения водорода на подводной лодке: дис. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук 05.08.05 / Алексин Е.Н. - Санкт-Петербург, 2013. - 204 с.

13. Ченцов, М. С. Концепция установки получения водорода риформингом дизельного топлива в составе атмосферонезависимой энергетической установки с электрохимическими генераторами для неатомной подводной лодки / М. С. Ченцов, В. С. Соколов, Н. С. Прохоров. - Саров: Международный научный журнал «Альтернативная энергетика и экология», 2006 г. - Вып. №11(43). - С 39-46.

14. Арсентьев, А.С. Создание ВНЭУ для отечественного ВМФ / А. С. Арсентьев, Н. С. Прохоров, С. С. Худяков, А. И. Янкевич. - Санкт-Петербург: Морской сборник, 2020. - Вып. 8(2081). - С. 79-83.

15. Бегунов Р. С., Валяева А. Н. Твердополимерные электролиты для топливных элементов: строение и свойства / Башкирский химический журнал. 2012. Том 19. № 4. С. 119-139.

16. Карбонизация и декарбонизация щелочных матричных топливных элементов / Д. Г. Кондратьев, В. И. Матренин, А. Т. Овчинников [и др]. - Саратов: Электрохимическая энергетика, 2009. - Т. 9. - Вып. №2. - С. 110-112.

17. Козлов С. И., Фатеев В. Н. Топливные элементы с твердым полимерным электролитом. Транспорт на альтернативном топливе. 2016 г., № 4 (52), С. 44 - 55.

18. Водород. Свойства, получение, хранение, транспортирование, применение; Справ. Изд. / Д. Ю. Гамбург, В П. Семенов, Н. Ф. Дубовкин, Л. Н. Смирнова. - М.: Химия, 1989 г. - 672 с.

19. Николаев О. С. Водород и атом водорода: справочник физических параметров. - Москва: Ленанд, 2006. - 47 с.

20. Проблемы аккумулирования и хранения водорода / В. Н. Фатеев [и др]. Chemical problems, 2018. - Вып. № 4 (16). - С. 453-483.

21. Коровин Н.В. Электрохимическая энергетика. - М.: Энергоатомиздат, 1991. - 264 с.

22. Дядик, А. Н. Перспективы развития воздухонезависимых энергетических установок / А. Н. Дядик, А. В. Юшков. - Санкт-Петербург: Труды Крыловского государственного научного центра, 2021. - Вып. № 1. - С. 347-348.

23. Дубинин, А.М. Энергетическая эффективность ряда способов получения водорода / Г.Р. Кагарманов, А.В. Финк. - Иваново: Известия высших учебных заведений. Химия и химическая технология, 2009. - том 52 (2). - С. 54-56.

24. Маловик, Д.С. Генерация водорода с использованием органических носителей на борту морских подводных объектов / Д.С. Маловик, А.Н. Дядик, С.Н. Бударин, М.А. Кича. - Морской Вестник, 2024. - № 1 (89). - С. 62-64.

25. Коробцев, С. В. Производство водорода из органического сырья / С. В. Коробцев, М. Ф. Кротов, В. Н. Фатеев [и др]. - М.: Транспорт на альтернативном топливе, 2013. - Вып. № 6 (36). - С. 10-14.

26. Кротов, М.Ф. Производство водорода из органического сырья / М.Ф. Кротов, С.В. Коробцев, В.Н. Фатеев [и др]. - М.: Транспорт на альтернативном топливе, 2009. - Вып. №6(12). - С. 66-74.

27. Козлов С.И., Фатеев В.Н. Водно -щелочные топливные элементы / Транспорт на альтернативном топливе, 2016. - Вып. 3(51). - С. 41-49.

28. Иванов Р.А., Копытов Ю.В., Струев В.П. Судовые системы утилизации продуктов сгорания углеводородного топлива. Труды Крыловского государственного научного центра. 2018; 386(4): 133-138.

29. Определение возможности вымораживания двуокиси углерода в воздухонезависимой энергоустановке с ЭХГ-генератором Бакуменко Л.Г., Дядик А.Н., Ларионов М.В., Левицкий А.Л., Сурин С.Н., Худяков С.С. Системы управления и обработки информации. 2017. № 4 (39). С. 12-16.

30. Фатеев В.Н., Лютикова Е.К., Амаделли Р. Окисление СО на платине, включенной в композиционные электродв на основе твердого полимерного электролита // Электрохимия, 1999 г. - Т. 35. - № 12. - 196 с.

31. Хоанг, Куанг Лыонг. Воздухонезависимые энергетические установки на основе двигателей Стирлинга / Куанг Лыонг Хоанг. — Молодой ученый. 2020. — № 38 (328). — С. 19-24.

32. Замуков В. В., Сидоренко Д. В., Михайлов В. А. Устройство для удаления углекислого газа. Патент Российской Федерации RU2615042C1.

33. Лаптев А. Г., Конахин А. М., Минеев Н. Г. Теоретические основы и расчет аппаратов разделения гомогенных смесей. М.: Теплотехник, 2011 г. - 424 с.

34. Гидрогенизационные процессы в нефтепереработке / Д.И. Орочко, А.Д. Сулимов, Л.Н. Осипов. - М.: Химия, 1971 г. - 352 с.

35. ГОСТ 222-95. Метанол технический. Технические условия.

36. Дегтярев, А. В. Катализаторы на блочных носителях для окисления СО / А. В. Дегтярев, М. А. Кича // Сборник тезисов VI Научно-технической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых (с международным участием) "Неделя науки-2016", Санкт-Петербург, 30 марта 2016 года / Санкт-Петербургский государственный технологический институт (технический университет). - Санкт-Петербург: Санкт-Петербургский государственный технологический институт (технический университет), 2016. - С. 113. - ББК УТ1У71.

37. Дегтярев, А. В. Катализаторы для очистки воздуха от СО / А. В. Дегтярев, М. А. Кича // Материалы научной конференции "Традиции и инновации", посвященной 188-й годовщине образования Санкт-Петербургского государственного технологического института (технического университета), Санкт-Петербург, 01-02 декабря 2016 года. - Санкт-Петербург: Санкт-Петербургский государственный технологический институт (технический университет), 2016. - С. 99. - ББК УТХЕДЬ.

38. Кобзарь Ю. Н., Алехина М. Б. Влияние предварительной подготовки цеолитов на их адсорбционные свойства по диоксиду углерода. Успехи в химии и химической технологии, 2007 г. - С 72-74.

39. Намиот А.Ю. Растворимость газов в воде: Справочное пособие. - М.: Недра, 1991. - 167 с.

40. Намиот А.Ю., Бондарева М.М. Растворимость газов в воде под давлением.

- М.: Гостоптехиздат, 1963.

41. Переверзева С. А., Коносавский П. К., Тудвачев А. В., Хархордин И. Л. Захоронение промышленных выбросов углекислого газа в геологические структуры. - 2014 г. Сер. V, Вып. 1, - С. 5 - 21.

42. Новоселов А. Г., Тишин В. Б., Дужий А. Б. Справочник по молекулярной диффузии в системах газ-жидкость и жидкость-жидкость. В кн.: Новый справочник химика и технолога. Процессы и аппараты химических технологий. Ч. II. - СПб: НПО «Профессионал», 2006. - 91 с.

43. Лапшин В.И., Волков А.Н., Шафиев И.М. Коэффициент сжимаемости газов и газоконденсатных смесей: экспериментальное определение и расчеты. Актуальные вопросы исследований пластовых систем месторождений углеводородов. Часть 1, - 2011. - С. 120-129.

44. Ахметова В. Р., Смирнов О. В. Улавливание и хранение диоксида углерода

- проблемы и перспективы. Башкирский химический журнал, 2020 г., Т. 26, №3, С. 103 - 116.

45. Архипкин В.С., Добролюбов С.А. Океанология. Физические свойства морской воды. - М.: МАКС Прес, 2005. - 216 с.

46. Егоров Н.И. Физическая океанография. - Ленинград: Гидрометеоиздат, 1974. - 450 с.

4V. Физика океана. Богородский В. В., Гусев А. В., Доронин Ю. П., [и др]. -Ленинград: Гидрометеоиздат, 19V8 г. - 28V с.

48. Иванов В.А., Показеев К.В., Совга Е.Е. Загрязнение ми-рового океана. М.: МАКС Пресс, 2006. - 146 с.

49. Романкевич Е.А., Ветров А.А., Пересыпкин В.И. Орга-ническое вещество мирового океана. М.: Геология и геофизика, 2009. т. 50, № 4, С. 401-411.

50. Малинин В.Н., Образцова А.А. Изменчивость обмена углекислым газом в системе океан-атмосфера. Санкт-Петербург: Terra Humana, 2011. - №4. С. 220-226.

51. Richard E. Zeebe and Dieter Wolf-Gladrow CO2 in seawater: equilibrium, kinetics, isotopes. Elsevier Oceanography Series, 65. 341 p.

52. Проблема идентификации источников пленочных загрязнений в каспийском море Островская Е.В. [и др.] М.: Защита окружающей среды в нефтегазовом комплексе, 2014. №12. С. 13-16.

53. Кутателадзе С.С., Стырикович М.А. Гидродинамика газожидкостных систем. Изд. 2- перераб. и доп. - М.: Энергия, 1976. - 296 с.

54. Рамм В. М. Абсорбция газов/ В. М. Рамм. - М.: Химия. 1974. - 656 с.

55. Бретшнайдер С. Свойства газов и жидкостей: инженерные методы расчета : Пер. с польск. / Под ред. чл.-кор. АН СССР П. Г. Романкова. - Москва; Ленинград: Химия, 1966. - 535 с.

56. Флореа О., Смигельский О. Расчеты по процессам и аппаратам химической технологии / Пер. с рум. З. М. Хаимского; Под общ. ред. д -ра техн. наук, проф. С. З. Кагана. - М.: Химия, 1971. - 448 с.

57. Левич В.Г. Физико-химическая гидродинамика. М.: Гос. изд.-во. физ.-мат. литературы, 1959. - 699 с.

58. Лаптева, Е.А. Гидродинамика барботажных аппаратов / Е.А. Лаптева, А.Г. Лаптев. - Казань: Центр инновационных технологий, 2017. -190 с.

59. Нигматулин Р.И. Динамика многофазных сред. Т. 1,2. - М.: Наука, 1987.

60. Дьяконов С.Г., Елизаров В.И., Лаптев А.Г. Теоретические основы и моделирование процессов разделения веществ. Казань: Изд-во Казанск. Ун-та, 1993. 437 с.

61. Соколов В.Н. Газожидкостные реакторы / В.Н. Соколов, И.В. Доманский. Л.: Машиностроение, 1976.

62. Тарат Э. Я., Мухленов И.П., Туболкин А.Ф. и др. / Пенный режим и пенные аппараты. Монография под ред. Мухленова И.П., проф. Э. Я. Тарата. Л.: "Химия", 1977. 304 с.

63. Шарапов В.И., Сивухина М.А., Декарбонизаторы / Ульян. Гос. Техн. Ун -т. Ульяновск: УлГТУ, 2000. 204 с.

64. Островский Г.М. Прикладная механика неоднородных сред. СПб.: Наука, 2000. 359 с.

65. Переработка нефти. ИТС 30. -2017 г. - 643 с.

66. Мурзин П. А. Сравнительный анализ парового и автотермического риформинга природного газа для производства водорода / П. А. Мурзин, Г. Е. Масленников, А. Ф. Рыжков // Теплотехника и информатика в образовании, науке и производстве : сборник докладов X Всероссийской научно -практической конференции студентов, аспирантов и молодых учёных (ТИМ'2022) с международным участием (Екатеринбург, 19-20 мая 2022 г.). — Екатеринбург: УрФУ, 2022. — С. 111-114.

67. Черных, С.П. Каталитический пиролиз углеводородов: проблемы и перспективы / С.П. Черных, С.В. Адельсон, Т.Н. Мухина // Нефтехимия. - 1991 -Т. 31 - С. 688-695.

68. Pure hydrogen production from methylcyclohexane using a new high performance membrane reactor / Ferreira-Aparicio Paloma, Rodriguez-Ramos Inmaculada, Guerrero-Ruiz Antonio. Chem. Commun, 2002. № 18, p.p. 2082 - 2083.

69. Каленчук, А. Н. Гетерогенно-каталитические реакции гидрирования -дегидрирования полициклических углеводородов как основа для хранения химически связанного водорода и его выделения: дис. на соиск. уч. степ. д -ра. хим. наук 02.00.15 / Каленчук А. Н. - М., 2021. - 377 с.

70. Пат.№ 2304462 Российская Федерация, МПК B01J 7/00 C0B 3/26 B01J 23/38. Материалы для хранения водорода на основе каталитических композитов и способ хранения водорода в каталитических композитных системах на основе реакций гидрирования - дегидрирования ацетиленовых соединений / Тарасов А. Л., Кустов Л. М., Богдан В. И., Кустов А. Л.; заявитель и патентообладатель ООО «Энвайрокет». - № 2005130341/04; заявл. 30.09.2005; опубл. 20.08.2007, Бюл. № 23.

71. Пат.№ 2012137108 Российская Федерация, МПК C01B 3/00. Способ производства водорода, предназначенного для хранения и транспортировки / Окада Е., Саито М., Вакамацу С., Симура М.; заявитель и патентообладатель Тийода Корпорейшн (JP). - № 2012137108/05; заявл. 24.03.2011; опубл. 10.05.2014, Бюл. № 13.

72. ГОСТ 5789-78 Реактивы. Толуол. Технические условия. Дата введения 1979-01-01 / Межгосударственный совет по стандартизации, метрологии и сертификации. - Изд. официальное. - Москва: Стандартинформ, 2008. - 6 с.

73. Земцов Н.А., Чигодайкин А.И., Тория Т.Г., Епихин А.И. Работа судовой энергетической установки по замкнутому циклу. Новороссийск: Вестник государственного морского университета имени адмирала Ф.Ф. Ушакова. № 3(40), 2022, С. 26-29.

74. Балакин А.В., Богданов Д.С., Дядик А.Н. Технология отработки систем управления блоком очистки воздухонезависимой энергетической установки с использованием имитационного моделирующего комплекса// Морские интеллектуальные технологии. СПб, №4 (30). Т. 2. 2015. С. 52 - 56.

75. Рейтер П.А., Ануров С.А. Влияние условий термической подготовки цеолитов на адсорбцию паров воды / Успехи в химии и химической технологии, 2008. Т. 22. № 9(89). С. 84-86.

76. Методические рекомендации по определению и обоснованию технологических потерь природного газа, газового конденсата и попутного газа при добыче, технологически связанных с принятой схемой и технологией разработки месторождения. Утв. Министерством энергетики РФ 12 апреля 2018 года.

77. С. А., Коносавский П. К., Тудвачев А. В., Хархордин И. Л. Захоронение промышленных выбросов углекислого газа в геологические структуры. - 2014 г. Сер. 7, Вып. 1, - С. 5 - 21.

78. Новоселов А.Г., Дужий А.Б., Голикова Е.Ю. Молекулярная диффузия газов в жидкости. Коэффициенты молекулярной диффузии диоксида углерода в воде // Научный журнал НИУ ИТМО. СПб, №2 (20). 2014. 19 с.

79. Himmelblau D.M. Diffusion of dissolved gases in liquids / p.p. 527-550.

80. Othmer D.F., Thakar М.Б. Correlating diffusion coefficients in Liquids. Ind. End. Chem. 1953, V. 45, no. 3, pp. 589-593.

81. Sovova H., Prochazka J. New method of measurement of diffusivities of gases in liquids. Chem. Eng. Sci. 1976, V. 31, Is.11, pp. 1091-1097.

82. Ibrahim S.H., Kuloor N.R. Diffusion in dilute solutions - a new correlation. Brit. Chem. Eng. 1960, V. 5, no. 11, pp. 795-797.

83. Akgerman A., Gainer J.L. Diffusion of gases in liquids. Ind. Eng. Chem. Fundament. 1972, V. 11, pp. 373-379.

84. Шервуд Т., Пигфорд Р., Уилки Ч. Массопередача: Пер. с англ. / Под ред.

B.А. Малюсова. - М.: Химия 1982. - 696 с.

85. Г. Уоллис Одномерные двухфазные течения. пер. с англ. В.С. Данилина, Ю.А. Зейгарника. под ред. И.Т. Аладьева. М.: «Мир», 1972. 440 с.

86. Численное моделирование свободного всплытия пузырька воздуха. Козелков А.С. [и др.] - Супервычисления и математическое моделирование. Дата

C.142-153.

87. А.М. Логвинов, К.Б. Канн Деформация газового пузырька 1. Модельный пузырек. Научные ведомости, 2005. № 2 (22), вып. 11. С. 166-176.

88. Подоплелов Е.В., Семенов И.А., Ульянов Б.А. Моделирование динамики газовых пузырьков в жидкостях / Современные технологии. Системный анализ. Моделирование № 3 (39) 2013. С. 126-129.

89. Подоплелов Е.В., Семенов И.А., Ульянов Б.А. Моделирование динамики газовых пузырьков в жидкостях. - Современые технологии. Системный анализ. Моделирование. № 3 (39) 2013. - С. 126-129.

90. Clift R. Bubbles, drops, and particles / R. Clift, J.R. Grace, M.E. Weber. - New York, 1978. - 380 p.

91. Кашинский О.Н., Каипова Е.В., Чинак А.В. Влияние эффекта группировки пузырей на локальные характеристики газожидкостного течения в плоском канале. 12 с.

92. Брилл Дж., Мукерджи Х. Многофазный поток в скважинах. - Москва-Ижевск: Институт компьютерных исследований, 2006. - 384 с.

93. Добролюбов С.А., Мамаев О.И. Об уточнении упрощенного уравнения состояния морской воды // Вестн. Морск. ун-та. Сер. 5, География, 1987. № 1. 7 с.

94. Пат.№ 2349910 Российская Федерация, МПК G01N 29/00. Способ определения солености и плотности морской воды / Разумеенко Ю.В., Ейбоженко

А.В., Барбанель Б.А., Пахарьков И.Г; заявитель и патентообладатель ФГУП "Санкт-Петербургское морское бюро машиностроения "Малахит" (RU). - № 2007128362/28; заявл. 23.07.2007; опубл. 20.03.2009.

95. Frank J.Millero, Alain Poisson. International one-atmosphere equation of state of seawater. Deep Sea Research Part A. Oceanographic Research Papers. Vol 28, Issue 6, June 1981, P. 625-629.

96. Варгафтик Н.Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей / Н.Б. Варгафтик 2-е изд. доп. и перераб. - М.: Наука, 1972. - 721 с.