Optimisation de la conception d'un magnésium | Groupe de roses roses de Guangzhou

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 13436 (2022) Citer cet article

4560 accès

8 Citations

125 Altmétrique

Détails des métriques

Les hydrures métalliques (MH) sont connus comme l'un des groupes de matériaux les plus appropriés pour le stockage de l'énergie hydrogène en raison de leur grande capacité de stockage d'hydrogène, de leur faible pression de fonctionnement et de leur grande sécurité. Cependant, leur cinétique lente d'absorption de l'hydrogène diminue significativement les performances de stockage. Une évacuation plus rapide de la chaleur du stockage MH peut jouer un rôle essentiel pour améliorer son taux d'absorption d'hydrogène, ce qui se traduit par de meilleures performances de stockage. À cet égard, la présente étude vise à améliorer les performances de transfert de chaleur pour avoir un impact positif sur le taux d'absorption d'hydrogène des systèmes de stockage MH. Une nouvelle bobine semi-cylindrique est d'abord conçue et optimisée pour le stockage de l'hydrogène et intégrée en tant qu'échangeur de chaleur interne avec de l'air comme fluide caloporteur (HTF). L'effet de nouvelles configurations d'échangeurs de chaleur est analysé et comparé à la géométrie normale des bobines hélicoïdales, sur la base de différentes tailles de pas. De plus, les paramètres de fonctionnement du stockage MH et HTF sont étudiés numériquement pour obtenir des valeurs optimales. ANSYS Fluent 2020 R2 est utilisé pour les simulations numériques. Les résultats de cette étude démontrent que les performances de stockage MH sont considérablement améliorées en utilisant un échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique (SCHE). La durée d'absorption d'hydrogène est réduite de 59 % par rapport à un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal normal. Le pas de bobine le plus bas de SCHE entraîne une réduction de 61% du temps d'absorption. En termes de paramètres de fonctionnement pour le stockage MH avec SCHE, tous les paramètres sélectionnés apportent une amélioration majeure du processus d'absorption d'hydrogène, en particulier la température d'entrée du HTF.

Une évolution des ressources énergétiques basées sur les combustibles fossiles vers des formes d'énergie renouvelables est en cours à l'échelle mondiale. Étant donné que de nombreuses formes d'énergie renouvelable fournissent de l'électricité de manière dynamique, le stockage de l'énergie est nécessaire pour équilibrer la charge. Le stockage d'énergie à base d'hydrogène fait l'objet de beaucoup d'attention à cette fin, notamment parce que l'hydrogène peut être utilisé comme carburant alternatif «vert» et comme moyen de stockage d'énergie, en raison de ses caractéristiques et de sa portabilité1. De plus, l'hydrogène offre également une plus grande capacité énergétique par masse par rapport aux combustibles fossiles2. Il existe quatre principaux types de stockage d'énergie hydrogène : le gaz comprimé, le stockage souterrain, le stockage liquide et le stockage solide. L'hydrogène gazeux comprimé est le principal type utilisé dans les véhicules à pile à combustible tels que les bus et les chariots élévateurs. Cependant, ce stockage fournit une faible densité volumétrique d'hydrogène (environ 0,089 kg/m3) et présente des problèmes de sécurité concernant la pression de fonctionnement élevée3. Le stockage liquide stockera l'hydrogène sous forme liquide, basé sur le processus de conversion à basse température et pression ambiante. Cependant, il y a environ 40% de perte d'énergie pendant le processus de liquéfaction. De plus, cette technique est également connue pour sa consommation d'énergie plus élevée ainsi que pour sa consommation de temps par rapport à la technique de stockage solide4. Le stockage solide est une option réalisable pour l'économie de l'hydrogène qui stocke l'hydrogène en le combinant dans des matériaux solides par absorption et en libérant de l'hydrogène par désorption5. L'hydrure métallique (MH) est l'une des technologies de stockage de matériaux solides qui a récemment suscité un intérêt considérable dans les applications de piles à combustible en raison de sa capacité élevée en hydrogène, de sa faible pression de fonctionnement et de son faible coût par rapport au stockage liquide, pour les applications fixes et mobiles6,7. De plus, les matériaux MH offrent également des performances sûres en tant que stockage efficace à haut volume8. Cependant, un problème limite les performances du MH : les réacteurs MH souffrent d'une faible conductivité thermique9, ce qui entraîne une absorption et une désorption lentes de l'hydrogène.

Un transfert de chaleur approprié lors des réactions exothermiques et endothermiques est la clé de l'amélioration des performances du réacteur MH. Pour le processus de charge en hydrogène, la chaleur générée doit être évacuée du réacteur afin de contrôler le débit de charge en hydrogène au débit souhaité avec la capacité de stockage maximale10. En revanche, la chaleur est nécessaire pour améliorer le taux de libération d'hydrogène pendant le processus de décharge. Pour améliorer les performances de transfert de chaleur et de masse, de nombreux chercheurs ont étudié la conception et l'optimisation en fonction de plusieurs facteurs, notamment les paramètres de fonctionnement, la structure MH et l'optimisation MH11. L'optimisation MH peut être effectuée en ajoutant des matériaux à haute conductivité thermique tels que les mousses métalliques dans le lit MH12,13. Par cette méthode, la conductivité thermique effective peut être augmentée de 0,1 à 2 W/mK10. Cependant, l'ajout de matière solide réduit considérablement la capacité du réacteur MH. Pour les paramètres opératoires, des améliorations peuvent être apportées par l'optimisation des conditions opératoires initiales du lit MH et du fluide caloporteur (HTF). La structure MH peut être optimisée par la géométrie du réacteur et la disposition des conceptions des échangeurs de chaleur14. En termes de configuration d'échangeur de chaleur du réacteur MH, les approches peuvent être classées en deux types. Il s'agit d'un échangeur de chaleur interne, qui est intégré dans le lit MH, et d'un échangeur de chaleur externe tel que des ailettes, une chemise de refroidissement et un bain d'eau qui recouvrent le lit MH15. Pour l'échangeur de chaleur externe, Kaplan16 a analysé les performances d'un réacteur MH en utilisant de l'eau de refroidissement comme chemise pour réduire la température à l'intérieur du réacteur. Les résultats ont été comparés à un réacteur à 22 ailettes circulaires et à un autre réacteur qui se refroidit par convection naturelle. Ils ont affirmé que le fait d'avoir une chemise de refroidissement réduisait considérablement la température du MH, ce qui se traduisait par un meilleur taux d'absorption. L'étude numérique du réacteur MH avec chemise d'eau de Patil et Gopal17, a indiqué que la pression d'alimentation en hydrogène et la température du HTF sont les paramètres clés pour affecter les taux d'absorption et de désorption d'hydrogène.

L'augmentation de la surface de transfert de chaleur en ajoutant des ailettes et des échangeurs de chaleur intégrés à l'intérieur des MH est essentielle pour améliorer les caractéristiques de transfert de chaleur et de masse qui conduisent à l'amélioration des performances de stockage MH18. Plusieurs configurations d'échangeurs de chaleur internes (tube droit et tube à serpentin hélicoïdal) ont été développées afin de faire circuler le fluide de refroidissement dans tout le réacteur MH19,20,21,22,23,24,25,26. Avec un échangeur de chaleur interne, le fluide de refroidissement ou de chauffage transférera de la chaleur locale à l'intérieur du réacteur MH pendant les processus de sorption d'hydrogène. Raju et Kumar27, ont utilisé plusieurs tubes droits comme échangeurs de chaleur pour améliorer les performances MH. Leurs résultats ont indiqué que le temps d'absorption était réduit lors de l'utilisation de tubes droits comme échangeurs de chaleur. De même, l'utilisation d'un tube droit a également réduit le temps de désorption de l'hydrogène28. Un débit plus élevé de fluide de refroidissement augmente les taux de charge et de décharge d'hydrogène29. Cependant, l'augmentation du nombre de tubes de refroidissement affecte positivement les performances MH plutôt que le débit de fluide de refroidissement30,31. Raju et al.32, ont étudié les performances des échangeurs de chaleur multi-tubes à l'intérieur du réacteur en utilisant LaMi4.7Al0.3 comme matériaux MH. Ils ont signalé que les paramètres de fonctionnement affectent de manière significative le processus d'absorption, en particulier la pression d'alimentation, suivie du débit du FTC. Cependant, la température d'absorption s'est avérée moins importante.

Les performances des réacteurs MH ont été encore améliorées en utilisant un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal, car il améliore le transfert de chaleur par rapport aux tubes droits. Cela est dû aux circulations secondaires qui permettent une meilleure évacuation de la chaleur du réacteur25. De plus, le tube hélicoïdal fournit plus de surface pour l'évacuation de la chaleur du lit MH vers le fluide de refroidissement. Cette méthode produit également une répartition plus uniforme des tubes caloporteurs lorsqu'elle est intégrée à l'intérieur du réacteur33. Wang et al.34, ont étudié l'effet de la durée d'absorption d'hydrogène en ajoutant une bobine hélicoïdale dans le réacteur MH. Leurs résultats ont indiqué que le temps d'absorption diminuait lorsque le coefficient de transfert de chaleur du fluide caloporteur augmentait. Wu et al.25, ont étudié les performances d'un réacteur MH à base de Mg2Ni et d'un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal. Leur étude numérique a montré une réduction du temps de réaction. L'amélioration du mécanisme de transfert de chaleur dans un réacteur MH est basée sur un rapport plus petit du pas hélicoïdal au diamètre hélicoïdal et au pas non dimensionnel. L'étude expérimentale de l'utilisation d'une bobine hélicoïdale comme échangeur de chaleur interne par Mellouli et al.21 a prouvé que la température initiale du HTF affecte de manière significative l'amélioration des temps d'absorption et de désorption de l'hydrogène. La combinaison de divers échangeurs de chaleur internes a fait l'objet de plusieurs études. Eisapour et al.35 ont étudié le stockage du MH en utilisant un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal avec un tube de retour central afin d'améliorer le processus d'absorption de l'hydrogène. Leurs résultats ont indiqué qu'un tube hélicoïdal associé à un tube de retour central améliorait considérablement l'échange de chaleur entre le fluide de refroidissement et le MH. Un pas inférieur du tube hélicoïdal et un diamètre de tube supérieur ont augmenté le taux de transfert de chaleur et de masse. Ardahaie et al.36, ont utilisé des plans de tubes en spirale plats comme échangeur de chaleur pour améliorer le transfert de chaleur à l'intérieur d'un réacteur. Ils ont rapporté que la durée d'absorption était réduite en augmentant le nombre de plans de tubes plats en spirale. La combinaison de divers échangeurs de chaleur internes a fait l'objet de plusieurs études. Dhaou et al.37, ont amélioré les performances MH en utilisant à la fois un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal et des ailettes. Leurs résultats ont montré que cette technique réduit le temps de remplissage d'hydrogène qui est une réduction de 2 fois par rapport à sans ailettes. L'ailette annulaire était intégrée au tube de refroidissement et noyée à l'intérieur du réacteur MH38. Les résultats de cette étude ont montré que cette technique de combinaison permet d'obtenir un transfert de chaleur plus uniforme par rapport au réacteur MH sans utiliser d'ailettes. Cependant, la combinaison de divers échangeurs de chaleur affectera négativement la gravimétrie et la volumétrie du réacteur MH. Une comparaison de différentes configurations d'échangeurs de chaleur a été faite par Wu et al.18. Ceux-ci comprenaient un tube droit, des ailettes et une bobine hélicoïdale. Les auteurs ont rapporté que la bobine hélicoïdale a les meilleurs effets sur les améliorations de transfert de chaleur et de masse. De même, un tube à double enroulement a un meilleur effet sur l'amélioration du transfert de chaleur par rapport à un tube droit, un tube en spirale et un tube droit incorporant un tube en spirale39. L'étude de Sekhar et al.40 a prouvé que l'utilisation d'un serpentin hélicoïdal comme échangeur de chaleur interne et d'une chemise de refroidissement externe avec des ailettes obtenait une amélioration similaire de l'absorption d'hydrogène.

À partir de l'exemple mentionné ci-dessus, l'utilisation d'un serpentin hélicoïdal comme échangeur de chaleur interne offre une meilleure amélioration du transfert de chaleur et de masse par rapport aux autres échangeurs de chaleur, en particulier à tube droit et à ailettes. Par conséquent, le but de cette étude est de développer davantage une bobine hélicoïdale pour augmenter les performances de transfert de chaleur. Une nouvelle bobine semi-cylindrique a d'abord été développée à partir de la bobine hélicoïdale traditionnelle pour le stockage MH. L'attente de cette étude est d'améliorer les performances de stockage de l'hydrogène grâce à la structure d'un nouvel échangeur de chaleur qui fournit un meilleur agencement de la zone de transfert de chaleur en tenant compte du volume constant du lit MH et du tube HTF. La performance de stockage de ce nouvel échangeur de chaleur est ensuite comparée à un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal normal basé sur différents pas de serpentin. D'après la littérature disponible, les conditions de fonctionnement et le pas de la bobine sont les principaux facteurs qui affectent les performances du réacteur MH. Pour optimiser la conception de ce nouvel échangeur de chaleur, l'effet du pas de bobine sur le temps d'absorption d'hydrogène et le volume de MH est étudié. De plus, pour comprendre la relation entre une nouvelle bobine semi-cylindrique et les conditions de fonctionnement, les objectifs secondaires de cette présente étude sont d'étudier les performances du réacteur en fonction de différentes plages de paramètres de fonctionnement et d'identifier une valeur appropriée pour chaque paramètre de fonctionnement.

La performance du stockage de l'énergie hydrogène dans cette étude est étudiée sur la base de deux configurations d'échangeur de chaleur (y compris un tube hélicoïdal pour les cas 1 à 3 et un tube semi-cylindrique pour les cas 4 à 6), et une analyse de sensibilité sur les paramètres de fonctionnement. Les performances d'un réacteur MH sont d'abord examinées sur la base du tube hélicoïdal comme échangeur de chaleur. Le tube HTF et l'enveloppe extérieure du réacteur MH sont en acier inoxydable. Il convient de noter que la taille du réacteur MH et le diamètre du tube HTF sont constants dans tous les cas, tandis que les tailles de pas HTF varient. Dans cette section, l'impact des tailles de pas de bobine HTF est analysé. La hauteur et le diamètre extérieur du réacteur sont respectivement de 110 mm et 156 mm. Le diamètre du tube HTF est fixé à 6 mm. Le détail concernant un schéma de principe des réacteurs MH avec un tube hélicoïdal et deux tubes semi-cylindriques se trouve dans la section supplémentaire.

La figure 1a présente les réacteurs MH à tube hélicoïdal et ses dimensions. Tous les paramètres géométriques sont fournis dans le tableau 1. Le volume total du tube hélicoïdal et le volume MH sont d'environ 100 cm3 et 2000 cm3, respectivement. A partir de ce réacteur MH, l'air en tant que HTF est injecté depuis la partie inférieure dans le réacteur poreux MH à travers un tube hélicoïdal, tandis que l'hydrogène est injecté depuis la surface supérieure du réacteur.

Caractéristiques des géométries sélectionnées pour les réacteurs à hydrure métallique. (a) Avec échangeur de chaleur à tube hélicoïdal, et (b) avec échangeur de chaleur à tube semi-cylindrique.

Dans la deuxième partie, les performances du réacteur MH sont ensuite étudiées en utilisant les tubes semi-cylindriques comme échangeurs de chaleur. La figure 1b montre les réacteurs MH à deux tubes semi-cylindriques et leurs dimensions. Le tableau 1 présente tous les paramètres géométriques pour un tube semi-cylindrique qui sont maintenus constants à l'exception des tailles de pas. Il convient de noter que le tube semi-cylindrique du cas 4 a été conçu en considérant le volume constant du tube HTF et des alliages MH du tube hélicoïdal (cas 3). En ce qui concerne la figure 1b, l'air est également injecté depuis la partie inférieure pour les deux tubes semi-cylindriques HTF, tandis que l'hydrogène est injecté depuis la direction opposée du réacteur MH.

En raison de la nouvelle conception de l'échangeur de chaleur, l'objectif de cette section est d'identifier les valeurs initiales appropriées pour les paramètres de fonctionnement du réacteur MH qui est intégré à SCHE. Dans tous les cas, l'air est utilisé comme HTF pour évacuer la chaleur du réacteur. Parmi les HTF, l'air et l'eau sont couramment sélectionnés comme HTF pour le réacteur MH en raison de leur faible coût et de leur impact environnemental moindre. En raison d'une plage de température de fonctionnement élevée de l'alliage à base de magnésium, l'air est sélectionné comme HTF pour la présente étude. De plus, il présente également de meilleures caractéristiques d'écoulement par rapport aux autres métaux liquides et au sel fondu41. Le tableau 2 représente les propriétés de l'air à 573 K. Pour l'analyse de sensibilité, seule la meilleure configuration du cas de performance MH-SCHE (du cas 4 au cas 6) est ensuite appliquée à cette section. Cette section est évaluée en fonction de divers paramètres de fonctionnement, y compris une température initiale du réacteur MH, la pression de chargement de l'hydrogène, la température d'entrée du HTF et le nombre de Reynolds, qui est calculé en modifiant la vitesse du HTF. Tous les paramètres de fonctionnement pour l'analyse de sensibilité sont inclus dans le tableau 3.

Cette section décrit toutes les équations gouvernantes nécessaires pour le processus d'absorption d'hydrogène, l'écoulement turbulent et le transfert de chaleur du fluide caloporteur.

Pour simplifier la solution de la réaction d'absorption d'hydrogène, les hypothèses suivantes sont faites et fournies ;

Au cours du processus d'absorption, les propriétés thermo-physiques de l'hydrogène et de l'hydrure métallique sont constantes40.

Le transfert de chaleur par rayonnement est négligé dans le réacteur à hydrure métallique42.

L'hydrogène est considéré comme un gaz parfait, les conditions d'équilibre thermique local sont donc considérées43,44.

L'effet de gradient de pression de l'injection d'hydrogène est négligeable45.

où \({L}_{gaz}\) est le rayon du réservoir et \({L}_{chaleur}\) est la hauteur axiale du réservoir. Le débit d'hydrogène dans le réservoir peut être omis dans la simulation sans obtenir d'erreur significative lorsque N est inférieur à 0,0146. D'après cette étude actuelle, N est bien inférieur à 0,1. Par conséquent, l'effet des gradients de pression est négligeable.

Les parois du réacteur sont dans tous les cas bien isolées. Ainsi, il n'y a pas de transfert de chaleur entre le réacteur et l'ambiant47.

Les alliages à base de magnésium sont connus pour avoir des propriétés d'hydrogénération favorables ainsi qu'une capacité de stockage d'hydrogène élevée, qui peut atteindre 7,6% en poids8. En termes d'applications de stockage d'hydrogène à l'état solide, ces alliages sont également appelés matériaux légers. De plus, ils présentent également une excellente résistance à la chaleur et une bonne recyclabilité8. Parmi plusieurs alliages à base de magnésium, les alliages magnésium-nickel à base de Mg2Ni sont l'un des choix les plus appropriés pour le stockage de MH en raison de la capacité de stockage d'hydrogène pouvant atteindre 6% en poids. Les alliages Mg2Ni offrent également une cinétique plus rapide des processus d'absorption et de désorption par rapport à l'hydrure de magnésium48. Par conséquent, Mg2Ni est sélectionné dans cette étude comme matériau hydrure métallique.

L'équation d'énergie est exprimée sur la base de l'équilibre thermique entre l'hydrogène et l'hydrure de Mg2Ni comme25 :

où la capacité thermique et la conductivité effectives sont données comme suit :

La réaction d'hydrogénation du lit de Mg2Ni (\(\Delta H\)) est déterminée comme :

X est la quantité d'absorption d'hydrogène sur la surface métallique en \(wt\%\) qui est calculée à partir de l'équation cinétique dans le processus d'absorption \(\frac{dX}{dt}\) comme suit49 :

où \({C}_{a}\) désigne la vitesse de réaction et \({E}_{a}\) désigne l'énergie d'activation. \({P}_{a,eq}\) est la pression d'équilibre à l'intérieur du réacteur à hydrure métallique pour le processus d'absorption qui est déterminée à l'aide de l'équation de Van't Hoff comme suit25 :

où \({P}_{ref}\) est la pression de référence de 0,1 MPa. \(\Delta H\) et \(\Delta S\) sont respectivement l'enthalpie de réaction et l'entropie de réaction. Les propriétés des alliages Mg2Ni et de l'hydrogène sont fournies dans le tableau 4. Une liste des nomenclatures se trouve dans la section supplémentaire.

L'écoulement de fluide est considéré comme turbulent en raison de sa vitesse et du nombre de Reynolds (Re), qui sont respectivement de 78,75 ms−1 et 14 000. Le modèle de turbulence k–ε réalisable est sélectionné dans cette étude. Il a été observé que cette méthode offre plus de précision par rapport aux autres méthodes k–ε et fournit également moins de temps de calcul que la méthode RNG k–ε50,51. Des détails sur l'équation régissant le fluide caloporteur peuvent être trouvés dans la section Supplémentaire.

Au moment initial, des conditions uniformes sont appliquées pour la température à l'intérieur du réacteur MH avec une concentration moyenne d'hydrogène de 0,043. La limite extérieure du réacteur MH est supposée bien isolée. Les alliages à base de magnésium nécessitent généralement une température de fonctionnement élevée pour que la réaction stocke et libère l'hydrogène du réacteur. Pour le Mg2Ni, cet alliage nécessite la plage de température de 523 à 603 K pour atteindre l'absorption maximale et la plage de température de 573 à 603 K pour terminer la désorption52. Cependant, l'étude expérimentale de Muthukumar et al.53 a prouvé que l'utilisation de la température de fonctionnement à 573 K pouvait atteindre la capacité maximale de stockage d'hydrogène du stockage Mg2Ni qui est égale à sa capacité théorique. Par conséquent, la température à 573 K est sélectionnée pour la température initiale du réacteur MH dans la présente étude.

Au niveau de la coque du réacteur :

A l'entrée du fluide caloporteur

A la sortie du fluide caloporteur

Différentes tailles de grille sont établies afin de vérifier et d'obtenir des résultats fiables. La température moyenne à des emplacements sélectionnés pour le processus d'absorption d'hydrogène à partir de quatre numéros d'éléments différents est fournie à la Fig. 2. Il convient de mentionner qu'un seul cas pour chaque configuration est sélectionné pour les contrôles d'indépendance du réseau en raison de géométries similaires. Les mêmes méthodes de maillage sont appliquées aux autres cas. Par conséquent, le cas 1 pour le tube hélicoïdal et le cas 4 pour le tube semi-cylindrique sont choisis. La figure 2a, b montre la température moyenne dans le réacteur du cas 1 et du cas 4, respectivement. Les trois emplacements sélectionnés représentent le contour de température du lit dans les parties supérieure, médiane et inférieure du réacteur. À partir des contours de température aux emplacements sélectionnés, la température moyenne devient stable et montre des changements mineurs aux numéros d'élément de 428 891 et 430 599 pour le cas 1 et le cas 4, respectivement. Par conséquent, ces tailles de grille sont sélectionnées pour d'autres calculs informatiques. Les détails sur la température moyenne du lit pour le processus d'absorption d'hydrogène pour différentes tailles de maille et les grilles successivement raffinées pour ces deux cas peuvent être trouvés dans la section supplémentaire.

Température moyenne du lit à l'emplacement sélectionné pour le processus d'absorption d'hydrogène dans le réacteur à hydrure métallique sous divers numéros de grille. (a) Température moyenne à l'emplacement sélectionné pour le cas 1, et (b) température moyenne à l'emplacement sélectionné pour le cas 4.

Le réacteur à hydrure métallique à base de magnésium de cette présente étude est validé par rapport aux résultats expérimentaux de Muthukumar et al.53. Dans leur étude, ils ont utilisé un alliage Mg2Ni pour le stockage de l'hydrogène avec un tube en acier inoxydable. Les ailettes en cuivre ont été utilisées pour améliorer le transfert de chaleur à l'intérieur du réacteur. La figure 3a montre la comparaison de la température moyenne du lit pour le processus d'absorption entre l'étude expérimentale et la présente étude. Les conditions opératoires sélectionnées à partir de cette expérience sont de 573 K pour la température initiale du MH et de 2 MPa pour la pression d'alimentation. Selon la figure 3a, il est clairement montré qu'il existe un bon accord entre ces résultats expérimentaux et actuels en termes de température moyenne du lit.

Validation du modèle. (a) Validation du code du réacteur à hydrure métallique Mg2Ni par la comparaison de la présente étude et des travaux expérimentaux de Muthukumar et al.52, et (b) étude de validation du modèle de turbulence dans le tube hélicoïdal par la comparaison de la présente étude et de Kumar et al.54.

Pour valider le modèle de turbulence, les résultats de cette présente étude sont comparés aux résultats expérimentaux de Kumar et al.54, afin de valider le modèle de turbulence sélectionné. Kumar et al.54 ont étudié l'écoulement turbulent dans un échangeur de chaleur hélicoïdal tube dans tube. L'eau était utilisée à la fois comme fluides chauds et froids qui étaient injectés dans des directions opposées. La température des fluides chaud et froid était de 323 K et 300 K, respectivement. Le nombre de Reynolds pour le fluide chaud variait de 3100 à 5700 et de 21 000 à 35 000 pour le fluide froid. Le nombre de Dean pour le fluide chaud était de 550 à 1 000 et de 3 600 à 6 000 pour le fluide froid. Le diamètre du tube interne (pour le fluide chaud) et du tube externe (pour le fluide froid) était de 0,0254 m et 0,0508 m, respectivement. Le diamètre et le pas de la bobine hélicoïdale étaient de 0,762 m et de 0,100 m. La figure 3b montre la comparaison des résultats expérimentaux et actuels en termes de divers nombres de Nusselt et nombres de Dean pour le fluide chaud au niveau du tube interne. Trois modèles turbulents différents ont été réalisés et comparés aux résultats expérimentaux. Comme le montre la figure 3b, les résultats du modèle de turbulence réalisable k – ε obtiennent un bon accord avec les données expérimentales. C'est donc ce modèle qui a été retenu pour la présente étude.

La simulation numérique dans la présente étude est réalisée en utilisant ANSYS Fluent 2020 R2. Des fonctions définies par l'utilisateur (UDF) ont été écrites et appliquées comme terme source de l'équation d'énergie afin de calculer les caractéristiques cinétiques du processus d'absorption. Le schéma PRESTO55 et la méthode PISO56 sont utilisés pour le couplage pression-vitesse et la correction de pression. La base de cellule Green-Gauss est choisie pour les gradients de la variable. Les équations de quantité de mouvement et d'énergie sont résolues par la méthode upwind du second ordre. En termes de facteurs de sous-relaxation, 0,5, 0,7, 0,7 sont définis pour la pression, les composantes de vitesse et l'énergie, respectivement. La fonction de paroi standard a été appliquée pour le HTF dans le modèle de turbulence.

Cette section fournit les résultats de la simulation numérique de l'amélioration du transfert de chaleur à l'intérieur du réacteur MH en utilisant un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal (HCHE) et un échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique (SCHE) pour le processus d'absorption d'hydrogène. L'effet du brai HTF sur la température du lit du réacteur et la durée d'absorption est analysé. Les paramètres de fonctionnement critiques pour le processus d'absorption sont étudiés et présentés dans la section d'analyse de sensibilité.

Trois configurations d'échangeurs de chaleur avec des pas différents ont été examinées afin d'étudier l'effet du pas de la bobine sur le transfert de chaleur dans le réacteur MH. Trois pas différents de 15 mm, 12,86 mm et 10 mm sont respectivement attribués comme cas 1, cas 2 et cas 3. Il convient de noter que le diamètre du tube est fixé à 6 mm sous la température initiale de 573 K et la pression de chargement de 1,8 MPa pour tous les cas. La figure 4 présente la température moyenne du lit et la concentration en hydrogène du lit MH pendant le processus d'absorption d'hydrogène pour les cas 1 à 3. En général, la réaction entre l'hydrure métallique et l'hydrogène est exothermique pour le processus d'absorption. Par conséquent, la température du lit augmente rapidement en raison des instants initiaux où l'hydrogène est injecté pour la première fois dans le réacteur. La température du lit augmente continuellement jusqu'à atteindre la valeur maximale et diminue progressivement car la chaleur est évacuée par le FTC, qui a une température plus basse et agit comme un fluide de refroidissement. Comme le montre la figure 4a, la température du lit augmente rapidement et diminue continuellement en raison de l'explication précédente. La concentration en hydrogène pour le processus d'absorption est généralement basée sur la température du lit du réacteur MH. Lorsque la température moyenne du lit diminue jusqu'à certaines températures, la surface métallique absorbe l'hydrogène. Ceci est dû à l'accélération de la physisorption, de la chimisorption, de la diffusion de l'hydrogène et de sa formation d'hydrure dans le réacteur36. On peut voir sur la figure 4b que le taux d'absorption d'hydrogène du cas 3 est inférieur à celui des autres cas en raison de la valeur de pas inférieure de l'échangeur de chaleur à serpentin. Cela se traduit par une longueur de tube plus élevée dans la zone de transfert de chaleur totale et plus élevée du tube HTF. Le temps d'absorption du cas 1 est de 46 276 s pour une concentration moyenne en hydrogène de 90 %. Comparativement à la durée d'absorption du cas 1, la durée d'absorption des cas 2 et 3 diminue respectivement de 724 s et 1263 s. Les contours de température et les contours de concentration d'hydrogène à des emplacements sélectionnés du lit HCHE-MH sont fournis dans la section supplémentaire.

Effet du pas de la bobine sur la température moyenne du lit et la concentration en hydrogène. (a) Température moyenne du lit pour le pas de la bobine hélicoïdale, (b) concentration d'hydrogène pour le pas de la bobine hélicoïdale, (c) température moyenne du lit pour le pas de la bobine semi-cylindrique et (d) concentration d'hydrogène pour le pas de la bobine semi-cylindrique.

Pour améliorer les performances de transfert de chaleur du réacteur MH, deux SCHE sont conçus sous un volume constant de MH (2000 cm3) et un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal (100 cm3) du cas 3. Cette section considère également l'effet du pas de la bobine comme 15 mm pour le cas 4, 12,86 mm pour le cas 5 et 10 mm pour le cas 6. et pression de chargement à 1,8 MPa. Selon la température moyenne du lit de la figure 4c, un pas de bobine inférieur du cas 6 entraîne de manière significative une température plus basse par rapport aux deux autres cas. La température inférieure du lit conduit à des concentrations d'hydrogène plus élevées (voir Fig. 4d) pour le cas 6. Le temps d'absorption d'hydrogène pour le cas 4 est de 19 542 s, ce qui est plus de 2 fois inférieur à l'utilisation de HCHE dans les cas 1 à 3. De plus, le temps d'absorption avec des valeurs de pas inférieures des cas 5 et 6 réduit également 378 s et 1515 s par rapport au cas 4. Les contours de température et les contours de concentration d'hydrogène à des emplacements sélectionnés du lit SCHE-MH sont fournis dans la section supplémentaire.

Pour étudier les performances de deux configurations d'échangeurs de chaleur, les profils de température à trois emplacements sélectionnés sont réalisés et présentés dans cette section. Le réacteur MH avec HCHE du cas 3 est sélectionné pour être comparé au réacteur MH incorporant SCHE du cas 4 comme ayant un volume de MH et un volume de tube constants. Les conditions de fonctionnement pour cette comparaison sont 573 K comme température initiale et 1,8 MPa comme pression de charge. La figure 5a,b présente les trois emplacements sélectionnés pour les profils de température des cas 3 et 4, respectivement. La figure 5c représente les profils de température et la concentration du lit après 20 000 s du processus d'absorption d'hydrogène. Selon la ligne 1 de la figure 5c, la température autour du HTF du cas 3 et du cas 4 diminue en raison du transfert de chaleur par convection du fluide de refroidissement. Cela conduit à une concentration d'hydrogène plus élevée autour de cette zone. Cependant, l'utilisation de deux SCHE entraîne une concentration de lit plus élevée. Une réaction cinétique plus rapide a été trouvée autour de la zone HTF pour le cas 4. De plus, une concentration maximale de 100 % a également été trouvée autour de cette zone. A partir de la ligne 2, située dans la partie médiane du réacteur, la température du cas 4 est nettement inférieure à celle du cas 3 pour tous les emplacements sauf au centre du réacteur. Cela conduit à la quantité maximale de concentration d'hydrogène pour le cas 4, sauf autour du centre du réacteur où il est loin du HTF. Cependant, la concentration pour le cas 3 est modifiée de manière insignifiante. L'énorme différence de température et de concentration du lit a été observée à la canalisation 3, qui se trouve près de l'entrée du FTC. La température du lit du cas 4 diminue considérablement, ce qui entraîne une concentration totale d'hydrogène dans cette zone, tandis que la ligne de concentration du cas 3 fluctue encore. Cela est dû à l'accélération du transfert de chaleur des SCHE. Les détails et la discussion concernant la comparaison de la température moyenne du lit MH et du tube HTF entre le cas 3 et le cas 4 sont fournis dans la section supplémentaire.

Profils de température et concentration du lit à des emplacements sélectionnés du réacteur à hydrure métallique. (a) emplacements sélectionnés pour le cas 3, (b) emplacements sélectionnés pour le cas 4, et (c) profils de température et concentration du lit à des emplacements sélectionnés après 20 000 s de processus d'absorption d'hydrogène pour les cas 3 et 4.

La figure 6 montre la comparaison des températures moyennes du lit (voir Fig. 6a) et des concentrations d'hydrogène (voir Fig. 6b) pendant le processus d'absorption entre HCHE et SCHE. D'après cette figure, il est évident que la température du lit MH diminue considérablement en raison d'une augmentation de la surface de transfert de chaleur. Avoir plus de taux d'évacuation de la chaleur du réacteur conduit à un taux d'absorption d'hydrogène plus rapide. Bien que les deux configurations d'échangeur de chaleur aient un volume similaire, le temps d'absorption d'hydrogène basé sur SCHE dans le cas 4 réduit considérablement à 59 % par rapport à l'utilisation de HCHE dans le cas 3. Pour une analyse plus approfondie, les concentrations d'hydrogène des deux configurations d'échangeur de chaleur sont affichées sous forme de contours sur la Fig. 7. Cette figure montre que l'hydrogène commence à être absorbé dans la partie inférieure autour de l'entrée HTF pour les deux cas. Une concentration plus élevée a été trouvée dans les zones HTF, tandis qu'une concentration plus faible a été observée au centre du réacteur MH en raison de l'éloignement des échangeurs de chaleur. À 10 000 s, la concentration d'hydrogène du cas 4 est nettement supérieure à celle du cas 3. À 20 000 s, la concentration moyenne d'hydrogène à l'intérieur du réacteur monte à 90 % pour le cas 4, alors qu'il n'y a que 50 % d'hydrogène pour le cas 3. Cela peut s'expliquer par le fait que l'incorporation de deux SCHE a une évacuation de chaleur efficace plus élevée, ce qui conduit à une température plus basse à l'intérieur du lit MH. Ainsi, plus la pression d'équilibre diminue à l'intérieur du lit MH et provoque alors une absorption d'hydrogène plus rapide.

Comparaison de la température moyenne du lit et des concentrations d'hydrogène entre deux configurations d'échangeur de chaleur comme cas 3 et cas 4.

Comparaison des concentrations d'hydrogène à 500 s, 2000 s, 5000 s, 10 000 s et 20 000 s après le début du processus d'absorption d'hydrogène entre le cas 3 et le cas 4.

Le tableau 5 résume les durées d'absorption d'hydrogène pour tous les cas. De plus, le temps d'absorption d'hydrogène en pourcentage est également présenté dans ce tableau. Le pourcentage est calculé sur la base du temps d'absorption du cas 1. D'après ce tableau, le temps d'absorption du réacteur MH avec HCHE est d'environ 45 000 à 46 000 s, tandis que le temps d'absorption incorporant SCHE est d'environ 18 000 à 19 000 s. Par rapport au cas 1, le temps d'absorption des cas 2 et 3 ne réduit que de 1,6 % et 2,7 %, respectivement. En utilisant SCHE au lieu de HCHE, le temps d'absorption réduit considérablement de 58 à 61% du cas 4 au cas 6. Il est évident que l'incorporation de SCHE à l'intérieur du réacteur MH améliore considérablement le processus d'absorption d'hydrogène et les performances du réacteur MH. Bien que l'insertion de l'échangeur de chaleur à l'intérieur du réacteur MH réduise la capacité de stockage, cette technique obtient une amélioration significative du transfert de chaleur par rapport aux autres techniques. De plus, la réduction des valeurs de pitch augmentera le volume SCHE ce qui conduit à réduire le volume MH. Dans le cas 6, qui a le volume SCHE le plus élevé, il n'y a qu'une réduction de 5 % de la capacité volumique MH par rapport au cas 1, qui a le volume HCHE le plus bas. De plus, pendant le processus d'absorption, le cas 6 indique des performances plus rapides et meilleures avec une réduction de 61% de la durée d'absorption. Par conséquent, le cas 6 est sélectionné pour une enquête plus approfondie concernant l'analyse de sensibilité. Il est à noter que le long temps d'absorption de l'hydrogène est dû à la capacité de stockage qui contient le volume de MH à environ 2000 cm3.

Les paramètres de fonctionnement au cours du processus de réaction sont des facteurs essentiels qui peuvent avoir un impact positif ou négatif sur les performances du réacteur MH en utilisation réelle. L'analyse de sensibilité est considérée dans cette étude pour identifier les valeurs initiales appropriées des paramètres de fonctionnement pour le réacteur MH qui est incorporé avec SCHE, cette section étudie quatre paramètres de fonctionnement principaux basés sur la meilleure configuration de réacteur du cas 6. Les résultats de toutes les conditions de fonctionnement sont présentés à la Fig. 8.

Diagramme de concentration d'hydrogène pour différentes conditions de fonctionnement dans l'utilisation avec l'échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique. (a) les pressions de chargement, (b) les températures initiales du lit, (c) les nombres de Reynolds du fluide caloporteur et (d) les températures d'entrée du fluide caloporteur.

Quatre pressions de chargement différentes de 1,2 MPa, 1,8 MPa, 2,4 MPa et 3,0 MPa ont été choisies en fonction de la température initiale constante à 573 K et de la vitesse d'écoulement du HTF à 14 000 du nombre de Reynolds. La figure 8a révèle l'effet de la pression de chargement et du SCHE sur la concentration en hydrogène par rapport au temps. Le temps d'absorption est réduit par un incrément de pression de chargement. L'utilisation d'une pression d'hydrogène exercée avec 1,2 MPa est le pire des cas pour le processus d'absorption d'hydrogène avec une durée d'absorption supérieure à 26 000 s pour atteindre 90 % d'absorption d'hydrogène. Cependant, une pression de chargement plus élevée entraîne une réduction des temps d'absorption de 32 à 42 % de 1,8 à 3,0 MPa. Cela est dû à une pression d'hydrogène initiale plus élevée entraînant une plus grande différence entre la pression d'équilibre et la pression exercée. Ainsi, cela génère une plus grande force motrice pour la cinétique d'absorption de l'hydrogène25. Au moment initial, l'hydrogène est rapidement absorbé en raison de la plus grande différence entre la pression d'équilibre et la pression exercée57. Avec une pression de chargement de 3,0 MPa, 18 % de l'hydrogène est rapidement stocké dans les 10 premières s. L'hydrogène est stocké à 90% du réacteur au dernier étage avec 15 460 s. Cependant, le temps d'absorption est considérablement réduit de 32 % par rapport à la pression de chargement de 1,2 à 1,8 MPa. D'autres pressions plus élevées ont moins d'effet sur l'amélioration du temps d'absorption. Par conséquent, la pression de chargement à 1,8 MPa est recommandée pour le réacteur MH-SCHE. Les contours de concentration d'hydrogène pour différentes pressions de chargement à 15 500 s sont fournis dans la section supplémentaire.

La sélection de la température initiale appropriée du réacteur MH est l'un des principaux facteurs qui influencent le processus de sorption de l'hydrogène, car elle affectera la force motrice de la réaction de production d'hydrure. Pour étudier l'effet de SCHE sur la température initiale du réacteur MH, quatre températures différentes ont été choisies sous une pression de chargement constante à 1,8 MPa et un nombre de Reynolds à 14 000 de HTF. La figure 8b présente la comparaison de différentes températures initiales, notamment 473 K, 523 K, 573 K et 623 K. En fait, l'alliage Mg2Ni aura des performances efficaces pour le processus d'absorption d'hydrogène lorsque la température est supérieure à 230 ℃ ou 503 K58. Cependant, la température augmentera rapidement au moment initial de l'injection d'hydrogène. Ainsi, la température du lit MH sera supérieure à 523 K. Pour cette raison, la formation d'hydrure est alors favorisée en raison de l'amélioration du taux d'absorption53. D'après la figure 8b, l'hydrogène est absorbé plus rapidement lorsque la température initiale du lit MH est réduite. Lorsque la température initiale est inférieure, cela conduit à générer une pression d'équilibre inférieure. Les pressions différentes plus importantes entre la pression d'équilibre et la pression exercée provoquent un processus d'absorption d'hydrogène plus rapide. A une température initiale de 473 K, l'hydrogène est rapidement absorbé à 27% dans les 18 premières s. De plus, le temps d'absorption à partir de températures initiales plus basses est également réduit de 11 à 24% par rapport à la température initiale à 623 K. Le temps d'absorption avec la température initiale la plus basse à 473 K est de 15 247 s, ce qui est similaire au meilleur cas de pression de chargement. Cependant, la réduction de la température initiale du réacteur entraîne une diminution de la capacité de stockage d'hydrogène. La température initiale du réacteur MH ne doit pas être inférieure à 503 K53. De plus, la capacité maximale de stockage d'hydrogène de 3,6 % en poids peut être atteinte en utilisant la température initiale de 573 K53. En se concentrant sur la capacité de stockage d'hydrogène et la durée de l'absorption, il n'y a qu'une réduction de temps de 6% par la température entre 523 et 573 K. Par conséquent, la température à 573 K est recommandée pour la température initiale du réacteur MH-SCHE. Cependant, l'effet de la température initiale sur le processus d'absorption est moins important par rapport à la pression de chargement. Les contours de concentration d'hydrogène pour diverses températures initiales à 15 500 s sont fournis dans la section supplémentaire.

La vitesse d'écoulement est l'un des paramètres essentiels à la fois pour l'hydrogénération et la déshydrogénation en raison de sa capacité à affecter la turbulence et l'évacuation ou l'apport de chaleur concernant les processus d'hydruration et de déshydruration59. Une grande vitesse d'écoulement générera une étape turbulente et provoquera un écoulement de fluide plus rapide à travers le tube HTF. Cette réaction entraînera un transfert de chaleur plus rapide. Diverses vitesses d'entrée de HTF sont calculées sur la base du nombre de Reynolds comme 10 000, 14 000, 18 000 et 22 000. La température initiale du lit MH est fixée à 573 K avec la pression de chargement à 1,8 MPa. Le résultat de la Fig. 8c prouve que l'utilisation d'un nombre de Reynolds plus élevé incorporé avec le SCHE conduit à un taux d'absorption plus rapide. Avec l'augmentation du nombre de Reynolds de 10 000 à 22 000, le temps d'absorption diminue d'environ 28 à 50 %. Le temps d'absorption du nombre de Reynolds à 22 000 est de 12 505 s, ce qui est inférieur au temps d'absorption basé sur diverses températures initiales et pressions de chargement. Les contours de concentration d'hydrogène pour divers nombres de Reynolds du HTF à 12 500 s sont présentés dans la section Supplémentaire.

L'effet du SCHE sur la température initiale du HTF est analysé et affiché sur la figure 8d. Quatre températures initiales de 373 K, 473 K, 523 K et 573 K sont choisies pour cette analyse sous la température MH initiale à 573 K et la pression de charge d'hydrogène à 1,8 MPa. La figure 8d indique que la diminution de la température d'entrée du HTF conduit à un temps d'absorption plus court. Par rapport au cas de base avec une température d'entrée de 573 K, le temps d'absorption diminue d'environ 20 %, 44 % et 56 % pour une température d'entrée de 523 K, 473 K et 373 K, respectivement. A 6917 s avec la température initiale du HTF à 373 K, il y a une concentration de 90% d'hydrogène à l'intérieur du réacteur. Cela peut s'expliquer par l'amélioration du transfert de chaleur par convection entre le lit MH et le HTF. Une température FTC plus basse augmentera le taux d'évacuation de la chaleur et entraînera une amélioration du taux d'absorption d'hydrogène. Parmi tous les paramètres de fonctionnement, l'amélioration des performances du réacteur MH-SCHE en augmentant la température d'entrée du HTF est la méthode la plus appropriée car la fin du processus d'absorption est inférieure à 7000 s alors que le temps d'absorption minimum des autres méthodes est supérieur à 10 000 s. Les contours de concentration d'hydrogène pour diverses températures initiales du HTF à 7000 s sont présentés dans la section supplémentaire.

La présente étude présente d'abord un nouvel échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique intégré à l'intérieur de l'unité de stockage à hydrure métallique. La capacité d'absorption d'hydrogène du système proposé est étudiée sous différentes configurations d'échangeur de chaleur. L'effet des paramètres de fonctionnement entre le lit d'hydrure métallique et le fluide caloporteur sur la chaleur échangée est examiné, afin de trouver des conditions optimales pour le stockage de l'hydrure métallique avec un nouvel échangeur de chaleur. Les principaux résultats de cette étude sont résumés comme suit :

En utilisant un échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique, les performances de transfert de chaleur sont améliorées car il a une distribution de chaleur plus uniforme dans le réacteur à lit de magnésium, ce qui se traduit par un meilleur taux d'absorption d'hydrogène. Sous le volume constant du tube de l'échangeur de chaleur et de l'hydrure métallique, le temps de réaction d'absorption est considérablement réduit de 59% par rapport à un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal normal.

La réduction de la taille du pas des échangeurs de chaleur à serpentin affecte positivement la durée d'absorption en raison de la plus grande surface de transfert de chaleur. Entre autres valeurs de pas, il y a une réduction de 61% du temps d'absorption d'hydrogène lors de l'utilisation d'échangeurs de chaleur à serpentin semi-cylindrique avec une taille de pas de 10 mm. Avec cette taille, il y a une réduction d'environ 5% de la capacité volumique de l'hydrure métallique par rapport à la taille de pas la plus élevée. Par conséquent, il est recommandé d'utiliser un échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique avec un pas de 10 mm.

L'augmentation de la pression de chargement de l'injection d'hydrogène conduit à un temps d'absorption d'hydrogène plus faible. La durée d'absorption diminue significativement, de 32 %, avec une pression de charge à 1,8 MPa par rapport à 1,2 MPa. Cependant, d'autres valeurs plus élevées ont moins d'effet sur la durée d'absorption. Par conséquent, la pression de chargement à 1,8 MPa est recommandée pour le stockage avec un nouvel échangeur de chaleur.

La température initiale plus basse du lit d'hydrure métallique entraîne une vitesse d'absorption d'hydrogène plus rapide. Cependant, pour maintenir la capacité de stockage avec un alliage à base de Mg2Ni, la température initiale ne doit pas être inférieure à 503 K. Compte tenu de la capacité de stockage et de la durée d'absorption, la température initiale à 573 K est recommandée pour le stockage avec un échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique.

Les conditions initiales du fluide caloporteur sont les principaux paramètres qui affectent significativement l'amélioration des performances de stockage avec un nouvel échangeur de chaleur. Un nombre de Reynolds plus élevé du fluide caloporteur influence positivement la durée d'absorption d'hydrogène en raison de la vitesse d'écoulement du fluide plus élevée. De plus, une température d'entrée de fluide caloporteur plus faible améliore également le transfert thermique convectif entre le lit et le fluide de refroidissement. Par ces deux paramètres, la durée d'absorption est significativement réduite de 50 à 56 %.

Les résultats de cette étude fournissent une amélioration du transfert de chaleur concernant le processus d'absorption du stockage d'énergie hydrogène à base de magnésium sous une nouvelle configuration d'échangeur de chaleur avec des conditions de fonctionnement optimisées. L'étude approfondie de ce système proposé pourrait être bénéfique pour les applications industrielles. Pour améliorer la durée d'absorption de l'hydrogène, le stockage à hydrure métallique avec un nouvel échangeur de chaleur à serpentin semi-cylindrique sera davantage intégré à d'autres échangeurs de chaleur dans la prochaine étude. En outre, l'effet de l'utilisation d'un nouvel échangeur de chaleur sur le processus de désorption de l'hydrogène sera davantage pris en compte.

Les ensembles de données utilisés et/ou analysés au cours de l'étude en cours sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

Tange, M. et al. Étude expérimentale du stockage d'hydrogène avec récupération de chaleur de réaction à l'aide d'hydrure métallique dans un système d'utilisation de l'énergie totalisée de l'hydrogène. Int. J. Hydrogen Energy 36, 11767–11776. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2011.06.023 (2011).

Article CAS Google Scholar

Harries, DN et al. Stockage de chaleur solaire thermique à concentration à l'aide d'hydrures métalliques. Proc. IEEE 100, 539–549 (2012).

Article CAS Google Scholar

Abe, JO, Popoola, API, Ajenifuja, E. & Popoola, OM Énergie hydrogène, économie et stockage : examen et recommandation. Int. J. Hydrogen Energy 44, 15072–15086. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.04.068 (2019).

Article CAS Google Scholar

Colozza, AJ Vue d'ensemble du stockage d'hydrogène pour les applications aéronautiques. Rapport technique (Analex Corp., 2002).

Yue, M. et al. Système d'énergie hydrogène : un examen critique des technologies, des applications, des tendances et des défis. Renouveler. Soutenir. Energy Rev. 146, 111180. https://doi.org/10.1016/j.rser.2021.111180 (2021).

Article Google Scholar

Sakintuna, B., Lamari-Darkrim, F. & Hirscher, M. Matériaux d'hydrure métallique pour le stockage d'hydrogène solide : une revue. Int. J. Hydrogen Energy 32, 1121–1140. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2006.11.022 (2007).

Article CAS Google Scholar

Jain, I., Lal, C. & Jain, A. Stockage d'hydrogène dans Mg : un matériau des plus prometteurs. Int. J. Hydrogen Energy 35, 5133–5144. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.08.088 (2010).

Article CAS Google Scholar

Rusman, NAA & Dahari, M. Un examen des progrès actuels des matériaux à base d'hydrures métalliques pour les applications de stockage d'hydrogène à l'état solide. Int. J. Hydrogen Energy 41, 12108–12126. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2016.05.244 (2016).

Article CAS Google Scholar

Zhao, W., Yang, Y., Bao, Z., Dong, Y. & Zhu, Z. Méthodes de mesure de la conductivité thermique effective des lits d'hydrure métallique : une revue. Int. J. Hydrogen Energy 45, 6680–6700. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.12.185 (2020).

Article CAS Google Scholar

Nguyen, HQ & Shabani, B. Examen de la gestion thermique du stockage d'hydrogène à hydrure métallique pour une utilisation dans les systèmes de piles à combustible. Int. J. Hydrogen Energy 46, 31699–31726. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.07.057 (2021).

Article CAS Google Scholar

Yehui, C., Xiangguo, Z., Junfeng, X. & Huaqin, K. L'examen complet pour le développement de la conception de la configuration de l'échangeur de chaleur dans un lit d'hydrure métallique. Int. J. Hydrogen Energy 47, 2461–2490. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.10.172 (2022).

Article CAS Google Scholar

Laurencelle, F. & Goyette, J. Simulation du transfert de chaleur dans un réacteur à hydrure métallique avec mousse d'aluminium. Int. J. Hydrogen Energy 32, 2957–2964. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2006.12.007 (2007).

Article CAS Google Scholar

Ferekh, S. et al. Comparaison numérique des lits de stockage d'hydrogène à base d'ailettes thermiques et de mousse métallique pendant le processus de chargement d'hydrogène. Int. J. Hydrogen Energy 40, 14540–14550. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.07.149 (2015).

Article CAS Google Scholar

Cui, Y., Zeng, X., Xiao, J. & Kou, H. L'examen complet pour le développement de la conception de la configuration de l'échangeur de chaleur dans un lit d'hydrure métallique. Int. J. Hydrogen Energy 47, 2461–2490. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.10.172 (2022).

Article CAS Google Scholar

Mazzucco, A. et al. Géométries des lits, stratégies d'alimentation et optimisation des conceptions d'échangeurs de chaleur dans les systèmes de stockage à hydrure métallique pour les applications automobiles : une revue. Int. J. Hydrogen Energy 39, 17054–17074. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2014.08.047 (2014).

Article CAS Google Scholar

Kaplan, Y. Effet des paramètres de conception sur l'amélioration de la charge d'hydrogène dans les réacteurs à hydrure métallique. Int. J. Hydrogen Energy 34, 2288–2294. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2008.12.096 (2009).

Article CAS Google Scholar

Patil, SD & Gopal, MR Analyse d'un réacteur à hydrure métallique pour le stockage de l'hydrogène. Int. J. Hydrogen Energy 38, 942–951. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2012.10.031 (2013).

Article CAS Google Scholar

Wu, Z. et al. Amélioration des performances de désorption d'hydrogène du réacteur à hydrure métallique à base de magnésium en incorporant un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal. Int. J. Hydrogen Energy 41, 16108–16121. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2016.04.224 (2016).

Article CAS Google Scholar

Mohan, G., Maiya, MP & Murthy, SS Simulation des performances d'un dispositif de stockage d'hydrogène à hydrure métallique avec filtres intégrés et tubes d'échangeur de chaleur. Int. J. Hydrogen Energy 32, 4978–4987. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2007.08.007 (2007).

Article CAS Google Scholar

Hardy, BJ & Anton, DL Méthodologie hiérarchique pour la modélisation des systèmes de stockage d'hydrogène. Partie II : modèles détaillés. Int. J. Hydrogen Energy 34, 2992–3004. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2008.12.056 (2009).

Article CAS Google Scholar

Mellouli, S., Askri, F., Dhaou, H., Jemni, A. & Nasrallah, SB Une nouvelle conception d'un échangeur de chaleur pour un réacteur métal-hydrogène. Int. J. Hydrogen Energy 32, 3501–3507. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2007.02.039 (2007).

Article CAS Google Scholar

Dhaou, H. et al. Etude expérimentale d'une cuve à hydrure métallique basée sur un échangeur de chaleur spiralé à ailettes. Int. J. Hydrogen Energy 35, 1674–1680. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.11.094 (2010).

Article CAS Google Scholar

Visaria, M. & Mudawar, I. Échangeur de chaleur à tubes enroulés pour systèmes de stockage d'hydrogène à hydrure métallique à haute pression - Partie 1. Étude expérimentale. Int. J. Chaleur Masse Transf. 55, 1782–1795. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2011.11.035 (2012).

Article CAS MATH Google Scholar

Visaria, M. & Mudawar, I. Échangeur de chaleur à tubes enroulés pour systèmes de stockage d'hydrogène à hydrure métallique à haute pression - Partie 2. Modèle informatique. Int. J. Chaleur Masse Transf. 55, 1796–1806. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2011.11.036 (2012).

Article CAS MATH Google Scholar

Wu, Z., Yang, F., Zhang, Z. & Bao, Z. Réacteur à hydrure métallique à base de magnésium incorporant un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal : étude de simulation et conception optimale. Appl. Énergie 130, 712–722. https://doi.org/10.1016/j.apenergy.2013.12.071 (2014).

Article CAS Google Scholar

Raju, M. & Kumar, S. Optimisation des conceptions d'échangeurs de chaleur dans les systèmes de stockage d'hydrogène à base d'hydrure métallique. Int. J. Hydrogen Energy 37, 2767–2778. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2011.06.120 (2012).

Article CAS Google Scholar

Raju, M. & Kumar, S. Modélisation de simulation de système et transfert de chaleur dans des systèmes de stockage d'hydrogène à base d'alanate de sodium. Int. J. Hydrogen Energy 36, 1578–1591. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2010.10.100 (2011).

Article CAS Google Scholar

Chung, C. & Lin, CS Prédiction des performances de désorption d'hydrogène des réacteurs à hydrure Mg2Ni. Int. J. Hydrogen Energy 34, 9409–9423. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.09.061 (2009).

Article CAS Google Scholar

Singh, A., Maiya, M. & Murthy, SS Effets de la conception de l'échangeur de chaleur sur les performances d'un dispositif de stockage d'hydrogène à l'état solide. Int. J. Hydrogen Energy 40, 9733–9746. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.06.015 (2015).

Article CAS Google Scholar

Kumar, A., Raju, NN, Muthukumar, P. & Selvan, PV Études expérimentales sur un système de stockage d'hydrogène à base d'hydrure métallique à l'échelle industrielle avec tubes de refroidissement intégrés. Int. J. Hydrogen Energy 44, 13549–13560. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.03.180 (2019).

Article CAS Google Scholar

Raju, NN, Kumar, A., Malleswararao, K. & Muthukumar, P. Études paramétriques sur un réacteur de stockage d'hydrogène à base de LaNi4.7Al0.3 avec tubes de refroidissement intégrés. Énergie Procedia 158, 2384–2390. https://doi.org/10.1016/j.egypro.2019.01.288 (2019).

Article CAS Google Scholar

Raju, NN, Muthukumar, P., Selvan, PV et Malleswararao, K. Méthodologie de conception et modélisation thermique d'un réacteur à l'échelle industrielle pour le stockage d'hydrogène à l'état solide. Int. J. Hydrogen Energy 44, 20278–20292. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2019.05.193 (2019).

Article CAS Google Scholar

Fernandez-Seara, J., Pineiro-Pontevedra, C. & Dopazo, JA Sur les performances d'un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal vertical. Modèle numérique et validation expérimentale. Appl. Thermie. Ing. 62, 680–689. https://doi.org/10.1016/j.applthermaleng.2013.09.054 (2014).

Article Google Scholar

Wang, H., Prasad, AK & Advani, SG Système de stockage d'hydrogène basé sur des matériaux hydrure incorporant un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal. Int. J. Hydrogen Energy 37, 14292–14299. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2012.07.016 (2012).

Article CAS Google Scholar

Eisapour, AH, Naghizadeh, A., Eisapour, M. & Talebizadehsardari, P. Conception optimale d'un lit de stockage d'hydrogène à hydrure métallique utilisant un échangeur de chaleur à serpentin hélicoïdal avec un tube de retour central pendant le processus d'absorption. Int. J. Hydrogen Energy 46, 14478–14493. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.01.170 (2021).

Article CAS Google Scholar

Ardahaie, SS, Hosseini, MJ, Eisapour, M., Eisapour, AH & Ranjbar, AA Un nouveau réservoir d'hydrure métallique poreux pour le stockage et la consommation d'énergie hydrogène assistés par des gaines PCM et des tubes en spirale. J. Propre. Prod. 311, 127674. https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2021.127674 (2021).

Article CAS Google Scholar

Dhaou, H. et al. Amélioration des performances thermiques de l'échangeur spiralé sur le stockage d'hydrogène par ajout d'ailettes en cuivre. Int. J. Therm. Sci. 50, 2536-2542. https://doi.org/10.1016/j.ijthermalsci.2011.05.016 (2011).

Article CAS Google Scholar

Liu, Y. et al. L'invention concerne un réacteur à hydrure métallique de type ailettes annulaires à section variable pour améliorer le phénomène de réaction inhomogène dans les procédés de stockage d'énergie thermique. Appl. Énergie 295, 117073. https://doi.org/10.1016/j.apenergy.2021.117073 (2021).

Article CAS Google Scholar

Tong, L., Xiao, J., Yang, T., Bénard, P. & Chahine, R. Modèles complets et réduits pour réacteur à hydrure métallique avec échangeur de chaleur à tube enroulé. Int. J. Hydrogen Energy 44, 15907–15916. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2018.07.102 (2019).

Article CAS Google Scholar

Sekhar, BS et al. Analyse des performances des lits cylindriques d'hydrure métallique avec diverses options d'échange de chaleur. J. Alliages Compd. 645, 89–95. https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2014.12.272 (2015).

Article CAS Google Scholar

Ward, PA et al. Défis techniques et orientation future des systèmes de stockage d'énergie thermique à hydrure métallique à haut rendement. Appl. Phys. A 122, 462. https://doi.org/10.1007/s00339-016-9909-x (2016).

Article ADS CAS Google Scholar

Chung, CA & Ho, CJ Comportement des fluides thermiques des processus d'hydruration et de déshydruration dans une cartouche de stockage d'hydrogène à hydrure métallique. Int. J. Hydrogen Energy 34, 4351–4364. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2009.03.028 (2009).

Article CAS Google Scholar

Chaise, A., Marty, P., Rango, PD & Fruchart, D. Un critère simple pour estimer l'effet des gradients de pression lors de l'absorption d'hydrogène dans un réacteur à hydrure. Int. J. Chaleur Masse Transf. 52, 4564–4572. https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2009.03.052 (2009).

Article CAS MATH Google Scholar

Jemni, A., Ben Nasrallah, S. & Lamloumi, J. Étude expérimentale et théorique d'un réacteur métal-hydrogène. Int. J. Hydrogen Energy 24, 631–644. https://doi.org/10.1016/S0360-3199(98)00117-7 (1999).

Article CAS Google Scholar

Chaise, A., Rango, PD, Marty, P. & Fruchart, D. Etude expérimentale et numérique d'un réservoir d'hydrure de magnésium. Int. J. Hydrogen Energy 35, 6311–6322. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2010.03.057 (2010).

Article CAS Google Scholar

Valizadeh, M., Aghajani Delavar, M. & Farhadi, M. Simulation numérique du transfert de chaleur et de masse lors de la désorption d'hydrogène dans un réservoir de stockage d'hydrure métallique par la méthode Lattice Boltzmann. Int. J. Hydrogen Energy 41, 413–424. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2015.11.075 (2016).

Article CAS Google Scholar

Bao, Z., Yang, F., Wu, Z., Cao, X. & Zhang, Z. Études de simulation sur le transfert de chaleur et de masse dans les réacteurs à hydrure de magnésium à haute température. Appl. Énergie 112, 1181–1189. https://doi.org/10.1016/j.apenergy.2013.04.053 (2013).

Article CAS Google Scholar

Friedlmeier, G. & Groll, M. dans Actes du Symposium international sur les systèmes à hydrogène métallique, Suisse, 25-30 août 497-507 (1996).

Gambini, M. Évaluation des performances des systèmes énergétiques à hydrure métallique. Partie A : Modèle d'analyse dynamique des transferts de chaleur et de masse. Int. J. Hydrogen Energy 19, 67–80. https://doi.org/10.1016/0360-3199(94)90179-1 (1994).

Article CAS Google Scholar

Lewis, SD & Chippar, P. Enquête numérique sur l'absorption d'hydrogène dans un réacteur à hydrure métallique avec échangeur de chaleur à plaques en relief intégré. Énergie 194, 116942. https://doi.org/10.1016/j.energy.2020.116942 (2020).

Article CAS Google Scholar

Darzi, AR, Farhadi, M., Sedighi, K., Aallahyari, S. & Delavar, MA Transfert de chaleur turbulent du nanofluide Al2O3-eau à l'intérieur de tubes ondulés hélicoïdalement : étude numérique. Int. Commun. Chaleur Masse Transf. 41, 68–75. https://doi.org/10.1016/j.icheatmasstransfer.2012.11.006 (2013).

Article CAS Google Scholar

Vijay, R., Sundaresan, R., Maiya, MP et Srinivasa Murthy, S. Évaluation comparative des matériaux absorbant l'hydrogène Mg – Ni préparés par alliage mécanique. Int. J. Hydrogen Energy 30, 501–508. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2004.04.019 (2005).

Article CAS Google Scholar

Muthukumar, P., Prakash Maiya, M., Srinivasa Murthy, S., Vijay, R. & Sundaresan, R. Tests sur Mg2Ni allié mécaniquement pour le stockage de l'hydrogène. J. Alliages Compd. 452, 456–461. https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2007.03.112 (2008).

Article CAS Google Scholar

Kumar, V., Saini, S., Sharma, M. & Nigam, KDP Étude de la chute de pression et du transfert de chaleur dans un échangeur de chaleur hélicoïdal tube dans tube. Chim. Ing. Sci. 61, 4403–4416. https://doi.org/10.1016/j.ces.2006.01.039 (2006).

Article CAS Google Scholar

Versteeg, HK et Malalasekera, W. Une introduction à la dynamique des fluides computationnelle : la méthode des volumes finis 2e éd. (Pearson/Prentice Hall, 2007).

Google Scholar

Youssef, W., Ge, YT & Tassou, SA Développement de la modélisation CFD et validation expérimentale d'un échangeur de chaleur à matériau à changement de phase (PCM) avec des tubes câblés en spirale. Conversations d'énergie. Géré. 157, 498–510. https://doi.org/10.1016/j.enconman.2017.12.036 (2018).

Article Google Scholar

Afzal, M. & Sharma, P. Conception et analyse informatique d'un système de stockage d'hydrogène à hydrure métallique avec des améliorations de transfert de chaleur à base de nid d'abeille hexagonal - Partie A. Int. J. Hydrogen Energy 46, 13116–13130. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.01.135 (2021).

Article CAS Google Scholar

Reiser, A., Bogdanovic, B. & Schliche, K. L'application d'hydrures métalliques à base de Mg comme systèmes de stockage d'énergie thermique. Int. J. Hydrogen Energy 25, 425–430. https://doi.org/10.1016/S0360-3199(99)00057-9 (2000).

Article CAS Google Scholar

Wang, D. et al. Stockage d'hydrogène dans un réacteur à hydrure métallique à mini-canaux à branches : conception d'optimisation, analyse de sensibilité et régression quadratique. Int. J. Hydrogen Energy 46, 25189–25207. https://doi.org/10.1016/j.ijhydene.2021.05.051 (2021).

Article CAS Google Scholar

Télécharger les références

Les auteurs reconnaissent l'installation de calcul haute performance de l'Université de technologie de Sydney (UTS).

École de génie mécanique et mécatronique, Université de technologie de Sydney (UTS), 15 Broadway, Ultimo, NSW, 2007, Australie

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

École d'ingénierie mécanique, médicale et des procédés, Faculté d'ingénierie, Université de technologie du Queensland, Brisbane, 4000, Australie

Yuan Tong Gu

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Concept PL, simulation, méthode, conception, validation, analyse, rédaction. NB concept, révision et rédaction, supervision. Concept YTG, révision et rédaction, supervision. Concept RF, révision et rédaction, supervision. Concept MSI, simulation, validation, révision et rédaction, supervision.

Correspondance à Mohammad S. Islam.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

Springer Nature reste neutre en ce qui concerne les revendications juridictionnelles dans les cartes publiées et les affiliations institutionnelles.

Libre accès Cet article est sous licence Creative Commons Attribution 4.0 International, qui permet l'utilisation, le partage, l'adaptation, la distribution et la reproduction sur tout support ou format, à condition que vous accordiez le crédit approprié à l'auteur ou aux auteurs originaux et à la source, fournissez un lien vers la licence Creative Commons et indiquez si des modifications ont été apportées. Les images ou tout autre matériel de tiers dans cet article sont inclus dans la licence Creative Commons de l'article, sauf indication contraire dans une ligne de crédit au matériel. Si le matériel n'est pas inclus dans la licence Creative Commons de l'article et que votre utilisation prévue n'est pas autorisée par la réglementation légale ou dépasse l'utilisation autorisée, vous devrez obtenir l'autorisation directement du détenteur des droits d'auteur. Pour voir une copie de cette licence, visitez http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Réimpressions et autorisations

Larpruenrudee, P., Bennett, NS, Gu, Y. et al. Optimisation de la conception d'un système de stockage d'énergie hydrogène hydrure métallique à base de magnésium. Sci Rep 12, 13436 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-17120-3

Télécharger la citation

Reçu : 31 mai 2022

Accepté : 20 juillet 2022

Publié: 04 août 2022

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

Toute personne avec qui vous partagez le lien suivant pourra lire ce contenu :

Désolé, aucun lien partageable n'est actuellement disponible pour cet article.

Fourni par l'initiative de partage de contenu Springer Nature SharedIt

En soumettant un commentaire, vous acceptez de respecter nos conditions d'utilisation et nos directives communautaires. Si vous trouvez quelque chose d'abusif ou qui ne respecte pas nos conditions ou directives, veuillez le signaler comme inapproprié.