NO332587B1

NO332587B1 - Integrerte reaktorer, samt fremgangsmate for fremstilling og bruk av samme

Info

Publication number: NO332587B1
Application number: NO20033481A
Authority: NO
Inventors: Gary L Roberts; Anna Lee Y Tonkovich; Steven T Perry; Sean P Fitzgerald
Original assignee: Battelle Memorial Institute
Priority date: 2001-02-16
Filing date: 2003-08-06
Publication date: 2012-11-12
Also published as: BR0207276A; CA2438733A1; JP2014131804A; US20030072699A1; NO20033481D0; NO20033481L; WO2002064248A3; US20140134547A1; US20060153751A1; US9452402B2; KR20030084934A; WO2002064248A8; CA2795630C; KR100835046B1; WO2002064248A9; US20110236279A1; CA2438733C; RU2003126181A; US7803325B2; MXPA03007346A

Abstract

Integrerte forbrenningsreaktorer (ICR'er) og fremgangsmåter til fremstilling av integrerte forbrenningsreaktorer beskrives, hvor forbrenningskamre (eller kanaler) (12) er i direkte varmekontakt med reaksjonskamre for en endoterm reaksjon (115). Meget gode resultater ble oppnådd for forbrenningskamre som omfattet en spalte (18,19) for fri strømning gjennom kammeret. Spesielle reaktorutforminger beskrives også. Fremgangsmåter til utførelse av reaksjoner i integrerte forbrenningsreaktorer beskrives og resultater presenteres. Noen av disse fremgangsmåter kjennetegnes ved uventede og meget gode resultater.

Description

O ppfinnelsesområde

Den foreliggende oppfinnelse vedrører en integrert reaktor og en fremgangsmåte til utførelse av en endoterm reaksjon i en integrert forbrenningsreaksjon.

Beslektede patentsøknader

Denne søknad er en CIP-søknad av Amerikanske patentsøknader 09/375.614 og 09/640.903, som inkorporeres her som om reprodusert i sin helhet nedenfor. Ifølge 35 U.S.C., paragraf 119(e) kreves det i denne søknad prioritet fra foreløpig Amerikansk patentsøknad 60/269.628 av 16. februar 2001.

Innledning

For tiden drives endoterme reaksjoner som utføres i mikroreaktorer ved utnyttelse av varme fra en ekstern kilde, så som avløpet fra et eksternt forbrenningskammer. Når det gjøres slik begrenses temperaturen i gasstrømmen som sørger for varmen av krav påtvunget av konstruksjonsmaterialene. For eksempel vil en typisk mikroreaktor konstruert av Inconel 625 kunne være begrenset i anvendelse for gass til temperaturer på ca. 1050°C eller lavere. I praksis betyr dette at avløpet fra et eksternt forbrenningskammer må tynnes med kjølegass (dvs. overskuddsluft) for å bringe gasstemperaturen ned for å tilfredsstille materialtemperaturkrav. Dette øker den totale gasstrømmengde, noe som øker vifte/kompressorkostnader. Dessuten forårsaker oppvarming av gasstrømmen eksternt varmetap (forbundet med levering av den varme gass til mikroreaktoren) og kostbare høytemperaturmaterialer for å forbinde forbrenningskammeret med mikroreaktoren.

På den annen side kan et integrert forbrenningskammer produsere varme for reaksjonen i umiddelbar nærhet av reaksjonssonen og derved minske varmetap og øke effektivitet. På grunn av at tradisjonelle forbrenningskatalysatorer ikke er stabile ved høye temperaturer (over ca. 1200°C) på grunn av edelmetallsintring, må det integrerte forbrenningskammer fjerne varme med en hastighet som er tilstrekkelig til å holde lokale temperaturer på katalysatoroverflaten under dette nivå eller risikere hurtig katalysatordeaktivering.

N0326281 er et patent med prioritet i US patentøknader US375614 og US640903 med prioritetsdatoer på henholdsvis 17. august 1999 og 16. august 2000. Søknadene ble derved innlevert før men publisert etter den forliggende oppfinnelsen. N0326281 beskriver en fremgangsmåte for å utføre reaksjoner i mikrokanaler hvori der foreligger en masseflytkanal og en stor porestøtte. Fremgangsmåten kan anvendes generelt og inkluderer dampreformering og varmeveksling fra en nærliggende mikrokanal, og den volumetriske varmefluksen kan være minst 0,6 W/cc. N0326281 gir ikke eksempler på samtidig utføring av endotermiske og eksotermiske reaksjoner i sideliggende kammer, og beskriver eller tilveiebringer ikke de lave NOx utslippsnivåene som kjennetegner den foreliggende oppfinnelsen. N0326281 beskriver ikke endotermiske og eksotermiske katalysatorer i sideliggende reaksjonskammer.

WO 00/06295 beskriver et mikrokanal apparatur som omfatter et reaksjonskammer som inneholder et porøs katalysatorinnlegg og et ved siden av liggende varmevekslingskammer. Et reaksjonskammer beskrives med en lengde på 6 tommer (15 cm) eller mindre, og en høyde på 2 tommer (5 cm) eller mindre. WO 00/06295 beskriver ikke utførelse av samtidige eksoterme og endoterme reaksjoner i de sideliggende reaksjonskamrene.

DE 19841993 beskriver en reaktor hvori reaksjonskammer oppvarmes av elektriske motstander. DE 19841993 beskriver ikke en fremgangsmåte eller et apparatur for å utføre samtidige endotermiske og eksotermiske reaksjoner i et integrert apparatur.

EP 0848990 beskriver en reaktor og fremgangsmåte for å utføre samtidige endotermiske og eksotermiske reaksjoner. Reaktoren er utformet som en keramisk bikake hvori vekslende rekker av kanaler er belagt med et katalysatorvaskelag. Reaktoren er keramisk, noe som er underlegent for termaltransport når sammenlignet med metall. I tilegg har reaktoren høye temperaturgradienter, og ingen forsøk gjøres på å kontrollere utslipp, derved produserer reaktoren sannsynligvis høye nivåer av nitrogenoksider.

O ppsummering av oppfinnelsen

I en integrert reaktor bør forbrenning/varmegenerering foregå i umiddelbar nærhet av den endoterme reaksjon. Fortrinnsvis foregår en eksoterm reaksjon i mikrokanaler som er interfoliert med mikrokanaler hvori der er en endoterm reaksjon. Felles strøm av endoterme og eksoterme reaksjonsstrømmer foretrekkes, men krysningsstrøm eller motstrøm er også en mulighet. Varmen fra en eksoterm reaksjon ledes fra den eksoterme reaksjonskatalysator til den endoterme reaksjonskatalysator, hvor den driver den endoterme reaksjonen. Denne hurtige varmefjerning fra forbrenningsregionen gir mulighet til å anvende en meget liten fraksjon av overskuddsluft (for eksempel nær støkiometrisk forbrenning, noe som vil frembringe temperaturer på over 1400°C ved adiabatisk reaksjon). Anvendelsen av en forbistrømningskatalysatorutforming for den ene av eller begge de eksoterme og endoterme mikrokanaler kan frembringe et fordelaktig kapasistets/trykkfall-forhold. I en forbistrømningskatalysatorutforming strømmer gass i en 0,05-2mm spalte opptil et tynt lag av konstruert katalysator som er i berøring med mikrokanalveggen. Katalysatoren kan enten være innført i og opptil reaktorveggen eller i ett med reaktorveggen. I tilfellet i ett med reaktorveggen er en foretrukket metode vaskebelegging av en katalysator på en vegg eller vegger i mikrokanalen. Katalysatoren kan omfatte anvendelsen av ytterligere lag for økning av overflatearealet, så som et porøst keramisk materiale med høyt overflateareal, eller lag for å fremme vedheft av et keramisk materiale til metall, så som amorft titanoksid som avsettes enten ved kjemisk dampavsetning (CVD) eller fra løsning. Anvendelsen av kanaler som har en minimumsdimensjon på mer enn 2mm kan være mindre effektive, idet varme- og massetransportbegrensninger kan bli forstørret. Et integrert forbrenningskammer kan utnytte mikroreaktorkanalers store overflateareal for fjerning av varme når den dannes og derved holde mikroreaktorkomponentene unna fra å overskride materialtemperaturkrav ved forbrenning med mye mindre overskuddsluft (eller tynner) enn det som ville være nødvendig for et eksternt forbrenningskammer.

Den integrert reaktoren i samsvar med den foreliggende oppfinnelsen er således kjennetegnet ved at den omfatter: et første reaktorkammer som har en bredde på 2 mm eller mindre, idet det er en åpen bane gjennom det første reaksjonskammer, hvor det første reaktorkammer har et indre volum som omfatter 5-95 volum% porøs katalysator og 5-95 volum% åpent rom, og

et andre reaksjonskammer som har en bredde på 2 mm eller mindre, idet det er en åpen bane gjennom det andre reaksjonskammer, hvor det andre reaksjonskammer har et indre volum som omfatter en katalysator og minst 5 volum% åpent rom,

hvor det første reaksjonskammer omfatter et endotermisk reaksjonskammer, og det endotermiske reaksjonskammeret omfatter en endotermisk reaksjonskatalysator, og det andre reaksjonskammeret omfatter en eksotermisk reaksjonskatalysator, hvor den eksotermiske reaksjonskammerveggen omfatter slisser for gjennomgang av oksygen eller brennstoff, og

en reaksjonskammervegg som skiller det første og det andre reaksjonskammer,

hvor den integrerte reaktor har et NOx-utgangs-

karakteristikum på mindre enn 100 ppm målt ifølge standard NOx-testmålingen.

I følge en foretrukket utførelse av reaktoren har den porøse katalysatoren et porevolum 5 til 98 %, hvor minst 20 % av porevolumet i den porøse katalysatoren består av porer i størrelsesområdet på fra 0,1 til 300 mikrometer.

I følge en foretrukket utførelse av reaktoren består reaksjonskammerveggen som deler det første reaksjonskammeret og det andre reaksjonskammeret av metall, og at den integrerte reaktoren har en volumetrisk varmeflukskarakteristikk på minst lW/cm når målt i følge den volumetriske varmefluksmålingsprøven. I tillegg er det foretrukket at den volumetriske varmeflukskarakteristikken oppnås ved et trykkfall på mindre enn 12.500 Pa/cm.

I følge en foretrukket utførelse av reaktoren omfatter det andre reaksjonskammeret reaksjonskammervegger og en katalysatorvask belagt på minst en del av nevnte reaksjonskammervegger.

I følge en foretrukket utførelse av reaktoren omfatter det eksotermiske reaksjonskammeret en statisk mikser.

Oppfinnelsen vedrører også en fremgangsmåte for utførelse av en endoterm reaksjon i reaktoren. En eksoterm reaksjonssubstans er en kjemisk substans som under valgte betingelser vil reagere under generering av varme. Typisk vil en katalysator katalysere reaksjonen.

Fremgangsmåten samsvar med den foreliggende oppfinnelsen er således kjennetegnet ved at den omfatter:

at en endoterm reaksjonssammensetning ledes inn i

minst ett endotermt reaksjonskammer, og

at en eksoterm reaksjonssammensetning ledes inn i

minst ett eksotermt reaksjonskammer, hvor det eksoterme reaksjonskammer omfatter minst én eksoterm reaksjonskammervegg som tilstøter minst ett endotermt reaksjonskammer,

hvor det endoterme reaksjonskammer inneholder en endoterm reaksjonskatalysator i kontakt med i det minste nevnte minst ene endoterme reaksjonskammervegg som tilstøter minst ett eksotermt reaksjonskammer,

hvor den endoterme reaksjonskatalysator har en

eksponert overflate inne i det endoterme reaksjonskammer hvor den eksoterme reaksjonskammerveggen omfatter slisser for passasje av luft eller brennstoff, og

hvor den endoterme reaksjonskatalysators eksponerte overflate og en andre flate inne i det endoterme reaksjonskammer avgrenser en spalte inne i det endoterme reaksjonskammer, hvor spalten har en tykkelse, i en retning vinkelrett på retningen på en gasstrømning gjennom det endoterme kammer i drift, på 2 mm eller mindre,

hvor den eksoterme reaksjonssammensetningen omfatter luft og et brensel, og

hvor den eksoterme reaksjonssammensetningen omdannes til produkter og produktene har mindre enn 100 ppm NOx.

I følge en foretrukket utførelse av fremgangsmåten omfatter brennstoffet hydrogen eller metan.

I følge en foretrukket utførelse av fremgangsmåten omfatter den endotermiske reaksjonen dampreformering av metan.

I følge en foretrukket utførelse av fremgangsmåten omfatter den eksotermiske reaksjonskammerveggen slisser, hvor oksygen passerer gjennom slissene og inn i det eksotermiske reaksjonskammeret, og reaksjonen mellom oksygenet og brennstoffet hovedsakelig foregår på den eksotermiske reaksjonskatalysatoren.

I følge en foretrukket utførelse av fremgangsmåten fordeles brennstoffinnsprøyting i det eksotermiske reaksjonskammeret.

I følge en foretrukket utførelse av fremgangsmåten består reaksjonskammerveggen som avdeler det første reaksjonskammeret og det andre reaksjonskammeret av metall, og den endotermiske reaksjonskatalysatoren er en porøs katalysator som har et porevolum på 5 til 98 %, hvor minst 20 & av porevolumet består av porer i størrelsesområdet på 0,1 til 300 mikrometer.

Forskjellige utførelsesformer av oppfinnelsen kan ha slike fordeler som: lavt trykkfall, lavt behov for overskuddsluft, høy forbrenningsstabilitet, kort kontakttid, liten CO/NOx-dannelse, drift ved nær støkiometrisk lufttilførsel, større sikkerhet og høy varmesyklusstabilitet. Drift ved eller nær støkiometrisk lufttilførsel minsker total belastning på systemets luftvifte eller luftkompressor, noe som vil føre til vesentlige kostbesparelser.

En ytterligere fordel med å senke forbrenningstemperaturen (eller temperaturen for den eksoterme reaksjon) som er nødvendig for å drive den endoterme reaksjon er anvendelse av alternative metaller eller alternativ metallurgi, slik at det kan oppnås lavere kostnad på materialer eller lengre levetid for anordningene.

Selv om forbrenningen kan ha både homogene og heterogene bidrag, vil katalytisk forbrenning i en mikrokanal (eller en kanal med en minste åpningsdimensjon som er mindre enn avkjølingsdiameter) minske bidraget fra homogene reaksjoner og favorisere heterogen (katalytisk) forbrenning ved veggen. Dette vil også øke sikkerhet ytterligere ved inhibering av gassfasereaksjonene som ellers ville kunne ta forbrenningsblandingen godt over den sikre driftstemperaturgrense for materialet. Inhibering blir sterkere med avtagende minimumskanaldimensjon og med økende katalytisk overflateareal på kanalveggene.

I forbindelse med andre trekk ved oppfinnelsen gjør anvendelsen av en forbistrømningsutforming hvor et reaksjonskammer har en slik spalte at gasser kan strømme forbi (heller enn gjennom) en katalysator det mulig med en vesentlig forbedring av ytelse i forhold til kjent teknikk. Denne forbedrete ytelse viste seg i de integrerte for-brenningsreaktortester (ICR) ved mye høyere varmefluks (for eksempel 29 W/cm<3>på en arealbasis eller 118 W/cm3 på en volumetrisk basis) enn alle som er rapportert i litteraturen ved et minimalt trykkfall (for eksempel < 0,3 xlO<5>Pa) ved en reaktorlengde på 2,5cm. På grunn av at den integrerte forbrenningsreaktor kan oppnå slike høye varmeflukser uten å forårsake for store trykkfall, er endoterme reaksjonskontakttider gjennomførbare, som er mye kortere enn de for katalytiske anordninger med gjennomstrømning

eller monolittiske anordninger. Kortere kontakttider muliggjør en høyere produktivitet eller gjennomstrømning gjennom enhetsvolum av reaktor.

Innføring av sideveis fordelt (tvers over en kanal) forbrenningsbrensel og luft i felles strømning med endoterm reaktantstrøm konsentrerer varmetransporten ved det endoterme reaktorinntak, hvor konsentrasjonsgradienten (og derfor reaksjonshastigheten) er høyest, hvorved bedre resultater enn for systemer som fordeler forbrenningsbrenselet over forbrenningskatalysatorens totale overflate oppnås. Selv om eksemplene med fordelt forbrenning likevel oppviser utmerket varmefluks sammenlignet med konvensjonelle dampreformeringsanordninger.

Den foreliggende oppfinnelse vil kunne benytte alternative eksoterme reaksjoner, så som oksidasjonsreaksjoner, blant annet partiell oksidasjonsreaksjon, for å drive en endoterm reaksjon.

Ordliste

Skiver ("shims") refererer til stort sett plane plater eller ark som kan ha vilkårlig bredde og høyde og fortrinnsvis har en tykkelse (den minste dimensjon) på 2mm eller mindre og i noen foretrukne utførelsesformer mellom 50 og 500um.

"Enhetsoperasjon" betyr kjemisk reaksjon, fordampning, kompresjon, kjemisk separering, destillasjon, kondensasjon, oppvarming eller avkjøling. "Enhetsoperasjon" betyr ikke bare blanding eller fluidtransport, selv om blanding og transport ofte foregår sammen med enhetsoperasjoner.

En mikrokanal har minst én dimensjon på 2mm eller mindre.

En "åpen kanal" er en spalte på minst 0,05mm som rager hele veien gjennom et reaksjonskammer slik at gasser kan strømme gjennom reaksjonskammeret med forholdsvis lavt trykkfall.

I drift kommer en reaktant inn i et forbrennings- eller reaksjonskammer i en massestrømbane som strømmer forbi og i kontakt med et "porøst materiale" eller "porøs katalysator". En del av reaktanten diffunderer molekylært på tvers inn i den porøse katalysator og reagerer under dannelse av et produkt eller produkter, og deretter diffunderer produktet/produktene på tvers inn i massestrømbanen og ut av reaktoren.

Betegnelsen "massestrømbane" henviser til åpne områder eller åpne kanaler inne i reaksjonskammeret. Et sammenhengende, massestrømområde muliggjør hurtig gasstrømning gjennom reaksjonskammeret uten store trykkfall. I foretrukne utførelsesformer er der en laminer strømning i det massestrømområdet. Massestrømområder inne i hvert reaksjonskammer har fortrinnsvis et tverrsnittsareal på fra 5 x IO"8 til 1x10 ■ W, mer foretrukket fra 5 x IO"<7>til 1 x lO^m<2>. De samlete massestrømområdene utgjør fortrinnsvis minst 5%, mer foretrukket 30-80%, av enten 1) reaksjonskammerets innvendige volum eller 2) reaksjonskammerets tverrsnitt.

"Likevektsomdanning" defineres på den klassiske måte, hvor den størst oppnåelige omdanning er en funksjon av reaktortemperaturen, -trykket og det tilførte materialets sammensetning. Ved hydrokarbon- dampreformeringsreaksjoner øker likevektsomdanningen med økende temperatur og avtar med økende trykk.

Kort beskrivelse av tegningene

Fig. 1 viser en integrert reaktor.

Fig. 2a og 2b viser reaksjonskammerutforminger.

Fig. 3 og 4a viser tverrsnitt av integrerte reaktorer.

Fig. 4b viser et uttrukket riss av en integrert reaktor.

Fig. 5 og 6 viser integrerte dampreformeringsreaktorer.

Fig. 7 viser utforminger av skiver for fremstilling av en reaktor.

Fig. 8 viser et skjematisk riss av en reaktor som anvendes i eksemplene.

Fig. 9-12 viser data fra eksemplene.

Fig. 13 viser et skjematisk riss av en reaktor anvendt i eksemplene.

Fig. 14-16 viser data fra eksemplene.

Fig. 17-20 viser utforminger av reaktorer beskrevet i eksemplene.

Fig. 21-24 viser data fra eksemplene.

Fig. 25 viser en utforming av en reaktor beskrevet i eksemplene.

Fig. 26-27 viser data fra eksemplene.

Detaljert beskrivelse av oppfinnelsen

En integrert reaktor ifølge den foreliggende oppfinnelse omfatter blant annet et første reaksjonskammer som inneholder en katalysator som er i stand til å katalysere en eksoterm reaksjon, og et tilgrensende, andre reaksjonskammer, som inneholder en katalysator som er i stand til å katalysere en endoterm reaksjon. En reaksjonskammervegg skiller det første og det andre reaksjonskammer.

Et riss av en del av en foretrukket type reaktorapparat er vist i fig. 1. Et eksotermt reaksjonskammer 12 inneholder eksoterme reaksjonskatalysatorer 14, 16 og en åpen kanal 18. Et endotermt reaksjonskammer 15 omfatter en endoterm reaksjonskatalysator 17 og en åpen kanal 19.

I den foreliggende oppfinnelse har det eksoterme (og/eller endoterme) reaksjonskammer fortrinnsvis en bredde (den minste dimensjon som er vinkelrett på strømning) på 2mm eller mindre, fortrinnsvis lmm eller mindre og i noen utførelsesformer 0,5mm eller mindre. Et reaksjonskammers dimensjoner er de innvendige dimensjoner og inkluderer katalysator, men inkluderer ikke kammerveggene. En reaksjonskammervegg (som skiller de eksoterme og endoterme reaksjonskamre) bør være varmeledende og fortrinnsvis ha en tykkelse (avstanden mellom reaksjonskamrene) på 5mm eller mindre, mer foretrukket 2mm eller mindre og i noen utførelsesformer en bredde på fra 1 til 2mm. En kort varmetransportstrekning er ønsket for god ytelse. Det er blitt iakttatt at disse korte varmetransportstrekninger kombinert med foretrukne reaktorutforminger kan frembringe overraskende høy volumetrisk produktivitet og lavt trykkfall.

Som beskrevet mer detaljert nedenfor kan fremgangsmåten beskrives ved hjelp av utformingene av apparaturen og/eller ved hjelp av målbare karakteristika, så som varmefluks, volumetrisk produktivitet og/eller trykkfall (som også ville kunne blitt beskrevet i forbindelse med fremgangsmåtebetingelser, så som strømningshastighet, temperatur etc).

Fig. 1 viser reaksjonskamre som har form av parallel- epipeder, men det skal forstås at andre former også vil være mulige, så som sylindere (for eksempel tilgrensende sylindere eller sylindere med en eksoterm katalysator delvis omsluttet av en bue inneholdende en endoterm reaksjonskatalysator, eller omvendt), eller prismer (fortrinnsvis tettpakkete prismer for å minske varmetransportstrekningen og maksimalisere overflatearealet for varmetransport). Slike former vil for eksempel kunne fremstilles ved boring gjennom en blokk eller ved laminering av en stabel av skiver med formede, fluktende åpninger, slik at de stablete og sammenbundne skiver danner en passasje som har grenser dannet av åpningenes kanter. For å øke overflateareal kan i noen utførelsesformer reaksjonskammeret (enten eksotermt, endotermt eller begge) ha fremspring eller et sett av mikrokanaler slik som vist i fig. 2a og 2b. Fremspring 22 eller mikrokanalvegger 24 kan belegges med en katalysator slik at det dannes et katalysatorbelegg (ikke vist), så som ved vaskebelegging, kjemisk dampbelegging etc.

I en annen foretrukket utførelsesform (se fig. 3) har en reaksjonskammervegg 31 finner 32. Finnene kan ha vilkårlig form og kan rage delvis eller fullstendig over et reaksjonskammers bredde. Fortrinnsvis er én eller flere katalysatorer (ikke vist) avsatt over reaksjonskammerveggene for å danne eksoterme eller endoterme reaksjonskamre. I den viste anordning er strømning i drift inn i eller ut av tegningsplanet. Fortrinnsvis er reaksjonskamrene stablet i alternerende lag eller eksoterme 34 og endoterme 36 reaksjonskamre atskilt med en varmeledende kammervegg 38.

Alternerende lag av eksoterme og endoterme reaksjonskamre er et generelt trekk ved oppfinnelsen, og fortrinnsvis er der minst to, mer foretrukket minst fem, lag av endoterme reaksjonskamre som alternerer med minst ett, mer foretrukket minst fire, lag av eksoterme reaksjonskamre. Fortrinnsvis er apparaturen og fremgangsmåtene utformet slik at de ytre lag har halvparten av reaktantstrømmen sammenlignet med indre lag av samme type. For eksempel har i en anordning som har to eksoterme reaksjonskamre interfoliert mellom tre endoterme reaksjonskamre de ytre to endoterme reaksjonskamre en halvpart av strømningen i det indre endoterme reaksjonskammer.

I en annen utførelsesform, se fig. 4a, er et integrert reaksjonskammer dannet av tilgrensende reaksjonskamre hvor ett reaksjonskammer inneholder en porøs katalysatorinnsats 42 (i fig. 4a fyller innsatsen hele reaksjonskammeret slik at reaktantene vil strømme gjennom katalysatoren, en mindre foretrukket utførelsesform som kan benyttes når relativt store trykkfall er akseptable eller katalysatorreaksjonskinetikkene ikke understøtter meget hurtige reaksjoner på titalls millisekunder). Reaktorvegger 43,45 skiller et kammer 42 fra et tilgrensende reaksjonskammer 44, som har åpne kanaler som kan inneholde en katalysator (ikke vist) anbrakt i hver kanal. Fig. 4b viser et utspilt riss med stykkene som kan sammenføyes til den sammenbundne anordning.

Fig. 5 viser en utførelsesform som for eksempel ville kunne være for en dampreformeringsanordning hvori hydrogen (eller alternativt brensel) forbrennes for å tilføre varme. Et reformatmateriale strømmer gjennom en åpne kanal 52. Hydrogen (eller alternativ forbrenningsbrensel) strømmer gjennom en åpen kanal 54. Luft (eller annen oksygenholdig substans) i kanaler 56 strømmer gjennom åpninger 58 og inn i kanalen 54 hvor oksygenet reagerer ved hydrogen, hovedsakelig på en forbrenningskatalysator 53. Fortrinnsvis er alle dimensjoner i hydrogenkanalen mindre enn eller nær kjølestrekningen ("quench distance") for hydrogen (eller alternativt brensel, som vil kunne omfatte hydrogen og andre hydrokarboner) for den valgte oksidant ved den nødvendige temperatur, selv om dette kanskje ikke er mulig, særlig for et hydrogenbrensel. Forbrenningseksos 55 forvarmer den oksygenholdige substans. Forbrenningsvarme tilføres til en reformeringskatalysator 57 gjennom en reaksjonskammervegg 59. Det er ønskelig at den åpne kanals 54 dimensjoner reguleres til å undertrykke flammedannelse. I denne utførelsesform innføres den oksygenholdige substans i fronten (dvs. nær hydrogeninntaket) av reaktoren, og forbrenningsgassen og reformatstrømmen er i et felles strømningsarrangement. Denne utforming har to vesentlige fordeler: (1) både den eksoterme og den endoterme reaktor har den høyeste reaksjon av reaktanter og derfor den hurtigste reaksjon i det samme område, og (2) hydrogenet blandes med oksygen i reaksjonskammeret og unngår derved forblanding og reaksjon utenfor reaksjonskammeret.

Fig. 6a viser et lignende arrangement med unntagelse av at veggen som skiller hydrogenkanalen og luft- eller oksygenkanalen har flere åpninger 62, som fordeler oksygen gjennom hydrogenkanalen. Fig. 6b viser et riss ovenfra an plater som vil kunne anvendes for å konstruere hydrogenkanal(er) 61 og en skilleplate 64 (hvilken som helst av de to plater vil kunne anvendes). I en variant av den viste prosess i fig. 6 vil hydrogen kunne fordeles i et luft- (eller oksygen) kammer som er opptil det endoterme reaksjonskammer.

Selvfølgelig skal det forstås at i enhver av de anordninger som beskrives her vil alternative reaktanter kunne anvendes istedenfor de reaktanter som er nevnt. For eksempel vil metan eller annet brensel kunne anvendes istedenfor hydrogen. Tilsvarende kan betingelser varieres, for eksempel vil strømning kunne være krysningsstrømning eller motstrøm. Selv om apparaturen i noen figurer er vist med bare et eksotermt reaksjonskammer skal det forstås at flere alternerende lag vil kunne anvendes, eller to eksoterme reaksjonskamre vil kunne danne en sandwichkonstruksjon med et endotermt reaksjonskammer.

Et reaksjonskammer har dimensjonen høyde, bredde og lengde. Bredden er 2mm eller mindre, mer foretrukket lmm eller mindre (hvorved reaksjonskammeret faller innenfor den klassiske definisjon av en mikrokanal). Reaksjonskammerets lengde er typisk lenger. Fortrinnsvis er reaksjonskammerets lengde over lem, mer foretrukket i området fra l-50cm. Typisk avgrenses reaksjonskammerets sider av reaksjonskammervegger. Disse vegger er fortrinnsvis fremstilt av hardt materiale, så som et keramisk stoff, en jernbasert legering, så som stål, eller monell, eller høytemperatur-nikkelbaserte superlegeringer, så som Inconel 625, Inconel 617 eller Haynes 230. Mer foretrukket består reaksjonskammerveggene av rustfritt stål eller Inconel, som er holdbart og har god varmeledningsevne.

I tillegg til varmetransport mellom tilgrensende reaksjonskamre kan i noen utførelsesformer et reaksjonskammer være i varmekontakt med en mikrokanal varmeveksler. Denne kombi nasjon av reaksjonskammer(e) og varmeveksler(e) kan resultere i høye varmetransport-hastigheter. Eksempler på og mer detaljert beskrivelse av anvendelsen av mikrokanalvarme-vekslere er gitt i Amerikansk patentsøknad 09/492.246 av 27. januar 2000, inkorporert her ved henvisning. I noen utførelsesformer har reaksjonskammeret/kamrene og varmevekslerne en varmefluks på minst 0,6 W per cm<3>reaktorvolum.

I noen foretrukne utførelsesformer har reaksjonskammeret et innløp og en utløp med en

sammenhengende massestrømningsbane fra innløpet til utløpet. I disse foretrukne utførelses-former er trykkfallet fra innløp til utløp fortrinnsvis mindre enn 20%, mer foretrukket mindre enn 10% av systemets innløpstrykk. Trykkfallet er fortrinnsvis mindre enn 3,5xl0<5>Pa, og mer foretrukket er trykkfallet mindre enn 0,7x10<5>Pa. Et lavt trykkfall er ønskelig for å redusere størrelsen og kostnaden på annet systemutstyr, så som pumper og kompressorer. I andre, mindre foretrukne utførelsesformer kan reaksjonskammeret omfatte en seksjon, så som en porøs plugg, som hemmer massestrømning.

Den integrerte reaktor arbeider best med spesifikke forgreningskammerutforminger som 1) hindrer forbrenningsreaksjon oppstrøms for mikrokanalkatalysatoren og 2) fordeler én av forbrenningsreaktantene jevnt tvers over mikrokanaltverrsnittet.

Fortrinnsvis er massestrømbanens (eller den åpne kanalspaltes) bredde inne i reaksjonskammer mindre enn eller lik lmm, og lengden (retningen for nettostrømning) er fortrinnsvis mindre enn eller lik 50cm. Den porøse katalysators bredde kan variere, men er fortrinnsvis minst 20%, mer foretrukket 50%, av massestrømningsbanens omkrets.

Den foreliggende oppfinnelse vil også kunne anvendes for reaksjoner i væskefase. Ved væskefasereaksjoner vil den kritiske kanaldimensjon sannsynligvis være mindre enn dimensjonen for gassfasereaksjonene for å tilpasses til den nedsatte massediffusjonshastighet som bringer reaktantene til den katalytiske overflate.

Det "porøse katalysatormaterialet" som beskrives her vedrører et porøst materiale som har et porevolum på fra 5 til 98%, mer foretrukket fra 30 til 95%, av det totale porøse materialets volum. Minst 20% (mer foretrukket minst 50%) av materialets porevolum består av porer i størrelsesområdet (diameterområdet) fra 0,1 til 300um, mer foretrukket fra 0,3 til 200um og enda mer foretrukket fra 1 til lOOum. Porevolum og porestørrelsesfordeling måles ved kvikksølvporøssimetri (under antagelse av sylindrisk geometri for porene) og nitrogenadsorpsjon. Som kjent er kvikksølvporøssimetri og nitrogenabsorpsjon komplementære teknikker hvor kvikksølvporøssymmetri er mer nøyaktig for måling av store porestørrelser (større enn 30nm) og nitrogenabsorpsjon nøyaktigere for små porer (mindre enn 50nm). Porestørrelser i området fra ca. 0,1 til 300um gjør det mulig for molekyler å diffundere molekylært gjennom materialene under de fleste gassfasekatalysebetingelser. Det porøse materialet kan selv være en katalysator, men fortrinnsvis omfatter det porøse materialet en metall-, keramikk- eller komposittbærer hvorpå det er avsatt ett eller flere lag av katalysatormaterialet. Porøsiteten kan være geometrisk regulær som i en bikake- eller parallell porestruktur, eller porøsiteten kan være geometrisk snirklet eller tilfeldig. Fortrinnsvis er bæreren et skummetall, et skumkeramisk stoff, en metallfilt (dvs. mattformete, uvevede fibrer) eller en metallduk.

Foretrukne, aktive hovedbestanddeler i katalysatorene omfatter: grunnstoffer i IUPAC-gruppene IIA, IVA, VA, VIA, VIIA, VIIIA, IB, IIB, IVB, lantanidserien og aktinidserien. Lagene av katalysator er, dersom de foreligger, fortrinnsvis også porøse. Den gjennomsnittlige porestørrelse (volumgjennomsnittlig) av katalysatorlaget/lagene er fortrinnsvis mindre enn bærerens gjennomsnittlige porestørrelse. Porestørrelsen i katalysatorlaget/lagene som er anbrakt på bæreren er fortrinnsvis i området fra 10"<9>m til 10"<7>m målt ved N2-adsorpsjon ved BET-metoden. Mer foretrukket består minst 50vol% av det totale porevolum av porer i størrelsesområdet fra 10" m til 10" m i diameter. Diffusjon inne i disse små porer i katalysatorlaget/lagene er typisk Knudsen av natur for gassfasesystemer, hvorved molekylene kolliderer med veggene i porene oftere enn med andre gassfase-molekyler.

I foretrukne utførelsesformer er katalysatorene i form av innsatser som bekvemt kan innføres i og fjernes fra et reaksjonskammer. Reaksjonskamre (enten av den samme type eller av forskjellige typer) kan kombineres i serie med flere typer katalysatorer. For eksempel kan reaktanter ledes gjennom et første reaksjonskammer som inneholder en første type katalysator, og produktene fra dette kammer kan ledes inn i et etterfølgende reaksjonskammer (eller et etterfølgende trinn i det samme reaksjonskammer) som inneholder en andre type katalysator hvor produktet (eller mer riktig benevnt, mellomproduktet) omdannes til et mer ønsket produkt. Dersom det er ønskelig kan ytterligere reaktant(er) tilsettes til det etterfølgende reaksjonskammer.

Katalysatoren vil også kunne anbringes ved andre metoder, så som vaskebelegging. På metalloverflater foretrekkes det å først anbringe et bufferlag ved kjemisk dampavsetning, termisk oksidasjon etc, som bedrer de etterfølgende vaskebeleggs vedheft.

Foretrukne reaktorer og fremgangsmåter for utførelse av reaksjoner i integrerte reaktorer kan kjennetegnes ved deres egenskaper. Med mindre noe annet er angitt måles disse egenskaper ved å benytte de testebetingelser som er beskrevet i eksempeldelen. Oppfinnelsen kan kjennetegnes vilkårlig av egenskapene individuelt eller i vilkårlig kombinasjon. Gjennomsnittlig volumetrisk varmefluks er fortrinnsvis minst 1 W/cm<3>, eller, i andre foretrukne utførelsesformer, minst 5 eller 10 eller 20 eller 50 eller 100 eller ca. 120 W/cm<3>, og i noen utførelsesformer mellom 10 og ca. 120 W/cm<3>. Anordningene kan være kjennetegnet ved den lave NOx-utgang målt ved standard NOx-testmålingen som beskrives i eksempeldelen. NOx-utgang er i følge den foreliggende oppfinnelsen mindre enn lOOppm, mer foretrukket mindre enn 50ppm, enda mer foretrukket mindre enn lOppm og enda mer foretrukket mindre enn 5ppm, og i noen utførelsesformer er NOx-utgangen i området fra ca. 5-20ppm. Fremgangsmåten ifølge oppfinnelsen omfatter forbrenning hvor det fortrinnsvis anvendes mindre enn 100% overskuddsluft (eller ekvivalent overskuddsoksygen), mer foretrukket mindre enn 75%, enda mer foretrukket mindre enn 50%, ytterligere mer foretrukket mindre enn 25%, eller 10% eller 5% overskuddsluft. For karakterisering av anordninger måles overskuddsluft under de betingelser som er angitt i varmefluksmålingstesten (ved karakterisering sammen med NOx-utgang) målt under de betingelser som er angitt i den standard NOx-testmåling. Trykkfall gjennom de eksoterme og/eller endoterme reaksjonskamre er fortrinnsvis mindre enn følgende (i den rekkefølge de foretrekkes, basert på reaksjonskammerets lengde) 295.000, 250.000, 125.000, 50.000, 25.000, 12.500, 2500 eller 1500 Pa/cm. For anordninger måles trykkfallet under de betingelser som er angitt i varmefluksmålingstesten (ved karakterisering sammen med NOx-utgangen) målt under de betingelser som er angitt under standard NOx-testmålingen.

Anordningene kan fremstilles av slike materialer som plast, metall, keramiske stoffer og kompositter, avhengig av de ønskete egenskaper. Vegger som skiller anordningen fra omgivelsen kan være varmeisolerende, men veggene opptil de eksoterme og endoterme reaksjonskamre bør være varmeledende.

Anordningene kan fremstilles ved å utforme kamrene inne i en enkelt blokk av materiale, ved sammenføyning av flere komponenter og ved stabling av bindende skiver.

Et foretrukket integrert reaktorlegeme kan fremstilles av en enkelt blokk av metall. Dens kanaler vil kunne dannes ved hjelp av en EDM-streng i hovedlegemet, og tilhørende ledninger vil kunne fremstilles separat og sveises på, noe som øker utformingens fleksibilitet. EDM-streng anvendes for å danne spalter eller huller i en blokk av metall som er mikrokanaler hvorigjennom strømmen passerer og det foregår en enhetsoperasjon. Stanse-EDM, lasermaskinering og, i noen større kanaler, konvensjonell fresing, kan også anvendes for å fremstille kanaler av en enkelt blokk av metall.

Skivene som er utstyrt med åpninger kan utformes ved prosesser som omfatter: konvensjonell maskinering, streng-EDM, laserkutting, fotokjemisk maskinering, elektrokjemisk maskinering, støping, vannstråle, pressing, etsing (for eksempel kjemisk, fotokjemisk og plasmaetsing) samt kombinasjoner av disse. For lav kostnad er pressing særlig ønskelig. Skivene kan sammenføyes ved diffusjonsbindingsmetoder, så som en rammepresse eller et HIP-kammer. De kan også sammenføyes ved hjelp av binding med reaktivt metall eller andre metoder som danner en flateforsegling. Alternativt vil lasersveisemellomleggsplater kunne sammenføye anordningene eller platene slik at det dannes forseglinger mellom strømningsbaner. Anordninger vil alternativt kunne sammenføyes ved anvendelse av klebe-midler. I foretrukne utførelsesformer lamineres anordningene i et enkelt trinn, i mindre foretrukne utførelsesformer bindes et første sett skiver sammen og bindes deretter til et andre (eller flere) sett av skiver. I noen foretrukne utførelsesformer bindes et sett skiver sammen i et eneste trinn, og deretter skjæres den resulterende, sammenbundne gjenstand opp i flere anordninger.

Katalytiske prosesser ifølge den foreliggende oppfinnelse omfatter: asetylering, addisjonsreaksjoner, alkylering, dealkylering, hydrodealkylering, reduktiv alkyleiing, aminering, aromatisering, arylering, autotermisk reformering, karbonylering, dekarbonylering, reduktiv karbonylering, karboksylering, reduktiv karboksylering, reduktiv kobling, kondensasjon, kraking, hydrokrakking, cyklisering, cyklooligomerisering, dehalogenering, dimerisering, epoksidering, forrestring, utbytting, Fischer-Tropsch, halogenering, hydrohalogenering, homologering, hydratisering, dehydratisering, hydro-genering, dehydrogenering, hydrokarboksylering, hydroformylering, hydrogenolyse, hydrometallisering, hydrosilering, hydrolyse, vannbehandling (HDS/HDN), isomerisering, metylering, demetylering, metatese, nitrering, oksidasjon, partiell oksidasjon, polymerisasjon, reduksjon, reformering, omvendt vanngassforskyvning, sulfonering, telomerisering, omestring, trimerisering og vanngassforskyvning.

En annen fordel med den foreliggende oppfinnelse er at det kan oppnås gode utbytter (eller andre mål på god ytelse) med korte kontakttider. I foretrukne fremgangsmåter er kontakttiden mindre enn 100 millisekunder, mer foretrukket mindre enn 50ms og enda mer foretrukket mellom 1 og 25ms for gassfasereaksjoner. Væskefasereaksjoner vil kunne forventes å være minst tre størrelsesordener langsommere. Kontakttid kan senkes ved minskning av diffusjons-strekningen mellom massestrømmen og den porøse katalysator med samtidig minskning av kanallengde. Ved disse kontakttider omdannes i en foretrukket utførelsesform av hydro-karbondampreformering minst 70%, mer foretrukket minst 90%, av likevektsomdanning av hydrokarbonet som kommer inn i begynnelsen av nevnte minst ene reaksjonskammer til hydrogen, karbonmonoksid og/eller karbondioksid. Lignende forbedringer kan oppnås i andre prosesser.

Noen fremgangsmåtekarakteristika for noen foretrukne fremgangsmåter ifølge oppfinnelsen omfatter følgende: 1. Arbeider sikkert ved et brensel:oksygen-forhold nær støkiometrisk (mindre enn 100% overskuddsluft) for anvendelse ved forbrenning som den eksoterme reaksjon. Dette minsker luftbehovet, noe som bedrer den totale systemvarmeeffektivitet og minsker den eksterne luftviftes eller kompressors nødvendige funksjon. 2. Driver dampreformering ved korte kontakttider eller omvendt ved høye gassromhastigheter per time. Dette er nødvendig for å frembringe en kompakt anordning. 3. Arbeider ved en høy varmefluks. Dette er nødvendig for å arbeide ved korte kontakttider. 4. Arbeider ved et lavt trykkfall per enhetslengde av reaktor. Dette muliggjør en høyere produktivitet per volumenhet. 5. Eventuelt: avkjøler/inhiberer gassfasereaksjoner. Når kanaldimensjonen nærmer seg avkjølingsdiameteren ("quench diameter") eller faller under minskes bidraget av uønsket, homogen gassfaseforbrenningsreaksjon.

I sine bredere aspekter vedrører oppfinnelsen ethvert par (eller flere, dvs. at forskjellige substanser kan drives gjennom forskjellige reaksjonskamre som inneholder forskjellige katalysatorer) av endoterme og eksoterme reaksjoner.

I dampreformering er gassromhastighet per time fortrinnsvis over 10.000, mer foretrukket over 50.000 og kan være i området fra ca. lOO.OOOt"<1>til over lOV<1>, noe som tilsvarer en kontakttid av størrelsesorden fra 100 til 1 millisekund. Driftstrykk for metandampreformering kan være i området fra 1 xl0<5>Pa til 50 xl0<5>Pa. Et område på fra 1 til 30 xl0<5>Pa foretrekkes. Forhold mellom damp og karbon kan ligge i området fra 1 til 10. Et område på fra 1 til 3 foretrekkes.

Forskjellige hydrokarboner kan reformeres for å fremstille hydrogen, deriblant metan, etan, propan, alkaner generelt, alkener, alkoholer, etere, ketoner og lignende, inklusivt blandinger, så som bensin, diesel, petroleum og andre.

I tillegg kan oppfinnelsen benyttes til å intensifisere andre endoterme reaksjoner enn dampreformering. Som et eksempel vil den foreliggende oppfinnelse kunne benyttes til å intensifisere en dehydrogeneringsreaksjon ved tilførsel av varme via en integrert forbrenningsreaksjon.

Eksempler

Foretrukne katalysatorer for anvendelse i apparatet som beskrives i eksemplene ble fremstilt ved følgende fremgangsmåter: Katalysatoren i reformeringsanordningens kanaler inneholdt en katalysator av 13,8%-Rh/6%-MgO/aL203på en metallfilt av FeCrAlY-legering fra Technetics, Deland, Florida. Reformeringskatalysatoren ble fremstilt under anvendelse av en vaskebeleggingsteknikk basert på FeCrAlY-filt med ca. 0,25mm tykkelse og 90% porøsitet. Før vaskebelegging ble metallfilten forbehandlet ved hurtig oppvarming til 900°C i luft i to timer. For å øke vedheften mellom metalloverflaten og katalysatoren ble et tett og nålestikkfritt grensesjikt først belagt på den oksiderte FeCrAlY-filt ved metallorganisk, kjemisk dampavsetning (MOCVD). Dette grensesjikt kan være Al203,Al203+Si02eller Ti02, etc. Når for eksempel Ti02ble belagt, ble titanisopropoksid (Strem Chemical, Newburyport, MA) dampavsatt ved en temperatur på fra 250 til 900°C ved et trykk på fra 13,33221 til 13332,21 Pa. Titanoksidbelegg med utmerket vedheft til skummet ble oppnådd ved en avsetningstemperatur på 600°C og et reaktortrykk på 400 Pa. Dette lag ikke bare øker vedheften mellom metallfilten og katalysatoren, det beskytter også FeCrAlY fra korrosjon under dampreformeringsreaksjonen. 13,8vekt%Rh6vekt%MgO/Al203pulverformet katalysator ble fremstilt ved 1) kalsinering av et gamma-aluminiumoksid med stort overflateareal ved 500°C i 5 timer, 2) impregnering av gamma-aluminiumoksidet med MgO under anvendelse av den begynnende fuktighetsmetode med en vannig løsning av magnesiumnitrat under oppnåelse av en MgO-modifisert gamme-aluminiumoksidbærer, 3) tørking av den modifiserte bærer ved 110°C i 4 timer etterfulgt av 4) en andre kalsinering ved 900°C i 2 timer, 5) impregnering av den modifiserte bærer med RI12O3ved den begynnende fuktighetsmetode fra en rhodiumnitratløsning, 6) etterfulgt av en sluttørking ved 110°C i 4 timer og 7) sluttkalsineringer ved 500°C i 3 timer for å oppnå et pulver av katalysatoren på bærer. Katalysatorbeleggsoppslemming ble fremstilt ved å blande den ovennevnte pulverformete katalysator med avionisert vann i forholdet 1:6. Blandingen ble malt i kulemølle i 24 timer for å oppnå en beleggsoppslemming som inneholdt katalysatorpartikler mindre enn 1 um. Den varmebehandlete og CVD-belagte filt ble vaskebelagt ved dypping av filten i katalysatoroppslemming. Vaskebeleggingsprosessen ble gjentatt for å oppnå den ønskede vektøkning. Mellom hver belegging ble filten belagt med katalysator tørket i en ovn ved 100°C i 1 time. Beleggingsprosessen ble gjentatt for å oppnå den ønskede beleggstykkelse eller katalysatorbelastning. Etter det avsluttende beleggingstrinn ble katalysatoren tørket natten over i en ovn ved 100°C og kalsinert ved langsom oppvarming i luft med en hastighet på 2°C/min til en temperatur i området fra 300 til 500°C. mengden katalysator som ble belagt ble målt til å være 0,1 gram katalysator per 6,5 cm filt. Før dampreformeringstesting ble den konstruerte katalysatorfilt underkastet en aktiveringsbehandling, fortrinnsvis reduksjon, ved 300-400°C.

Den integrerte forbrenningskatalysator kan være en vaskebelagt katalysator som anbringes direkte på de innvendige Inconel-vegger i ICR-anordningen. Inconel-flaten rengjøres først, med ultralyd om mulig, i heksan, salpetersyre (20%) og aceton (eller propanol). Fortrinnsvis får renseløsningene renne over Inconel-flatene. Et naturlig kromoksidlag dannes deretter på Inconel-overflaten ved oppvarming i luft (strømning om mulig) med 3,5°C/min til 500°C og holdt på 500°C i 2 timer. Deretter økes temperaturen med 3,5°C/min til 950°C og holdes på 950°C i 2 timer. Deretter får Inconel kjølne til romtemperatur med en hastighet som ikke er hurtigere enn 5°C/min. Den aktive palladiumbestanddel påføres deretter på kromoksidlaget ved neddykking av det nødvendige avsetningsareal i en 10vekt%ig løsning av palladiumnitrat. Dette oppnås enten ved statisk neddykking eller ved pumping av fluidet inn i en anordning til et nødvendig væskenivå. Løsningen får deretter være i kontakt med avsetningsoverflaten i 2 minutter. Deretter fjernes løsningen fra kontakt med Inconel-overflaten, og mengden palladium som blir igjen beregnes ved hjelp av en differansemåling. Ved kanalbelegging strømmer nitrogen gjennom kanalen for å sikre at det ikke opptrer noen tilstopping. Deretter tørkes katalysatoren ved 100°C i 1 time, om mulig i vakuum. Deretter kalsineres katalysatoren ved oppvarming med 3,5°C/min til 800°C og holdes på 850°C i 1 time. Deretter tillates katalysatoren å kjølne til romtemperatur med en hastighet som ikke er større enn 5°C/min.

For noen eksempler ble en filtform av forbrenningskatalysatoren fremstilt og deretter innført i forbrenningsmikrokanalen(e).

Konstruert forbrenningskatalysator ble også fremstilt basert på FeCrAlY-filten fra Technetics. Tilsvarende til fremstilingen av konstruerte dampreformeringskatalysatorer ble

FeCrAlY-filtbæreren først brent ved 900°C i luft i 2 timer i en muffelovn (stigningshastighet = 200°C/min). Etter brenningsprosessen ble filten avkjølt til romtemperatur. Den ble deretter dyppebelagt i en kolloidal A^CVløsning (PQ corporation) som inneholdt gamma-AkCv partikler av um-størrelse. Dette trinn ble utført ved å dykke filten ned i løsningen og deretter fjerne overskuddsløsning på filten på et absorberende ark etterfulgt av tørking i vakuum ved 110°C over natten. Prøven ble oppvarmet til 500°C i et tidsrom på 3 timer før tilsetningen av Pd. Pd ble deretter tilsatt ved å gjennombløte bæreren som nå inneholdt et AkC^-lag i en 20vekt%ig Pd(NC>3)2-løsning (Engelhard). Ved fjerning av overskudd av Pd(NC«3)2-løsning ble prøven tørket i vakuum ved 110°C i minst 4 timer. Sluttkalsinering ble utført ved oppvarming med 2°C/min til 350°C og holding isoternt på denne temperatur i 3 timer. Den fremstilte Pd/A^Cvkatalysator har en nominell belastning av 47vekt% Pd over AI2O3og 0,126 gram katalysator/g FeCrAlY.

Eksempel 1

Integrert forbrenningsreaktor (ICR).

Denne integrerte, katalytiske forbrenningsreaktor besto av en enkelt metan-dampreformeringskanal som delte en vegg med en enkelt katalytisk forbrenningskanal. Varme ble transportert gjennom denne felles vegg fra den varme (forbrennings) side til den kalde (reformeringsreaksjon) side for å drive den endoterme reaksjon. En utforming (versjon 1) av den integrerte forbrenningsreaktor hadde ikke noe forgrenings- og samlekammer for forbrenningsstrømmen, men innførte istedenfor de ublandete forbrenningsgasser direkte på katalysatoren. Dette ble gjort for å sikre at homogen forbrenning ikke foregikk oppstrøms for katalysatoren (dvs. i forgreningskammeret). En andre utforming av den integrerte forbrenningsreaktor (versjon 2) ble fremstilt som omfattet 6,4mm x 10,2mm kamre på forbrenningssiden, som var like de på reformeringsanordningssiden (se fig. 8). Dette ble gjort for å minske sannsynligheten for kanaldannelse på forbrenningskammersiden og fordele strømmen jevnere (og derved reaksjonsvarmen) over hele reaktorens bredde og derved forlenge katalysatorens levetid og øke omdanning i reformeringsanordningen. Den integrerte forbrenningsreaktors totale dimensjoner var 5,8mm x 12,7mm x 43,2mm, og hver katalysators dimensjon var 2,5mm x 12,7mm x 25,4mm. For formålene med varmefluksberegninger for bare dette eksempel ble lOmm katalysatorbredde inkludert når det gjenværende katalysatorvolum ble tettet igjen for reaktantstrøm. Kanalkatalysatorene i både reformeringsanordningen og forbrenningskammeret arbeidet med strømning av reaktanter gjennom katalysatoren (og derfor meget høyt trykkfall), som ikke hadde noen forbistrømningsspalte etter montering. Forsøksbetingelsene som ble benyttet er vist i tabell 1. Forbrenningsbrensel og luft ble ikke forvarmet, og SMR-reaktanter ble forvarmet til ca. 600-650°C. Selv om utløpstrykk ikke er angitt er de nær omgivelsestrykk (ca 1 xlO<5>Pa absolutt).

De integrerte forbrenningsreaktorer (versjon 1 og versjon 2) ble fremstilt av en 0,25mm varmetransportskiver som ble sveiset langs omkretsen mellom to 2,9mm x 17,8mm x 43,2mm plater. Den ene plate holdt forbrenningskatalysatoren an mot varmetransportskiven mens den annen plate holdt SMR-katalysatoren an mot den motstående side av skiven. Hver plate gav adgang for reaktanter (forbrenning eller SMR) til et hulrom (maskineri i innerflaten) gjennom et inconelrør med utvendig diameter på 3,2mm og innvendig diameter på l,8mm i den ene ende og tømte produkter gjennom et tilsvarende rør i den annen. Med unntagelse av forbrenningsplaten i versjon 1 var en strømningsbane med lengde 6,4mm mellom katalysatoren og innløps- eller utløpsrøret inkludert for at samleområdene i forkant og bakkant skulle medvirke til å fordele strømningen over tverrsnittet. Hver katalysator ble holdt i intim varmekontakt med varmetransportskiven ved hjelp av l,3mm x 25,4mm skinner som var maskineri på side av strømningsbanen. Brensel ble innført i anordningen gjennom et l,6mm rør (1,1 mm innvendig diameter) som var festet på en konsentrisk måte inne i luftinnløpsrøret, slik at luft og brensel ikke ble tillatt å blande seg med hverandre inntil enden av l,6mm røret (ca. l-2mm fra varmetransportskiven).

Varmetransportarealet mellom de to katalysatorer var 10,2mm x 25,4mm. Reaktorkjernevolumet (som ble benyttet for å beregne gjennomsnittlig volumetrisk varmefluks) ble antatt å være varmearealet ganger summen av varmetransportskivetykkelse (0,25mm), SMR-kanaltykkelse (0,25mm) og forbrenningskanaltykkelse (0,25mm).

Etter to varmesykluser og seks timers drift i en anvendelse av den første utforming ble strømningsformen forandret fra felles strøm til motstrøm i et forsøk på å bedre varmetransporten til dampreformeringsanordningen ytterligere. Bare hydrogen/luftblandinger ble anvendt i driften av den første utforming for å eliminere muligheten for koksdannelse i forbrenningskammeret.

Versjon 2 ble testet kontinuerlig (i en felles strømform) med forbrenning av en hydrogen/luftblanding og i fire timer med forbrenning av en metan/luftblanding. Under drift av den integrerte forbrenningsreaktor av versjon 2 fikk brenselekvivalensforholdet ikke overskride 0,7, hvorved det ble opprettholdt maksimale, adiabatiske flammetemperaturer for H2/luftblandinger på 1740°C (i motsetning til ca. 2110°C ved støkiometrisk) og 1565°C for CHt/luftblandinger.

Resultater

Version 1

En hydrogenomdanning på 99,9% ble oppnådd i den integrerte forbrenningsreaktor med 5% overskuddsluft (brenselekvivalensforhold på 0,95), noe som gav en høyeste forbrennings-kammerutløpstemperatur på 1050°C eller lavere. Derimot ville et eksternt hydrogenforbrenningskammer kreve 186% overskuddsluft (brenselekvivalensforhold på 0,35) for å holde den adiabatiske forbrenningsprodukttemperatur på 1050°C eller lavere. Et typisk trykkfall gjennom forbrenningskanalen var ca. 2,758 xl0<5>Pa ved l,75ms kontakttid. Trykkfall i mikroreaktoren med integrert forbrenningskammer var mye høyere på forbrenningssiden som følge primært av mye høyere strømningshastigheter (mye kortere kontakttider) og sekundært på grunn av måten luften ble tilført på (gjennom et meget trangt ringrom).

ICR-dampreformeringsanordningen (ved et forhold mellom damp og karbon på ca. 3) var i stand til å trekke ut varme fra det integrerte forbrenningskammer i utformingen med felles strømning, opprettholde dampreformeringstemperaturer på 780-800°C og så høye metanomdanninger som 75% ved kontakttider i reformeringsanordningen på 20-60ms (se fig. 9-10, kontakttider beregnet basert på totalt kanalvolum inklusivt katalysator og den totale gasstrømningshastighet ved standard temperatur-trykk).

Det ble funnet at i denne anordning, for totale kanalkontakttider i forbrenningskarnrneret på mindre enn 3,5ms (5% overskuddsluft) viste hydrogenforbrenningssonen seg å rage forbi utløpet av det katalytiske forbrenningsområdet. En avtagende forbrenningskarnmerutløpsgasstemperatur og en økende gasstemperatur umiddelbart nedstrøms for utløpet med økende forbrenningskammerstrømningshastighet ble vist i dette. Høye brenselstrømningshastigheter i forbrenningskarnrneret (dvs. mindre enn 5ms kontakttider) var nødvendige for å oppnå temperaturer i reformeringsanordningen på 750°C og høyere. Dette skyldes sannsynligvis kanalisering av forbrenningsstrømmen ned de midtre 30% av forbrenningskatalysatoren. Dersom kanalisering og katalysatordeaktivering kunne blitt eliminert menes det at hydrogen/luftkontakttider på under l,2ms kunne blitt oppnådd. Selv om utløpstemperaturer fra forbrenningskammeret var langt under adiabatiske flammetemperaturer, viste undersøkelse av forbrenningskatalysatoren tegn på edelmetallsintring eller fordampning og gjenavsetning. Dette antyder at det forelå et område med uakseptabelt høy temperatur i forbrenningskammeret (over 1200°C).

Version 2 av forbrenningskammer ( CR)

Inkluderingen av et forgreningskammer i forbrenningskammeret av versjon 2 av den integrerte forbrenningsreaktor bedret effektiviteten av drift av både forbrenningskammeret og reformeringsanordningen sterkt. Resultater av forbrenningskammertester for versjon 2 av den integrerte forbrenningsreaktor er vist i tabell 2. Det høyeste trykkfall tvers over forbrenningskammersiden av versjon 2 av den integrerte forbrenningsreaktor var 5,4xl0<5>Pa for CHVluft ved 2,8ms total kanalkontakttid.

Under drift av versjon 2 av anordningen ble det iakttatt to forbrenningskammerdriftsregimer. I det første regime var den høyeste temperatur som ble iakttatt på dampreformeringssiden i forgreningskammeret, direkte overfor forbrenningskammerinnløpet (typisk over 100°C over den høyeste hoveddelstemperatur). Dette er et sterkt tegn på at i dette regime foreligger det en homogen forbrenningssone i forbrenningskammerets forgreningskammer. I det andre for-brenningsregime er den høyeste temperatur i reformeringsanordningen hoveddelstemperaturen (i termoelementet vel i midten av sideplaten, senket l,78mm dypt inn i plateveggen) heller enn i forgreningskammeret. I tillegg synker i det andre regime temperaturen i forbrenningskammerinnløpet under selvantennelsestemperaturen for brensel/luftblandingen. Dette er et tegn på at regime 2 ikke involverer forbrenning i forgreningskammeret. Med andre ord vil i regime 2 en flamme ikke knytte seg til på stabil måte til brenselinnløpsrøret i forgreningskammeret. I tabell 2 beskrives betingelsene som hvert regime ble iakttatt under ved drift av versjon 2. Overgangen mellom regime l/regime 2

(identifisert ved en plutselig, diskontinuerlig forandring i reformeringsanordningens forgreningskammertemperatur) ble iakttatt to ganger under testing, hver gang ca. 3 til 4 minutter etter at det ble gjort en forandring av prosessbetingelsene.

I denne anordning arbeider under betingelsene som er vist i tabell 2 hydrogenforbrenning bare i regime 1, sannsynligvis på grunn av uvanlig høy flammehastighet av hydrogen/luft-blandinger (en størrelsesorden høyere enn metan/luftblandinger). På den annen side ble metanforbrenning iakttatt i begge regimer, hvor overgangen opptrådte ett eller annet sted mellom ca. 600 og lOOOscm<3>total reaktantstrømning. Begge forbrenningsbrensler/regimer ga lignende resultater (uttrykt ved dampreformeringsanordningsytelse) ved identiske, totale strømmer og brenselekvivalensforhold, selv om reformeirngsanordningstemperaturer var mye jevnere (henover strømningsbane 2) for regime 2. Ingen minskning i forbrennings-kammerbrenselomdanning ble iakttatt i løpet av 7 timers drift.

<a>Forbrenningskammertemperatur er for midtre termoelementbrønn og tilsvarer basislinje - reformeringsanordningssituasjon (lOOscm3 SR-strøm). I hvert tilfelle var denne temperatur den høyeste som ble iakttatt på forbrenningskammersiden (selv om det klart forelå høyere indre temperaturer) mens temperaturen i utløpssamlekammeret var den laveste iakttatte.

<b>Scm<3>= standard cm<3>

Version 2, dampreformeringsanordning ( SR)

På grunn av evnen til forbrenningskammer av versjon 2 til å funksjonere effektivere og jevnere, var dampreformeringsanordningen i stand til å oppnå mye høyere omdanninger enn reformeringsanordningen av versjon 1. Resultatene for den integrerte forbrenningsreaktor av versjon 2 er vist i fig. 11-12. Som ventet øker omdanning med økende temperatur (se fig. 11), men temperaturen inne i reformeringsanordningen er vanskelig å finne ut i en slik liten anordning idet temperaturene i samleledninger og i hoveddel sannsynligvis er mye lavere enn innegasstemperaturen. Omdanning av metan i dampreformeringsanordningen avtok med avtagende kontakttid mellom 40 og 20ms (se fig. 12), selv om forandringen er overdrevet idet temperaturen også falt med økende gjennomstrømning (med minst 25°C). Selektivitet overfor CO øker vesentlig med økende temperatur (fig. 11), men ikke med økende kontakttid (fig. 12). De høyeste dampreformeringsomdanninger var ved den høyeste betingelse (65,4 Wtennisk metan forbrent i 43% overskuddsluft), hvor det ble oppnådd 98,6% metanomdanning og 66% selektivitet overfor CO ved et matetrykk på ca. 3,40x10<5>Pa damp:karbon på 3:1 og kontakttid (i dampreformeringsanordning) på 38,0ms. Etter 1,5 times drift ved den høyeste forbrenningskammertemperatur falt omdanning til 98%, ett tegn på svakt deaktivering. Den laveste metanomdanning ved dampreformering var 93,6% ved en kontakttid i dampreformeringsanordningen på 19,0ms. Dampreformeringsanordningen var på linje i totalt 6,5 timer. Karbonbalansen sluttet innenfor +- 4% for alle unntagelser bortsett fra en.

KONKLUSJONER

Følgende funn er vesentlige i eksempel 1:

1. Integrert hydrogen/luftforbrenning (utforming med forbistrømning) ser meget lovende ut for godt blandete, jevnt fordelte strømmer, lite overskuddsluft og totale kontakttider så lave som 3,5ms dersom en samleledning er inkludert i utformingen. 100% H2-omdanning ble oppnådd under disse betingelser for forbrenningskammeret (CR). Integrert metan/luftforbrenning (utforming med forbistrømning) ser ekstremt lovende ut for godt blandete, jevnt fordelte CR-strømmer med lite overskuddsluft og totale kontakttider så lave som 2,7ms dersom en samleledning er inkludert i utformingen. En utrolig CFLromdanning på 99,6% med 100% selektivitet for CO2ble oppnådd under disse forbrenningskammerbetingelser uten luftforvarming. Slik ytelse ville ha gjort det nødvendig med minst fem ganger lengre kontakttid (og ca. 400°C luftforvarming) for metanforbrenning i et eksternt katalytisk forbrenningskammer. 2. En integrert katalytisk forbrenningskanal kan frembringe den varme som er nødvendig for å underholde en endoterm, katalytisk dampreformeringsreaksjon i en tilgrensende kanal av samme størrelse under de "verst tenkelige" betingelser for varmetap som foreligger i ICR-anordningen av versjon 2. Metanomdanninger ved dampreformering så høye som 98,6% med 66% selektivitet overfor CO ble iakttatt. 3. Utilstrekkelig fordeling av forbrenningsreaktantene tvers over forbrenningskatalysatorens tverrsnitt (dvs. kanaldannelse) resulterer i sterkt nedsatte omdanninger i både forbrenningskammeret og i reformeringsanordningen. 4. Utformingen av disse ICR-anordninger (versjonene 1 og 2) forårsaket et uventet stort trykkfall i både reformeringsanordningen (ca. 3,3xl0<5>Pa) og i forbrenningskammeret (ca. 5,4xl0<5>Pa) ved drift ved temperatur på ca. 850-900°C ved en SR-kontakttid på 40ms.

Eksempel 2

I dette eksempel beskrives utformingen, fremstillingen og testresultatene fra en høyeffektiv, liten mikrokanalreaktor med høy gjennomstrømning, hvor varmeproduserende (eksoterme) og varmeforbrukende (endoterme) reaksjonskanaler er umiddelbart i tilgrensning til hverandre (integrerte). Forbrenning av hydrogen i luft ble benyttet som den eksoterme reaksjon, mens dampreformering av metan ved et forhold mellom damp og karbon på 3:1 ble benyttet som den endoterme reaksjon. En ny utforming av integrert forbrenningsreaktor (forbistrømning) ble anvendt, som muliggjorde mye høyere gjennomstrømning ved minimalt (dvs. mindre enn ca. 0,78 xlO<5>Pa) trykkfall ved å la hver reaktantstrøm strømme i en smal spalte (0,125mm) opptil den porøse, konstruerte katalysator. Den nye utforming omfattet en sentral forbrenningssone (av to mikrokanaler) flankert av en reformeringsanordningskanal på hver side.

I den integrerte forbrenningsreaktor (se fig. 13) ble det anvendt et forkortet forbrenningskatalysatorsjikt (ca. 0,5cm) for å muliggjøre en kombinasjon av katalytisk og homogen hydrogenforbrenning. Hydrogen ble bare fordelt tvers over kanalbredden og ikke henover lengden av katalysatorsjiktet. Hele hydrogenbrenselstrømmen ble matet inn i forbrenningskanalen gjennom åtte ca. 0,02cm huller 0,08cm oppstrøms for katalysatorsjiktet.

Dimensjonene til katalysatorene i dampreformeringsanordningen var 0,25mm x l,24cm x 2,54cm, og forbrenningskatalysatorene var 0,25mm x l,27cm x 0,51cm, selv om bare l,02cm av bredden var blottlagt for reaktantstrøm, idet 0,12cm på kant ble anvendt for å holde katalysatoren på plass på hver side. For formålene varmefluksberegninger i dette eksempel ble bare ca. l,0cm katalysatorbredde inkludert, idet det øvrige katalysatorvolum stengt for reaktantstrøm. En tykkelse på 0,30mm ble tillatt for hver katalysator med forbistrømningskanaltykkelser på ca. 0,13mm og ca. 0,43mm i kanalene i dampreformeringsanordningen og forbrenningsreaktoren. Den integrerte forbrenningsreaktor ble drevet med felles strømning. Forsøksoppstillingen som ble benyttet for testing var den same som den som ble benyttet i eksempel 1. Den integrerte forbrenningsreaktor ble testet ned både en støkiometrisk mengde hydrogen i luft og med 40% overskuddsluft i forbrenningsreaktorkanalene mens metandampreformeringsreaksjon ble utført i dampreformeringsanordningens kanaler.

Hoveddeltemperaturer ble målt inne i ca. 0,16cm dype varmebranner i 3 posisjoner henover lengden av den integrerte forbrenningsreaktors lengde på baksiden av hver reformeringsanordningskanal i posisjoner som tilsvarte toppen, midten og bunnen av katalysatorsjiktet i dampreformeringsanordningen. Forbrenningskammeret ble testet for en rekke kontakttider og luftekvivalensforhold under anvendelse av hydrogen i luft levert ved hjelp av Brooks massestrømregulatorer (MFC). Reformeringsanordningen ble testet over et bredt område av reformeringsanordningskontakttider ved en gjennomsnittlig temperatur på ca. 750-800°C. Metan ble levert av en Brooks massestrømningsregulator, og vann ble levert ved hjelp av en HPLC eller en sprøytepumpe. Adgangssammensetninger ble bestemt både for porsjoner fra forbrenningskammeret og fra reformeringsanordningen under anvendelse av en MTI gasskromatograf. Alle tester ble utført ved omgivelsestrykk under anvendelse av et 3:1 molart forhold mellom damp og karbon.

En oppsummering av resultatene for testene som ble utført er vist i tabell 3. Testene viser et stort fall (36-80°C) i temperaturer i dampreformeringsanordningen i reaktorens lengde, noe som antyder at hoveddelen av forbrenningen foregår ved innløpet til forbrenningskammeret (i katalysatorsonen). Det er nevneverdig at det ideelle området for tilførsel av varme til reformeringsreaksjonen er ved katalysatorinnløpet hvor SMR-reaktantkonsentrasjons-gradienten (og derfor reaksjonshastigheten) er høyest. Utformingen med felles strømning i kanalene i den integrerte forbrenningsreaktor og dampmetanreformeringsanordningen koblet med hydrogenforbrenningens hurtige kinetikk leverer hoveddelen av varmen rett ved kataly-satorsjiktinnløpet og maksimaliserer derved hastigheten for

dampmetanreformeringsreaksjonen.

Anordningen viste forskjeller på over 50°C i dampreformeringsanordningstemperaturer på samme steder på hver kanal i reformeringsanordningen, noe som antyder at brenselet eller luften ikke fordeles jevnt mellom de to forbrenningskammerhalvkanaler. Den integrerte forbrenningsreaktor transporterte opptil 54,8% av varmen som dannes ved forbrenningen inn i den endoterme reaksjonen (det estimeres at ca. 40% av energien som dannes ble brukt til å varme opp forbrenningsproduktene til 740°C). Ved drift ved toppkapasitet var derved varmetap i anordningen så lave som 10% av energien som var tilgjengelig ved 740°C, noe som viste en utrolig høy effektivitet for en slik liten anordning. Den beregnete, største, gjennomsnittlige varmefluks var 13,2 W/cm<2>. Denne fluks er høyere enn noe som er rapportert i litteraturen for driving av en endoterm reaksjon. Det følger derav at den integrerte forbrenningsreaktors forbistrømningskonsept kan benyttes til å fremstille reaktorer med stor gjennomstrømning, som er mye mer kompakte og oppfører seg bedre enn anordninger som benytter monolitt- eller gjennomstrømningskatalysatorutforminger.

Resultater fra tester med den andre type av integrert forbrenningsreaktor (ICR) viser mye høyere effektivitet enn med et eksternt forbrenningskammer (så høyt som 56,7% forbrenningsbrenselenergi ble overført til dampreformeringsreaksjonen av de høyest mulige 60,4% som kan leveres ved 740°C ved 92% forbrenningsbrenselomdanning og 47% overskuddsluft). Varmefluksen var 13 W/cm<2>, som er høyere enn enhver rapporterte i litteraturen. For de betingelser hvor denne varmefluks opptrådte var trykkfallene som ble målt tvers gjennom forbrenningskammeret og reformeringsanordningen henholdsvis 0,46x10<5>Pa og 0,76 x 105 Pa. Disse resultater bekrefter at forbistrømningskatalysatorutformingen muliggjør katalytiske forbrenningsvarmetransporthastigheter og effektiviteter som er langt over de i eksisterende ICR-lignende anordninger. Derimot pådrog gjennomstrømningsanordningen (eksempel 1) seg trykkfall tvers gjennom forbrenningskammeret og reformeringsanordningen på henholdsvis 5,3xl0<5>Pa og 5,0xl0<5>Pa ved en varmefluks på 3,0 W/cm<2>.

Resultater som er typisk for reformeringsanordningens beteende er vist i fig. 14. Verdier av likevektsselektivitet overfor CO beregnet for målte reaktortemperaturer (antatt å være lik gjennomsnittet av alle seks hoveddeltemperaturer) var i god overensstemmelse med målte selektivitetsverdier. Av dataene i fig. 14 er det klart at den integrerte forbrenningsreaktor er i stand til å oppnå likevektsomdanning for kontakttider i reformeringsanordningen på 15ms og nær likevektsomdanning ved kontakttider på 7,5ms.

Fig. 15-16 understøtter hypotesen at enten brenselet eller luften ikke ble jevnt fordelt mellom de to halvkanaler. Dataene i fig. 15 viser at for det området av kontakttider som ble testet sees ingen økning i omdanning når kontakttid forkortes, noe som antyder at begrensningen av omdanning ikke skyldes katalytisk aktivitet.

En sterk trend i hydrogenomdanning sees med synkende overskuddsluft, noe som antyder at under 150% overskuddsluft kan den ene av forbrenningshalvkanalene kanskje drives brenselrik, noe som begrenser den høyest oppnåelige totale omdanning.

Den integrerte forbrenningsreaktor ble drevet i totalt 21 timer over 6 dager uten at det ble iakttatt noen vesentlig deaktivering for verken katalysatoren i forbrenningskammeret eller i reformeringsanordningen. Under testing overskred de målte hoveddeltemperaturer aldri 860°C og var typisk 750-800°C.

KONKLUSJONER

1. En integrert forbrenningsreaktor (ICR) ble utformet, fremstilt og viste seg å være i stand til å oppnå en varmetransportmengde på 13,2 W/cm<2>med trykkfall på mindre enn 0,76 x 105 Pa og 0,46 x 105 Pa i kanalene i henholdsvis reformeringsanordningen og forbrenningskammeret. 2. Likevektsomdanning og selektivitet ble oppnådd i denne integrerte forbrenningsreaktor for totale kanalreformer-ingsanordningskontakttider så lave som 15ms, selv om for-brenningskatalysatorsjiktet bare raget 1/5 av lengden på katalysatorsjiktet i reformeringsanordningen. 3. Etter 21 timers drift ved 750-800°C viste en integrert forbrenningsreaktor med en enkel kanal ingen vesentlige tegn på katalysatordeaktivering, selv om forbrenningskammeret normalt ble drevet med bare 41% overskuddsluft (med noen utslag til mindre enn 3% overskuddsluft). På grunn av den uvanlige høye kapasitet hos denne "enkelt kanal" integrerte forbrenningsreaktor var så lave varmetap som 10% av den totale tilgjengelige energi ved 740°C oppnåelige.

Eksempel 3

I dette eksempel beskrives utformingen og testingen av en mikrokanalreaktor med flere interfolierte kanaler, hvor varmeproduserende (eksoterme) og varmeforbrukende (endoterme) reaksjonskanaler er interfoliert (integrert) med hverandre. Forbrenning av hydrogen i luft ble benyttet som den eksoterme reaksjon, mens dampreformering av metan ved et forhold mellom damp og karbon på 2:1 ble benyttet som den endoterme reaksjon. Trykket for begge reaksjoner var nær atmosfæretrykk og arbeidet ved et trykk som var nødvendig for å overvinne trykkfallet i systemet. For dampmetanreformeringssiden var det typiske driftstrykk 1,39 xl0<5>Pa, og for forbrennings siden var det typiske driftstrykk også 1,37 xl0<5>Pa. En forbistrørnningsutfonning ble benyttet, som muliggjorde mye høyere gjennomstrømning ved minimalt (mindre enn 0,2 x 105 Pa) trykkfall ved å la reaktantstrømmen i hver kanal (enten eksoterm eller endoterm) strømme i en smal (ca. 0,2mm) spalte mellom to lag av porøse, konstruerte katalysatorer, som er i intim varmekontakt med den faste kanalvegg eller varmetransportflate. Reaktantene diffunderer stort sett fra spalten til den porøse katalysator. Reaktantene fortsetter deretter å diffundere og reagere inne i den porøse katalysator som befinner seg opptil varmetransportflaten. Utformingen omfattet ni forbrenningskanaler interfoliert mellom ti reformeringsanordningskanaler i et fellesstrømarrangement. Testresultatene fra den integrerte forbrenningsreaktor (ICR) viser at konseptet med den integrerte forbrenningsreaktor kan oppskaleres for anvendelse i en flerkanalsanordning.

Et hovedlegeme for en integrert forbrenningsreaktor ble fremstilt av Inconel 625 under anvendelse av tråd-EDM for å danne spor i en blokk av massivt metall. Anordningen ble fremstilt av en 5,33cm lang, 5,23cm høy og 2,54cm bred blokk. Ni forbrenningskanaler ble maskineri 5,3cm gjennom blokkens lengde ved streng-EDM, hvorved hver kanal hadde en total bredde på l,78cm og 0,08lem høyde. Hver forbrenningskanal ble sentrert i blokkens bredde på 2,5cm. Interfoliert mellom de ni forbrenningskanaler var åtte dampmetanreformeringsanordningskanaler, og disse interfolierte kanaler ble slått sammen ved hjelp av to mindre SMR-kanaler som sikret varmesynking på begge sider av hver forbrenningskanal. Alle dampmetanreformeringsanordningskanalene i blokken var 4,57cm i lengde, hvorved kanalen begynte 0,25cm fra den side hvor forbrenningsreaktantene kommer inn og endte 0,5lem fra utløpet av forbrenningskanalene. De åtte dampmetanreformeringsanordningskanaler hadde høyder på 0,81 mm mens to mindre, sammenstillende SMR-kanaler hadde høyder på 0,43mm. Skillet mellom alle kanalene i dampmetanreformeringsanordningen og forbrenningskammeret ble opprettholdt ved hjelp av varmetransportnett med tykkelse på 0,15cm, og de interfolierte kanaler ble sentrert inne i anordningens høyde på 5,23cm. Den generelle kanalorientering og kanalenes interfolierte natur er begge vist i fig. 17.

Fluidadgang til SMR-kanalene er gjennom sidene hvor kanalene er maskineri gjennom en retning vinkelrett på forbrenningskanalene. For at SMR-strømmen i hver kanal beveges samtidig med forbrenningskanalene ble det fremstilt to 4,0lem x 0,38cm sidestykker for hver SMR-kanal med høyder som var tilpasset høydene i SMR-kanalen (presspasning). For hver SMR-kanal var hver av disse sidestykker anbrakt 0,3 8cm inn i kanalen og plassert slik at 0,5lem åpning ble etterlatt oppstrøms for katalysatoren for at reaktantgass skulle kunne passere gjennom fra forgreningskammeret, mens et annet ble anbrakt på den motstående side og etterlot en tilsvarende åpning nedstrøms for katalysatoren for at gasser skulle forlate samlekammeret. Disse åpninger begynner 0,25cm fra forbrennings-innløpssiden av blokken. De forbistrømte SMR-katalysatorer innføres deretter i SMR-kanalene, av lengde 3,57cm, bredde l,78cm og tykkelse 0,03cm. To SMR-katalysatorer går inn i hver av de åtte midtre kanaler opp mot begge varmetransportflater, noe som resulterer i en spalte på 0,2mm. En eneste SMR-katalysator går inn i de to sammenstillende SMR-kanaler, anbringes mot varmetransportflaten den deler med forbrenningskanalen, noe som fører til en spalte på 0,12mm. Katalysatorene blir sentrert inne i den 4,57cm lange og 2,54cm brede SMR-kanal.

For å opprettholde den ovenfor beskrevne forbistrømningsspalte og holde katalysatorene an mot kanalveggen, ble to 3,57 cm lange, 0,13 cm brede strimler av «Inconel» 625 anbrakt mellom de 2 katalysatorer, hvorved tykkelsen på de 2 strimler var lik spaltehøyden. Disse 2 strimler flukter med sine lengder i overensstemmelse med katalysatorleng-dene, og ble anbrakt på kantene av kanalene som de 2 katalysatorer danner. Det avsluttende trinn omfatter anbringelse av det andre sidestykket 0,38 cm inn i bredden for hver SMR-kanal på den motstående side av det første stykket. Den anbringelsen danner en 0,51 cm lang åpning for SMR-produktene til å forlate kanalen, og denne åpning er 0,51 cm i lengde hvor kanten som forbrenningsproduktene forlater anordningen fra. Den totale effekt av tilføyelsen av de 2 sidestykker er å bygge opp et lite z-formet forgreningsrør for strømning gjennom kanalen dannet av SMR-katalysatorspalten. En tegning som viser formen på strømningsbanen for SMR-kanalene finnes i Fig. 18.

SMR-forgreningsrøret som fordeler SMR-strømmene fra et enkelt innløpsrør til de 10 kanaler, fremstilles av en eneste blokk av materiale, 5,08 cm langt, 4,71 cm høyt og 0,95 bredt. I denne blokk fører individuelle, sirkelrunde sylinderkanaler fra åpningene som er nevnt i avsnittet ovenfor til et halvrør som er sveiset over åpningen. SMRforgreningsrøret som tar utløpene fra hver strøm inn i ett eneste utløpsrør har en lignende utforming med sine forbindelsessylindre tilpasset til utløpskanalene.

Hver av de 9 forbrenningskanaler hadde 2 forbrenningskatalysatorer av de samme dimensjoner som SMR-katalysatorene og anvendte de samme dimensjoner for strimlene som ble benyttet til skilling i SMR-kanalene. Forbrenningskatalysatorene skyves inn i lengden av hver kanal, 0,76 cm fra den side forbrenningsreaktantene kommer inn, og ved å gjøre dette sikres at SMR- og forbrenningskatalysatorenes overflater flukter for optimal varmetransport.

Forbrenningsgass-forgreningsrøret som bringer inn brenslet (hydrogen) og luften, må fordele luft og brensel likt til de 9 kanaler, mens de 2 brennbare strømmer holdes separate inntil de møtes i forbrenningskanalinnløpet. Dette oppnås ved å ta en 1,27 cm x 5,23 cm x 2,54 cm bred blokk av «Inconel» 625 og anvende en streng-EDM til å maskinere 1,27 cm x 1,78 cm x 0,3 cm gjennomgående kanaler, én for luften og brenslet for hver kanal. En enkelt luftkanal slutter seg til innløpet av hver forbrenningskanal, mens en enkelt brenselkanal er en høyde på 1,93mm under den. De 2 kanaler forbindes ved forbrenningskanalinnløpet ved anvendelse av en 0,3 8mm lang kanal maskineri i planet som danner grenseflater med forbrenningskanalen. Dette gjør det mulig for brenslet å utføre en 90° sving og bevege seg inn i den maskinerte lomme ved grenseflaten med hovedlegemet for å møte den innkommende luftstrøm hvor det foregår blanding, slik som vist i Fig. 18e. Brensel- og luftkanalene som fremstilles slik med streng-EDM stenges med sveiser på den motstående flate av grenseflaten med reaktorlegemet. Forgreningsrøret for avlevering av luft fra et enkelt innløpsrør i kanalene som er fremstilt ved hjelp av streng-EDM dannes ved maskinering i 0,25 cm diameters rør som rager inn fra blokkens side. Disse rager inn 2,16 cm av bredden fra siden, noe som danner et individuelt forgreningsrør for luft tvers igjennom forbrenningskanalen. Disse individuelle kanalforgreningsrør er med et eneste rør forbundet med innløpet. Forgreningsrøret for brenslet har en tilsvarende utforming. Det totale forgreningsrør er vist i figurene 17 og 18.

Forgreningsrøret for forbrenningsproduktet til et eneste utløpsrør ble fremstilt av en blokk av «Inconel» 625, som var 0,95 cm lang, 4,71 cm høy, og 2,29 cm bred. For-greningsrøret er et stort åpent rom med lengde på ca. 0,51 cm for strøm å samles i, med et utløp med diameter på 0,46 cm på bunnsiden av flaten overfor grenseflaten med reaktoren.

Gassformede reaktanter ble oppmålt fra trykksylindre via Brooks massestrømregulatorer, mens vann ble levert via en høytrykksvæskepumpe (HPLC). Et eksternt forbrenningskammer og et varmevekslernettverk ble anvendt for å fordampe det tilførte vann kontinuerlig, forvarme dampreformeringsreaktanten til 500-600°C, samt forvarme forbrenningsluften til 500°C. Anordningslegeme-temperaturer ble målt i termobrønner (boret inn i utvalgte steg mellom kanaler) under anvendelse av 0,81 mm termoelementer av type K, og registrering under anvendelse av et «Iotec»-dataloggingssystem. Innløps- og utløpsgasstrykk ble målt for forbrennings- og reformeringsstrømmene via kalibrerte trykktransduktorer. Gasstemperaturer ble også målt med termoelement ved forbrenningsgassinnløpet- og utløpet, og ved reformeirngsanordningsgassinnløpet- og utløpet. Produktgassene ble avkjølt i vannkjølte kondensatorer og den tørre utgangsstrøm målt i en tørrtestmåler. Tørr produktgass (H2, CO, CO2, CH4, O2, og N2) ble målt under anvendelse av en online-gasskromatograf. Alle tester for den integrerte forbrenningsreaktor, ble utført under anvendelse av et molart forhold mellom damp-til-karbon på 2:1.

Katalysatorer ble redusert før den første dags testing ved 125°C 1 V2 time. Oppstarting av den integrerte forbrenningsreaktor ble utført i adskillige trinn. Først ble en inert strøm (nitrogen, 1-5 SLPM) initiert både i forbrennings- og reformeringskanalene. Deretter ble det eksterne forbrenningskammer tent for å sørge for vannfordampning og forvarming i eksterne, mikrokanalbaserte varmevekslere. Deretter ble nitrogenstrømmen til forbrenningskammeret avstengt, og luftstrømmen initiert. Hydrogen ble deretter innført i forbrenningskanalene som ca. 3% av den totale strøm, noe som forårsaket katalytisk tenning av forbrenningsreaktantene. Deretter ble hydrogeninnholdet langsomt økt for å bringe reaktortemperaturen til ca. 700°C. Deretter ble en liten hydrogenstrøm innført i reformeringskanalene for å hindre katalysatoroksidasjon med damp, vann ble matet gjennom fordamperen og leverte derved damp til reformeringskanalene. Til slutt ble nitrogenet til reformeringsanordningen avstengt, og metan ble innført i reformeringsanordningen, og hydrogenet til reformeringsanordningen ble avstengt. Etter at reformeringsreaksjonen startet ble ytterligere hydrogen tilført til forbrenningskanalene for å opprettholde reaktortemperaturen på mellom 750 og 850°C. Forandringer i prosess-strømmer utført under drift i stabil tilstand ble utført på en balansert måte (forandringen både av reformerings- og forbrenningsstrømmene samtidig) for å hindre store forbigående avvik av den integrerte forbrenningsreaktors temperatur fra den ønskede driftstemperatur.

En oppsummering av resultatene av tester utført under anvendelse av den integrerte forbrenningsreaktor på nær omgivelsestrykk er vist i Tabell 4. Legg merke til at i Tabell 4 vil, som følge av at forbrenningsluften var forvarmet til 500°C, og en lav % overskuddsluft (48-75%) ble benyttet, adiabatiske flammetemperaturer inne i forbrenningskanalene teoretisk overskride 2100°. Men høyeste målte temperaturer inne i den integrerte forbrenningsreaktor var godt under 940°C, noe som viser effektiviteten til konseptet med den integrerte forbrenningsreaktor til transport av varme bort fra forbrenningskanalene og inn i den endoterme reaksjon. Legg også i Tabell 4 merke til at høye varmeflukser (nær 3 W/cm<2>) og høye omdanninger kan oppnås selv ved meget korte kontakttider (så lave som 33 ms). Kontakttid defineres her som det totale kanalvolumet (som rommer katalysatoren og forbistrømningsarealet) dividert med den totale volumetriske innløpsstrøm-mengde (omregnet til standard betingelser, 0°C og 1 xl0<5>Pa). Selv for meget hurtige kontakttider av dataene som er vist i Tabell 4, er trykkfall minimalt (ca. 0,14-0,21 x 105 Pa), noe som viser den distinkte fordel med forbistrømningsarrangementet i den integrerte forbrenningsreaktor.

Den integrerte forbrenningsreaktor ble utformet for å gi bevis på prinsippet med konseptet for den integrerte forbrenningsreaktor i en anordning med flere kanaler, og er ikke en optimalisert prototyp. Optimalisering av innløps- og utløpsforgreningsrør, samt kanalgeometri forventes å muliggjøre økt kapasitet og/eller minske trykkfallet. Målinger av metanomdannelse i den integrerte forbrenningsreaktor (kanaler i reformeringsanordningen) ble utført for en rekke forbrenningskanalluft-ekvivalensforhold. Luftekvivalensforhold defineres som forholdet mellom tilgjengelig forbrenningsoksygen og det som er nødvendig for støkiometrisk forbrenning. Det ble iakttatt at metanomdannelse gradvis avtok ved økende luftekvivalensforhold fra ca. 83% omdannelse ved et ekvivalensforhold på 1,75 til ca. 63% omdannelse ved et luftekvivalensforhold på 7,0. Selv om noe forkoksing av reformeringskatalysatoren ble iakttatt når reformeringsreaktant-forvarming fikk falle under 500°C, ble aktivitet fullstendig gjenopprettet etter utbrenning av koksen med luft, og re-redusering av katalysatoren. Den integrerte forbrenningsreaktor ble drevet i over 101, men omfattet 3 varmesykluser.

Sammenfatningsvis ble en integrert forbrenningsreaktor med flere kanaler utformet, fremstilt og vist å være i stand til å oppnå en varmetransportmengde på 2,8 W/cm2 og en volumetrisk varmefluks på 13 W/cm ved trykkfall på mindre enn 0,23 xlOJ Pa og 0,19 xlOJ Pa i kanalene i henholdsvis reformeringsanordningen og forbrenningskammeret. Høy omdannelse (70-82%) ble oppnådd i denne integrerte forbrenningsreaktor for totale kanalreformeringsanordningskontakttider på 33-60 ms. Etter over 101 drift ved 750-850°C viste den integrerte forbrenningsreaktor ingen vesentlige tegn på katalysator-deaktivering, selv om forbrenningskammeret ble drevet med 75% overskuddsluft eller mindre i mer enn 1 lA time.

Eksempel 4

En integrert forbrenningsmikrokanalreaktor som var i stand til å frembringe eksepsjonelt høye varmeflukser (opp til 29 W/cm<2>og 118 W/cm<3>) til en meget eksoterm reaksjon med minimalt trykkfall ble utformet, fremstilt og demonstrert. I denne rapport beskrives utformingen og testingen av denne flerkanals interfolierte mikrokanalreaktor hvori varmeproduserende- (eksoterme) og varmeforbrukende (endoterme) reaksjonskanaler var interfoliert (integrert) med hverandre. Forbrenning av hydrogen i luft ble benyttet som den eksoterme reaksjon, mens dampreformering av metan (SMR) med et forhold mellom damp og karbon på 2:1 ble benyttet som den endoterme reaksjon. En forbistrømningsutforming ble anvendt, som muliggjorde mye høyere gjennomstrømning med minimalt (<0,34 bar) trykkfall. Ved å la reaktantstrømmen i hver kanal (enten eksoterm eller endoterm) strømme i en smal (ca. 0,3 mm) spalte mellom 2 lag av porøs, konstruert katalysator som var i intim varmekontakt med den faste kanalvegg eller varmetransportflate. Utformingen omfattet 4 forbrenningskanaler interfoliert mellom 6 reformerings anordningskanaler i et felles strømarrangement. Testresultatene viser at integrerte mikrokanalforbrenningsreaktorer kan anvendes til å levere mye høyere volumetriske varmeflukser (dvs. 118 W/cm<3>) enn det som er mulig i konvensjonelle reformeringsanordninger, og disse varmeflukser kan oppnås ved minimalt trykkfall (0,28-0,34 bar). Høye omdannelser var også mulige ved meget høye gassromhastigheter pr. time (f.eks. IO<6>1"<1>)

Gassromhastighet pr. time er definert som antall SMRreaktorkjernegassvolumer (definert ved 0°C og 1 xl0<5>Pa) som vil passere gjennom SMR-katalysatorholdige kanaler hver time. Romhastigheten kan beregnes ved å dele 3,6 x IO<6>med kontakttiden i millisek., som begge defineres ved STP 0°C og 1 xl0<5>Pa. Reaktorvolumet som anvendes i alle volumetriske varmefluksberegninger omfatter hele kjernereaktorvolumet som har inkludert alle reformeringsanordningskanaler, inkludert katalysatorer, alle metallsteg mellom reformeringsanordnings- og forbrenningskammerkanaler, samt alle forbrenningskanaler som anvendes for å tilføre varme. Den eksterne pakking er ikke inkludert, idet dette volum ikke bidrar til transporten av varme mellom de 2 fluidstrømmer.

Forsøksmetode

En flerkanalreaktor med høy varmefluks og med integrert forbrenning ble utformet, fremstilt og testet. Reaktorlegemet ble fremstilt av «Inconel» 625 under anvendelse av streng-EDM for å utforme spor i en 2,5 cm x 3,48 cm x 4,3 cm massiv blokk av metall. Eksterne dekkplater som var utstyrt med innløps- og utløpsgassforgreningsrør (dvs. forgreningskammer og samlekammer) ble uavhengig av hverandre maskineri: og sveiset på legemet. Hvert forgreningskammer var utformet til å fordele strømmen jevnt fra kanal til kanal, og inne i hver kanal. En tegning av det ytre av denne anordning er vist i Fig. 19a og omfatter et luftinnløp 102, et hydrogeninnløp 104, et reformeringsanordningsmateinnløp 106, et reformeringsanordningsprodukt-utløp 108, samt et forbrenningskammerutløp 110. For test-formål ble temperaturovervåking utført med termoelementer 112. Alle de små rør 112 i Fig. 19 er termoelementrør. Fig. 19b og 19c viser utspilte riss av den integrerte reformeringsanordning. Luft mates inn i et forgreningskammer 114 og fordeles ved jevnt trykk inn i slisser 116 med jevnt trykk gjennom hver sliss. Tilsvarende mates hydrogen inn gjennom innløpet 104 og med jevnt trykk inn i hvert rør inn i slissede rør 118. Rørene 118 rager fra hydrogeninnløpet inn i en forgreningsledning 120. Skjematiske riss av en gassblander 125 er vist i Fig. 19d og 19e (som ikke er tegnet i målestokk). Fremspring 127 avgrenser en spalte 129 for luftstrøm. Hydrogen som strømmer ut av slisser 131 passerer gjennom en kanal 133 og blandes med luft i forbrenningskammeret 122 inne i reaktorlegemet 124. Som det kan ses, blander denne utforming luft og brensel inne i forbrenningskammeret og meget nær en forbrenningskatalysator 137, og unngår derved varmetap fra forbrenning utenfor forbrenningskammeret. Råstoff for dampreformeringsanordningen mates inn i et inn-Løpsfordelingskammer 130 og passerer med jevnt trykk inn i fronten av dampreformeringsanordningskamrene. Et riss av reformatstrømmen gjennom et individuelt kammer 132 er vist i Fig. 20. Plater 134 har støtter 136 som trykker reformeringskatalysatoren an mot toppen og bunnen av reformeringskammeret.

Hovedlegemet til anordningen i Eks. 4 var helt likt hovedlegemet til anordningen i Eks. 3 med unntak av at det var 4 færre SMR-kanaler og 4 færre forbrenningskanaler, og katalysatorens lengde i strømningsretningen var bare 2,5 cm i stedet for 3,5 cm. Dimensjonene på SMR-slissene var 0,89 mm tykkelse, 17,8 mm bredde og 25,4 mm lengde. Det var 6 SMR-slisser. Dimensjonene på forbrenningsslissene var 0,97 mm tykkelse, 17,8 mm bredde og 25,4 mm lengde. Det var 5 forbrenningskanaler. Kanalene var anbrakt slik at den ytterste kanal var en reformeringsanordningshalvkanal opp til en forbrenningskanal, deretter opp til en full reformeringsanordningskanal osv., på samme måte som i anordningen i Eks. 3. Reformeringsanordningshalvkanalen var 0,46 mm tykk, 17,8 mm bred og 25,4 mm lang. Halvkanalen inneholdt bare én katalysatorinnsats, som var anbrakt opp til veggen som var felles med forbrenningskanalen. De fulle reformeringsanordningskanaler inneholdt 2 konstruerte katalysatorer som var anbrakt opp til hver kanalvegg.

Strømmene i de eksoterme- og endoterme reaksjonskanaler er i den samme retning (felles strøm), selv om i denne utforming strømmen i reformeringsanordningen kommer inn i-og forlater i en retning vinkelrett på strømningsretningen under reaksjonen for å oppta forgreningsforbindelsene på en annen flate av anordningen, enn forbrennings-strømforgreningen, slik det ble gjort med anordningen i Eks. 3. Legg merke til at den katalytiske forbrenning mest sannsynlig var ledsaget av noen homogen forbrenning i for-bistrømningsspalten. Under testing ble anordningen isolert med isolasjon med keramiske fibrer. 2 utgaver av reaktoren ble fremstilt og testet, hvorved det ble oppnådd en kombinert tid med strømning for over 3001.

Både den endoterme reaksjon (forbrenning) og de eksoterme (SMR)-reaksjoner ble katalysert ved hjelp av katalysatorinnsatser 134,14, som målte 0,028 cm x 1,8 cm x 2,5 cm og som ble holdt an mot kanalveggene ved hjelp av 1,3 cm brede strimler av «Inconel» 625 metall innsatt i forbistrømningsspalten langs hver kant og ned mot midten [134 og 136 i Fig.

19b er henholdsvis katalysatoren og avstandsstykkene i dampmetanreformeringsanordningen.

14 er forbrenningskatalysatoren. Det er ekvivalente avstands stykker mellom forbrenningskatalysatorer (ikke vist)]. Forbistrømningsspaltene i hver forbrenningskanal var ca. 0,41 mm høye, mens forbistrømningsspaltene i kanalene i

dampmetanreformeringsanordningen var ca. 0,3 3mm høye og ca. 0,2mm høye for henholdsvis full- og halvkapasitetskanalene. De ytterste kanalene i dampreformeringsanordningen hadde en slik størrelse at de hadde halve strømmen av strømmen i de indre kanaler, idet de ytre kanaler bare mottok halvparten av varmen. Tykkelsen på disse ytterste kanaler var ca. 0,46mm, og de inneholdt en 0,28mm katalysator. Katalysatorene 8 og 11 (Fig. 19b) ble innført med presspasning langs hver side av hver kanal i dampmetanreformeringsanordningen for å dirigere strømmen inn i- og ut av innløpsfordelingskammerarealene og utløpssamlekammerarealene og hindre forbipassering av katalysatoren på utsiden av forbistrømningsspalten. Hver av de ytterste kanaler hadde katalysator bare mot den innerste vegg og var utformet for å tillate bare halve strømmen å strømme gjennom en full kanal ved et gitt trykkfall.

Gassformede reaktanter ble målt fra trykksylindre via Brook's massestrømningsregulatorer, mens vann ble levert via høytrykksvæskepumper. Et eksternt forbrenningskammer og et eksternt varmevekslernettverk ble anvendt for å fordampe matevannet kontinuerlig, forvarme dampreformeringsreaktantene til ca. 800-845°C, samt å forvarme forbrenningsluften til ca. 500-650°C. Temperaturer i anordningen ble målt i termobrønner (boret i utvalgte stag mellom kanalene) under anvendelse av 0,08 cm termoelementer av type K og registrert med «Labview» med et dataloggingssystem. Innløps-og utløpsgassenes trykk ble målt for forbrennings- og reformeringsstrømmene via kalibrerte trykktransduktorer. Gasstemperaturer ble også målt ved termoelement ved for- brenningsgassinnløpet- og utløpet, samt ved reformeirngsanordningsgassinnløpet- og utløpet. Produktgassene ble avkjølt i vannkjølte kondensatorer, og den tørre volumetriske utløpsstrøm ble målt i en tørrtestmåler. Tørre produktgasser (H2, CO, C02, CH4, 02og N2) ble målt under anvendelse av en online-MTI gasskromatograf. Dampreformeringsanordningens beteende ble eluert under anvendelse av et molart forhold mellom damp og karbon 2:2. Gassromhastighet pr. t (GHSV) ble beregnet basert på det totale kanalvolum hvori strøm ble eksponert for katalysator (omfattende katalysatoren, avstandsstrimlene og forbistrømningsvolum) basert på volumetriske strømmer definert ved 0°C og 1 xl0<5>Pa. Varmefluks ble beregnet ved bestemmelse av mengden varme som ble transportert inn i den endoterme dampreformeringsreaksjon. For en kjent molar strømningshastighet av reformeringsreaktant måles en kjent mengde omdannelse ved hjelp av gasskromatografianalyse av det utstrømmende materialets sammensetning og utgangsproduktets strømningshastighet. Ut fra det totale antall mol som omdannes, beregnes den totale varme som er nødvendig. Varmefluksverdier ble beregnet som et gjennomsnitt over hele veggarealet i kontakt med SMR-katalysatoren. Beregnede gjennomsnittlige varmefluksverdier var basert bare på den nødvendige SMRreaksjonsvarmen for den målte SMR-omdannelse og selektivitet. Beregnede volumetriske varmefluksverdier var basert på hele volumet som inneholdt både reformerings- og forbrenningskatalysatorer og respektive spalter, inkludert veggene mellom kanalene, men ikke inkludert noe omkretsmetall. Dette volum er inkludert det totale volum, hvorigjennom varme transporteres mellom de 2 fluider.

Katalysatorer ble redusert den første dag med testing ved 125°C i 11. Oppstarting av den integrerte forbrenningsreaktor ble utført i adskillige trinn. Først ble en inert strøm (nitrogen, 1-5 SLPM) initiert i kanalene både i forbrenningskammeret og reformeringsanordningen. Deretter ble et eksternt forbrenningskammer initiert for å frembringe en varm strøm av forbrenningsprodukter som var tilstrekkelige til å transportere varme i denne eksterne varmeveksler til å fordampe vann som er nødvendig for reformeringsreaksjonen og tilføre nødvendig reaktant forvarming. Deretter ble nitrogenstrømmen til forbrenningskammeret avstengt, og luftstrøm ble initiert. Hydrogen ble deretter innført i forbrenningskanalene som ca. 3% av den totale strøm, noe som forårsaket katalytisk tenning av forbrenningsreaktantene. Deretter ble hydrogeninnholdet langsomt økt for å bringe reaktortemperaturen til ca. 700°C. Deretter ble en liten hydrogenstrøm innført i kanalene i reformeringsanordningen for å hindre katalysatoroksidasjon med damp, og vann ble matet gjennom fordamperen for derved å tilføre damp til kanalene i reformeringsanordningen. Til slutt ble nitrogen til reformeringsanordningen avstengt, metan ble innført til reformeringsanordningen, og hydrogen til reformeringsanordningen avstengt. Etter at reformeringsreaksjonen startet, ble ytterligere hydrogen tilført til forbrenningskanalene for å opprettholde reaktortemperaturen på mellom 750 og 850°C. Forandringer i prosessstrømmer utført under drift i stabil tilstand ble utført på en balansert måte (samtidig forandring både av reformerings- og forbrenningsstrømmene) for å hindre store forbigående avvik av temperaturen i den integrerte forbrenningsreaktor fra den ønskede driftstemperatur. Forbrenning ble utført i FDR med så lave overskuddsluftverdier som 13%.

Denne anordningen ble drevet nær atmosfærisk trykk både i reformerings- og forbrenningsreaksjonen. Det typiske driftstrykk på reformeringssiden var ca. 0,068xl0<5>Pa. Det typiske driftstrykk for forbrenningssiden var ca. 0,068x10<5>Pa. Luft- og brenselinnløpstrykk var lignende.

Resultater og diskusjon

Resultater av testing under anvendelse av den integrerte

forbrenningsmikrokanalreaktor med høy varmefluks er vist i Tabell 5 og figurene 21-24. Metanomdannelse nærmer seg likevektsomdannelse og selektivitet overfor karbonmonoksid og hydrogen sågar ved meget høye romhastigheter (opp til 106hr_1, se Fig. 21).

NOx-målinger ble utført av den tørre forbrennings-avløpsstrøm med testing av anordningen i Eks. 4 under de betingelser som er vist under Test 2 i Tabell 5. Konsen-trasjonen av NOxsom ble målt under denne betingelse (4,7 SLPM H2, 20 SLPM-luft, 850° hoveddeltemperatur) i det tørre avløp var 10-12 ppm. Dette er sammenlignbart med NOx-nivåer som overstiger 100 ppm i konvensjonelle metanstrømreformeringsanordninger. Dette måling kalles her «standard NOxtestmålingen».

Resultater fra testene hvor mengden overskuddsluft på forbrenningssiden ble variert, viser at den integrerte forbrenningsreaktor med høy varmefluks er i stand til å funksjonere effektivt med 20% overskuddsluft (se Fig. 22). Dette betyr at forbrenningsluftbehovet og tilhørende luftkompressorkostnader og luftrestitusjonsfunksjon kan minskes sterkt i forhold til tradisjonelle katalytiske forbren-ningskamre.

Den volumetriske varmefluks (dvs. energien som transporteres til den endoterme reaksjon pr. enhetsvolum av reaktor) reflekterer kompaktheten eller graden av intensifisering av prosessen. De høye verdier for volumetrisk varmefluks som er vist i Fig. 24 viser denne anordnings evne til å drive varme (sirkler, venstre akse) inn i den endoterme reaksjon med et mye mindre reaktor- (og katalysator)-volum og minimalt trykkfall (trekanter, høyre akse). De høyeste volumetriske varmeflukser som ble iakttatt i den integrerte reaktor med høy varmefluks (Fig. 24) er 200-1000 ganger høyere enn de som typisk ses i konvensjonelle reformeringsanordninger. Det mye lavere reaktorvolum antyder potensial for vesentlige besparelser i reaktormaterialer og katalysatorkostnader pr. enhetsvolum fremstilt syntesegass.

Konklusjoner

Det ble utformet, fremstilt og testet en integrert forbrenningsmikrokanalreaktor som kan oppnå høye metanomdannelser ved så høye varmeflukser som 29 W/cm<2>og volumetriske varmeflukser på 118 W/cm3 ved trykkfall på under ca. 0,3 xl0<5>Pa og ca. 0,34 xl0<5>Pa i henholdsvis reformeringsanordnings- og forbrenningskammersidene med trykkfall på mindre enn ca. 0,11 og 0,14 x 105 Pa i henholdsvis reformeringsanordningssiden og forbrenningskammersiden pr. cm reaktorstrømlengde. Nær likevekstmetanomdanninger (73-98%) ble oppnådd i denne mikrokanalanordning ved meget høye gassromhastigheter pr. time (1,3 x 10<5>-1,0 x IO<6>) ved damp:C, ca. 1 xl0<5>Pa og 850°C gjennomsnittlig veggtemperatur. Mikrokanalreaktoren med høy varmefluks viste seg å være i stand til å arbeide med så lite overskuddsforbrenningsluft som 20%.

Eksempel 5

Det ble utformet, fremstilt og vist en integrert forbrenningsmikrokanalreaktor med fordelt brenselinnføring og en tverrstrøms reformerings- og forbrenningsstrømorientering. I dette eksempel beskrives utformingen og testingen av denne mikrokanalreaktor. Forbrenning av hydrogen i luft ble benyttet som den eksoterme reaksjon, mens dampmetanreformering (SMR) ved et forhold mellom damp og karbon på 3:1 ble benyttet som den endoterme reaksjon. Anordningen omfattet en eneste SMR-forbistrømningskanal med 3 for-brenningsforbistrømningskanaler i en krysningsstrømsorientering i forhold til SMR-kanalen. SMR-reaktantene strømmet i en 0,13 mm spalte mellom veggen og et lag porøs konstruert katalysator, som var intim varmekontakt med den faste kanalvegg eller varmetransportflate. Forbrenningsluft strømmet i 3 parallelle, 2,5 mm sylindriske kanaler, hver med forbrenningskatalysator belagt på veggen. På 3 punkter som var fordelt jevnt langs forbrenningskanalenes strømningslengde ble hydrogenbrensel injisert i forbrenningskanalen. Hver forbrenningskanal inneholdt også en statisk blander fremstilt av 0,5 mm «Inconel»-platemateriale som var forsynt med innsnitt og snodd. Testresultatene viser at denne integrerte forbrenningsanordning med tverrstrøm kan oppnå høye varmeflukser (ca. 15 W/cm<2>). Høye omdannelser var også mulige ved meget høye romhastigheter.

Forsøksmetode

Det ble utformet, fremstilt og testet en tverrstrøms mikrokanalanordning med integrert forbrenning. Anordningslegemet (se Fig. 25) ble fremstilt av «Inconel» 625 under anvendelse av streng-EDM og konvensjonell maskinering for å fremstille både en SMR-plate 202 (ca. 0,6 cm tykk) og en forbrenningsplate 200 (1,1 cm tykk), som hver var ca. 5,8 cm x 3,0 cm. Konstruert SMR ble deretter anbrakt inne i SMR-kanalen mellom platene, og de 2 stykkene ble sveiset sammen for å forsegle anordningen. 4 opphøyde områder, som hvert var 1,3 cm bredt og 1,1 cm langt ble fordelt jevnt over SMR-kanalen for å holde katalysatoren an mot veggen (varmetransportflate). SMR-katalysatoren målte 3,8 cm x 0,03 cm tykkelse og ble anbrakt i en sliss av samme dimensjon med unntakelse av at slissens tykkelse var ca. 0,04 cm. Eksterne dekkplater som inneholdt innløps- og utløpsgassforgreningsledningene (dvs. innløpsforgreningskamrene, og utløpssamlekamrene) ble maskineri uavhengig av hverandre og sveiset på legemet med unntak av forbrenningsbrenselinnløpene, som ble matet gjennom 3 separate innløpsrør. SMR-innløpsforgreningskammeret ble utformet for å fordele og strømme jevnt tvers over den 3,8 cm katalysatorbredden før strømning inn i 0,13 cm-forbistrømningsspalten. Forbrenningsluft strømmet i de 0,3 cm diameter, sylindriske for-bistrømningskanaler i en tverrstrømsorientering i forhold til SMR- kanalen. Forbrenningsluft ble blandet med hydrogenbrensel og innført fra den motstående vegg i 3 parallelle 2,5 cm sylindriske kanaler som hver hadde forbrenningskatalysator belagt på veggen. På 3 punkter som var fordelt hver 0,13 cm langs strømningslengden i hver kanal, ble hydrogenbrensel innført i forbrenningskanalen gjennom 0,003 cm hull. En statisk blander fremstilt av 0,5 mm «Inconel»-arkmateriale som var utstyrt med innsnitt og snodd, ble innført i hver forbrenningskanal, noe som økte blanding av luften og brenslet inne i hver kanal. Forbrenningskatalysator ble belagt på den statiske blander og på veggen i forbrenningskanalene for å fremme katalytisk forbrenning av brensel/luftblandingen. Under testing var anordningen isolert med isolasjon av keramiske fibrer.

Gassformige reaktanter ble innmålt fra trykksylindre via Brook's massestrømningsregulatorer, mens vann ble levert med en høytrykksvæskepumpe (HPLC). Et eksternt forbrenningskammer og varmevekslernettverk ble anvendt for å fordampe matevannet kontinuerlig, forvarme dampreformeringsreaktanter og forbrenningsluft til de verdier som er vist i tabellen nedenfor. Anordningslegemetemperaturer ble målt i termobrønner (boret i yttersiden av forbrenningsplaten) under anvendelse av 0,81 mm termoelementer av typen K og registrert med hjelp av et Labview med et dataloggingssystem. Innløps- og utløpsgass ble målt for forbrennings- og reformeringsstrømmene via kalibrerte trykktransduktorer. Gasstemperaturer ble også målt via termoelementer i forbrenningsinnløpet- og utløpet og i reformeirngsanordningsgassinnløpet- og utløpet. Produktgassene ble avkjølt i vannkjølte kondensatorer, og den tørre, volumetriske utløpsstrøm ble målt i en tørrtestmåler. Tørre produktgasser (H2, CO, C02, CH4, 02og N2) ble målt under anvendelse av online-MTI gasskromatograf. SMR-beteendet ble evaluert ved anvendelse av et 2:1 molart forhold mellom damp og karbon. Gassromhastighet pr. time (GHSV) ble beregnet basert på det totale kanalvolum hvori strømning var eksponert for katalysator (omfattende katalysatoren, avstandsstrimler og forbistrømningsvolum) basert på volumetriske strømmer definert ved 0°C og 1 xl0<5>Pa. Gjennomsnittlig varmefluks ble kalkulert basert på hele veggarealet i

kontakt med SMR-katalysator og opp til planet under forbrenningssylindrene og definerer derfor planet hvorigjennom varmen transporteres mellom fluider.

Kalysatorer ble redusert den første dag med testing ved 125°C i 11. Oppstarting av den lille superkanalen ble utført i flere trinn. Først ble nitrogenstrøm startet i SMR-siden, og luftstrøm ble initiert i forbrenningssiden. Hydrogen ble deretter innført i forbrenningskanalene som ca. 3% av den totale strøm, noe som forårsaket katalytisk tenning av forbrenningsreaktantene. Deretter ble hydrogeninnholdet langsomt økt for å bringe reaktortemperaturen til ca. 400°C. Deretter ble en liten hydrogenstrøm innført i reformeringskanalene for å hindre katalysatoroksidasjon med damp, og vann ble matet gjennom fordamperen og frembrakte derved damp til reformeringskanalene. Til slutt ble reformeringsanordningsnitrogenet avstengt, metan ble innført i reformeringsanordningen, og hydrogen til reformeringsanordningen ble avstengt. Etter at reformeringsreaksjonen startet ble ytterligere hydrogen tilført til forbrenningskanalene for å opprettholde reaktorlegemetemperaturen på mellom 725 og ca. 875°C. Forandringer i prosess-strømmer ble utført under drift i stabil tilstand på en balansert måte (forandring både av reformerings-og forbrenningsstrømmer samtidig) for å hindre store forbigående avvik av temperaturen fra den ønskede driftstemperatur. For å hjelpe til med analysen av hydrogenomdanning ble en kjøledamp på ca. 400°C noen ganger innført direkte i forbrenningssamlekammeret. Dette var ikke meget effektivt til kjøling av forbrenningen i anordningens utløpssamlekammer, og økte varmetapene vesentlig når den ble benyttet.

Resultater og diskusjon

Resultater av tester ved anvendelse av tverrstrøms integrert forbrenningsmikrokanalreaktor er vist i tabellen nedenfor og Fig. 26. Viktige trekk som er vist, omfatter: katalysator påført direkte på vegg, statisk blander innført i reaksjonskammer, fordelt brensel, samt tverrstrømningsorientering av forbrenningsfluider og reformat.

Eksempel 6

UTFORMING OG DRIFT

En integrert reformerings- og forbrenningsreaktor ble evaluert i en tverrstrømningsorientering. En enkelt SMRsliss var opp til 3 forbrenningssylindre.

SMR-katalysatoren ble anbrakt mot veggen som ble delt med forbrenningskanalene, som tilfører energien som underholder den endoterme reformeringsreaksjon. SMR-kanalspalten var 0,38 mm, og en porøs SMR-katalysator på 0,03 mm ble innført, noe som ga en spalte på ca. 0,076 mm. Denne reformeringskanals lengde var 11,4 mm og dens bredde var 12,7 mm. Forbrenningsseksjonen var dannet av 3 kanaler med diameter 0,254 cm i et plan som var parallelt med SMR-kanalene, men med dens strømningsbane rettet inn 90° mot strømmen i SMR-kanalen, i tverrstrøm. Det var et ca. 1,27 mm steg av metall som skilte reformeringskanalen og toppen av de sylindriske forbrenningskanaler. Forbrenningssylindrenes strømningslengde var 12,7 mm, noe som tilsvarte refor-meringskanalens bredde på 12,7 mm for denne tverrstrømningsorientering. Forbrenningskatalysatoren var fremstilt av en 0,025 cm tykk FeCrAlY-filt som var viklet rundt en 0,15 cm bred, og 0,051 cm tykk, statisk blanderinnsats. Mikseren hadde 2 funksjoner:

1) å trykke filten an mot kammerveggene, og

2) å blande brenslet når luften passerte gjennom filtens innvendige diameter.

Den statiske blander ble også fremstilt på følgende

måte:

1. Den ca. 1,5 mm brede side ble skåret i 2 lengdeseksjoner på 12,7 mm adskilt av en 0,75 m m bredde som raget 0,96 mm i lengde.

2. Den første lengde på 12,7 mm ble snodd 90° fra dens begynnelsesorientering.

3. Den neste (og siste) 12,7 mm lengdeseksjons begynnelse ble dreid 90° mot enden av første

12,7 mm lengdeseksjon.

4. Enden av den andre 12,7 mm lange lengde ble snodd

90° i den motsatte retning av den første 12,7 mm

lengdeseksjon.

Brenslet ble matet inn i hver forbrenningskanal ved innløpet av den sylindriske kanal fra bunnen av anordning-en, eller på den motstående side av planet som skiller reformeringskanalen. Forbrenningsbrensel kommer inn

0,76 mm foran katalysatoren/den statiske blanderinnsats, som er innbrakt inne i den sylindriske forbrenningskanal, hver kanal med sin egen brenselport.

Blokkanordningens totale dimensjoner i planet for kanalene er 41,9 mm tvers over i SMR-kanalretningen og

43,2 mm i forbrenningskanalretningen, sentrert over den 11,4 mm x 12,7 mm integrerte forbrenningsreformeringskjerne

hvor reaksjonene foregår, og varme transporteres. Volumet hvorigjennom all varme transporteres og anvendes for beregningene av volumetrisk varmefluks er 11,4 mm x 12,7 med mer x summen av 2,54 mm (forbrenningsdiameter) og 1,72 mm (metallsteg som skiller kanalene) og 0,38 mm (full reformeringskanal), totalt 0,6 cm<3>(0,037 in<3>). Arealet eller planet hvorigjennom all varme transporteres er 11,4 mm x 12,7 mm, eller 145 cm<2>. Innløpsforgreningskammeret i prosessen var spesialfremstilt for å ha en jevn overgang fra innerdiameteren i et innløpsrør med innvendig diameter på 4,57 mm, til en 12,7 mm bred og 0,36 um høy sliss for å unngå koksdannelse og muliggjøre ytterligere forvarming fra anordningstap. Et utløpssamlekammer av samme utforming fører til utløpsrøret med 4,57 mm innvendig diameter.

Denne dampmetan-reformeringsmikrokanalreaktor opprettholdt en trykkdifferanse på 11 xl0<5>Pa absolutt ved 850°C mellom reformerings- og forbrenningskanalene. Metallsteget som skiller kanalene var 1,27 mm eller 1270 um. Anordningen ble drevet i mer enn 13 dager, eller mer enn 300 t uten noen forandring i konstruksjonens integritet. Ingen lekkasjer ble funnet mellom strømmene. Den høye trykkdifferanse mellom strømmene ble understøttet over et tynt metallsteg ved anvendelse av mikrokanal, særlig sirkelrunde mikrokanaler, under en høytrykksreformeringssliss.

Beteende

Anordningen ble demonstrert for reformeringsreaksjonen ved 3:1 molart forhold mellom damp og karbon, 12 xl0<5>Pa absolutt trykk og 850°C og 50 millisek. kontakttid. Anordningen produserte likevektsomdanning slik det ses i Fig. 27. Metanomdanning og CO-selektivitet avtok kontinerlig over tid i de neste 5 Vi dager. Betingelsene ble forandret til et molart forhold på 2:1 mellom damp og karbon, mens temperaturen, trykket og kontakttiden ble holdt konstant, og tapet av aktivitet fortsatte. Anordningen oppviste betydelige varmeflukser og gjennomsnittlige volumetriske varmeflukser som vist i Tabell 5. De første 2 linjer vedrører forholdet 3:1 mellom damp og karbon ved 5,0 millisek. kontakttider, hvorved linje nr 1 vedrører begynnelsen på forsøket i Fig. 24 og nr 2 vedrører slutten på forsøket. Tilsvarende vedrører linjene nr 3 og nr 4 i tabellen nedenfor start- og slutt-beteendet for det molare forhold på 2:1 mellom damp og karbon ved 5 millisek. kontakttid, også vist i Fig. 27. Alle data reflekterer en SMR-reaktant- innløpstemperatur på fra 830-840°C.

De tilsvarende innstillinger på forbrenningssiden til innstillingen i Tabell 5 er vist i Tabell 6. De reflekterer en konstant luftstrømningshastighet på 5,4 SLPM i 3 kanaler, og en noenlunde konstant hydrogenstrømningshastighet på nær 0,5 SLPM.

Varmefliiksmålingstest

Drivanordningen for en metandampreformeringsreaksjon ved 850°C, 1,70 xlO<5>Pa, forhold på 3:2 mellom damp og karbon og en kontakttid på 100 ms. Kontakttid defineres som det totale reaksjonsvolum dividert med den totale volumetriske innløpsstrømningshastighet av reaktanter ved standard temperatur og trykk (STP:273K og 1 xl0<5>Pa absolutt). Det totale reaksjonsvolum er inkludert dampreformeringskatalysatoren og reaksjonskanalvolumet som inneholder katalysatoren.

F.eks. vil dersom den kumulative volumetriske sum av reaksjonskammere inkludert reformeringskatalysatorer er 1 cm<3>, den totale innløpsstrømningshastighet av reaktanter være 0,6 standard 1 pr. min. Innløpshastigheten for metan vil være 0,15 standard 1 pr. min., og innløpsstrømningshas-tigheten for damp vil beregnes til å være 0,45 1 pr. min. ved standardtemperatur- og trykk. I dette eksempel vil den molare innløpsstrømningshastighet for metan være ca. 0,00045 mol pr. sek. Disse tall er lineære med det totale reaksjonskammervolum. Et 2 cm<3>reaksjonskammervolum vil kreve 0,0009 mol pr. sek.

Metanomdannelse bestemmes ved å måle utgangsproduktets sammensetning og utløpsstrømningshastigheten for metanreformeringsreaksjonsprodukter og deretter beregne basert på følgende formel:

metan i tørr gass ved gasskromatografianalyse.

Tørr gass defineres som produktgass-strømningshastighet etter kondensering av det ureagerte vann eller andre kondenserbare fluider.

Reaktorkjernevolumet omfatter alle reaksjonskamre eller kanaler, alle tilhørende forbrenningskamre eller kanaler, samt alle skillende metallsteg hvorigjennom varme transporteres mellom fluider. Kort sagt omfatter dette volum det totale volum hvorigjennom varme transporteres for metan dampreformeringsreaksjon. Dette volum omfatter ikke omkretsmetall, forgreningsrørvolum eller annet tilknyttet utstyr som er avhengig av individuelle geometrier ved anordningen.

Følgende betingelser må oppfylles av forbrenningsreaksjonen som tilfører varme til varmefluksmålingstesten:

1. Gassfasebrennstoffet som må anvendes er hydrogen.

2. Den totale luftstrømningshastighet gis slik størrelse at en blanding av hydrogen- og lufstrømhastighetene inn i reaktoren når en luftoverskuddsprosent på 80%. Overskuddsluften defineres som den totale molare strømningshastighet av oksygen i blandingen av hydrogen og luft dividert med den molare strømningshastighet av oksygen som er nødvendig for å oksidere hydrogenet fullstendig ved dets molare brenselsstrømningshastighet. Idet ett mol oksygen kan oksidere 2 mol hydrogen fullstendig, tilsvarer 80% overskuddsluft et molart forhold mellom luft og hydrogen på 4,28:1. Luft tas som 21 mol% oksygen, resten nitrogen.

3. Hydrogenet og luften strømmer inn i forbrenningsreaktoren ved 900°C.

4. Luften og hydrogen skal enten blandes i et forgreningsrør som er direkte oppstrøms for forbrenningsreaktoren, eller i selve reaktoren. 5. De standard volumetriske strømningshastighet for hydrogen gjennom forbrenningsreaktoren pr. 0,15 SLPM metanstrømningshastighet gjennom metandampreformeringsreaktoren er minst 0,140 SLPM og høyst 0,204 SLPM. 6. De tilsvarende minste og største luftstrømningshastigheter gjennom forbrenningsreaktoren, basert på betingelsen 80% overskuddsluft, pr. 0,15 SLPM metanstrømningshastighet gjennom metandampreformeringsreaktoren er henholdsvis 0,600 SLPM og 0,875 SLPM. 7. Hydrogen- og luftstrømmenes innløpstrykk bør ikke være høyere enn 2,38x10<5>Pa.

Trykktest- høytemperatiirtest for integrert forbrenningsreaktor

I foretrukne utførelsesformer er enhver av de anordninger som er beskrevet her i stand til å motstå indre trykkforskjeller. F.eks. tilfredsstiller noen foretrukne utførelsesformer kravene i følgende trykktest. For en mikrokanalenhetsoperasjonsanordning ved minst én kritisk kanaldimensjon på under ca. 2 mm, arbeides med minst 2 innløpsfluidstrømmer. Den første fluidstrøm må være på 850°C og 12,3x10<5>Pa. Den andre fluidstrøm må være på 800°C og 0,7xl0<5>Pa. Enhver strømningshastighet kan anvendes. Anordningen drives med gass-strøm til begge strømmer i 3001. Etter 3001 drift settes hver fluidstrømledning under trykk på ca. 3,4 xlO<5>Pa som holdes i 21. Trykket må bli værende konstant, noe som indikerer minimale lekkasjebaner til omgivelsen. Deretter settes den andre fluidstrømlinje under trykk på ca. 3,4 xlO<5>Pa, mens den første fluidstrømlinje får være åpen mot atmosfæren, og holdes i 2 t. Trykket må bli værende konstant, noe som indikerer minimale indre lekkasjebaner. En minimal lekka-sjebane defineres som en lekkasjehastighet på mindre enn IO"<6>standard cm<3>pr. sek. helium, når helium anvendes som fluid i den avsluttende lekkasjetest.

Claims

1. Integrert reaktor,karakterisert vedat den omfatter: et første reaktorkammer som har en bredde på 2 mm eller mindre, idet det er en åpen bane gjennom det første reaksjonskammer, hvor det første reaktorkammer har et indre volum som omfatter 5-95 volum% porøs katalysator og 5-95 volum% åpent rom, og et andre reaksjonskammer som har en bredde på 2 mm eller mindre, idet det er en åpen bane gjennom det andre reaksjonskammer, hvor det andre reaksjonskammer har et indre volum som omfatter en katalysator og minst 5 volum% åpent rom, hvor det første reaksjonskammer omfatter et endotermisk reaksjonskammer, og det endotermiske reaksjonskammeret omfatter en endotermisk reaksjonskatalysator, og det andre reaksjonskammeret omfatter en eksotermisk reaksjonskatalysator, hvor den eksotermiske reaksjonskammerveggen omfatter slisser for gjennomgang av oksygen eller brennstoff, og en reaksjonskammervegg som skiller det første og det andre reaksjonskammer, hvor den integrerte reaktor har et NOx-utgangs-karakteristikum på mindre enn 100 ppm målt ifølge standard NOx-testmålingen .

2. Integrert reaktor i samsvar med krav 1,karakterisert vedat den porøse katalysatoren har et porevolum 5 til 98 %, hvor minst 20 % av porevolumet i den porøse katalysatoren består av porer i størrelsesområdet på fra 0,1 til 300 mikrometer.

3. Integrert reaktor i samsvar med krav 1 eller 2,karakterisert vedat reaksjonskammerveggen som deler det første reaksjonskammeret og det andre reaksjonskammeret består av metall, og at den integrerte reaktoren har en volumetrisk varmeflukskarakteristikk på minst lW/cm<3>når målt i følge den volumetriske varmefluksmålingsprøven.

4. Integrert reaktor i samsvar med krav 3,karakterisert vedat den volumetriske varmeflukskarakteristikken oppnås ved et trykkfall på mindre enn 12.500 Pa/cm.

5. Integrert reaktor i samsvar med et eller flere av krav 2-4,karakterisert vedat det andre reaksjonskammeret omfatter reaksjonskammervegger og en katalysatorvask belagt på minst en del av nevnte reaksj onskammervegger.

6. Integrert reaktor i samsvar med et eller flere av krav 1-5,karakterisert vedat det eksotermiske reaksjonskammeret omfatter en statisk mikser.

7. Fremgangsmåte til utførelse av en endoterm reaksjon i en integrert forbrenningsreaksjon, karakterisert vedat den omfatter: at en endoterm reaksjonssammensetning ledes inn i minst ett endotermt reaksjonskammer, og at en eksoterm reaksjonssammensetning ledes inn i minst ett eksotermt reaksjonskammer, hvor det eksoterme reaksjonskammer omfatter minst én eksoterm reaksjonskammervegg som tilstøter minst ett endotermt reaksjonskammer, hvor det endoterme reaksjonskammer inneholder en endoterm reaksjonskatalysator i kontakt med i det minste nevnte minst ene endoterme reaksjonskammervegg som tilstøter minst ett eksotermt reaksjonskammer, hvor den endoterme reaksjonskatalysator har en eksponert overflate inne i det endoterme reaksjonskammer hvor den eksoterme reaksjonskammerveggen omfatter slisser for passasje av luft eller brennstoff, og hvor den endoterme reaksjonskatalysators eksponerte overflate og en andre flate inne i det endoterme reaksjonskammer avgrenser en spalte inne i det endoterme reaksjonskammer, hvor spalten har en tykkelse, i en retning vinkelrett på retningen på en gasstrømning gjennom det endoterme kammer i drift, på 2 mm eller mindre, hvor den eksoterme reaksjonssammensetningen omfatter luft og et brensel, og hvor den eksoterme reaksjonssammensetningen omdannes til produkter og produktene har mindre enn 100 ppm NOx.

8. Fremgangsmåte i samsvar med krav 7,karakterisert vedat brennstoffet omfatter hydrogen eller metan.

9. Fremgangsmåte i samsvar med et eller flere av krav 7-8,karakterisert vedat den endotermiske reaksjonen omfatter dampreformering av metan.

10. Fremgangsmåte i samsvar med et eller flere av krav7-9,karakterisert vedat den eksotermiske reaksjonskammerveggen omfatter slisser, hvor oksygen passerer gjennom slissene og inn i det eksotermiske reaksjonskammeret, og reaksjonen mellom oksygenet og brennstoffet hovedsakelig foregår på den eksotermiske reaksjonskatalysatoren.

11. Fremgangsmåte i samsvar med et eller flere av krav 7-10,karakterisert vedat det fordeles brennstoffinnsprøyting i det eksotermiske reaksjonskammeret.

12. Fremgangsmåte i samsvar med et eller flere av krav 7-11,karakterisert vedat reaksjonskammerveggen som avdeler det første reaksjonskammeret og det andre reaksjonskammeret består av metall, og hvor den endotermiske reaksjonskatalysatoren er en porøs katalysator som har et porevolum på 5 til 98 %, hvor minst 20&av porevolumet består av porer i størrelsesområdet på 0,1 til 300 mikrometer.