4
КИЕВ НАУКОВА ДУМКА 1984
УДК 661.769.2 : 621.431.73
Применение водорода для автомобильных двигателей/Мищенко А. И.— Киев: Наук, думка, 1984.— 143 с.
В монографии даны анализ водорода как моторного топлива и оценка термодинамического цикла ДВС с использованием водорода в качестве топлива. Приведены особенности рабочего процесса автомобильных ДВС на водороде и смеси бензина с водородом, показаны способы организации рабочего процесса и пути повышения топливной экономичности и снижения токсичности отработавших газов. Описаны способы аккумулирования водорода на борту автомобиля, конструкции различных типов аккумуляторов и опытных образцов водородных автомобилей, а также результаты их испытаний.
Рассчитана на научных и инженерно-технических работников, занимающихся вопросами снижения уровня токсичных выбросов с отработавшими газами автомобильных ДВС, разработки новых процессов ДВС и применения водорода в качестве энергоносителя для транспортных энергетических установок.
Ил. 79. Табл. 16. Библиогр.: с. 136—140
Ответственный редактор А. Н. Подгорный
Рецензенты
А. П. Кудряш,
Н. К. Шокотов
Редакция технической литературы
..	2303020200-006
М М221"(04~-84-------- 320~84
© Издательство «Наукова думка», 1984
Автомобиль как транспортное средство появился около 100 лет назад и к настоящему времени получил широкое и повсеместное распространение, выполняя важные функции в экономике всех стран. В мире насчитывается более 300 млн. автомобилей, причем мировое их производство с каждым годом возрастает. Прогноз развития автотранспорта показывает, что к 1985 г. число автомобилей должно превысить 400 млн.
Автомобильный транспорт является одним из основных потребителей нефтяных топлив (на его долю приходится примерно одна восьмая их производства [73]) и одним из основных источников загрязнения окружающей среды. Доля вредных выбросов с отработавшими газами автомобильных двигателей составляет 39—63 % общего загрязнения окружающей среды [41]. В связи с быстрым ростом автомобильного парка и его концентрацией в крупных городах и промышленных центрах встал вопрос о необходимости резкого снижения загрязнения биосферы вредными выбросами и рационального использования топливных ресурсов, в частности нефти, потребление которой с каждым годом возрастает. По оценкам зарубежных экспертов мировые запасы нефти оцениваются в 100 млрд, т, (кроме СССР), т. е. рассчитаны на 30 лет по современным темпам потребления [46].
Энергетические и экологические проблемы приобретают в в настоящее время первостепенное значение и должны рассматриваться в тесной взаимосвязи. Решение энергоэкологических проблем в большей или меньшей степени могут обеспечить следующие мероприятия: создание более совершенных энергоустановок нового типа; совершенствование рабочего процесса традиционных ДВС и применение систем нейтрализации отработавших газов; использование в традиционных ДВС новых видов топлива.
В плане решения поставленных проблем, на первый взгляд, большой интерес представляют электрические силовые установ-ки> использующие электрохимические источники энергии — аккумуляторные батареи и электрохимические генераторы.
3
Несмотря на ряд существенных преимуществ (высокая приспо. сабливаемость к прерывистому режиму городского движения высокая долговечность, простота технического обслуживания и экологическая чистота), практическое применение электро, мобиля остается проблематичным по двум основным причи-нам. Во-первых, для таких автомобилей нет надежных, лег. ких и, главное, достаточно энергоемких электрохимических источников тока. Удельная мощность и энергоемкость аккумуляторных батарей и топливных элементов примерно на порядок ниже, чем современных ДВС. Во-вторых, перевод всего автомобильного парка на питание электрохимическими аккумуляторами вызовет расходование огромного количества электроэнергии на подзарядку аккумуляторов. В промышленно развитых странах суммарная мощность автомобильных двигателей в несколько раз превышает мощность всех электростанций. Кроме того, подавляющая часть электроэнергии вырабатывается при! сжигании ископаемых топлив, поэтому энергоэкологическая5 проблема была бы перенесена из автомобильной сферы в сферу тепловых электростанций.	;
Разработка и применение для автотранспорта новых типов' двигателей, например внешнего сгорания (паровые двигатели и двигатели Стирлинга), позволяют достичь низкого уровня вредных выбросов с продуктами сгорания и обеспечить перспективные жесткие нормы по токсичности. Однако в этом случае не решается проблема дефицита топливных ресурсов. Практическое применение новых схем двигателей для автомобильного транспорта связано с решением ряда сложных технических проблем, особенно это относится к двигателю Стирлинга. Кроме того, перестройка автомобильной промышленности потребовала бы колоссальных капиталовложений. Поэтому возможность широкого внедрения подобных двигателей отодвигается на довольно значительное время.
Решение экологоэнергетической проблемы на автомобильном транспорте путем совершенствования конструкции существующих ДВС предусматривает прежде всего совершенствование рабочего процесса и систем питания для обеспечения максимальной полноты сгорания на всех режимах работы двигателя, а также применение различных устройств для обезвре-живания отработавших газов путем их дожигания, каталитической и жидкостной нейтрализации, фильтрации и т. д. К сожалению, применение этих довольно сложных и дорогостоящих устройств малоэффективно и связано со значительным" затратами. Только в США общие расходы по снижению токсичности отработавших газов автомобилей с 1968 по 1974 г. составили примерно 3 млрд, долларов, а в периоде 1975 по 1978 б ожидалось их увеличение до 30 млрд. [67]. Кроме того, возра
4	А
стает стоимость самих автомобилей и их эксплуатации. Этот прирост на один автомобиль 1973—1974 гг. составил около 100 долларов в год. Применение противотоксичных устройств резко ухудшило ряд важных эксплуатационных характеристик автомобилей, таких, как топливная экономичность, динамика и ДР-
По мнению большинства ученых, в ближайшие 25—30 лет основной силовой установкой на автомобильном транспорте останется поршневой двигатель внутреннего сгорания, поэтому в последние годы стал вопрос поиска новых более эффективных видов топлива в рамках потенциальных энергосырьевых ресурсов. Одним из таких видов топлива для автомобильного транспорта является водород.
Перспективность применения водорода для автомобильных двигателей определяется прежде всего его экологической чи-। стотой, неограниченностью и возобновляемостью сырьевых [ запасов, низкими затратами на транспортировку и, наконец, f прекрасными моторными свойствами, что открывает возмож-? ность его широкого применения в современных двигателях без коренной их перестройки.
Основным недостатком автомобильных двигателей с искровым зажиганием (бензиновых, газовых) является их низкая топливная экономичность и высокая токсичность отработавших газов. Максимальный КПД современных двигателей этого типа на режиме максимального момента составляет около 30 %, но отклонение от оптимального режима, особенно в области частичных нагрузок, приводит к резкому снижению КПД. Поскольку автомобильные двигатели в условиях городской эксплуатации в основном работают на частичных нагрузках, их средний КПД не превышает 10—12 %. Применение водорода в качестве как основного, так и дополнительного топлива для этих двигателей позволит поднять их топливную экономичность на частичных нагрузках на 30 —40 % за счет работы на бедных смесях при качественном регулировании мощности, а также резко снизить уровень токсичности отработавших газов.
Проблема использования водорода в качестве топлива для автомобильных двигателей является комплексной. Она включает довольно обширный круг вопросов; изучение возможности перевода на водород современных бензиновых двигателей; исследование особенностей рабочего процесса этих двигателей пРи работе на водороде; определение оптимальных способов Регулирования рабочего процесса, обеспечивающих минимальную токсичность отработавших газов и максимальную топливную экономичность; разработку систем питания и эффективных способов хранения водорода на борту автомобиля, а также
5
решение ряда самостоятельных вопросов, прямо не связанных с автомобилем, но без учета которых проблема неосуществима. Это прежде всего достаточно низкая стоимость получения водо. рода, его транспортировка и хранение, разработка заправоч-ных станций и ряд других вопросов.
Низкая плотность водорода как в жидком, так и в газообразном состоянии создает ряд трудностей, связанных с хранением водорода на борту автомобиля. В связи с этим особое место в проблеме использования водорода для автомобильных двигателей занимают вопросы разработки компактных и безопасных способов его хранения на борту автомобиля. Наиболее перспективным необходимо считать способ хранения водорода в гидридах металлов. Известно, что в единице объема многих гидридов содержится водорода больше, чем в том же объеме жидкого водорода. Например, LaNi5He аккумулирует при 0,4 МПа столько же водорода, сколько его могло бы храниться в эквивалентном по объему баллоне при давлении 100 МПа. При хороших объемных показателях гидридов их массовые характеристики еще не могут полностью удовлетворять требования автомобильного транспорта, так как основные гидриды сорбируют не более 0,02 массовых долей водорода. В перспективе намечается получение гидридов с сорбционной способностью до 0,06—0,08 массовых долей.
Применение водорода в качестве моторного топлива для автомобильных двигателей в значительной мере определяется возможностью его получения в больших количествах при затратах на единицу энергии, сопоставимых с затратами, имеющими место при получении современных высокооктановых бензинов. В этом направлении в большинстве высокоразвитых стран ведутся интенсивные поиски высокоэффективных способов получения водорода. Ближайшей промышленной перспективой производства водорода будет его получение путем газификации углей. Объясняется это тем, что запасы углей достаточно велики и их использование путем газификации наиболее целесообразно как с экономической, так и с экологической точек зрения. Наиболее распространенным методом газификации углей является процесс Лурги — газификация под давлением в стационарном слое на парокислородном дутье. Перспективным также представляется способ получения водорода из воды в термохимических замкнутых циклах с использованием низкопотенциального тепла ядерных реакторов. Важное место в получении водорода отводится электролизу воды путем использования избыточной мощности электростанций в периоды их минимальной загрузки. Такое комбинирование электроэнергетики с системой производства и аккумулирования водорода позволит использовать электростанции в экономичном
6
расчетном базовом режиме и обеспечит получение относительно дешевого водорода.
С начала 70-х гг. в нашей стране, США, Японии и ряде других высокоразвитых стран проводятся комплексные научно-исследовательские работы по использованию водорода в качестве топлива для тепловых двигателей и прежде всего — для автомобильных. К настоящему времени установлена принципиальная возможность перевода автомобильного транспорта на водород. Несмотря на то, что практической реализации этого направления препятствует полностью отсутствующая инфраструктура, по мнению ведущих специалистов в области водородной энергетики, водородный привод вследствие почти полного отсутствия токсичных веществ в отработавших газах и существенно более высокого КПД двигателя уже в 1985—1990 гг. может найти применение для городского транспорта. Поэтапный ввод смешанной эксплуатации на смеси нефтяных топлив с водородом позволит значительно облегчить в будущем переход на чистоводородный привод.
Глава первая
МОТОРНЫЕ СВОЙСТВА ВОДОРОДА И ПРЕДПОСЫЛКИ ЕГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ В КАЧЕСТВЕ ТОПЛИВА ДЛЯ ДВС
Идея использования водорода в качестве топлива для поршневых ДВС не нова. В конце 20-х, начале 30-х гг. текущего столетия в Германии и Англии были начаты разработки водородных маршевых двигателей для аэростатов и подводных лодок. Однако в связи с техническими трудностями по организации рабочего процесса, обусловленными моторными свойствами водорода, а также в связи с отсутствием эффективных и безопасных способов его аккумулирования эти работы были приостановлены.
В начале 70-х гг. вследствие обострения энергоэкологической ситуации возврат к водороду как топливу, экологически чистому и имеющему неограниченную сырьевую базу, вполне оправдан.
1.	МОТОРНЫЕ СВОЙСТВА ВОДОРОДА
Пригодность любого вида топлива для транспортных ДВС определяется его моторными свойствами. Водород как моторное топливо обладает рядом особенностей, отличающих его от других видов топлива. Применение водорода позволяет по-новому подойти к организации рабочего процесса ДВС, существенно улучшить их топливную экономичность и снизить количество вредных выбросов с отработавшими газами-
Водород является одним из наиболее энергоемких топлив, его низшая теплотворная способность почти в три раза выше, чем нефтяных моторных топлив, и составляет 120 X X 103 кДж/кг. Однако ввиду малого стехиометрического соотношения водород — воздух (для сжигания 1 моля водорода требуется 2,38 молей воздуха, в то время как для 1 моля нефтяных моторных топлив около 50 молей) и низкой плотности водорода теплотворность водородовоздушной смеси стехиометрического состава будет ниже, чем топливовоздушных смесей традиционных топлив, что повлечет за собой снижение мощности поршневого двигателя при переводе его на водород. 8	4
Сравнительную оценку удельной мощности водородного двигателя можно провести по энергоемкости заряда. В общем случае литровую мощность двигателя через энергоемкость за ряда можно выразить следующим образом:
где Н3&р — удельная энергоемкость заряда, кДж/дм3.
Для любого двигателя внутреннего сгорания энергоемкость заряда, т. е. теплотворность топливовоздушной смеси, поступающей в цилиндр двигателя или приготовленной в самом цилиндре, будет определяться выражением
LJ ___ 1_]
Пзар — пи V > v ц
I где На — низшая теплотворная способность топлива, кДж/г; gT — цикловой расход топлива, г/цикл; 7Ц — объем цилиндра, дм3.
При внешнем смесеобразовании в водородном двигателе значительная часть объема цилиндра заполняется водородом, что снижает энергоемкость заряда, поэтому целесообразно записать предыдущее выражение в следующем виде:
и и трт
Г7зар — Пи -р , р .
Разделив числитель и знаменатель ца Lo — теоретически необходимое количество воздуха для сгорания единицы объема топлива, получим
IJ ___ и ^Рт
Лзар— Пи , .	,
где k — коэффициент, учитывающий объемное отношение топливо — воздух в смеси стехиометрического состава, k = = VT/L0; а — коэффициент избытка воздуха, а = VBOS/L0.
Полученное выражение может быть использовано и для бензинового двигателя при условии, что бензин поступает в цилиндр только в паровой фазе.
При внутреннем смесеобразовании с подачей топлива в процессе сжатия рабочий объем цилиндра в конце впуска заполнен только воздухом, поэтому коэффициент k в знаменателе выражения для энергоемкости заряда будет отсутствовать.
Сравнительные значения удельной энергоемкости заряда Для бензинового и водородного двигателей и характеристики топлив представлены в табл. 1. Приведенные данные показывают, что в водородном двигателе объемное отношение топливо — в°эдух в стехиометрической смеси составляет 0,42, в то время как в бензиновом двигателе — всего лишь 0,02. Высокая
9
Таблица I. Энергоемкость заряда поршневого двигателя иа бензищ
Топливо	Ни, кДж/г	Ьо, м3/м3	Плотность, г/дм3	1г	Смесеобразс вание
Бензин	44,0	50,06	4,37	0,020	Внешнее
Водород	120	. 2,38	0,09	0,42	Внешнее Внутренне
объемная доля водорода в топливовоздушной смеси при внешнем смесеобразовании приводит к значительному снижению энергоемкости заряда, несмотря на очень высокую теплотворную способность водорода.
При стехиометрическом составе смеси энергоемкость заряда водородного двигателя с внешним смесеобразованием на 15 % ниже, чем бензинового двигателя. При внутреннем смесеобразовании, наоборот, энергоемкость заряда водородного двигателя на 12 % выше, что позволяет достичь довольно высоких значений среднего эффективного давления (до 0,85 МПа). Однако на основании имеющихся данных еще нельзя сделать вывод о возможной максимальной литровой мощности водородного двигателя. Ее величина в значительной степени будет зависеть от возможности использования области стехиометрического состава смесей в связи со склонностью к самовоспламенению на впуске, склонностью к детонации и высокой эмиссией оксидов азота. Поэтому состав водородовоздушной смеси на полной мощности может быть ограничен коэффициентом избытка воздуха а — 1,5.
Таблица 2. Моторные свойства водорода и бензина
Свойство	Водород	Бензин
Энергия воспламенения, мДж	0,02	0,25
Расстояние гашения, см	0,06	>0,25
Температура воспламенения, °C Пределы воспламенения, % (по объему)	630	530
	4,7—74,2	0,59—6,0
Коэффициент диффузии, см2/с	0,63	0,08
Скорость распространения пламени, см/с Низшая теплотворная способность, кДж/кг	~270	~30
	120-103	44,0- 10’
Стехиометрическое количество воздуха	34,2	14,95
иа 1 кг топлива, кг/кг		
Теплотворность горючей смеси при а = 1: в смеси с воздухом, кДж/м®	3180	3710
в смеси с кислородом, кДж/кг	1,34-10*	——
Температура кипения, °C	—252,61	32—186
10
юдород*
"~~	#зар* кДж/дм3, при а, равном								
^,0	1.1	1,2	1,5	2.0	2,5	3,0	4,0	5,0
3,770	3,44	3,16	2,53		—	—	—	—
3,19 4,53	2,98 4,12	2,80 3,78	2,36 3,02	1,87 2,27	1,55 1,81	1,32 1,51	1,02 1,13	0,83 0,9
Большое влияние на рабочий процесс двигателя оказывают свойства топлива (табл. 2), определяющие качество смесеобразования. При использовании водорода в качестве топлива для ДВС могут применяться несколько способов смесеобразования: для двигателей с зажиганием от искры — внешнее и внутреннее (подача водорода как в процессе впуска, так и на линии сжатия); для двигателей с самовоспламенением — внешнее и внутреннее-(подача водорода на линии сжатия и зажигание путем впрыска запальной дозы жидкого углеводородного топлива, а также подача водорода в конце такта сжатия по определенному закону совместно с запальной дозой жидкого углеводородного топлива); для газовых турбин — внутреннее с непрерывной подачей водорода в зону горения.
В случае внешнего смесеобразования степень гомогенности смеси определяется такими свойствами топлива, как температура кипения и диффузионная способность. Водород в этом отношении имеет прекрасные свойства: температура кипения —253 °C, что в любых условиях работы двигателя исключает наличие жидкой фазы водорода в смеси; коэффициент диффузии водорода в воздухе при нормальных условиях составляет 0.63 см2/с, что в восемь раз превышает коэффициент диффузии углеводородных топлив в воздухе.
Указанные свойства водорода обеспечивают формирование высокогомогенной смеси и исключают образование жидкой пленки на поверхностях впускного тракта вследствие переохлаждения смеси в процессе смесеобразования и ее расслоения под действием ускорений в изгибах впускного тракта и пульсаций потока на впуске.
При внутреннем смесеобразовании с подачей топлива на линии сжатия требования к топливам по скорости формирования гомогенной смеси более жесткие, поскольку время, отводимое на смесеобразование, в этом случае в несколько раз мень-Ше> чем при внешнем смесеобразовании. Указанные свойства водорода удовлетворяют этим требованиям лучше любого из Углеводородных топлив, как жидких, так и газообразных.
11
Жесткие требования, предъявляемые к топливам по формированию гомогенной смеси, отпадают при внутреннем смесеобразовании с подачей топлива в конце сжатия, так как оно сгорает по мере подачи в цилиндр. В то же время топливо дол», но обладать способностью за очень короткий промежуток времени (примерно 1 мс) образовать горючую смесь. Водород, обладая высокой скоростью диффузии, в этом отношении пред, ставляет собой прекрасное топливо. Однако, так как данный способ смесеобразования может быть реализован в сочетании с принудительным зажиганием, могут возникнуть определенные трудности в четком согласовании момента зажигания и момента подачи водорода. Кроме того, могут иметь место определенные проблемы, связанные с аппаратурой впрыска водорода под высоким давлением вследствие его низкой плотности и сжимаемости.
В газотурбинных двигателях из-за большого расхода топлива сгорание водорода должно происходить непрерывно в любых условиях, причем с предварительно смешанными пламенами. При применении водорода, имеющего значительно большую диффузионную способность, так же, как и при использовании углеводородных топлив, целесообразным является внут реннее смесеобразование, которое обеспечивает быструю и высокую гомогенизацию смеси в зоне сгорания.
Особенности рабочего процесса двигателей, работающих на водороде, определяются главным образом свойствами водородовоздушной смеси, а именно: пределами воспламенения, температурой и энергией воспламенения, скоростью распространения фронта пламени, расстоянием гашения пламени. Все зти свойства у водорода на порядок лучше, чем у углеводородных топлив (табл. 2).
Пределы воспламенения. Пределы изменения составов топливовоздушных смесей, при которых возможно их воспламенение и сгорание, называют пределами воспламенения и оценивают либо в объемных долях содержания топлива в смеси, либо коэффициентом избытка воздуха. Пределы воспламенения определяются экспериментально и их значения зависят от метода определения и условий эксперимента.
Объемная доля нижнего предела водородовоздушной смеси при нормальных условиях составляет 0,04—0,1, верхнего — 0,7—0,8 [22], для бензина соответственно — 0,014—0,024 и 0,04—0,08 [72], для метана — 0,05—0,06 и 0,127—0,150 [22]. При пересчете объемных долей на коэффициент избытка воздУ' ха получаются следующие пределы воспламенения: для водорода а = 0,15 4- 10; для бензина а = 0,27 4- 1,7; для метана а = 0,65 4- 2,0. С повышением температуры (рис. 1) пределы воспламенения расширяются в обе стороны, в то же время воз
12
растание давления практически не оказывает на них влияния [22].
С точки зрения моторных свойств топлива наибольший интерес представляет нижний предел воспламенения, так как он позволяет оценить степень эффективного обеднения топливовоздушной смеси и определяет способ регулирования двигателя. Для водорода он в несколько раз выше, чем для углеводородных топлив. Даже при низких температурах возможно качественное регулирование мощности двигателя, что позволя-
Рис. 2. Температура воспламенения водорода по Преттру:
1 — водород и смесь О8 4- СО2 X X (О2 ; СО2 = 0,213 0,79); 2 — водород н смесь О2 + Аг (О2 ; Аг = 0,21 5 0,79); 3 — водород -|- воздух; 4 — водород 4-4~ смесь О2 N2 (О2 ? N2 =11 1).
ет получить высокую топливную экономичность по сравнению с бензиновым двигателем в широком диапазоне нагрузок и частот вращения.
Рис. 1. Зависимость между температурой и пределом воспламенения водорода в воздухе,-
/ — верхний предел; 2 — ннжннй предел.
Температура воспламенения. Под температурой воспламенения понимают температуру, при которой смесь после огрз-Дёленного воздействия воспламеняется и продолжает гореть Наиболее точные данные по температурам воспламенения водородовоздушных смесей можно найти у В. Поста [22].
Значения температур воспламенения для водородовоздушной смеси вблизи стехиометрического состава колеблются в широких пределах в зависимости от метода и условий исследования. Как видно из табл. 3, максимальное отклонение результатов превышает 500 °C, поэтому указать пределы температур воспламенения, соответствующие условиям воспламенения в ДВС, весьма трудно. Наиболее близкими, вероятно, следует считать температуры, полученные Диксоном и Крофтом по методу адиабатического сжатия. Они показали, что с уменьшением концентрации водорода в воздухе температура воспла
13
менения понижается. Это же подтверждается и результатами исследований Преттра [22] (рис. 2).
Определенное влияние на температуру воспламенения водо-родовоздушной смеси оказывает давление, при котором она находится. Зависимость температуры воспламенения от давления (рис. 3), полученная Диксоном по методу смешения предварительно подогретых газов в концентрических трубках, показы-
Таблица 3. Температура воспламенения водородовоздушной смеси [22]
Номер метода	Автор	Объемная доля Н2 в смё-си, %	Температура воспламенения, °C	Примечание
1 2	Эм их Маллар и Ле-Ша-	28,5	609	—
2	телье Таффанель и Ле-	28,5	550	Объем сосуда
2	Флош Таффанель и Ле-'	28,5	590	350 см®
	Флош	28,5	625	Объем сосуда 9 см8
2	Преттр.	29,7	467	Объем сосудов 24 и 1000 см3
3	Диксон и Урофтс	28,5	571	—
3	Тизар	Нет свед.	410	—
4	Хольм	» »	470	
4	Диксон	» »	630	Время индукции 0,5 с
4а	Блох	30	608	Сухая смесь
4а	Блох	30	613	Влажная смесь
5а	Гольдман	Нет свед.	580—590	—
6	Мак Дэвид	29	700	—
6	Уайт и Прайс	. 27	715—860	—
7	Сильвер	20	930	Диаметр шарика 0,2 см
7	Сильвер	Нет свед.	800	Диаметр шарика 0,5 см
вает, чю при снижении давления ниже 0,1 МПа температура воспламенения резко падает, а при давлении ниже 0,01 МПа воспламенение вообще оказывается невозможным.
Большие периоды индукции, полученные Диксоном, по мнению В. Поста, определяются не столько химическими процессами, сколько качеством смесеобразования. Подтверждением этому могут служить данные Преттра и ряда других авторов, которые при весьма тщательных исследованиях водородовоздушных смесей не смогли обнаружить заметных периодов индукции.
На основании анализа, проведенного выше, точно установить температуру воспламенения водородовоздушных смесей не представляется возможным, но можно оценить пределы, в ко-
14
тОрых она изменяется. При давлении р' = 0,1 МПа интервал
Рис. 3. Зависимость температуры воспламенения водорода в смеси с сухим воздухом от давления (цифры на кривых — период индукции в секундах).
описывается формулой [35]
„	8600
П « 1(Г	-Т~
Тин — р &	,
где тив выражено в секундах, а р — в атмосферах. При температурах 1500—2500 К значение т колеблется в интервале 1— ‘О мкс.
Энергия воспламенения. При организации рабочего процес-са с воспламенением от искры большой интерес представляет ’Сергия воспламенения топливовоздушной смеси, величина ко-:'Фой зависит от состава. Максимальное значение энергии соответствует границам воспламенения, а минимальное — стехиометрическому составу. На рис. 4 показана зависимость Сергии воспламенения различных топлив от коэффициента избытка воздуха, из которой следует, что при стехиометриче
1в
ском составе энергия, необходимая для воспламенения водорода, примерно в десять раз ниже той, которая необходима для углеводородных топлив, и составляет всего лишь 0,02 мДж
Столь низкая энергия воспламенения, вероятно, является основной причиной неконтролируемого воспламенения водородовоздушной смеси в двигателях, обусловленного остаточны
Рис. 4. Зависимость энергии воспламенения топливовоздушных смесей от коэффициента избытка воздуха:
/ — метан; 2 — пропан; 3 — гексан; 4 — водород.
ми газами, а также горячими точками камеры сгорания (электрод свечи зажигания, выпуск-
Рнс. 5. Зависимость скорости распространения фронта пламени в топливовоздушных смесях от коэффициента избытка воз-
ной клапан, острые кромки на поверхности камеры сгорания) и нагароотложением. Это потре-
духа:
1 — Н2 + О2 (ламинарное пламя): 2 — водород 4- воздух (бомба); 3" Н2 И- воздух (ламинарное пла’ мя); 4 — бензин 4- воздух (бомба); 5 — бензин 4- воздух (ламииарн°е пламя).
бует дополнительных мероприятий по предупреждению неконтролируемого воспламенения. В то же время низкая энергия воспламенения в широких пределах коэффициентов и3' бытка воздуха позволит использовать существующие системы зажигания при переводе бензиновых двигателей на водород
с качественным регулированием мощности.
Скорость сгорания. Скорость сгорания топливовоздушных смесей зависит от их физико-химических свойств и условй11 сгорания. Определяется скорость сгорания скоростью перем6' щения фронта пламени, На рис. 5 приведены зависимости ско-
16
роста распространения фронта пламени бензовоздушной, водородовоздушной и водородокислородной смесей различного состава от коэффициента избытка воздуха при нормальных условиях и в бомбе. Максимальное ее значение достигается при а, = 0,6 -4- 0,7, а при стехиометрических составах скорость пламени в водородовоздушной смеси в 2—3 раза выше, чем в бензовоздушной.
На основании имеющихся данных для углеводородных топлив о влиянии турбулизации на скорость сгорания топливо-
Таблица 4. Характеристики процесса сгорания в водородном ДВС
Характеристика	а				
	1.0	1,37	1.9	2,47	3,1
Период индукции, мс	0,75	1	2	2,5	3,2
Средняя скорость сгорания, м/с	114	85	42,5	34	26,6
воздушных смесей можно полагать, что скорость сгорания водородовоздушной смеси в условиях двигателя может достигать 100 м/с. Приближенная оценка скорости сгорания водородовоздушной смеси в двигателе была получена автором данной работы на основании обработки индикаторных диаграмм. При этом было сделано допущение, что процесс протекает лишь на участке видимого сгорания и заканчивается в точке максимального давления цикла по индикаторной диаграмме. Средняя скорость подсчитывалась исходя из формы камеры сгорания и места установки свечи зажигания. Результаты подсчета, сделанные на большом количестве индикаторных диаграмм, показывают (табл. 4), что вблизи стехиометрического состава средняя скорость сгорания достигает 115—120 м/с. Это в 3—4 Раза выше, чем в бензиновом двигателе при а — 0,85.
Исследования, выполненные во Всесоюзном научно-исследовательском институте газа К. И. Генкиным [15] на двигателе с прозрачной камерой сгорания, показывают, что в случае сгорания топливовоздушной смеси, состоящей из водорода и воздуха в стехиометрически необходимых количествах, скорость сгорания может достигать указанных выше величин.
Высокая скорость сгорания водородовоздушных смесей, с одной стороны, должна оказывать положительное влияние на повышение эффективности рабочего процесса, а с другой стороны, может приводить к очень высоким скоростям нарастания Давления в цилиндре двигателя, что нежелательно.
Расстояние гашения пламени. Толщина пристеночного слоя Допливовоздушной смеси, в котором происходит обрыв цепей 2 3—1266	17
реакции окисления вследствие дезактивации активных'центров на поверхности камеры сгорания, называется расстоянием гашения пламени. Этот показатель позволяет оценить объем зоны неполного сгорания в пристеночном слое. От величины расстояния гашения пламени в значительной степени зависит выброс углеводородов с отработавшими газами при работе на углеводородных топливах.
Расстояние гашения пламени для бензина и водорода составляет соответственно 0,25 и 0,06 см (см. табл. 2). Небольшое значение расстояния гашения пламени для водорода существенно сокращает зону неполного сгорания, причем полноценное горение происходит в вытеснителях и даже в зазоре между цилиндром и поршнем над первым поршневым кольцом, что также увеличивает эффективность процесса сгорания.
2.	ОСНОВНЫЕ РЕАКЦИИ И РЕАКЦИОННАЯ КИНЕТИКА
Водород образует соединения со всеми химическими элементами, кроме инертных газов. Несмотря на это, он вследствие высокой энергии диссоциации имеет малую реакционную способность и в большинстве случаев необходимы высокие температуры или воздействие катализаторов, чтобы реакция могла протекать достаточно быстро. При комнатной температуре даже с кислородом в отсутствии катализатора реакция не протекает [22].
Если же атомарный кислород, полученный в тлеющем разряде, вводить при комнатной температуре и давлении 0,1 МПа в поток водорода, то образуется небольшое количество Н2О. Тем не менее при 90 К реакция не происходит. Наоборот, если в поток кислорода добавить атомарный водород, то даже при температурах ниже 193 К наряду с Н2О можно обнаружить Н2О2. Считается маловероятным, чтобы реакция с образованием Н2О2 протекала гомогенно, более вероятным является протекание реакции у стенок.
Реакция водорода с кислородом воздуха при комнатной температуре может идти только в присутствии катализатора. Так, например, при пропускании Н2 через платиновую трубку возгорание водорода в воздухе происходит при комнатной температуре. Наряду с платиной каталитическое воздействие могут оказать и некоторые другие металлы, но при более высоких температурах.
Реакция между кислородом и водородом является разветвленной цепной. При этом в результате начальных реакций образуются активные центры — свободные атомы, или так называемые радикалы, которые могут поддерживать дальнейшее про-
18
,зКание реакции. В настоящее время считается, что окисление юдорода начинается с реакции
Н2 + О2-> ОН + ОН (начальная реакция). (1.1) Каждый из обоих образовавшихся радикалов ОН может [алее участвовать в реакции по уравнению
ОН Н2 -> Н2О + Н (цепная реакция) (1.2) j давать новую активную частицу — атом водорода Н. Путем реакции с молекулой кислорода этот атом по уравнению
О2 + Н -> ОН + О (разветвление цепи) (1.3)
образует еще две активные частицы, которые могут реагировать ао уравнению (1.2) или по уравнениям
О + Н2 -> ОН + Н (разветвление цепи);	(1.4)
О 4- Н2О ->• ОН + ОН (разветвление цепи).	(1.5)
Одновременно с указанными реакциями могут также идти и другие, но их значение в общем развитии процесса несущественно, хотя при определенных условиях, например постоянной температуре и давлениях до 0,5 кПа, они могут привести к обрыву цепной реакции. Это реакции рекомбинации на стенках:
Н + Н -> стенка -> Н2;
О + О -> стенка -> О2;
ОН + ОН -> стенка -> Н2О2.
(1.6)
Таким образом, активные центры выходят из реакции. Если и:е при Т — const повышать давление, скорость образования активных центров превысит скорость реакции рекомбинации, определяемой диффузией, и произойдет взрыв. С дальнейшим повышением давления снова наступает область сгорания без взрыва, обрыв цепи в газовой фазе происходит по уравнению
Н + О2 + М-> Н2О-ЬМ.	(1.7)
Здесь М может быть любой нейтральной молекулой и долж-На, в зависимости от типа молекулы, поглощать избыточную знергию образовавшейся Н2О. Хотя Н2О по своей химической структуре также считается радикалом, она настолько химически инертна, что время ее существования достаточно велико, чтобы диффундировать к стенке и там дезактивироваться.
С дальнейшим увеличением давления процесс диффузии Замедляется, радикал Н2О приобретает функцию центра, несущего цепь, и может образовать необходимые для взрывного сторания переносчики цепей по уравнениям
Н2О + ОН-> Н2О2 + Н;	(1.8)
Н2О2 4-М-> ОН + ОН + М.	(1.9)
2»
19
На рис. 6 показан характер протекания реакции Н2 4- о в различных условиях.	2
Описанный выше механизм реакции кислород — водород справедлив только для чистой смеси На + Оа и отводит при-сутствующему в воздухе азоту роль инертного газа, не принимающему участия в реакции.
Наличие оксидов азота в продуктах сгорания водорода с воздухом свидетельствует о том, что это не так. Атомарный
Р, кПа
Рис. 6. Диаграмма температура — давление термической реакции водород — кислород.
кислород вступает в реакцию с азотом по уравнению
O + N2->NO + N (1.10) и образует оксид азота и атом азота. Атом азота реагирует с молекулой кислорода:
Оа + N NO + О,
ни по Эбериусу ^давление 3,2 МПа, константа скорости реакции К, = 6 • 8 - 1013 X v руп /75400)	,	).
X ехр ___ см/моль • с • \ 1\ 1 /	/
/ — экспериментальные данные; 2 — расчетные данные
(1.П)
давая снова оксид азота и атом кислорода, которые опять могут принимать участие в реакции (1.10) (механизм Зельдовича)-X. Ньюхолл и С. Шейд 176Э показали, что образование NO про; исходит главным образом в зоне позади фронта пламени; в этой же работе приведены данные о скорости образования NO в бедных и стехиометрических пламенах. Г. Эбериус [54] на основании данных о равновесии и кинетике рассчитал концент
20
рацию NO в пламени (рис. 7). Максимум концентрации окиси азота соответствует а да 0,8. На основании этих данных следует, что уровень оксидов азота в водородном двигателе при работе на смесях, близких к стехиометрическому составу, будет довольно высок.
Основным продуктом сгорания водорода в воздухе является вода. Из химических ее свойств прежде всего следует отметить большую устойчивость молекул по отношению к нагреванию. Однако при температурах выше 1000 °C водяной пар начинает заметно диссоциировать на водород и кислород:
2Н2О г* 2Н2 + О2 — 571,8 кДж.
Так как этот процесс происходит с поглощением тепла, то, согласно принципу Ле-Шателье, с повышением температуры равновесие должно сдвигаться вправо. Однако даже при температуре 2000 °C степень диссоциации незначительна и не превышает 1,8 % [22].
Другим продуктом сгорания водорода является перекись водорода, но она образуется в небольших количествах и может быть легко разложена каталитически.
3.	ПРЕДПОСЫЛКИ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ВОДОРОДА
В КАЧЕСТВЕ ТОПЛИВА
ДЛЯ АВТОМОБИЛЬНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Моторные свойства водорода позволяют сделать некоторые предположения о возможности и целесообразности применения водорода в качестве топлива для современных автомобильных двигателей.
Широкие концентрационные пределы сгорания водорода в воздухе (а = 0,15 4- 10) дают возможность перейти к качественному регулированию двигателей, работающих по циклу Отто. Применение качественного регулирования значительно снизит насосные потери, что в сочетании с другими факторами (улучшением полноты сгорания, превосходным смесеобразованием и стабильностью состава смеси по цилиндрам) может существенно повлиять на увеличение эффективного КПД двигателя.
Известно, что степень совершенства любого двигателя определяется тем, насколько его реальный цикл соответствует теоретическому. Для ДВС с искровым зажиганием, работающих По Циклу с-подводом тепла при постоянном объеме, это соответствие определяется скоростью сгорания, так как теоретический Цикл предполагает мгновенный подвод тепла, т. е. бесконечную скорость сгорания. В этом плане реальный цикл двигателя_при
21
работе на водороде намного ближе к теоретическому, чем при работе на любом углеводородном топливе.
Широкие концентрационные пределы и высокая скорость сгорания водорода в воздухе дают возможность организовать качественное регулирование рабочего процесса двигателя, при этом даже на полной нагрузке коэффициент избытка воздуха ниже единицы использовать нецелесообразно. Сравнивая КПД бензинового двигателя, для которого оптимальный коэффициент избытка воздуха равен 0,85—0,9, и водородного двигателя, можно отметить, что теоретически КПД последнего должен быть на 10—15 % выше. На частичных нагрузках в двигателе с количественным регулированием значительное влияние на снижение КПД оказывает дросселирование, этого можно избежать в водородном двигателе при качественном регулировании.
Наряду с указанным определенное положительное влияние на КПД водородного двигателя может оказать меньшая теплоотдача в стенки камеры сгорания вследствие более низкой излучательной способности водородного пламени по сравнению с углеводородным.
Высокие скорости сгорания водородовоздушной смеси в широком диапазоне коэффициентов избытка воздуха дают гарантию стабильного протекания рабочего процесса на всех режимах работы двигателя, однако при сгорании смесей, по составу близких к стехиометрическому за счет очень высокой с :о-рости сгорания возможно резкое увеличение скорости нарастания давления в цилиндре по сравнению с циклом на бензине. Это в свою очередь предполагает более высокую максимальную температуру цикла водородного двигателя.
Более высокие температуры цикла и наличие свободного кислорода в камере сгорания (а = 1,0 -s- 1,15) на режимах полных нагрузок водородного двигателя должны способствовать более интенсивному образованию оксидов азота, чем в бензиновом двигателе. Однако на частичных нагрузках за счет качественного регулирования (а > 1,5) возможно резкое снижение эмиссии оксидов азота до незначительного уровня. Наличие каких-либо других токсичных веществ в отработавших газах водородного двигателя практически исключается. Это предполагает возможность создания экологически чистого автомобильного двигателя.
Учитывая широкие концентрационные пределы и высокую скорость сгорания водорода и его высокий коэффициент диф' фузии, он может быть использован в качестве добавки, инициирующей процесс сгорания бедных углеводородовоздушных смесей.
Применение водорода в качестве дополнительного топлива
22
для бензиновых автомобильных двигателей открывает возможность принципиально нового подхода к организации рабочего процесса. При минимальной модификации современного бензинового двигателя, касающейся в основном системы питания, можно значительно повысить его топливную экономичность и резко снизить уровень токсичности отработавших газов.
Рис. 8. Сравнение способов хранения водорода и бензина:
1 — бензиновый бак; 2 — криогенный бак для LH2; 3 — гндриДный ак« кумулятор для FeTiH^; 4 ~ баллоны высокого давления (40 МПа); 5 бак для Н2 прн нормальных условиях.
Обсуждая возможности применения водорода для автомобильных двигателей, нельзя обойти такой важный вопрос, как хоанение водорода на транспортном средстве.
В отличие от стационарных потребителей энергии и электрического транспорта, связанного с линией электропередачи, большинство транспортных средств требует аккумулирования и транспортировки на борту значительного количества энергии, необходимой для их движения. Сегодня задача аккумулирования энергии решается в основном за счет транспортировки на борту жидких углеводородных топлив.
Водород, в отличие от углеводородных топлив, имеет очень низкую плотность и при атмосферных условиях может существовать только в газообразной фазе. Это ставит проблему компактного хранения его на транспортном средстве, в частности На автомобиле.
23
В настоящее время известны три принципиально различных способа хранения водорода: газообразного— в баллонах высокого давления, жидкого — в криогенном баке и в связанном состоянии — в виде гидридов некоторых металлов и сплавов. Особенности каждого из этих методов будут рассмотрены ниже.
На рис. 8 показано сравнение массовых и объемных характеристик всех трех методов хранения водорода с традиционным хранением бензина, при этом масса и объем бензинового бака приняты за единицу.
Хранение водорода в баллонах высокого давления (имеются баллоны на 15 МПа, экспериментальные на 40 МПа) неприемлемо вследствие большой массы и чрезвычайно большого объема. В будущем возможно уменьшение массы при использовании новых материалов, например пластмасс, армированных углеродным волокном, однако громоздкость и большие энергозатраты на компримирование водорода ставят под сомнение возможность применения такого метода его хранения.
Наилучшие массовые показатели имеет криогенная система хранения водорода, однако большая часть массы приходится на пустой резервуар. Относительно большой объем требует значительного изменения кузова автомобиля и уменьшает его полезный объем. Кроме того, сложность обращения с жидким водородом, высокая взрывоопасность в случае столкновения автомобилей и большие энергозатраты на сжижение водорода делают проблематичным применение этого метода хранения водорода на автомобильном транспорте.
Наиболее приемлемым является хранение водорода в связанном состоянии в гидридах некоторых металлов и сплавов. В зависимости от применяемого металла или сплава доля сорбированного водорода может составлять от 2 до 10 % массы гидрида. Гидрид FeTiHx, применяющийся на ряде экспериментальных автомобилей (см. рис. 8), находится на нижней границе по сорбционной способности, однако объем системы хранения водорода на его основе близок к объему бензобака. Главным недостатком гидрида остается его относительно большая масса на единицу энергии.
Несмотря на существенные недостатки систем хранения водорода, нельзя говорить о том, что применение водорода на транспорте невозможно. По сравнению с электрическими аккумуляторами гидридные аккумуляторы водорода можно считать более совершенными. Уже в настоящее время они могут с успехом применяться при использовании водорода в качестве добавки к углеводородным топливам для транспортных двигателей.
Глава вторая
ЭНЕРГОЭКОЛОГИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
ВОДОРОДНОГО ДВС
Энергоэкологические показатели ДВС существенно зависят от применяемого топлива. Объективно оценить эти показатели можно путем анализа термодинамических параметров рабочего тела на различных стадиях рабочего процесса. С этой целью были выполнены расчеты теоретического цикла ДВС с учетом равновесного состава продуктов сгорания на водороде, смеси бензина с водородом в различных соотношениях и на бензине в широком диапазоне коэффициентов избытка воздуха и степеней сжатия.
1. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТЕОРЕТИЧЕСКОГО ЦИКЛА
В качестве теоретического цикла был принят необратимый цикл, включающий адиабатическое сжатие идеальной газовой топливовоздушной смеси, адиабатическое сгорание при постоянном объеме до равновесного состава продуктов сгорания, адиабатическое расширение продуктов сгорания.
Максимальная температура в камере сгорания современного ДВС с внешним смесеобразованием может достигать 3000 К при давлении 6—8 МПа. При таких температурах возможна значительная диссоциация продуктов сгорания, которая оказывает существенное влияние на процесс сгорания, в частности на температуру и состав продуктов сгорания и в конечном счете на эффективные показатели двигателя. Поэтому при расчете процессов сгорания и расширения в теоретическом цикле необходимо учитывать реакции диссоциации и рекомбинации продуктов сгорания.
В качестве основных уравнений математической модели приняты: система уравнений диссоциации, уравнения сохранения энергии и вещества и уравнение состояния идеального газа.
При расчете теоретического цикла с учетом равновесного состава диссоциированных продуктов сгорания были приняты следующие основные допущения: 1) топливовоздушная смесь и продукты сгорания представляют собой идеальную систему,
25
w подчиняющуюся уравнению состояния идеального газа и находящуюся в физико-химическом равновесии; 2) теплоемкости компонентов диссоциированной газовой смеси, их энтальпии и константы равновесия, являясь функциями температуры не зависят от давления; 3) горение протекает изоэнтропийной характеризуется однородностью параметров во всем объеме камеры сгорания и полным тепловыделением.
Учет влияния диссоциации продуктов сгорания проводился на основании известных методов расчета параметров химической равновесной смеси идеальных газов [1]. В общем виде биомолекулярная реакция диссоциации может быть записана следующим образом:
Й2Н2 Т7— @3^3 4* Й4Д4,	(2-1)
где Aj — компонент продуктов сгорания; я,- — стехиометрический коэффициент.
Согласно условию химического равновесия мольные концентрации компонентов должны удовлетворять уравнению
=	(2.2)
гдеС,- — мольная концентрация /-го компонента; Кс (Г) — константа равновесия обратимой реакции в функции температуры.
Выражение вида (2.2) представляет собой основное уравнение диссоциации. Для гомогенной диссоциированной смеси продуктов сгорания число таких уравнений определяется ее составом и может доходить до десяти и более. При сгорании бензина или смеси бензина с водородом состав равновесной смеси продуктов сгорания может быть представлен из следующих одиннадцати основных компонентов: N, О, Н, N2, О2 Н2, NO, ОН, СО, СО2, Н2О, между которыми могут протекать семь обратимых реакций:
СО2 СО 1/2О2; Н2О Н2 + 1/2О2, Н2О ОН -|-
+ V2H2; %N2 + V2O3 NO; H2 2H;
O2 20; N2 <> 2N.	(2.3)
Поставим системе уравнений (2.3) в соответствие стехиометрическую матрицу S размерностью 7x11, каждый элемент которой Skj является стехиометрическим коэффициентом /-го
вещества в /г-й реакции, тогда
0	0	0 0	—0,5	0	0	0 — 1 1 0
0	0	00	—0,5 —1	0	0	001
0	0	0 0	0	— 0,5	0 — 1	0 0 1
0	0	0 0,5	0,5	0	—1	0	0 0 0 (2.
26
00—200	1	00000
0—2001	0	00000
—20010	О	00000
Логарифмируя уравнения равновесия (2.2) для каждой из реакций системы (2.3), получаем систему линейных уравнений относительно логарифмов мольных концентраций компонент смеси
-SX = К (Т),	(2.5)
где X — вектор логарифмов мольных концентраций компонентов смеси; К (Т) — вектор логарифмов констант равновесия соответствующих реакций как функция температуры.
Система (2.5) представляет собой систему семи линейных уравнений относительно одиннадцати неизвестных X. Четыре недостающих уравнения могут быть получены из условия постоянства количества атомов О, Н, С и N в диссоциирующей смеси при любых химических превращениях.
Для получения этих условий введем матрицу L, каждый элемент которой 1ц есть количество атомов /-го вида в /-м компоненте смеси.
В рассматриваемой системе компонентов продуктов сгорания матрица (2.4) примет вид
0	1	0 0	2 0	1 1	I	2	1	
0	0	1 0	0 2	0 0	0	0	2	
0	0	0 0	0 0	0 0	1	1	0	(2.6)
1	0	0 2	0 0	1 0	0	0	0	
Тогда выражение для массовой доли					/-ГО	элемента в		составе
смеси будет иметь вид								
	! =	11	ijpi Mi ’	i =		• •>	4,	(2.7)
где Э{ — атомная масса i-го элемента; М, — молекулярная масса j-го компонента реагирующей смеси; gt — массовая доля /-го компонента в газовой смеси.
Разделив обе части выражения (2.7) на Э(, получим основное соотношение, являющееся инвариантом реагирующей смеси:
-§-==£ const, * = Ь •••» 4«	(2-8)
27
которое с учетом взаимосвязи между массовыми долями и мол; ними концентрациями компонентов
может быть приведено к виду	Л
Z=1.......4> I
или в матричной форме	"
LC = pg,	(2.9)
где р — плотность смеси; g = -|1-; отношение G;/3Z определяется исходя из известного начального состава топливовоздушной смеси.
Таким образом, получаем систему 22 уравнений (2.5) и (2.9) относительно 22 неизвестных (С и X), описывающих равновесное состояние диссоциированной смеси продуктов сгорания при заданной температуре. Учитывая уравнение связи между С и X (Ct = ех’ ), представляется возможным исключить одиннадцать неизвестных (либо С, либо X) и свести задачу определения состава продуктов сгорания к решению нелинейной системы одиннадцати уравнений относительно одиннадцати неизвестных. Численные эксперименты показали, что решение относительно параметров X достигается существенно проще и система уравнений для определения состава продуктов сго4 рания сводится к следующему виду:	|
Lex = pg;	i
SX = K(T),	(2.10)
где ex — вектор, компонентами которого являются величины 1ц.
Решать систему уравнений (2.10) при фиксированных температурах и плотности вследствие ее нелинейности и достаточно большой размерности целесообразно численными методами. Использование метода Ньютона для решения приводит к следующей итерационной схеме, сводящейся в основном к решению системы линейных уравнений относительно поправок ДА:
л '	J
л. + цлц-о,
где Fk — вектор невязок на /г-м шаге на основании системы, (2.Ю)	|
и*и=
t/fe-Ps I
SXk-k(T) •
29
Последовательность приближений строится по схеме
l|x*+1|| = ™ + W
Точность решения и сходимость контролируется значением
Ф* = S l(W
/=1
Зависимость логарифмов констант равновесия от температуры принимаются в виде
Kf(T) = Ak--%-, £=1, ...,7.	(2.П)
Ниже представлены численные значения коэффициентов Ак и Вк для системы реакций (2.11):
Л	4,280	3,044	3,747	0,650	6,400	7,035	7,10
В-10-5	0,1426	0,132	0,1506	0,0471	0,240	0,2685	0,505
Решение полученной системы уравнений химического равновесия позволяет получить состав диссоциированных продуктов сгорания в любой точке рабочего процесса при фиксированных значениях температуры и плотности. Для расчета температуры было использовано уравнение сохранения энергии для адиабатной системы в дифференциальной форме
dU=—pdV,	(2.12)
где U — полная внутренняя энергия газовой смеси, представляющая собой функцию температуры и состава,
U(gT)= S gjUitn.	(2.13)
/=1
Здесь Ut (Т) — полная внутренняя энергия j-ro компонента как функция температуры,
Ui(T) = Ii(T)-RiT,	(2.14)
гДе Ij — полная энтальпия; Rj — газовая постоянная j-ro компонента.
Зависимости полных энтальпий компонентов топливовоз-Душной смеси от температуры могут быть представлены в виде полиномов седьмой степени [1]
ff(T) = /0/ + f Asir,	(2.15)
S=1
где iOj — химическая энергия j-ro компонента; Atl — коэффициенты аппроксимирующих полиномов.
29
Поскольку полная внутренняя энергия подсчитывается путем численного интегрирования дифференциального уравнения (2.12) на линии адиабатического сжатия заряда, то уравнение (2.13) совместно с системой уравнений (2.10) можно использовать для определения температуры продуктов сгорания. При этом следует учесть, что уравнение (2.13) позволяет получить значение температуры при заданном составе продуктов сгорания, который в свою очередь определяется на основании системы уравнений (2.10). Это предопределяет следующую итерационную процедуру определения температуры и состава продуктов сгорания при заданных значениях V и U:
1.	Задаемся начальным приближением состава продуктов сгорания.
2.	Из уравнения (2.13) находим начальное приближение температуры продуктов сгорания.
3.	Используя метод Ньютона, уточняем состйв продуктов сгорания при полученной температуре.
4.	Полученный состав продуктов сгорания принимаем за начальное приближение и повторяем изложенную выше процедуру до сходимости по температуре и составу в пределах заданной точности.
Переход к последующей точке на линии расширения продуктов сгорания осуществляется на основании разностной аппроксимации дифференциального уравнения (2.12) и уравнения состояния газа, которое используется для определения давления. В качестве начальных приближений состава и температуры продуктов сгорания принимаются вычисленные выше значения указанных величин на предыдущем шаге.
Приведенная методика позволяет получить сведения о параметрах продуктов сгорания многокомпонентных топливовоздушных смесей. С помощью данного метода, автором работы с группой сотрудников был выполнен расчет состава продуктов сгорания и показателей теоретического цикла поршневого ДВС с изохорным подводом теплоты при использовании в качестве топлива бензина, водорода и бензоводородиой смеси, содержащей от 0,05 до 0,9 массовых долей суммарного состава топлива. Расчет проводился на ЭВМ БЭСМ-6 для изохорного горения топливовоздушных смесей с коэффициентом избытка воздуха а = 1 ~ 5 с шагом 0,1 —0,5. Широкий диапазон состава топливовоздушных смесей позволил выявить влияние как типа топлива, так и избытка окислителя на энергетические параметры теоретического цикла и состав продуктов сгорания.
3Q
2. СОСТАВ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
В процессе сгорания под действием высоких температур происходит термическая диссоциация (распад) сложных молекул на более простые молекулы, радикалы и атомы. При этом диссоциация сопровождается затратами энергии на разрыв молекулярных связей и увеличением энергии продуктов распада, что ведет к снижению максимальной температуры и полезного тепловыделения в циклах ДВС.
Вследствие диссоциации в составе рабочего тела увеличивается количество легких одно- и двухатомных газов, в результате чего его молекулярная масса снижается. Поэтому в случае изохорного процесса сгорания диссоциация ведет к увеличению давления продуктов сгорания. В свою очередь повышение давления при горении подавляет все реакции, протекающие сувеличением числа молей, и ведет к рекомбинации, т. е. к соединению ранее диссоциированных молекул и атомов.
Таким образом, степень диссоциации продуктов сгорания определяется двумя основными факторами — максимальной температурой и степенью повышения давления. Безусловно, определяющим фактором является температура. Состав продуктов сгорания в общем случае обусловливается в основном химическим составом топлива и составом топливовоздушной смеси, т. е. коэффициентом избытка топлива. При диссоциации на него оказывают существенное влияние температура и давление процесса сгорания.
На рис. 9 показаны зависимости равновесного состава продуктов сгорания от коэффициента избытка воздуха а для бензоводородовоздушных смесей. Поле, ограниченное кривыми концентраций компонента, например NO, соответствует его концентрации в продуктах сгорания бензоводородовоздушных смесей различного состава. Расчеты проведены при степени сжатия е = 8,5 и начальных параметрах рабочего тела Т — = 320 К и р = 0,08 МПа. Равновесный состав продуктов сгорания водородовоздушной смеси содержит минимальное число компонентов. По мере убывания мольных концентраций при ® = 1 -г- 3 они располагаются в следующем порядке: NO, ОН, Н2) Н, О, N.
В составе продуктов сгорания бензоводородных смесей появляются оксиды углерода (СО и СО2), концентрация которых возрастает по мере увеличения доли бензина в комбинированном топливе, т. е. по мере увеличения отношения С/Н в элементарном составе условного топлива, достигая предельных значений в продуктах сгорания бензина. Образование оксида Углерода при сгорании бедных топливовоздушных смесей, Е состав которых входят углеродсодержащие топлива, являет-
81
ся следствием частичной диссоциации СО2, имеющей место пэд высоких температурах [20].
Согласно общепринятым положениям о термической приро. де образования оксида азота [21], эмиссия NO определяется максимальной температурой горения, концентрацией азота н
Рис. 9. Равновесный состав продуктов сгорания бензоводородовоздушных смесей (сплошные линии — 100 % водорода; штриховые — 100% бензина).
Рис. 10. Содержание радикалов в продуктах сгорания бензоводородовоздушных смесей (сплошные линии — 100 % водорода; штриховые — 100 % бензина).
кислорода в продуктах сгорания и не зависит от химической природы топлива (исключение составляют азотсодержащие топлива). При этом окисление азота происходит по цепному механизму:
N2 + О	NO + N — 316 кДж/моль;	(2.16)
N + О2	NO 4-0 + 136 кДж/моль.	(2.17)
Определяющей является реакция (2.16), скорость которой зависит от концентрации атомарного кислорода. В условиях, когда в продуктах сгорания содержатся пары воды, что особенно важно для топлив с малым отношением С/Н и водорода, механизм процесса образования оксида азота может быть комбинированным и включать наряду с реакциями (2.16) и (2.17) две другие реакции:
OH+N2 = NO + NH,	(2.18)
NH+O2 = NO + OH.	(2.19)
32
Однако основным механизмом термической эмиссии NO является реакция (2.16) через атомы кислорода. Это подтверждается результатами подсчета равновесного состава продуктов сгорания. Максимальная концентрация атомарного кислорода (рис. 10) в продуктах сгорания топливовоздушных смесей возрастает с увеличением доли водорода в топливе, достигая максимума в продуктах сгорания водородовоздушной смеси. Именно это обстоятельство в сочетании с более высокой температурой цикла определяет повышенный выход NO при сгорании водорода в воздухе (см. рис. 9).
Следует отметить имеющееся на первый взгляд противоречие: максимум температуры, сдвинутый в область несколько обогащенных смесей, что является следствием диссоциации [37], и экстремум NO, который имеет место при несколько обедненных смесях. Это кажущееся противоречие объясняется характером изменения концентрации атомарного кислорода, гидроксида (ОН) и атомарного азота в продуктах сгорания.
Таким образом, наличие свободного атомарного кислорода и других радикалов, участвующих в реакциях образования оксидов азота, в достаточных количествах имеет место только при а = 0,95	1,3. Поэтому в области а 1 образование NO
ограничено недостатком или полным отсутствием атомарного кислорода в продуктах сгорания, а в области а < 1,3 4- 1,5 — значительным снижением их температуры. В связи с этим экстремум по выходу оксида азота сдвигается в область коэффициентов избытка воздуха, соответствующих максимальным концентрациям атомарного кислорода. Это положение подтверждается экспериментальными исследованиями, согласно которым максимум концентраций NO в продуктах сгорания также наблюдается в слегка обедненных смесях.
Приведенные расчеты равновесных составов продуктов сгорания позволяют выявить влияние относительного количества водорода в условном составе бензоводородного топлива на содержание вредных компонентов в отработавших газах (ОГ). Увеличение доли водорода в топливе способствует снижению выхода СО при фиксированных значениях коэффициента избытка воздуха. Снижение СО является следствием как уменьшения концентрации углерода в топливе, так и образования °ксида углерода по реакции
СО + ОН = СО2 + Н,	(2.20)
которая является основной в цепном механизме окисления СО 120]. Поэтому концентрация СО в продуктах сгорания углерод-водержащих топлив в значительной степени зависит от концентрации гидроксида, доля которого резко возрастает с обогащением бензовоздушной смеси водородом (см. рис. 10).
3 3-1266
33
Увеличение доли водорода в составе условного топлива од. позначно ведет к увеличению содержания оксидов азота в продуктах сгорания, в результате чего с уменьшением отношения С/Н изоконцентрационные уровни NO смещаются в область более бедных смесей. Однако, учитывая возможность значительного расширения пределов сгорания топливовоздушных смесей, обогащенных водородом, в область бедных составов, представляется возможным достичь очень низких уровней или исключить полностью оксиды азота из ОГ.	,
1 5
3. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ	|
ТЕОРЕТИЧЕСКОГО ЦИКЛА	i
Энергетические показатели рабочего цикла ДВС в значительной мере определяются видом применяемого топлива. В случае применения водорода ввиду его низкой плотности, малого стехиометрического соотношения и уменьшения числа молей в процессе сгорания следует ожидать существенного отличия показателей цикла от показателей цикла при работе на бензине.
Рассмотренная методика анализа теоретического цикла позволяет определить не только равновесный состав продуктов сгорания, но и основные показатели цикла: максимальные температура Тг и давление рг, среднее давление рср и эффективность преобразования энергии топлива в механическую работу.
Механическая работа цикла определяется численным интегрированием в соответствии с соотношением утах	итах
Д=—- J P1(v)dv+ § p2(v)dv, (2.21) ymin	ymin	|
где Vmin и Утах — минимальный и максимальный удельный| объем смеси газов в цилиндре; рг (V) и (V) — давление га-| зов соответственно на линии сжатия и расширения.	)
Среднее давление цикла определяется на основании вычис-' ленной выше механической работы:	•>
Термический КПД теоретического цикла определялся в виде отношения
= /а (293К) - /п с (293К) ’	(2’23}
где /3 (293 К) — энтальпия заряда при стандартных условиях; /п.с (293 К) — энтальпия продуктов сгорания теоретического состава без учета диссоциации.
34
Расчетные зависимости максимальной температуры Тг и давлений цикла рг и рср от коэффициента а приведены на рис. 11 и 12. Характер изменения максимальной температуры цикла не зависит от вида топлива, а ее абсолютная величина возрастает по мере увеличения доли водорода в составе комбинированного топлива. Рост Тг является следствием снижения суммарной объемной теплоемкости продуктов сгорания и сменьшения их числа молей в
уменьшения их числа молей
Рис. 11. Зависимость максимальной температуры цикла от состава бензоводородовоздушных смесей.
Рис. 12. Зависимость максимального и среднего давлений Цикла от состава бензоводородовоздушных смесей.
Характер изменения максимальных цикловых давлений в зависимости от а соответствует характеру изменения объемной энергоемкости топливовоздушных смесей (Я3). Абсолютная величина рг снижается с обогащением бензовоздушной смеси водородом, особенно в области стехиометрического состава, где имеет место значительное уменьшение коэффициента молекулярного изменения р, и энергоемкости заряда. С обеднением В'ензовоздушных смесей происходит сближение состава продуктов сгорания и вследствие этого уменьшается различие в цик-л°вых давлениях, уже при а = 2 значение pz для всех топливных смесей практически одинаково.
Снижение энергоемкости Н3 с ростом количества водорода в топливовоздушной смеси ведет к уменьшению среднего давления и работы цикла. Наряду с энергоемкостью заряда на рср °пРеделенное влияние оказывает также коэффициент молекулярного изменения у.
<	Теоретический КПД цикла практически не зависит от вида
|	топлива, но существенно возрастает с обеднением топливовоз-
душной смеси в пределе, приближаясь к воздушному наиболее экономичному циклу (рис. 13).
0,25 0,5 1,0
o,s<~—
1,0 1,1 1,5 2,0	5 Д 5 X
Л
0,5
ОД-
1,0 V 1,5 2,0
Рис. 13. Зависимость теоретического КПД цикла (а) и коэффицие, та молекулярного изменения (б) от состава бензоводородовозду! них смесей.
Основные расчетные показатели теоретического цикла для бензоводородовоздушных смесей при а = 1 приведены в табл. 5, П1„ где ф — ----—--------массовая доля водорода в топливе.
/716 I* ^Нг
Полученные результаты отражают только качественную сторону влияния водорода в составе топливовоздушной смеси Таблица 5. Показатели теоретического цикла	d
Параметр	д					
	0	0,05	0.1	0,25	0,50	1 1
Н3, кДж/м8	3770	3741	3712	3626	3482	3190 |
Тг, К	2803	2818	2830	2868	2913	2916 I
Рг, МПа	7,06	7,00	6,84	6,5	6,25	6,22
РСп, МПа	1,46	1,42	1,40	1,31	1,24	1,18
	0,445	0,443	0,441	0,439	0,437	0,435
Н	1,072	1,040	1,005	0,957	0,905	0,855
на состав продуктов сгорания и показатели рабочего процесса, поскольку методика расчета не учитывает особенностей действительного процесса сгорания и теплообмена рабочего тела со стенками.
Экспериментальные исследования рабочего процесса показали существенное влияние водорода на характер процесса сгорания, поэтому при разработке расчетной модели, адекватной действительному рабочему процессу, необходимо учитывать закон выгорания топлива. Так как в настоящее время не представляется возможным точно описать процесс сгорания в ДВС на основе кинетики химических реакций, закон выгорания топлива в расчетном исследовании может быть описан в виде функциональной зависимости И. И. Вибе
-6,908	Г+1
Х=1— е	(2.24)
36
где ф — длительность процесса сгорания в заданный период времени, градус поворота коленчатого вала (град. п. к. в.);
— длительность процесса сгорания, град. п. к. в.; tn — показатель характера сгорания, определяемый экспериментально.
Показатели функции тепловыделения — это показатели реального процесса сгорания, они учитывают все особенности действительного рабочего процесса. Их зависимость от состава топливовоздушной смеси может быть определена только на основе экспериментальных исследований.
Путем обработки экспериментальных индикаторных диаграмм нами были получены эмпирические зависимости, связывающие параметры функции тепловыделения Вибе с составом бензоводородовоздушной смеси.
Для состава смеси, близкой к стехиометрическому (а = = 1	1,05) и добавке водорода 10 % суммарного коли-
чества топлива
т = т0 — 0,12ф; <р2 = (<р2)0 + 0,085ф2 — 2,35ф;
9з=(93)о~Ф,	(2.25)
где 03 — момент начала горения, соответствующий углу опережения зажигания; т0, (<р2)0 и (03)о соответствуют процессу сгорания бензовоздушной смеси при а = 1 4- 1,05.
Для процесса сгорания бензоводородовоздушной смеси по нагрузочным характеристикам зависимости параметров функции тепловыделения описываются следующими выражениями;
In (д-р,8)-[-3.1
т = т0 + е 2,82	;
Фг = (Фг)о + З9,146е°’3“ —-59,2; 03 = (03)о + 15,2а— 18,9.
(2.26)
В качестве расчетной модели процесса сгорания была принята двухфазная модель с учетом гипотез о мгновенном перемешивании продуктов сгорания и их химическом равновесии в каждый момент времени. При этом закон выгорания задавался в виде приведенной выше зависимости.
Теплообмен со стенками в процессе сгорания и расширения приближенно может быть учтен по зависимости Нусельта — Брилинга с численными значениями коэффициентов, определенных для карбюраторного двигателя И. М. Лениным и А- Н. Костровым, а в процессе сжатия — показателем позитроны, принятым на основании экспериментальных данных.
Методика расчета теоретического цикла, дополненная моделью процесса сгорания и теплообменом со стенками, дала. в°зможность анализа действительного рабочего процесса в широком диапазоне составов бензоводородовоздушных смесей, фи этом результаты расчета хорошо совпадали с результат ами эксперимента.
г
t	Глава третья	i
РАБОЧИЙ ПРОЦЕСС
АВТОМОБИЛЬНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
НА ВОДОРОДЕ
И СМЕСИ БЕНЗИНА С ВОДОРОДОМ
Основными направлениями совершенствования ДВС на современном этапе являются снижение токсичности ОГ и повышение топливной экономичности. Опыт показывает, что все традиционные методы снижения токсичности, как правило, снижают экономические показатели двигателя.
Токсичность ОГ и топливная экономичность двигателей с искровым зажиганием, в частности бензиновых, определяются составом бензовоздушной смеси, т. е. коэффициентом избытка воздуха, который для данного типа двигателей изменяется в довольно малом диапазоне (0,8—1,2). Объясняется это узкими концентрационными пределами сгорания гомогенной бензовоздушной смеси.
Зависимость концентрации токсичных компонентов в ОГ бензинового двигателя от коэффициента избытка воздуха показана на рис. 14. Характер изменения концентрации основных токсичных компонентов обусловлен реакционно-кинетическими закономерностями. В области богатых смесей наблюдается значительный рост концентраций СО и СН вследствие недостатка кислорода для полного окисления топлива, в то же время этот фактор способствует снижению выхода оксидов азота. В области бедных смесей (а = 1,05 ~~ 1,1) СО не превышает десятых долей процента, СН — 0,03—0,04 %, а концентрация NO, достигает максимума. С дальнейшим увеличением коэффициента избытка воздуха снова возрастает концентрация СН в ОГ вследствие замедленного и неполного сгорания сильно обедненных смесей. Снижение температуры цикла с обеднением смеси способствует снижению концентрации оксидов азота-Следовательно, ни обогащением, ни обеднением бензовоздунг ной смеси в пределах а = 0,8 ~ 1,2 невозможно достичь оД' повременно малых концентраций всех токсичных компонентов. Выгодной зоной в этом плане является область, где а > 1,5, однако в обычном бензиновом двигателе нельзя полУ' чить такую степень обеднения топливовоздушной смеси-так как эта область находится за пр^,елами воспламенения бензовоздушной смеси. Применение схем двигателей с расслоенй'
38
ем заряда, хотя и позволяет достичь такого обеднения смеси, но, как правило, снижает топливную экономичность двигателя.
Реализация области, выгодной с точки зрения снижения токсичности ОГ и обеспечения топливной экономичности двигателя, возможна в случае применения топлив с широкими кон-
Рис. 14. Характер изменения концентрации токсичных компонентов в ОГ бензинового двигателя.
центрационными пределами воспламенения и высокими скоростями сгорания бедных смесей. Таким топливом может быть водород.
В последнее десятилетие в связи с резким ростом загрязнения воздушного бассейна продуктами неполного сгорания в тепловых двигателях и нехваткой моторных топлив, проявившейся в энергетическом кризисе 70-х гг., возврат к идее использования водорода в качестве моторного топлива вполне обоснован, поскольку водород позволяет решить обе эти проблемы. К настоящему времени в США, Японии, ФРГ, СССР и ряде Других стран проведен значительный объем работ — более 50 ДВС, в том числе более 20 автомобильных двигателей, переведены для работы на водороде или смеси бензина с водородом.
1. ОСОБЕННОСТИ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ДВС НА ВОДОРОДЕ
Перевод автомобильных ДВС с искровым зажиганием на водород сопряжен с рядом трудностей, связанных о Нарушением рабочего процесса. Это прежде всего обратные
39
7-1
«Ч
54
3:
2-
Рлс. 15. Схема водородного смесителя двигателя Дойж.
2
1ООО 2000	3000 п,мин'{
Рис. 16. Области протекания рабочего процесса на водороде:
1 — область устойчивой работы; 2 — область обратных вспышек; 3 — предел обеднения.

вспышки на впуске, высокая жесткость рабочего процесса и де|^ йОстями камеры сгорания и фазами газораспределения к^н-тонационноподобное сгорание, проявляющееся при состава водородовоздушной смеси, близких к стехиометрическому, Изучение причин, приводящих к нарушениям нормального протекания рабочего процесса, и разработка путей устранения такого рода нарушений являются важнейшими задачами при конвертации автомобильных ДВС на водород.
Обратные вспышки на впуске. Большинство работ по использованию водорода для ДВС проводилось в основном на двигателях с искровым зажиганием, за исключением работ Р. Эррена [55] и Де Боейера [53], в которых использовались двигатели с воспламенением от сжатия. Для ДВС с искровым зажиганием возможно применение внутреннего и внешнего смесеобразования. Наибольшее распространение для экспериментальных двигателей получило внешнее смесеобразование, поскольку оно может быть реализовано с помощью относительно простой аппаратуры питания и не требует источников водорода высокого давления. Однако при внешнем смесеобразовании, как отмечается в ряде работ [24, 49, 60, 70, 82, 85, 87], для составов водородовоздушной смеси при а <; 2,5 ~ 2,0 происходит нарушение рабочего процесса вследствие возникновения обратных вспышек на впуске.
При внешнем смесеобразовании водородовоздушная смесь формируется, как правило, в смесительном устройстве на входе во впускной патрубок. Одним из таких устройств является смеситель для восьмицилиндрового V-образного двигателя Додж (рис. 15), разработанный корпорацией энергетических исследований Р. Биллингса [47]. При таком способе смесеобразования перед впускным клапаном всегда находится гомогенная водородовоздушная смесь. Несмотря на то что температура воспламенения водородоваздушной смеси выше, чем смесей углеводородных топлив, в момент открытия впускного клапана возможно ее воспламенение, так как необходимая для этого энергия довольно низкая — 0,02 мДж, в то время как для бензина она равна 0,25 мДж. Поэтому причиной воспламенения водородовоздушной смеси могут быть те высокотемпературные источники, которые имеют место в бензиновом двигателе, но их энергия недостаточна для воспламенения бензовоздушной смеси. Источниками воспламенения могут быть горячие точки камеры сгорания: свеча зажигания, выпускной клапан, острые кромки, остаточные горячие газы или раскаленные твердые частицы продуктов сгорания в них. Возможно, воспламенение происходит в результате контакта свежей смеси с ОГ в период перекрытия клапанов.	i
Концентрационные пределы появления обратных вспышек! во впускном тракте определяются конструктивными особен-] 40	I
кретного двигателя. Для двигателя CFR, на котором велось большинство исследований, область устойчивой работы очень узка, обратные вспышки появляются уже при а = 2,0. Для современных автомобильных двигателей область устойчивой работы значительно шире, что объясняется более совершенной камерой сгорания.
Автором данной работы с группой сотрудников было проведено исследование области чего процесса одноцилиндрового отсека двигателя ВАЗ-2101. Левая вертикальная линия (рис. 16) соответствует минимальной частоте вращения коленчатого вала п = 750 мин-1. Верхняя граница устойчивой работы определяется концентрационными пределами воспламенения водородовоздушной смеси от искрового разряда на свече зажигания. Нижняя граница устойчивой работы до частоты п — 2000 мин-1 соответствует богатым поставам смеси (ос <; 1), появления обратных вспышек в этой области не наблюдалось. С повышением скоростного режима Двигателя выше п = 2000 мин-1 работа вблизи стехиометрического состава смеси оказалась невозможной из-за резких хлопков на впуске и скачкообразного падения мощности. Повышение частоты вращения двигателя сдвигает границу устойчивой работы в область более бедных смесей, при п — 3800 мин-1 граница появления обратных вспышек сдвигается до а = 1,63. Очевидно, что такой характер изменения предела появления '^ратных вспышек на впуске от частоты вращения коленчато-Го вала является следствием повышения термической напря-
41
устойчивого протекания рабо-
женности камеры сгорания и повышения температуры ОГ в коц. це выпуска.
Мнение о том, что причиной воспламенения на впуске может быть горячий электрод свечи зажигания, не имеет достаточны^ оснований. Исследования, проведенные на водородных двига-телях, показали, что применение свечей уменьшенных размеров с повышенным калильным числом позволяет несколько расширить область устойчивой работы двигателя, но полностью обратную вспышку не исключает. Интенсивным охлаждением горячих точек камеры сгорания также не удается полностью подавить воспламенение на впуске. Основной причиной воспламенения водородовоздушной смеси на впуске, вероятно, является контакт свежего заряда с ОГ в момент перекрытия клапанов.
Экспериментальная оценка температуры остаточных газов в момент открытия впускного клапана показывает, что граница появления обратной вспышки при стехиометрическом составе смеси соответствует примерно 700 °C.Эта температура хорошо согласуется с температурой самовоспламенения водородовоздушной смеси (530—630 °C). С увеличением частоты вращения температура остаточных газов возрастает и соответственно граница появления обратной вспышки сдвигается в область более бедных смесей. Это является достаточно убедительным доводом к предположению, что основной причиной воспламенения на впуске является контакт свежего заряда с остаточными газами в момент перекрытия клапанов.
Для предупреждения обратной вспышки на впуске могут применяться различные меры. Неплохие результаты дает присадка воды к топливовоздушной смеси. Изменяя количество воды в водородовоздушной смеси, можно значительно расширить границы устойчивой работы двигателя и при /Пц2о//Ин2 = 5 исключить полностью обратную вспышку. Присадка води на впуске может осуществляться карбюрированием, причем количество воды должно изменяться в зависимости от скоростного и нагрузочного режимов двигателя.
Несмотря на удовлетворительные результаты по предупреждению обратных вспышек, присадка воды в больших количествах нежелательна, поскольку ведет к значительному обводнению масла в результате прорыва продуктов сгорания в картер и к заметному снижению топливной экономичности двигателя-
Склонность водородовоздушной смеси к самовоспламенений в процессе впуска может быть также уменьшена частичной ре-циркуляцией ОГ вследствие разбавления ее инертными компонентами. Количество рециркулирующих газов, как правило, не превышает 10—20 % объема топливовоздушного заряда, поступающего в двигатель. Хотя рециркуляция ОГ наряду с
42
с предотвращением обратных вспышек способствует снижению образования оксидов азота, применение ее в двигателях с внешним смесеобразованием нецелесообразно, так как она ведет к значительной потере мощности из-за падения наполнения двигателя и уменьшению КПД за счет снижения реакционной способности топливовоздушной смеси.
Наиболее целесообразным для предотвращения обратных вспышек является цикловая подача водорода в область впуск-
Рис. 17. Схема подачи водорода через седло впускного клапана.
кого клапана каждого цилиндра либо подача водорода непосредственно в цилиндр. Ниже приведено несколько вариантов подачи водорода в область впускного клапана. В конетрукции, показанной на рис. 17, подача водорода осуществляется через несколько трубок, выведенных на дополнительное седло впускного клапана. При открытии впускного клапана дополнительная фаска освобождает расходные отверстия трубок и водород под действием разрежения всасывается в цилиндр вместе с воздухом [32]. Такая конструкция имеет ряд серьезных недостатков: во-первых, технологически очень сложно выполнить качественное уплотнение по двум соосным седлам двумя различными фасками одной детали; во-вторых, эта конструкция не может гарантировать полного предотвращения обратных вспышек, поскольку водород и воздух одновременно начинают подаваться в цилиндр, а следовательно, возможно уже в начальной стадии впуска формирование водородовоздушной смеси и ее воспламенение.
43
В двух других вариантах конструкции подача водорода на-пинается несколько позже момента открытия впускного клапа
на, а отсечка водорода — несколько раньше закрытия, причем
время подачи водорода соответствует примерно половине времени открытого состояния впускного клапана. В первом варианте (рис. 18) подача водорода осуществляется золотниковым устройством, расположенным во впускном патрубке [86]. Зо-
Рнс. 18. Схема золотникового устройства цикловой подачи водорода.
лотник 2 находится в постоянном контакте с тарелкой впускного клапана посредством пружины 1 и давление водорода над ним примерно 0,1 МПа. При открытии впускного клапана 3
Рис. 19. Схема подачн водорода через направляющую кла- Я пана.	Я
золотник опускается, открывая отверстие 4 подачи водорода^ Во втором варианте (рис. 19) [33] роль золотникового устройства для подачи водорода выполняет стержень клапана и направляющая. Стержень впускного клапана 4 и направляющая 6 выполнены ступенчатыми таким образом, что в любом положе- :
44

нии клапана между стержнем и направляющей образуется полость, в>оторую по каналу 5 подается водород под избыточным давлением до 0,1 МПа. При закрытом положении клапана полость отсекается от впускного патрубка пояском увеличенно-
Рнс. 20. Схема цикловой подачи водорода в двигателе автомобиля «Датсун В-210».	•	 ’г
г° диаметра 1 на стержне вблизи головки клапана. Во избежание утечек водорода через сопряжение стержень клапана — Управляющая на направляющей выполнена загрузочная проточка 3, связанная клапаном 2 со впускным натрубком. При открытии клапана запирающий поясок выходит из направляющей и водород через его шлицованную часть поступает в область впускного клапана.
45
Наряду с относительно простыми способами цикловой годЯ чи водорода находят применение и довольно сложные, тре-| бующие значительной модернизации двигателя. На рис. 2(и представлена схема цикловой подачи водорода, разработанная! в Токийском университете и применявшаяся на автомобиля «Датсун В-210» с четырехцилиндровым двигателем рабочим объемом 1,4 л [61]. В этой схеме водород под давлением ОД-ОД МПа подается во впускные патрубки каждого цилиндра с помощью дополнительного клапанного механизма, приводи-
мого от дополнительного распределительного вала. Клапаны подачи водорода открываются одновременно со впускными клапанами, а закрываются после поворота коленчатого вала на 90°.
В случае внутреннего смесеобразования — подача водорода непосредственно в цилиндр в поздней стадии впуска или на сжатии — обратные вспышки исключаются полностью. Внутреннее смесеобразование также перспективно для повышения удельной мощности водородных двигателей. Однако реализация внутреннего смесеобразования на современных быстроходных автомобильных двигателях сопряжена с рядом трудностей, таких, как подача значительного количества водорода (до трети рабочего объема цилиндра) за несколько миллисекунд. Остается неясным также вопрос момента подачи водорода, а это в значительной мере определяет рабочее давление водорода в системе питания и конструктивное решение элементов подачи и дозирования водорода.
Процесс внутреннего смесеобразования одноцилиндрового двигателя CFR и схема водородной форсунки показаны на рис. 21 [53]. При данном способе смесеобразования водород подаётся в предкамеру специальной форсункой с гидравлическим приводом, осуществляемым от штатного насоса высокого давления двигателя в дизельном варианте. Расход водорода регулируется изменением продолжительности впрыска и его давления. Продолжительность впрыска может изменяться от 8
46
10 мс, а давление — от 3 до 8 МПа. Момент начала впрыска водорода также может изменяться в широких пределах: 115—35° до ВМТ, что дает возможность оптимизации момента и продолжительности подачи водорода.
Жесткость рабочего процесса. Независимо от способа смесеобразования работа водородного двигателя на топливовоздушных смесях состава, близкого к стехиометрическому, характеризуется высокой жесткостью рабочего процесса. Как известно, жесткость рабочего процесса определяется скоростью на-растания^давления в процессе сгорания. В ряде работ [53, 77] скорость нарастания давления в водородном двигателе оценивается величиной около 5000 МПа • с-1 при максимальных давлениях 6,0—9,0 МПа. Большие значения относятся к двигателям с внутренним смесеобразованием.
Значительно более высокая скорость нарастания давления в водородном двигателе по сравнению с бензиновым, для которого она не превышает 1000 МПа • с-1, возможна вследствие высокой скорости сгорания водородовоздушной смеси состава, близкого к стехиометрическому, что приближает реальный процесс сгорания в двигателе к процессу подвода тепла при постоянном объем&в теоретическом цикле. Средняя скорость распространения фронта пламени в камере сгорания водородного двигателя вблизи смеси стехиометрического состава может достигать 100—120 м • с-1. По мере обеднения смеси она снижается и при а = 1,9 достигает значений, характерных для бензиновых двигателей при стехиометрическом составе смеси 19]. В табл. 4 приведены время периода видимого сгорания т, измеренное по индикаторным диаграммам, и соответствующие ему средние скорости сгорания со для водородовоздушных смесей различного состава.
Анализ индикаторных диаграмм, снятых при оптимальных углах опережения зажигания и различных составах водородовоздушных смесей, показывает, что жесткость рабочего процесса существенно зависит от степени обеднения топливовоздушной смеси и, следовательно, от скорости сгорания. Характер изменения скорости нарастания давления хорошо согласуется с характером изменения скорости сгорания водородовоздуш-ных смесей.
Подобная трактовка жесткости рабочего процесса водородного двигателя имеет место в ряде работ [16, 24, 60, 70], однако 8 работе [60] допущен методический просчет при оценке рабочего процесса двигателя с искровым зажиганием на водороде, включающийся в том, что угол опережения зажигания оставлен постоянным (34° до ВМТ) при всех исследованных зна-Че’ниях коэффициента избытка воздуха. В результате при а <
1>4 процесс сгорания заканчивался до прихода поршня
47
в ВМТ при относительно высоких давлениях конца сгорания и высокой жесткости работы двигателя, что приводило дажёк остановке двигателя.
Максимальное давление конца сгорания в водородном дви-гателе по причинам, указанным выше, должно быть более вы-соким, чем в бензиновом двигателе. При внешнем смесеобразо-вании это увеличение незначительно — примерно 10—15 %, что не оказывает существенного влияния на условия работы деталей кривошипно-шатунного механизма и цилиндропоршневой группы. При внутреннем смесеобразовании максимальное давление может достигать величин, характерных для дизелей с непосредственным впрыском. Для легких двигателей эти величины неприемлемы, и поэтому необходимо ограничивать как скорость нарастания давления, так и максимальное давление. Это можно осуществить путем применения бедных смесей, но значительное обеднение этих смесей до а = 1,3 ~ 1,5 ведет к слишком большому снижению мощности [49, 57, 60, 70, 85]. При внутреннем смесеобразовании с подачей водорода на сжатии такой способ может быть использован, так как мощность двигателя примерно будет на уровне мощности базового бензинового двигателя (см. табл. 1), но при внешнем смесеобразовании такой способ практически неприемлем, в этом случае потеря мощности составляет до 36 %.
Детонационноподобное сгорание. Высокая скорссть сгорания и очень низкий период задержки воспламенения водородовоздушной смеси вблизи стехиометрического состава создают еще одну проблему при переводе бензинового двигателя на водород — проблему детонационноподобного сгорания.
Следует отметить, что нет однозначного определения понятия детонации и способа установления с помощью измерительных приборов детонационного сгорания в водородном двигателе. Детонационные свойства обычных топлив, применяемых в двигателях с искровым зажиганием, оценивают октановым числом, определяемым на специальных одноцилиндровых установках [14]. Между октановым числом бензина и допустимой по детонации степенью сжатия можно установить определенную зависимость, однако для водорода такую зависимость установить трудно. Метановое число не подходит вообще для оценка детонационных свойств водорода, так как в шкале метановых чисел процесс горения водорода принят в качестве нижнего предела детонационной стойкости. Детонационная стойкость для водорода по шкале октановых чисел обычно оценивается цифрой 45—70, но можно встретить цифры и значительно выше, например у В. Анцелотти [45]. Детонационные свойства воде-родовоздушной смеси существенно зависят от коэффициента избытка воздуха (рис. 22) [10]. С обеднением смеси ее склон-
48
ность к детонации резко снижается, при а = 3 детонационная стойкость по шкале октановых чисел достигает ПО единиц.
На рис. 23 показаны границы детонационного сгорания водорода для смесей различного состава. Большое различие данных по детонационной стойкости водорода является результатом отсутствия единой методики для ее оценки. Иллюстрацией этому могут служить две особенно характерные работы —
Рис. 23. Границы детонационного сгорания водорода:
1 — по Р. Кингу [701; 2 — по М. Оемихену (п = 25 с-') [77];
3 — по Г. Кериму (температура на впуске 38 °C) [68]; 4 — по X. Ватсону [85].
стойкости водородовоздушной смеси от коэффициента избытка воздуха (04 — октановое число).
Г. Керима [68] и Р Кинга [69]. Р. Кинг в своих работах оце
нивает детонационную стойкость водорода по внешнему проявлению детонационного сгорания, по стуку в двигателе, а Г. Керим — по амплитуде высокочастотных колебаний на линии сгорания индикаторной диаграммы. Р. Кинг различает два вида стука: детонационный стук и стук при сгорании. Для отличия двух принципиально разных видов стука он использует реакцию экспериментального двигателя на установку более позднего зажигания: в обоих случаях при этом детонационные явления исчезают, однако в одном случае происходит потеря мощности — детонационный стук, а в другом — увеличение мощности — стук при сгорании. Р. Кинг зарегистрировал в водородном двигателе стук при сгорании, причиной его он считает воспламенение водородовоздушной смеси от частиц нагара. Тщательная очистка камеры сгорания одноцилиндрового экспериментального двигателя позволила ему работать без детонации при степени сжатия, близкой к 14, и стехиометрическом составе смеси. Однако в реальных двигателях Детонационноподобные явления проявляются при работе на водороде при значительно меньших степенях сжатия.
Узкие границы бездетонационного сгорания, согласно ‘  Кериму, являются следствием методологического подхода
4 3- 126в
49
к оценке детонации. Он говорит о ней уже тогда, когда на линии сгорания индикаторной диаграммы высокочастотные колебания давления имеют еще чрезвычайно малые амплитуды. Естественно, что у Г. Керима двигатель при детонации работал без характерного стука. Это подтвердили и наши опыты, проведенные на двигателе ИТ-9/2. Характерным при детонационном сгорании водородовоздушной смеси составов, близких к стехиометрическим, является отсутствие индуктивного периода сгорания
и возникновение волны дав-
Рис. 24. Характер индикаторной диаграммы прн детонационном сгорании.
ления сразу же после искрового разряда на свече зажигания (рис. 24). Исходя из частоты распространения волны давления в камере сгорания, проявляющейся в виде зубцов на линии давления индикаторной диаграммы, была подсчитана скорость распространения ударной волны. Для состава смеси с коэффициентом избытка воздуха а = 1,3
она составляет 680 м/с, что значительно ниже скорости ударной волны при детонации (2—4 км/с). Таким образом, принимать сгорание водородовоздушной смеси, сопровождающееся резким нарастанием давления в цилиндре двигателя и колебанием газа на линии сгорания индикаторной диаграммы, за сгорание с детонацией нет достаточных оснований. Подобное сгорание, вероятно, необходимо рассматривать как результат очень высокой скорости распространения фронта пламени. Сгорание со скоростью фронта пламени 200—300 м/с может вызвать возникновение волны давления, распространяющейся со скоростью звука, вследствие значительного перепада давления на фронте
пламени и за ним.
На основании принятой оценки Г. Керим считает, что работа водородного двигателя при а = 1 невозможна, в то же время большинство авторов [60, 69, 85] едины в том, что при степени сжатия менее 8 опасность детонации мала. Однако это не значит, что такой проблемы в случае применения водорода нет, она есть и, вероятно, будет более серьезной, чем в случае работы на бензине.	и
8. ОСОБЕННОСТИ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ДВС НА СМЕСИ БЕНЗИНА С ВОДОРОДОМ
В последние годы наряду с разработкой и исследованием рабочих процессов ДВС на водороде получило развитие другое направление — использование водорода в смеси с углеводородными топливами и, в первую очередь, с бензином. Это направление интересно тем, что при незначительной модификации серийного двигателя позволяет значительно повысить
ci о топливную экономичность, снизить количество вредных выбросов с ОГ и существенно снизить расход бензина.
Широкие концентрационные пределы, низкая энергия воспламенения, высокая реакционная способность водорода позволяют направленно воздействовать на свойства бензо-воздушных смесей, добавляя в них определенное количество водорода. На первом этапе работ автором данной работы и сотрудниками Института проблем машиностроения (ИПМаш) АН УССР были проведены исследования Чфективных показателей и токсичности ОГ двигателей ГАЗ-24 и ВАЗ-2101 при питании бензином с посто-
Рис. 25. Скоростные характеристики двигателя ГАЗ-24 при работе на бензине (сплошные кривые) н на бензине с 5 %-ной добавкой водорода (штрнхо-
вые кривые):
1 — полный дроссель; 2 — 86 % максимальной мощности; 3 — 66 % максималь-НОЙ МОЩНОСТИ.
ячной добавкой водорода. Зт>1 работы показали, что при питании двигателя бен-еином с 5 %-ной добавкой н°Дорода (по массе от суммарного расхода топлива) и коэффициенте избытка воздуха а = 1,05 максимальная мощность сохраняется на уровне мощности базового двигателя. При этом на % снижается расход бензина, значительно уменьшается
-Миссия оксидов углерода и углеводородов и существенно понимается топливная экономичность.
При полном открытии дросселя и одинаковом значении моЩ-,:°сти удельный эффективный расход топлива ge при работе
51
с 5 %-ной добавкой водорода снизился на 11,5 % и состаДц в пересчете на бензин 217 г/кВт • ч против 260 г/кВт • ч при работе на бензине (рис. 25). Аналогичная закономерность име-ет место и при частичном открытии дросселя. При открытии дросселя, соответствующем 66 % максимальной мощности удельный эффективный расход топлива сократился на 14 %’ на всех скоростных режимах. Концентрация углеводородов в ОГ на всех скоростных режимах выше 2000 мин-’ снизилась в 2—3 раза, а оксидов углерода — не превышала десятых до. лей процента. Концентрация же оксидов азота возросла, что является следствием наличия свободного кислорода в зоне реакции (а = 1,05 4- 1,1) и, вероятно, более высокой температуры цикла, поскольку скорость сгорания бензоводородовоздушной смеси несколько выше, о чем свидетельствует уменьшение оптимальных углов опережения зажигания. Снизить выход оксидов азота можно дальнейшим обеднением топливовоздушной смеси. Как показали испытания двигателя ВАЗ-2101, 5 %-ная добавка водорода позволяет осуществить нормальную работу двигателя при а = 2, однако уже при а — 1,4 н- 1,5 начинается значительный рост эмиссии углеводородов.
Возрастание скорости сгорания бензовоздушной смеси, обогащенной водородом, по-видимому, должно способствовать некоторому увеличению детонационной стойкости бензинов. Для проверки этого положения были проведены исследования детонационной стойкости товарных бензинов при добавках к ним 0,05 и 0,1 массовых долей водорода. Испытания проводились на установке ИТ-9/2 по исследовательскому методу Как следует из полученных результатов, 5 %-ная добавка водорода увеличивает детонационную стойкость товарных бензинов на 8—10 пунктов по шкале октановых чисел, а 10 %-ная добавка водорода — на 13—15 пунктов. Увеличение детонационной стойкости бензинов путем добавки водорода дает возможность снизить или исключить полностью применение тетраэтилсвинца для этих целей и таким образом снизить выбросы свинцовых соединений с ОГ автомобильных двигателей.
Улучшение эффективных показателей двигателя при работе на бензине с 5—10 %-ной добавкой водорода отмечается также в работах [74, 78, 84], однако достичь высокой степени обеднения (а > 2) и низкой эмиссии углеводородов невозможно.
Добавка водорода в бензовоздушную смесь снижает стехи-, /моли воздуха)	П(1
ометрическое соотношение Lo --------— , а этот параметр, пи|
“ умоли топлива/	г	1
мнению Б. С. Стечкина [38], связан с такими важными параметрами рабочего процесса, как пределы эффективного и максимального обеднения топливовоздушной смеси (осп1П1ах и owl и величиной индуктивного периода сгорания, которые характе” 52
плзуют стабильность и равномерность рабочего процесса от ,-цкла к циклу. Чем меньше Lo, тем выше равномерность и /ольше аП(-тах и атах- По мере уменьшения Lo предел устойчивой работы двигателя сближается с концентрационным пределом воспламенения, определенным в лабораторных условиях. Например, для коксового газа неравномерность рабочего процесса не наблюдается вплоть до холостого хода. Предел обеднения практически совпадает с нижним концентрационным пределом воспламенения (рис. 26) [161.
Рис. 26. Влияние стехиометрического соотношения воздуха н топлива в смеси на параметры рабочего процесса двигателя с искровым зажиганием [16]:
/ — предел воспламенения; 2 — предел устойчивой работы; 3 — предел максимального значения 4 — коксовый газ; 5 — природный газ; 6 — сжиженный газ (бутан — пропан);
7 — бензин.
Рис. 27. Пределы обеднения бензоводородовоздушных смесей;
1 — расчет по принципу Ле-Шателье;
2 — расчет по данным Р. Бреширса [50]; 3 — расчет по элементарному составу; 4 — определенные экспериментально; 5 — область высокой эмиссии СН; 6 — определенные экспериментально по минимуму эмиссии СН
Механизм воздействия сте-
хиометрического соотношения нельзя признать выясненным до конца. По-видимому, здесь имеет место как макроструктура смеси (равномерность распределения топлива и воздуха во всем объеме заряда), так и ее микроструктура (равномерность этого распределения в каждом микрообъеме) [38]. Влияние микроструктуры Д. Р. Пай [30] 11 Е. А. Чудаков [43] объясняют следующим образом: для получения одинаковой микрооднородности стехиометрических сме-сей бензина с воздухом (Lo = 58 м3/м3) и коксового газа (Lo — 4 м3/м3) в первом случае молекула должна быть равномерно ОкРужена 58 молекулами воздуха, а во втором — лишь 4 молекулами.
Анализ элементарного состава ряда топлив показывает, что стехиометрическое соотношение зависит от количества в них в°Дорода. По мере увеличения доли водорода снижается Lo
53
и соответственно увеличивается нижний предел воспламенения (рис. 26).
С определенными допущениями обогащение бензовоздушной смеси водородом можно рассматривать как увеличение доли водорода в элементарном составе бензина. Известно, что водород при нормальных условиях малоактивен, однако с повышением температуры его активность возрастает. Это связано с образованием в нем атомарного водорода, который наряду с дру. гими радикалами играет основную роль в реакциях горения. Установлено, что скорость распространения фронта пламени может быть непосредственно связана с концентрацией атомарного водорода в топливовоздушной смеси [19]. Исходя из этого можно полагать, что добавка водорода к углеводородным топливам способствует формированию высокоактивных центров химических реакций, снижению энергии воспламенения и расширению пределов сгорания исходных топлив.
Нижний предел воспламенения бензовоздушной смеси, обогащенной водородом, с определенной степенью достоверности может быть рассчитан исходя из принципа Ле-Шателье для пределов сгорания многокомпонентных топлив:
7 I Т
а1 а2
где а' — предел воспламенения, выраженный в объемных долях содержания топлива в воздухе; а\,	— пределы воспла-
менения компонентов смесевого топлива; xlt х2 — содержание компонента в смесевом топливе, % (по объему).
Пересчет пределов сгорания из процентов по объему на коэффициент избытка воздуха может быть произведен следующим образом:
г	^-молей топл	/о
а — ------------------------f
°молей топл “Г молей возд
или для 1 моля топлива
,	(3.3)
* г ‘-'молей возд
откуда
Дно лей возд =--,	(3.4)
а коэффициент избытка воздуха
__ ^молей возд 	 1 — <х'	/д g) Lo____________________________________Ct Le ’
где Lo — теоретически необходимое количество воздуха ДлЯ сгорания 1 моля топлива (моль/моль; м3/м3).
Полученная таким путем зависимость нижнего предела вое'
11
54
пламенения от относительной массовой доли водорода, добавляемой к топливу, хорошо согласуется с данными Р. Бреширса [50] и Ф. Хоуэна [66] (рис. 27).
Следует отметить непосредственную связь предела воспламенения с элементарным составом условного топлива. Отношение массовой доли водорода в составе условного топлива к массовой доле углерода в составе исходного углеводородного топлива, например бензина, представляет собой величину, равную одной десятой предела обеднения условного топлива. Кривая предела обеднения, подсчитанная исходя из элементарного состава условного топлива, показана на рис. 27. Она хорошо согласуется с кривыми, полученными другими методами.
Незначительная добавка газообразного водорода мгжет существенно расширить концентрационные пределы сгорания гомогенной бензовоздушной смеси. Так, для достижения нижнего предела воспламенения, равного а = 2, в бензовоздушную смесь необходимо ввести всего лишь 0,03 массовых долей водорода от суммарного количества топлива. Однако действительные пределы обеднения для реального двигателя могут оказаться значительно уже. вследствие воздействия ряда факторов, таких, как качество смесеобразования, температура смеси, расслоение заряда, разбавление заряда остаточными газами и др. Исследования, проведенные на реальных двигателях, подтвердили это положение.
Методика исследования предполагала выведение двигателя на заданный скоростной режим с последующим обеднением бензоводородовоздушной смеси до начала пропусков воспламенения, после чего смесь обогащалась водородом до стабильного протекания процесса сгорания. Воспламенение смеси регистрировалось по величине максимального давления цикла с помощью датчика давления и шлейфного осциллографа. Регистрация давления в цилиндре двигателя на шлейфный осциллограф при малых скоростях протяжки ленты позволяла оценить степень неравномерности цикла при различных составах топливовоздушной смеси. В процессе исследования для каждого состава смеси подбирался оптимальный угол опережения зажигания и производился анализ продуктов сгорания.
Результаты исследования показали, что действительные пределы обеднения значительно меньше и существенно зависят от конструктивных особенностей камеры сгорания, особенно в области очень бедных смесей (см. рис. 27) Сгорание бензов( -Д°родовоздушных смесей на пределе обеднения является вялым, о чем свидетельствуют большие углы опережения зажигания и высокий уровень эмиссии углеводородов.
Снизить эмиссию углеводородов можно интенсификацией процесса сгорания путем увеличения относительного количест
55
ва водорода в топливовоздушной смеси. На рис. 27 показана зависимость относительного количества водорода в смеси от коэф, фициента избытка воздуха, обусловливающая минимальную эмиссию углеводородов в ОГ двигателя. Такой характер изменения состава смеси обеспечивает высокую стабильность рабочего процесса в широких пределах изменения коэффициента избытка воздуха (а= 1 -?6). Таким образом, исследования показали, что, изменяя состав бензоводородовоздушной смеси, можно регулировать рабочий процесс двигателя и в результате этого повысить его топливную экономичность и снизить токсичность ОГ.
3. ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА
Проводя анализ довольно обширного материала по водородным двигателям, трудно назвать возможный уровень эффективности рабочего процесса, поскольку в литературных данных имеет место значительный разброс значений эффективного КПД: от 35 % у М. Оемихена [77] до 14 % у Г. Мюррея [75]. Этот разброс является, вероятно, следствием разного уровня совершенства рабочего процесса и разного
Рис. 28. Индикаторные диаграммы при работе двигателя на водороде (а) и смеси бензина с водородом (б):
а — ИТ-9/2, е = 7,4, п = 1500 мни 1; б — ЗМЗ-24, е = 8,4, п = 2500 мин""’»
уровня механических потерь в применявшихся экспериментальных двигателях.
Уровень эффективного рабочего процесса двигателя определяется степенью его совершенства, объективная оценка которой может быть получена только путем анализа индикаторных показателей. На рис. 28 и 29 представлен ряд типичных индикаторных диаграмм и основные показатели рабочего процесса при различных составах топливовоздушной смеси на водороде и смеси бензина с водородом. Соотношение бензин—водород в зависимости от коэффициента а выдерживалось в соответствии с кривой 6 рис. 27.
56
Исследование рабочего процесса двигателя на водороде доводилось на двигателе ИТ-9/2, имеющем высокие механические потери, поэтому максимальное обеднение водородовоздуш-нОй смеси не превышало а = 3,6. Исследования рабочего процесса двигателя на смеси бензина с водородом велись на двигателе ЗМЗ-24 методом выделения одного цилиндра, что позволило получить обеднение топливовоздушной смеси до а = 7 (холостой ход на водороде).
?ис. 29. Зависимость параметров рабочего процесса двигателя на водороде (я) и смеси бензина с водородом (б) от коэффициента избытка воздуха (усло-вия работы те же, что и на рис. 28).
Широкие пределы обеднения топливовоздушной смеси позволили выявить в обоих вариантах использования водорода зависимость основных параметров рабочего процесса от коэффициента избытка воздуха. Максимум среднего индикаторного Давления на водороде достигается при обогащении смеси до а = 1, для бензина, как известно, оно достигается при а =
0,8 4- 0,9. Дальнейшее обогащение водородовоздушной смеси приводит к снижению pt. Смещение /?,1Па, в бензиновом дви-гателе в сторону более богатых смесей является в основном следствием сокращения периода видимого сгорания (<рЕИд), определяющего динамику процесса сгорания, В водородном
57
двигателе при составах смеси, близких к стехиометрическому, динамика процесса сгорания существенно выше и в области обогащенных смесей изменяется мало.
Отмеченные особенности являются следствием высоких нор. мальных скоростей распространения пламени, характерных
для водородовоздушных смесей. На рис. 29 приве-дены зависимости продолжительности периодов сгорания от коэффициента а, полученные при обработке индикаторных диаграмм. Характерным для рабочего процесса двигателя на водороде является относительно небольшое изменение продолжительности видимого сгорания в широком диапазоне составов смеси, а также очень малые начальные периоды сгорания вблизи стехиометрического состава. Последний фактор наряду с малой продолжительностью Фвид определяет повышенную жесткость рабочего процесса. Скорость нарастания давления при а = I примерно втрое выше скорости в бензиновом двигателе. По мере обеднения смеси она снижается и при а = 1,5	1,7 при-
ближается к значениям,
относительного количества водорода в топливе (а = 1,05, п = 2500 мин-1).
характерным для рабочего процесса двигателя на бензине.
Максимальное индикаторное давление, а следовательно, и мощность двигателя при работе на водороде на 20—25 % ниже, чем при работе на бензине, что является следствием меньшей энергоемкости водородовоздушного заряда одинакового объема.
Максимальное давление цикла рг при ргшах примерно одинаково в обоих случаях, а максимальная температура цикла при работе двигателя на водороде выше на 15—20 %.
При работе на смеси бензина с водородом максимум среднего индикаторного давления, так же, как и при работе на
58
бензине, сдвинут относительно стехиометрического состава Б область а ~ 0,9, поскольку при piawf. количество водорода в условном комбинированном топливе не превышает 0,03—0,04 массовых долей. Следовательно, рабочий процесс по основным показателям близок к процессу работы на бензине, хотя наблюдается некоторое уменьшение начального периода сгорания и угла опережения зажигания, а также примерно 3 %-ное повышение максимальных температуры Tz и давления рг цикла.
По мере обеднения бензоводородовоздушной смеси доля водорода в составе топлива увеличивается, достигая 100 % при а = 5 4- 6, что ведет к интенсификации процесса сгорания и стабилизации такого важного показателя, как продолжительного видимого сгорания.
Мощностной состав бензоводородовоздушной смеси подбирался из условия достижения максимальной эффективности цикла при сохранении среднего индикаторного давления на уровне базового бензинового двигателя. Исследования проводились при трех значениях коэффициента избытка воздуха (1,05; 1,1; 1,15) и пяти значенияхф (0; 0,02; 0,04; 0,06 и 0,1). В результате обработки индикаторных диаграмм были получены показатели рабочего процесса в зависимости от добавки водорода (рис. 30).
Увеличение доли водорода в составе топлива вызывает увеличение скорости сгорания, что приводит к сокращению длительности процесса сгорания, увеличению скорости тепловыделения и величины активного тепла, выделившегося к моменту достижения максимальной температуры цикла. При увеличении массовой доли водорода от 0 до 0,1 скорость тепловыделения на участке видимого сгорания возросла с 1,751 %/град п. к. в., а коэффициент активного тепловыделения к моменту Лтах увеличился с ст = 0,772 до = 0,807.
Увеличение скорости тепловыделения на участке видимого сгорания вызвало рост максимальных температуры и давления никла, однако он наблюдался только при увеличении массовой доли водорода до 0,04. Такой характер изменения Tz, рг, вероятно,— следствие уменьшения коэффициента молекулярного изменения в процессе сгорания и снижения энергоемкости заряда при добавках водорода выше 0,04 массовых долей.
Среднее индикаторное давление и индикаторный КПД в зависимости от относительного количества водорода имеют экстремальный характер с максимумом при ф = 0,03 4- 0,04.
Некоторый рост pt при обогащении бензовоздушной смеси ВоДородом до ф = 0,04 определяется почти двукратным Уменьшением степени неравномерности рабочего процесса в смысле неидентичности последовательных рабочих циклов.
59
Последующее снижение pt обусловлено снижением энергоенГ кости заряда по мере увеличения добавки водорода.
На увеличение индикаторного КПД кроме указанного роста р( существенное влияние оказывает динамика тепловыделения, которая возрастает с повышением доли водорода в топливе, однако при добавках водорода, превышающих ф = 0,04 -р 4- 0,05, увеличение динамики тепловыделения не может компенсировать увеличения относительных потерь тепла в систему охлаждения (о чем свидетельствует снижение и поэтому происходит снижение ц;.
На основании полученных результатов представляется возможным сделать вывод о том, что для мощностных режимов относительная массовая доля водорода в составе условного комбинированного топлива должна находиться в пределах 0,03— 0,04 от суммарной массы топлива.
По мере обеднения бензоводородовоздушной смеси массовая доля водорода в составе топлива увеличивается, достигая 1 при а = 5 -т- 6, что ведет к интенсификации процесса сгорания и стабилизации такого важного показателя, как продолжительность видимого сгорания.
Анализ экспериментальных материалов показывает, что эффективность рабочего процесса двигателя на водороде и смеси бензина с водородом значительно зависит от коэффициента избытка воздуха. Эта зависимость имеет экстремальный характер с максимумом индикаторного КПД при а = 2,5 4- 2,7 (см. рис. 29) Такое же значение коэффициента избытка воздуха, соответствующее максимуму цг, было получено в ряде других работ [24, 40, 60, 75, 77].
Сравнение результатов анализа теоретического и экспериментального исследований показывает, что влияние а на КПД цикла в них различно. В теоретическом цикле с увеличением а КПД непрерывно возрастает, асимптотически приближаясь к КПД воздушного цикла, что является следствием снижения теплоемкости и теплосодержания продуктов сгорания по мере обеднения смеси, уменьшающих относительную долю термодинамических потерь в цикле. В действительном цикле КПД возрастает при обеднении смеси лишь до определенного предела, зависящего от вида топлива и называемого пределом эффективного обеднения (aniniax).
Падение индикаторного КПД с обеднением смеси выше о^..^ для различных топлив объясняется различными причинами. Как показали исследования [2, 38], при работе двигателя на бензине снижение обусловлено увеличением неравномерности рабочего процесса, проявляющегося в существенном отличии последовательных рабочих циклов.
Неравномерность рабочего процесса может быть определена 60
с точностью, достаточной для практических целей, по отклонениям максимального давления последовательных циклов от средней величины [38]:
т
S К^тах	₽ср]
6 =
(3.6)
mPcp
где pc' — давление в момент отрыва кривой давления от линии сжатия; т — число циклов;
т
X /’max
Pep =	—-------Рс.	(3.7)
Учитывая высокую степень гомогенности водородовоздуш ного заряда, низкую энергию воспламенения и высокую фундаментальную скорость сгорания водорода в воздухе, следует ожидать высокую стабильность рабочего процесса в широком диапазоне коэффициентов избытка воздуха. Оценка неравномерности рабочего процесса четырехтактного водородного двигателя с искровым зажиганием показала, что даже при обеднении водородовоздушной смеси значительно выше предела эффективного обеднения не отмечается заметного увеличения степени неравномерности.
Снижение индикаторного КПД при обеднении водородовоэ-душной и бензоводородовоздушной смесей выше значения аДтах’ по-видимому, является следствием ухудшения динамики процесса тепловыделения, затягивания процесса сгорания и увеличения относительной доли потерь теплоты в процессе расширения.
Структура распределения энергии, вводимой в цикл с топливом, отражается внутренним тепловым балансом рабочего процесса, где химическая энергия топлива, вводимого за цикл Рц, в процессе сгорания частично идет на повышение внутренней энергии рабочего тела ЛС/ и на совершаемую им работу °т начала сгорания (Кнач.сг) до его окончания (Ккон.сг):
V
укон.сг
QaKTmax = AKZfr + J pdV,	(3.8)
^нач.сг
a частично теряется в результате неполного сгорания, диссоциации продуктов сгорания и теплоотдачи через стенки в окружающую среду:
QnoT.cr “ Qa QaKT max-	(3.9)
В свою очередь активная теплота сгорания в процессе рас Мирения частично преобразуется в индикаторную работу
6)

а частично теряется в окружающую среду с ОГ в процессе biJ пуска и в результате теплоотдачи в стенки на участке расши. рения:
Af— Qi — QaKT max QnoT.pacui-	(3-10w
Поскольку индикаторный КПД — это отношение работы, совершенной рабочим телом за цикл, ко всей введенной энергии с топливом за цикл, то эффективность рабочего процесса целесообразно представить как
_ Факт max Qor Спот. в стенки g „
Hi —	' Q	— Stnax ФОГ фрасш,
(3.11)
где gmax — максимальный коэффициент активного тепловыделения, однозначно характеризующий полноту сгорания; фог — коэффициент, характеризующий относительную долю потерь
- теплоты с ОГ; <ppacm — коэффициент, характеризующий отно-. сительные потери теплоты в процессе расширения вследствие теплоотдачи в стенки цилиндра.
Коэффициенты, входящие в выражение индикаторного КПД, определенным образом связаны с параметрами рабочего процесса и могут быть прямо или косвенно оценены по некоторым из них. Максимальный коэффициент активного тепловыделения определяется непосредственно из индикаторной диаграммы, а также косвенно может быть оценен по коэффициенту не-догорания фнед для водородного двигателя, представляющему собой отношение остаточного водорода в ОГ к часовому расходу водорода:
сн2ог фнед —
°Н2
(3.12)
Относительная доля потерь теплоты с ОГ и в систему охлаждения подсчитывается при снятии теплового баланса двигателя.
Анализ влияния состава топливовоздушной смеси на эффективность преобразования теплоты сгорания топлива в полез-• ную работу наиболее целесообразно проводить путем сравнительной оценки данных по тепловому балансу двигателя и параметров процесса сгорания.
В области составов смеси, близких к стехиометрическому, основные потери тепла в цикле определяются теплоотдачей в систему охлаждения двигателя. Доля этих потерь составляет примерно 35 %. Причем основные потери, надо полагать, происходят на участке сгорания и максимальный коэффициент
62	j.
активного тепловыделения |max определяется именно этим обстоятельством (рис. 31), поскольку недогорание при а = s= 1,0 -г- 1,5 практически отсутствует. На участке расшире-
ния происходит дополнительная потеря тепла в стенки, о чем свидетельствует снижение коэффициента
По мере обеднения топливовоздушной смеси до а = 2,5 4-
> 3,0 динамика процесса сгорания изменяется очень незначи
тельно. Процесс сгорания заканчивается так же, как и вблизи стехиометрического состава. К моменту достижения максимальной температуры цикла 1гиах почти соответствует 5г2, и значе-
Рис. 32. Распределение относительных тепловых потерь роторно-поршневого двигателя ВАЗ-311 (п = = 2500 мин-1):
1 — доля тепла, преобразованная в эффективную работу; 2 — доля потерь в систему охлаждения; 3 — доля по* терь с ОГ; 4 — ррля потерь вследствие недогорания.
-SO О ЗС. 60 90 ^град.п.к.б.
Рис. 31. Характеристики активного тепловыделения и температуры чикла при работе двигателя ЗМЗ-24 на смеси бензина с водородом:
' - а = 1,025; 2 — а = 2,01; 3 — а = = 5, и (кружки т значения Рг, кре-иики — т ).
Ния &пах и £тг выше, чем при значениях а, близких к единице. Такой же характер динамики тепловыделения был получен И. Хмыровым и Б. Е. Лавровым на двигателе Л-3 при рабо-(ена водороде 142]. Увеличение максимального значения коэффициента активного тепловыделения с обеднением смеси являйся следствием снижения потерь в систему охлаждения в пропсе сгорания в результате снижения температуры цикла, что 8 сочетании с термодинамическими факторами приводит к рос-ТУ Индикаторного КПД.
? При дальнейшем обеднении смеси значение коэффициента Ч> имея максимум при а ~ 2,5, начинает уменьшаться
63
(см. рис. 29). Происходит это вследствие того, что сгораний^, тягивается и в результате увеличивается доля тепла, выделив, шегося в процессе расширения. Несмотря на то что эффектив. ность использования этого тепла в цикле ниже, максимальный коэффициент активного тепловыделения к концу расширения достигает значения, характерного для смесей, близких к стехи-ометрическому составу. Поэтому считать потерн на теплообмен в процессе расширения основной причиной снижения
1 — качественное регулирование; 2 — смешанное регулирование; 3 — количественное регулирование.
индикаторного КПД при а > an.max нет оснований. Это подтверждается данными теплового баланса двигателя, которые пока зывают, что с обеднением смеси относительная доля потерь тепла в систему охлаждения значительно снижается. Происходи) перераспределение потерь между системой охлаждения и 01-При этом относительная доля потерь тепла, уходящего с ОК возрастает. Суммарная относительная доля потерь в систем) охлаждения и с ОГ примерно постоянна и не зависит от й-Поэтому причина снижения т|( при а > aimax, по-видимоМУ' другая.
Работа двигателя на водороде и смеси бензина с водородом устойчива вплоть до значений а = 5 4- 6. Наблюдаемое при этом некоторое увеличение неравномерности рабочего процесса также не может быть основной причиной снижения индикаторного КПД. Поэтому для определения причин снижения эффективности цикла а > ani.max при снятии теплового баланса двигателя на водороде производился анализ ОГ на остаточный водород с целью оценки потерь от недогорания. Анализ показал, что при а > 3 резко возрастает количество остаточного водорода. Причиной может быть рост недогорания в пристеночных
слоях в результате увеличения расстояния гашения пламени с обеднением смеси и, частично, затягивания процесса сгорания. Для роторнопоршневого двигателя ввиду большой относительной поверхности сгорания наиболее характерен первый фактор, и относительная доля потерь тепла от недогорания в двигателе при а = 4,3 приближается к 15 % (рис. 32).
Таким образом, проведенные исследования показывают, что основной причиной снижения индикаторного КПД в водородном двигателе при а > 2,5 4- 3 является недогорание, поэтому для
Рис. 34. Зависимость эффективного КПД двигателя ЗМЗ-24 от нагрузки:
7 — бензин 4* иодород (смешанное регулирование) (7 — п = 1500 мин“1; 11 — 2000 мин 1; 111 — 2500 мин~Ь:
2 — бензин (п = 2000 мин”Ь.
достижения максимальной эффективности рабочего процесса на малых нагрузках целесообразно ограничивать максимальный коэффициент избытка воздуха пределами Это может быть достигнуто частичным дросселированием двигателя, т. е. смешанным регулированием рабочего процесса.
Исследования рабочего процесса ряда двигателей на водороде и смеси бензина с водородом при различных способах регулирования (качественном, смешанном и количественном) показали, что наиболее эффективным является смешанное регулирование (рис. 33), при котором высокий уровень индикаторного КПД достигается во всем диапазоне нагрузок, вплоть до холостого хода.
Стендовые испытания полноразмерного двигателя ЗМЗ-24, оборудованного специально разработанной топливной аппаратурой, которая реализует смешанное регулирование рабочего процесса на смеси бензиьа с водородом [27], показали высокую
5 3-1266
65
n W1
эффективность применения водорода для автомобильных бензиновых двигателей. Максимальный эффект при работе на смеси бензина с водородом (рис. 34) наблюдается в области нагрузок менее 50 % максимальной мощности, именно в той области, которая представляет наибольший интерес для условий городской эксплуатации автомобилей.	1
4. ТОКСИЧНОСТЬ ОТРАБОТАВШИХ ГАЗОВ
Применение водорода в качестве топлива для автомобильных двигателей в первую очередь направлено на достижение минимально возможного уровня токсичности ОГ. В продуктах сгорания водородного двигателя единственным токсичным компонентом могут быть оксиды азота, но в ОГ реального двигателя всегда будут содержаться оксид углерода и углеводороды вследствие частичного сгорания моторного масла, попадающего в камеру сгорания. Однако их количество очень мало, что было подтверждено нашими исследованиями и рядом других исследований [56, 58, 60].
При использовании водорода в смеси с бензином также основным нежелательным продуктом сгорания являются оксиды азота. Хотя в топливовоздушной смеси может содержаться довольно значительное количество бензина, возможность реализации нагрузочной характеристики двигателя при а > 1 и необходимом соотношении бензин — водород можно получить выход СО и СН не выше, чем в водородном двигателе. Поэтому в наших исследованиях основное внимание было уделено оксидам азота. Максимальный выход оксидов азота в водородном двигателе (рис. 35) наблюдается в области а = 1,2, что близко к выходу в бензиновом двигателе, а уровень концентрации почти вдвое выше. Повышенное содержание NO* в ОГ водородного двигателя является следствием более высоких максимальных температур цикла при одинаковых коэффициентах а, что подтверждено результатами обработки индикаторных диаграмм.
Как было показано при расчете равновесных составов продуктов сгорания, повышение температуры при увеличении доли водорода в топливовоздушной смеси является основной причиной увеличения выхода оксидов азота. Даже незначительная добавка водорода (0,03—0,05 массовых долей) в области составов, соответствующих а — 1,1 4- 1,25, приводит к 10 %-ному увеличению концентрации оксидов азота. Кривая 3 на рис. 35
вязано со снижением максимальной температуры цикла. При '	2 Тг опускается ниже термического уровня образова-
ния NO.
Ввиду широких концентрационных пределов сгорания водорода в воздухе область составов топливовоздушных смесей представляет значительный практический интерес при разработке малотоксичного рабочего процесса. На рис. 36 приведены зависимости удельных выбросов NO% от нагрузки для двигателя ЗМЗ-24 при работе на бензине, смеси бензина с водородом.
Характер изменения удельных выбросов NOX та-
c. 35. Зависимость концентрации 1 \ в ОГ от состава топливовоз-. иной смеси:
"бензин; 2 — водород (ВАЗ-2101, = 2500 мии 1); 3 — бензин -|- во*
’°РОД (ЗМЗ-24, п = 2500 мин-1).
Чески отсутствуют.
Рис. 36. Зависимость удельных выбросов NOX от нагрузки:
1 ~ бензин; 2 — беизии + водород.
ков, что в области малых и средних нагрузок вплоть ДО 50 % Ретах ОНИ праКТИ-Чески отсутствуют. Это очень важно для автомобильного двигателя, поскольку именно эта область нагрузок являйся преобладающей при эксплуатации автомобиля в город-СКих условиях. Наилучшие результаты по количеству выбро-1, оксидов азота показали автомобили с двигателями на смеси ^нзина с водородом (0,3—0,5 г/км) [29]. Чистоводородные ав-°Мобили имеют более высокий показатель — около 2 г/км [61], т° является следствием узких пределов регулирования водо-₽0Дного двигателя по нагрузке.
5>
67
Снизить выбросы NOZ в водородном двигателе можно одниц из известных способов: частичной рециркуляцией ОГ, впрц. ском воды, уменьшением опережения зажигания или сниже. нием температуры топливовоздушной смеси на впуске. Послед, нее возможно только в случае применения криогенной системы хранения водорода.
По данным работы [57], применение 25 %-ной рецирку, ляции позволило снизить выбросы ,\'ОЛ до 0,2 г/км. Однако применение этого способа связано со значительным снижением
мощности двигателя и может быть целесообразным только для автомобилей с большим запасом мощности.
Рис. 38. Зависимость выхода оксидов азота от угла опережения зажигания (двигатель ЗМЗ-24, смесь бензина с водородом, п =: = 2503 мин’-1, а = 1,05).
НОчнм
ГПцг
Рис. 37. Влияние подачи воды на выход оксидов азота н водородном двигателе ВАЗ-2101 (а = 1,3, п = =2000 мин-1).
Неплохие результаты по снижению выбросов NOX дает присадка воды в то пл иво воздушную смесь. Как показали наши исследования (рис. 37), их концентрации можно снизить на порядок при 6-кратном по отношению к топливу расходе воды Такое количество воды является эффективным также для подавления обратных вспышек, но ведет к быстрому обводнению масла. Кроме того, присадка воды оказывает отрицательное влияние на эффективные показатели двигателя, поэтом/ этот способ может иметь ограниченное применение.
Влияние угла опережения зажигания на концентрацию оксидов азота в ОГ показано на рис. 38. Относительно небольш°е уменьшение опережения от оптимального по топливной экономичности позволяет снизить выход ЬЮЛ на 15—20 %, пр11 этом потеря в топливной экономичности составляет не более 1,5—2,0 %, что вполне может быть оправдано с точки зрен^ снижения выбросов NO*.
68
Наиболее эффективным способом подавления эмиссии ок-с11дов азота в водородном двигателе, вероятно, является понижение температуры топливовоздушной смеси на впуске. В работе С. Фурухамы [61] было показано, что снижение температуры до —130 °C за счет подачи холодного газообразного водорода не только приводит к снижению примерно на порядок концентрации NOX, но и дает около 30 % приращения мощности в результате увеличения массового наполнения двигателя.
Глава четвертая
АККУМУЛИРОВАНИЕ ВОДОРОДА НА БОРТУ АВТОМОБИЛЯ
Применение водорода в качестве топлива для автомобильных двигателей связано с решением такой важной проблемы, как компактное и безопасное аккумулирование водорода на борту автомобиля. Водород на борту автомобиля можно транспортировать в газообразном и жидком состояниях, в связанном состоянии в виде обратимых металлогидридов. Также представляется возможным получение водорода на борту из воды с помощью энергоаккумулирующих веществ (ЭАВ). Независимо от способа аккумулирования водорода автомобильная система должна отвечать определенным требованиям по дальности пробега автомобиля, по простоте обслуживания и высокой взрыво- и пожаробезопасности, по рациональной компоновке на автомобиле, по возможности пребывания автомобиля на закрытой стоянке, по относительной стоимости и др.
1.	АККУМУЛИРОВАНИЕ В БАЛЛОНАХ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
На первый взгляд, наиболее простой и не требующей новой технологии является баллонная система хранения водорода. Серийно выпускаемые баллоны высокого давления — это изготовленные из стали бесшовные цилиндрические сосуды емкостью от 40 до 520 л, рассчитанные на рабочее да0-ление от 10 до 40 МПа. В зависимости от типа баллона масса аккумулируемого водорода составляет от 0,7 до 1,3 % массы баллона.
Несколько баллонов, соединенных в связку, могут быть использованы в качестве транспортного аккумулятора водорода. Принципиальная схема автомобильной энергоустановки с баллонной системой аккумулирования водорода представлена на рис. 39. Подобная схема была реализована Эрреном на автобусе «Лейлэнд» [83], в Калифорнийском университете [571. в ИПМаш АН УССР, в Центральном научном автомобильномоторном институте. Хотя этот способ поддается реализаций
70
в течение короткого времени, практическое применение его для транспортных энергоустановок весьма маловероятно вследствие большого занимаемого объема и большой массы. Например, для аккумулирования 10 кг водорода (запастоплива, необходимый автомобилю среднего класса для пробега 400— 500 км) потребовалось бы 20 баллонов типа ЧП-150М (ГОСТ 949—73) общим объемом 800 л и общей массой 1200 кг.
Рис. 39. Принципиальная схема баллонной системы аккумулирования водорода:
1 — ДВС; 2 — дозирующий орган; 3 — редуктор низкого давления: 4 — предохранительный клапан; 5 — редуктор высокого давления; 6 — заправочный вентиль; 7 — баллоны; 8 — система выпуска ОГ двигателя.
Массовые и габаритные показатели баллонной системы могут быть улучшены путем применения новых высокопрочных материалов и повышения рабочего давления до 60—75 МПа. При использовании высокопрочных сталей, титановых и алюминиевых сплавов, а также комбинированных материалов на основе стекловолокна, армированного углеродными или борными волокнами, относительная массовая доля водорода в таких аккумуляторах может достичь 0,04—0,05 [88]. Однако Даже при столь высоких массовых показателях по водороду применение баллонных систем аккумулирования остается проблематичным, поскольку задача безопасной эксплуатации их на транспортных установках пока не поддается решению. Несмотря на то что баллоны высокого давления испытываются на давление, в 1,5 раза превышающее рабочее, и взрыв баллона возможен только при двукратном превышении давления, исключить возможность нарушения прочности баллонов в аварийных ситуациях нельзя. По данным работы [62], были проведены
71
испытания на разрыв гелиевого баллона с предварительно на» несенной трещиной при давлении 40 МПа. При взрыве баллона ударная волна составила 9,4 МПа на расстоянии 1,4 м, а на расстоянии 2,8 м она снизилась всего до 0,265 МПа. При взрыве водородного баллона ударная волна может быть значительно мощнее вследствие воспламенения газа.
2.	АККУМУЛИРОВАНИЕ ЖИДКОГО ВОДОРОДА
Жидкий водород представляет собой легко подвижную жидкость с температурой кипения при нормальном давлении 20,4 К и плотностью 0,071 кг/л. Плотность жидкого водорода значительно превышает плотность высококомпремирован-ного водорода (при р = 30 МПа р = 0,0252 кг/л), что с точки зрения транспортных систем аккумулирования водорода представляет значительный интерес. Однако низкая температура, при которой возможно существование жидкого водорода, обусловливает жесткие требования к системам хранения по термо-статированию, технологии изготовления и применяемым материалам.
Основным устройством для хранения криогенных жидкостей, в том числе и водорода, является сосудДьюара. Развитие ракетной техники и космонавтики способствовало значительному прогрессу в совершенствовании криогенных систем аккумулирования водорода. На основе опыта космонавтики могут быть созданы транспортные системы аккумулирования жидкого водорода с очень высокими показателями по относительной массе аккумулированного водорода. При применении легких и высокопрочных сплавов на основе алюминия и титана величина этого показателя может достигать 14—18 % 179], а специальные ракетные криогенные баки для жидкого водорода с многослойной изоляцией толщиной 10 мм имеют удельную массу 100—150 г/л [17], что соответствует примерно 0,4— 0,7 массовых долей.
Важнейшей характеристикой криогенных аккумуляторов водорода является относительная доля потерь водорода на испаряемость. Этот параметр определяется качеством термоизоляции бака. Применение для этих целей многослойной суперизоляции в сочетании с тепловыми экранами и вакуумированием изолирующего объема позволяет снизить потери водорода на испарение до 1,0—0,8 % в сутки [17].
Объемные характеристики криогенных аккумуляторов водорода в значительной мере зависят от максимального рабочего давления в баке, так как плотность жидкого водорода при температуре кипения с ростом давления уменьшается. Снижение плотности с ростом давления обусловливает определенные 72
требования к полноте заправки бака. По условиям безопасной эксплуатации криогенного бака необходимо, чтобы после достижения максимального рабочего давления в баке газовое пространство составляло не менее 5 %.
Таблица 6. Зависимость плотности жидкого водорода и степени наполнения бака от абсолютного давления
		' Давление, МПа	Температура кипения, К	Плотность LHa, кг/л	Относительная плотность £Н2 с учетом газового пространства, кг/л	Степень на-полиеиня бака, %
0,10	20,1	0,0712			100
0,15	21,5	0,0694	0,0659	92,5
0,20	22,6	0,0679	0,0645	90,6
0,25	23,6	0,0665	0,0632	88,8
0,30	24,4	0,0653	0,0620	87
0,40	25,8	0,0630	0,0598	84
0,50	27	0,0610	0,0579	81,3
0,60	27,9	0,0590	0,0560	78,7
0,70	28,8	0,0570	0,0541	75,9
0,80	29,6	0,0550	0,0522	73,3
0,90	30,4	0,0528	0,0501	70,3
1,00	31,1	0,0504	0,0479	67,2
1,10	31,8	0,0441	0,0420	59,1
1,20	32,7	0,0382	0,0362	50,8
1,32	33	0,0299	0,0284	39,9
В табл. 6 даны зависимости плотности жидкого водорода Ш2, относительной плотности с учетом газового пространства и степени наполнения бака от давления. Данные этой таблицы свидетельствуют о том, что степень наполнения с повышением давления существенно снижается.
Для автомобильных систем аккумулирования водорода максимальное рабочее давление в криогенном баке не должно превышать 0,6 МПа, что обеспечит довольно высокие показатели по массовому наполнению его водородом.
Ориентировочные массогабаритные показатели криогенного бака емкостью 10 кг водорода: масса бака — 50—70 кг, объем бака по водороду при давлении 0,5 МПа — 170 л и полный объем бака с термоизоляцией — 220—250 л. Большой объем бака и требования пассивной безопасности могут выдать серьезные затруднения при размещении его на автомобилей особенно легковом и микроавтобусе.
Использование жидкого водорода в качестве топлива для автомобильных двигателей связано с разработкой достаточно [Фостой и надежной системы его хранения и топливоподачи. а рис. 40 показана принципиальная схема возможного варианта такой системы. Водород, находящийся в баке 1 под
73
определенным давлением в газовой либо в жидкой фазе, подает, ся через трехходовой электромагнитный клапан 6 в испари, тель-подогреватель 7, а из него — к системе питания двигать ля 8. Жидкий или газообразный водород подогревается в по. догревателе-испарителе вследствие теплообмена с жидкостью системы охлаждения двигателя либо с отработавшими газами
На случай резкого повышения давления, которое возмож. но в аварийных ситуациях, бак оборудуется системой аварий-
Выпуск
Рис. 40. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода:
1 — бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры; 3 — измеритель уровня; 4 — наполнительный вентиль; 5 — вентиль отбора газовой фазы; 6 — трехходовой край; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; Р -клапан избыточного давления; 10 — каталитический дожигатель; 11 — предохранительный клапан; 12 — пневматический выключатель; 13 — манометр.
кого сброса давления 11, причем газ, отводимый через эту систему, должен сбрасываться в наиболее безопасное место автомобиля. В соответствии с требованиями для сосудов под давлением клапаны системы аварийного сброса должны регулироваться на давление, в 1,5 раза превышающее максимальное рабочее.
При длительной стоянке автомобиля давление в баке буде‘ подниматься за счет испарения водорода вследствие неизбежного теплопритока, поэтому криогенная система должна оборуД0' ваться клапаном избыточного давления 9, который регулируеТ„' ся на максимальное рабочее давление. Водород, сбрасываемый через клапан 9, может сжигаться в каталитическом дожигателе либо поглощаться гидридным сорбентом.
Наполнение криогенного бака жидким водородом произв0' дится через комбинированные вентили 4 и 5 отбора и наполни 74
ния по системе трубопроводов, по которым водород подается к испарителю-подогревателю.
Существенным недостатком описанной схемы является то, что она может быть использована только в энергоустановках для ДВС с внешним смесеобразованием и непрерывной подачей водорода во впускной тракт, т. е. в тех случаях, когда максимальное давление подачи водорода не превышает 0,1 — 0,15 МПа. Основным фактором, ограничивающим возможность
Рис. 41. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода с электрическим испарителем:
1 — вентиль выпуска водорода; 2 — предохранительный клапан; 3 — каталитический дожигатель; 4 — пневматический выключатель испарителя;
5 — манометр; 6 — разгрузочный клапан; 7 — электромагнитный клапан подачи водорода к ДВС; 8 — теплообменник; 9 — наполнительный вентиль; 10 — криогенный бак; 11 — электрический испаритель.
применения данной схемы для ДВС с другими способами смесеобразования и подачи водорода, является высокая степень падения давления в криогенном баке во время работы двигателя, так как давление в нем зависит от скорости испарения водорода и скорости его отбора из бака.
Скорость испарения водорода может регулироваться электрическим подогревателем (рис. 41), установленным в сосуде Дьюара, непосредственно в среде жидкого водорода. При этом мощность подогревателя должна обеспечивать пузырьковое кипение водорода на его поверхности. Применение обратной связи между степенью нагрева подогревателя и давлением в газовом пространстве сосуда Дьюара позволяет автоматически Задерживать рабочее давление водорода в системе питания на Зех режимах работы двигателя [59].
7Б
Для схем энергоустановок с внутренним смесеобразованием в ДВС криогенный бак должен быть оборудован низкотемпературным насосом. На рис. 42 показана принципиальная схема с подачей водорода в испаритель-подогреватель насосом, раз-мещенным в криогенном баке. Давление водорода в подогревателе-испарителе может поддерживаться постоянным в пределах 0,5—15 МПа в зависимости от способа подачи водорода в ДВС. Практическая реализация подобной схемы потребует разработ-
Многослойная изоляций бокуумной камеры
Рис. 42. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода с низкотемпературным насосом:
1 — бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры; 3 — измеритель уровня; 4 — наполнительный вентиль; 5 — выпускной газовый вентиль; 6 — насос для жидкого водорода; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9 — каталитический дожигатель; 10 — предохранительный клапан; 11 — манометр.
ки водородного насоса для работы в среде жидкого водорода и форсунки для впрыска водорода в подогреватель-испаритель, а также решения вопросов термоизоляции насоса в криогенном баке и подвода к нему питания.
Серьезные трудности в случае применения криогенных аккумуляторов ожидаются при заправке автомобиля жидким водородом: заправочные соединения должны обеспечивать полное отсутствие утечек жидких и газообразных фаз топлива; системы измерения степени заправки бака и системы управления и контроля должны удовлетворять необходимому уровню безопасности.
Описанные схемы криогенных аккумуляторов водорода представляют всего лишь возможные варианты, практическая реализация которых потребует проведения значительного объема опытно-конструкторских работ по каждому из элементов схем. Даже с учетом опыта и разработок космонавтики для
76
реализации этого направления потребуется много лет. Наряду с этим применение криогенных аккумуляторов, несмотря на очень хорошие массовые показатели, будет определяться первичными затратами энергии на ожижение водорода, которые пока еще очень высоки.
3.	АККУМУЛИРОВАНИЕ С ПОМОЩЬЮ ЭАВ
Известно много способов получения водорода из воды [11—13, 34]. Одним из таких способов, представляющих интерес для транспортной энергетики, является способ разложения воды с помощью ЭАВ. ЭАВ — это многократно восстанавливаемые карбиды и силициды, высокоэнергетичные и высокотеплоемкие восстановленные из природныхшШ-Искусст-венных оксидов соединения в твердом, жидком, газообразном, атомарном и метастабильноКГсостояниях, пригодные в качестве источника энергии или генераторов водорода [34].
Общая схема получения водорода из воды с помощью ЭАВ может быть предст авлена следующим образом:
тЭ + пН2О -> тЭО + nH2 + Q, (4.1)
где Э — ЭАВ; т, п — стехиометрические коэффициенты; Q — тепловой эффект реакции.
Анализ энергоемкостей и свойств ЭАВ показывает, что вос-становленные_ из оксидов и активированные алюминий и кремний, а также сплавы на их основе представляют определенный интерес для энергетики транспорта и могут быть рассмотрены в качестве энергоносителя для получения водорода из воды [34].
Окисление алюминия — наиболее энергоемкого ЭАВ, сопровождающееся выделением водорода, может идти по двум Реакциям: высокотемпературной при 680 °C
2А1 + ЗН2О -> А1ЯО3 + ЗН21 + 938,52 кДж (4.2) и низкотемпературной при 100 °C
2А1 + 6Н2О 2А1 (ОН)2 + ЗН2 f + 862,82 кДж. (4.3)
Реакция (4.2) является более предпочтительной, поскольку в ней расход окислителя при стехиометрическом составе составляет 1 кг на 1 кг алюминия, в то время как в реакции (4.3) Расход окислителя в 2 раза выше.
Реакция (4.2) представляет собой процесс сгорания алюминия в воде с тепловым эффектом 17 380 кДж/кг алюминия и температурой горения при стехиометрическом составе около 3000К. Осуществить реакцию при столь высоких температурах в реак-
77
торах'из материалов, применяемых в настоящее время в химии?! ской промышленности, не представляется возможным. Поэтому целесообразно снижать температуру реакции до разумных пределов. Снижение температуры реакции возможно путем ввода в реактор избыточного количества окислителя В этом слу. чае значительная часть теплоты реакции будет воспринята водой в процессе парообразования и водяным паром в процессе его перегрева.
Рис. 43. Зависимость темперагу. ры сгорания алюминия в воде от коэффициента избытка окислителя.
Рис. 44. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого пароводородом от реактора на ЭАВ.
На рис. 43 показана зависимость температуры сгорания алюминия в воде от коэффициента избытка окислителя. При коэффициенте избытка воды, равном 5 (что является оптимальным с точки зрения кинетики реакции), температура в зоне реакции снизится до 750 К. Если реакция протекает при давлении, близком к атмосферному, на выходе из реактора получается смесь водяного пара с водородом, причем соотношения компонентов в ней будут иметь следующие значения: по массе Шн2о = 97,2 %; тН2 = 2,8 %; по объему гн2о = 79,4 %; гн2 = 20,6 %.
Возможность использования пароводорода в качестве рабочего тела для энергоустановок может быть рассмотрена на примере двух основных схем.
По первой схеме (рис. 44) пароводород с определенными термодинамическими параметрами из реактора подается в цилиндр поршневого ДВС в процессе впуска либо в конце сжатия. В первом случае предполагается, что полезная работа в цикле двигателя совершается только за счет теплоты сгорания водорода, а пар является балластом. Сравнительная оценка энергоемкостей бензовоздушной и пароводородовоздушной смесей стехио-
I
78
метрического состава (табл. 7) показывает, что при переводе лизинового двигателя на питание пароводородовоздушной смесью необходимо ожидать снижение удельной мощности fie менее чем на 60,5 %. Вполне очевидно, что подобный с11особ питания двигателя пароводородом не представляет практического интереса.
Во втором случае предполагается, что полезная работа в цикле двигателя совершается как за счет теплоты сгорания водорода, так и за счет внутренней энергии пароводорода,
Таблица 7. Энергоемкость топливовоздушиых смесей
Показатель	Топливо		
	Бензин	Водород (внешнее смесеобразование)	Пароводород
Энергоемкость топливовоздушной смеси при а = 1, кДж/м3	3710	3190	1460
Снижение энергоемкости заряда на единицу объема цо сравнению с бензиновым двигателем, %	0	25	60,5
тогда
Сникла = Сн2 + Uns,	(4.4)
гДе Qh, — низшая теплотворная способность водорода; 77пв — внутренняя энергия пароводорода. При таком способе питания Двигателя пароводородом удельная мощность поршневого двигателя может быть увеличена на 50—60 % по сравнению с бензиновым. Возможность получения высоких энергетических показателей ДВС делает заманчивым применение пароводорода Д1я транспортных энергоустановок. Однако тот факт, что значительное количество водяного пара в водородовоздушной смеси снижает ее реакционную способность и может оказаться, что пароводородовоздушная смесь указанного выше состава Находится вне пределов воспламенения, делает проблематичным практическую реализацию энергоустановки по первой схеме.
По второй схеме (рис. 45) пароводород с высокими термодинамическими параметрами (р =» 5,0 МПа, Т 700 4- 800 К) Сдается вначале в расширительную машину, где, расширять, совершает работу. После этого он поступает в холодильник-конденсатор, где водяной пар частично или полностью '°Нденсируется; конденсат возвращается снова в реактор, а во-ДоРод подается в ДВС. С точки зрения получения высоких
79
:	  г
энергетических и экономических показателей энергоустановок такая схема представляет определенный интерес, особенно дд, стационарных энергоустановок. Удельная мощность тако{ комбинированной установки может быть на 50—60 % выще чем мощность поршневого двигателя, по уровню КПД ©ни примерно одинаковы. Однако применение комбинированное энергоустановки для автомобиля сопряжено с его чрезмерныл усложнением.
Исходя из необходимости использования на автомобиле базового двигателя с минимальными изменениями, следует считать целесообразным полу- чение в реакторах на основе	г—•—----*----- две
ф"Н?	—-----
Рис. 45. Принципиальная схема комбинированной энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора на ЭАВ.
Рис. 46. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора Киппа.
гидрореагирующих сплавов водорода с относительно низков влажностью. Получение такого водорода возможно в реакторах, работающих по принципу Киппа.
Принципиальная схема энергоустановки с водородным ре актором Киппа показана на рис. 46. Брикет ЭАВ, контактирующий по нижнему торцу с водой, вступает в реакцию. Выделяющийся при этом водород собирается в верхней полости реактора, предварительно осушаясь, проходя через брикет ЭАВ Заданное рабочее давление в реакторе поддерживается автоматически за счет противодавления в газовой полости водяного резервуара реактора. Очистка торца брикета от продуктов реакций проходит путем смывания их водой в процессе реакции. Продукты реакции удаляются из реактора при его пера зарядке.
В этой схеме неизбежной является потеря теплового эффекта реакции (теплота реакции выводится из реактора водой рез радиатор в окружающую среду), что резко снижает обш1!-г' КПД энергоустановки.
Таким образом, получение водорода на борту автомоби^ путем разложения воды с помощью ЭАВ бесперспективно
80
питания современных ДВС. Однако при условии низких энергозатрат на производство ЭАВ он может рассматриваться как способ стационарного получения водорода.
4.	АККУМУЛИРОВАНИЕ В ОБРАТИМЫХ МЕТАЛЛОГИДРИДАХ
В конце 60-х гг. фирмой «Филипс» было зарегистрировано открытие, которое показало, что некоторые гексагональные интерметаллические соединения типа RNi6(R — редкоземельный элемент, Ni — никель или кобальт) эффективно поглощают и выделяют водород, причем процесс поглощения водорода идет при нормальных температурах, а процесс выделения — при сравнительно невысоких температурах (50—100 °C). Наиболее интересный представитель данного типа интерметал-лидов — LaNis может поглощать до 1450 объемов водорода. Плотность водорода в LaNi5 при давлении 0,25 МПа и комнатной температуре почти вдвое превышает плотность жидкого водорода [26].
Общие сведения об обратимых гидридах. Гидриды металлов и сплавов представляют собой твердые растворы водорода в металлах и, хотя реакции металлов с водородом изучаются уже более 100 лет, предсказать для интерметаллчческих соединений содержание водорода в них невозможно. Поэтому известные в настоящее время гидриды найдены экспериментально и в большинстве случайно. Отсутствие сформировавшихся представлений о природе абсорбции водорода металлами затрудняет разработку водородных аккумуляторов с заданными свойствами на основе гидридов.
Процесс образования отдельных экзотермических гидридов в зависимости от давления и температуры можно представить с помощью изотерм равновесных давлеш’й. На рис. 47 предст. влены изотермы равновесных давлений для ряда гидридов (71, Ь0, 81], из которых следует, что если равновесное Давление водорода повышается, то концентрация его в сплаве возрастает. При достижении предела растворимости может возникнуть новая фаза, для существования которой по закону фаз Гиббса характерно образование плато давления. Превращение всего сплава в первичный гидрид Rz-фаза) соответствует стехиометрии фазы и интенсивному росту давления. Если сплав может образовывать вторую фазу ф-фазу), как, например, FeTi (рис. 47, в), то появляется еще одно плато давления, после которого давление вновь круто возрастает.
Как все химические реакции, образование гидридов идет с преобразованием энергии. Энергия образования гидрида qs (кДж/моль Н2) зависит от физических свойств гидрида и может 6 3-1266	81
Рнгмпа
0,01
1,0-
0,1-
Рис. 47. Изотермы равновесного
0,01 ——i--------1----1	" ।---1 '	।
0,2	0,4	0,6	0,6	1,0	х
6
Давления водорода в системах LaNi6Hx (a); MgCuHA. (б) и FeTiH* (в) (х — количество атомов водорода в гидриде).
быть определена либо аналитически qs = 2,3 RTB [11] (где R — газовая постоянная водорода, В — постоянная для дан-Ц ного гидрида величина), либо экспериментально-калориметрИ'И ческим способом. Ее величина для известных гидридов колеб-И лется в довольно широких пределах (табл. 8). Как показываетИ практика, для оптимизированного водородного аккумулятора,Щ работающего в энергоустановке с ДВС, энергия образования
не должна превышать ±40 кДж/моль Н2, в противном случае могут возникнуть серьезные проблемы с нагревом или охлаждением гидрида в процессах десорбции и сорбции водорода.
Одним из направлений в разработке гидридов с заданными свойствами, например с минимально возможной энергией образования qs, является способ комбинации экзотермических металлов с эндотермическими. При этом могут иметь место комбинации, образующие гидриды с энергией образования, существенно меньшей, чем у исходных металлов. Однако предсказать, образуется ли вообще в данной комбинации металлов гидрид, нельзя. Поэтому экспериментальные исследования в этом направлении могут идти от бинарных сплавов, одним из компонентов которых может быть натрий, калий, магний, кальций, кремний и титан, а другим — железо, алюминий, никель, медь и цинк. В этих системах существует большое число отдельных сплавов, но лишь немногие из них известны в литературе как образующие гидриды, например Mg2Ni—Н4; Ti2Ni—Н2,5; TiVi,4—Н4,6; FeTi—Н2; Mg2Cu—Н3.
Композиционно гидридобразующие сплавы могут иметь довольно широкие пределы, так, например, сплав MgNi по патенту Дж. Релли [31] может иметь такой состав: 0,4—0,8 массовых долей никеля и 0,2—0,6 массовых долей магния, но наиболее приемлемым для водородных аккумуляторов оказался сплав, состоящий из 0,53 массовых долей никеля ч 0,47 массовых долей магния, такой сплав соответствует формуле Mg2Ni. Его сорбционная способность около 0,04 массовых долей. Водород поглощается сплавом при температуре около 250 °C и давлении 0,122 МПа. Ниже 250 °C соединение стабильно, однако энергия образования гидрида слишком высока — 61,2 кДж/моль Н2. Разложение этого гидрида начинается при температуре выше 250 °C. При постоянной температуре водород выделяется с постоянной скоростью, пока в гидриде не
останется около 0,01 массовых долей водорода.
Гидрид FeTiH2 существует при содержании титана в количестве 0,40—0,48 массовых долей [81], оптимальному составу с точки зрения сорбционной способности соответствует 0,4617 массовых долей. Избыточное содержание титана в сплаве спо-вобствует увеличению сорбируемого водорода. Частичное замещение железа другим переходным металлом практически не изменяет количество сорбируемого водорода, а лишь вызывает смещение изотерм равновесного давления, что дает возможность регулировать равновесное давление водорода над гидридом в нужно.м направлении. Это может иметь большое практическое значение для создания гидридов с заданными свойствами, однако экспериментальных материалов по сорбции боль-
82
6*
88
Таблица 8. Основные характеристики металлогидридов				. 1
Характеристика	TitNi—Н2,5	TiNi-H	FeTi—Н,	VII-Vi’
Сорбционная способность	1,61	0,94	1,87		Ч. 1,92
по водороду, % массы сплава				
Теплота десорбции qs.	15,8	15,30	14,92	19,12
кДж/г Н2				
Равновесное давление при	0,55	0,46	0,29	0,21
20 °C (зарядка), МПа				
Гидрирование	Легкое	Легкое	Легкое	Легкое
Температура десорбции, °C при р, МПа				
1	34	38	52	53
0,15	—3	—1	7	15
Распространенность металлов	Часто	Часто	Очень часто	Очень редко
Безопасность	Стабильный	Стабильный	Стабильный	Стабиль
Эквивалент 1 л бензина,	16,75	28,8	14,45	ный 14
КГ				
Масса сплава для 2,5 кг Н2	155	266	134	139
Масса системы хранения на 2,5 кг Н2 (коэффициент конструкции Монстр = 0.4)	207		138	182 1
ших количеств водорода тройными системами сравнительно мало.
Система FeTi—Н2 имеет характеристики, наиболее подходящие для аккумуляторов водорода. Энергия образования этого гидрида не превышает 30 кДж/моль Н2, его сорбционная способность около 0,02 массовых долей, равновесное давление водорода при температуре 0 °C составляет примерно 0,15 МПа, а при температуре 50 °C — 1,0 МПа. По температурным характеристикам это наиболее подходящий гидрид для автомобильных аккумуляторов водорода.
Еще одним представителем бинарных гидридобразующих сплавов являются медно-магниевые сплавы. Композиционно они имеют очень широкие пределы (0,09—0,83 массовых долей меди и 0,17—0,91 массовых долей магния). Наилучшими сорбционными характеристиками (около 0,03 массовых долей) обладает сплав, состоящий из 0,56 массовых долей меди и 0,44 массовых долей магния и соответствующий формуле Mg2Cu [71].
Процесс езрбции водорода этим сплавом идет при температуре примерно 250 °C и давлении 1,5 МПа. Скорость сорбции
84
7**»-Нб.7	NBH-NBH,	VNB—Н	Mg2Cu—В,	Mg2Ni — Н4	Mg—Н,
1,55	1,06	0,7	2,67	3,71	8,25
15,69	19,2	20,3	32,7	30,6	38,8
0,12	0,18	0,23	Не образуется	Не образуется	Не образуется
Очень легкое	Легкое	Легкое	Тяжелое	Тяжелое	Очень тяжелое
73	82	93	318	350	562
21	38	52	249	267	296
Редко	Очень редко	Очень редко	Часто	Часто	Часто
Стабильный	Стабильный	Стабильный	Пожароопасный	Стабильный	Пожароопасный
17,4	25,5	38,6	14,65	7,28	3,2
161	236	357	135	67,5	34
225				95	50
прямо пропорциональна давлению, при котором производится насыщение. Энергия образования этого гидрида также очень высока, она составляет 65 кДж/моль Н2.
Исследования процессов сорбции водорода интерметаллическими соединениями показывают, что ряд закономерностей является общим для всех соединений. Для быстрого поглощения максимального количества водорода сплав должен применяться в виде активированного порошка с хорошо развитой поверхностью. Активация материала достигается длительной выдержкой кусочков или слитков в водороде при давлении в несколько мегапаскалей с применением термораскачки. В результате материал разрушается, превращаясь в мелкий порошок. Высокоактивированный материал способствует достижению высоких скоростей реакций.
В табл. 8 приведено большинство известных гидридов и их основные характеристики. Эти гидриды можно разбить на две гРуппы: низкотемпературные с давлением десорбции 1,0 МПа в интервале температур 20—100 °C и высокотемпературные с давлением десорбции 0,1 МПа при температурах выше 100 °C.
85
В ряду низкотемпературных гидридов интерес представля-ет группа бинарных систем на основе титана, среди которых максимальную сорбционную способность и наименьшую стоимость имеет гидрид TiFe ч- Н2. Он нашел наибольшее распространение в экспериментальных образцах автомобильных аккумуляторов [47, 51, 64].
Гидрид LaNi6 Нед, относящийся к гидридам с общей формулой RNi6—Н7, ввиду чрезвычайно высокой стоимости лантана и ограниченности природных запасов не может применяться в качестве автомобильного аккумулятора водорода. Кроме того, сорбционная способность этого гидрида не превышает 0,015 массовых долей водорода, что намного меньше сорбционной способности гидрида титан — железо.
В ряду гидридов находится группа моногидридов, таких, например, как VH—VH2, NbH—NbH2 и MgH2. Поскольку запасы двух первых гидридов достаточно ограничены, использовать их не целесообразно. Моногидрид MgH2 представляет собой необратимый металлогидрид с содержанием водорода 0,08 массовых долей. Однако, несмотря на очень высокую емкость по водороду, сложность получения и особенно высокая нестабильность этого гидрида создают определенные трудности широкого его применения для транспортных энергетических установок.
Высокотемпературные гидриды магниевой группы представляют интерес с точки зрения высокой сорбционной способности, однако высокая энергия образования может быть препятствием на пути их использования в качестве автомобильных аккумуляторов водорода. Возможность их применения для этой цели может быть установлена только после анализа энергетического баланса энергоустановки.	>
Выбор типа гидрида для автомобильного аккумулятора водорода. При разработке гидридной системы хранения водорода обычно ставится задача выбора гидрида, обеспечивающего минимальную массу системы при удовлетворительных ее эксплуатационных характеристиках. Выбор гидридов должен производиться в соответствии со следующими основными требованиями: 1) высокая сорбционная способность; 2) высокая плотность; 3) малая теплота десорбции; 4) благоприятная характеристика изменения давления в диапазоне температур от 20 до 200 °C; 5) взрыво- и пожаробезопасность; 6) низкая стоимость.
В табл. 8 представлены наиболее важные характеристики ряда гидридов, которые могут быть использованы в качестве автомобильных аккумуляторов водорода. Здесь же приведены ориентировочные массовые показатели гидридных аккумуляторов при условии хранения на борту автомобиля 2,5 кг воДО'
86
и
рода, необходимого для обеспечения пробега 350'км автомобиля ГАЗ-24, работающего на смеси бензина с водородом.
При оценке возможности применения того или иного гидрида в качестве аккумулятора водорода для транспортной энергетической установки с ДВС основным условием является выделение необходимого количества водорода из гидрида на всех режимах работы двигателя.
Среди металлогидридов имеют место как экзотермические гидриды, выделяющие водород при подводе к ним тепла, так и эндотермические, выделяющие водород при условии их охлаждения. Первые являются более целесообразными для применения в транспортных энергоустановках с ДВС, поскольку для выделения водорода из них может быть использована энергия, выносимая в систему охлаждения двигателя, и энергия ОГ. Применение эндотермических гидридов потребовало бы установки дополнительной системы охлаждения с соответствующим энергопотреблением. Гидриды FeTi—Н2; Mg2Cu—Н3; MgsNi— Н4 и Mg—Н2 как наиболее перспективные для транспортных энергетических установок с ДВС относятся к экзотермической группе, поэтому целесообразно провести анализ энергетического баланса на базе этих гидридов. Для низкотемпературного гидрида FeTi—Н2 может быть использована как энергия, выносимая в систему охлаждения, так и энергия ОГ, а для высокотемпературных гидридов — только энергия ОГ, так как изотерма равновесного давления водорода над гидридом, соответствующая 1,5 МПа, находится в пределах 250—300 °C. В общем виде энергобаланс автомобильной энергоустановки с гидрид-ным аккумулятором водорода может быть представлен таким образом;
Н2 Me -> МеН2 + Qs -> отвод
подвод--------> Qs + МеН2 -> Me -f- Н2--------------
4
1 моль Н2 + моля О2 -> 1 моль Н2О 4- 246 кДж
*/з система	1/3 ОГ	х/з полезная
охлаждения	работа
87
88
Независимо от типа гидрида и способа подвода энергии для лю-бого режима работы двигателя должно выполняться следующее условие:
AQ = Qa-Qs>0,	(4.5)
где <2Д — энергия, выносимая из ДВС в систему охлаждения или с ОГ; Qs — энергия, подводимая к гидриду для выделения необходимого количества водорода.
Проведен анализ для системы с низкотемпературным гидридом FeTi—Н2 и подводом энергии из системы охлаждения двигателя. Расход энергии в водородном двигателе на единицу мощности составляет в среднем 125 кДж/кВт  ч, или 104 г Н2/кВт • ч. По экспериментальным данным с охлаждающей жидкостью система охлаждения передает в окружающую среду в среднем 20 % введенной с топливом энергии, т. е. примерно 25 кДж/кВт • ч.
В то же время для выделения необходимого количества водорода, считая, что qs = 14 920 кДж/кг Н2, надо подвести 15 кДж/кВт • ч, что составляет примерно 60 % энергии, отдаваемой двигателем в систему охлаждения. Таким образом, низкотемпературный гидрид FeTi—Н2 может эффективно работать в теплообменном контуре с системой охлаждения двигателя, обеспечивая выделение водорода в необходимых количествах при давлении до 1,0—15 МПа. Кроме этого, подобная система в результате отбора энергии из системы охлаждения гидридом позволяет уменьшить площадь радиатора охлаждения на 60 %.
В системах с низкотемпературным гидридом и подводом энергии от ОГ не может быть недостатка в энергии, поскольку с ОГ двигателя выносится в среднем около 40 % энергии топлива, что составляет около 50 кДж/кВт • ч, в то время как удельная энергия десорбции водорода составляет всего лишь 15 кДж/кВт • ч. Избыток энергии может быть легко погашен путем регулирования расхода ОГ через гидридный аккумулятор.
Энергия образования (энергия десорбции) высокотемпературных гидридов магниевой группы (30—39) 103 кДж/кг Н2, что более чем в 2 раза превышает энергию десорбции низкотемпературных гидридов. Несмотря на это, энергия ОГ достаточна для выделения необходимого количества водорода. Как было показано выше, она составляет 50 кДж/кВт • ч, а энергия дН сорбции даже для гидрида Mg—Н2 (самого энергоемкого) ня превышает 40 кДж/кВт • ч. На первый взгляд кажется, что| никаких проблем для применения высокотемпературных гидридов в качестве аккумуляторов водорода для транспортных ДВС не существует. Это происходит потому, что в приведенном
i
балансе не учтена рабочая температура гидрида. Поэтому при знализе баланса энергии необходимо рассматривать не полную энергию ОГ, а располагаемую, т. е. когда температура ОГ равна или выше изотермы гидрида при заданном равновесном давлении водорода. Для ДВС с внешним смесеобразованием рабочее давление водорода в системе питания не должно быть ниже 0,1—0,15 МПа, при внутреннем смесеобразовании с подачей водорода на такте впуска оно должно быть не менее 0,3— 0,4 МПа и при внутреннем смесеобразовании с подачей водорода на такте сжатия — не менее 1,5 МПа.
Уточненная оценка возможности применения того или иного гидрида в качестве аккумулятора водорода для транспортной энергетической установки может быть проведена по методике, приведенной в работе [28]. Суть методики заключается в сравнении располагаемой энергии ОГ, подсчитанной по их температуре и расходу на режимах ездового цикла, с энергией, необходимой для десорбции водорода на тех же режимах. Эта методика может быть использована как для случая работы двигателя только на водороде, так и для случая работы двигателя на смеси бензина с водородом.
Расчет располагаемой энергии производится по следующему выражению:
Qp = GorCp (/юг— 4ог) "35qq- »	(4-6)
где GOr — количество ОГ, кг; Ср — теплоемкость ОГ, кДж/кг • К; /юг и /20г — температура ОГ на входе в аккумулятор и на выходе из него; тр — время режима ездового никла, с.
Энергия десорбции необходимого количества водорода из гидрида определяется согласно выражению
й-СнЛ-^.	(4.7)
гДе бн2 — часовой расход водорода, кг; qs — энергия десорбции, кДж/кг Н2.
При этом в методике сделаны следующие допущения: давление водорода в гчдридном аккумуляторе постоянно; гид-Ридный аккумулятор прогрет до температуры десорбции; система безынерционна; теплоемкость ОГ постоянна (Ср =
1,086 кДж/кг  К).
Ниже на примере автомобиля ГАЗ-24 «Волга» с двигателем, Работающим на смеси бензина с водородом, показан анализ энергетического баланса системы ДВС — гидридный аккумулятор водорода при испытаниях автомобиля по ездовому Пиклу согласно ОСТ 37.001.54—74. Данный ездовой цикл
89
GHt> кг /v
включает наиболее характерные режимы работы автомобиль, ного двигателя в условиях городской эксплуатации с высока интенсивностью движения.
На рис. 48 показан испытательный ездовой цикл и соотве, ствующие его режимам количество Gor и температура /ог Of й расход водорода Gh2, полученные путем пересчета резуль,
GHt> кг/ч
^1—ГПП----------ТТЛ--------ГТ-------ГТГТГТ—П—ГГТТ
0,6
0,4
0,2	:
200	~~
150 100 50
400
300
200
100	=
40
30
20
10
Поспедобатепьность и бремя режимоб ездобого цикла (с = 195 а)
Рис. 48. Изменение параметров двигателя ГАЗ-24 Д по режимам ездового цикла.
татов стендовых испытаний двигателя ЭМЗ-24 при работе на смеси бензина с водородом. Суммарный расход водорода 38 ездовой цикл составляет 15,6 г, причем максимальный расход имеет место на режимах II и III передач (соответственно 0,67 и 0,66 кг/ч). На режиме холостого хода расход не превышает 0,180 кг/ч, а на режимах принудительного холостого хода поДа' ча водорода отключается.
Располагаемое тепло ОГ подсчитывалось на каждом реЖйМе ездового цикла для различных температур ОГ на выходе из гиД' ридного аккумулятора (0; 50; 100; 140; 200; 260; 320 °C).
рис. 49 показаны соотношения располагаемой энергии ОГ и Необходимой для десорбции водорода по режимам ездового цикла для гидридного аккумулятора на сплавах FeTi и Mg2Ni. Для низкотемпературного гидрида (^ог = 50 °C) располагаемой энергии вполне достаточно для десорбции необходимого количества водорода на всех режимах ездового цикла, включая холостой ход, причем на большинстве режимов имеет место
Рис. 49. Диаграмма располагаемого тепла (сплошные линии) и необходимого для десорбции водорода (штриховые линии) по режимам ездового цикла.
значительный избыток тепла. Для высокотемпературного гидрида Mg2Ni—Н4 (/2ог = 260 °C) располагаемой энергии достаточно только лишь на режимах движения с постоянной скоростью.
Обеспечить постоянную температуру на выходе из теплообменника — гидридного бака — невозможно, так как температура продуктов сгорания изменяется в широких пределах — 120—480 °C (см. рис. 48) в зависимости от режима ездового Цикла. При постоянной поверхности теплообмена в гидридам баке с ростом температуры продуктов сгорания на входе в теплообменник также повышается температура на выходе, До приводит к снижению располагаемого тепла в цикле. Такая зависимость приведена на рис. 50, где показано необходимое количество тепла для десорбции водорода за цикл Для ряда гидридов в интервале равновесных температур при Давлениях 0,15—1,0 МПа. Как видно из рисунка, для низкотемпературных гидридов располагаемое количество тепла в 2— “ Раза превышает необходимое. Избыток тепла во избежание ПеРегрева гидридного бака и увеличения давления водорода
91
Рис. 50. Зависимость располагаемого тепла за цикл от температуры ОГ.
в нем выше расчетного необходимо сбрасывать, что достигается установкой распределителя ОГ, который осуществляет количественное регулирование расхода продуктов сгорания через теплообменник гидридного бака и тем самым обеспечивает нормальную работу гидридного бака при температурах продуктов сгорания, значительно превышающих равновесную температуру десорбции при 1,0 МПа.
Наиболее перспективным из показанных на рис. 50 низкотемпературных гидридов следует считать гидрид FeTi—Н2, имеющий наибольшую сорбционную способность и низкую стоимость, хотя он и требует для заправки водород высокой чистоты (99,98 %). Поэтому на стадии экспериментальных работ с гидридными системами хранения водорода наряду с FeTi может быть использован и более дорогой гидрид LaNi5—Не./, который многократно (не менее 3000 циклов) поглощает технический водород (98,5 %) без ухудшения сорбционных свойств.
Гидрид FeTi—Н2 вполне удовлетворяет требованиям баланса тепла и на любых стационарных режимах движения авто-
Рис. 51. Зависимость располагаемого тепла от температуры ОГ на установившихся режимах движения автомобиля ГАЗ-24 (/—IV — ступени коробки передач).
мобиля, что видно из рис. 51, на котором представлено изменение количества располагаемого тепла в зависимости от температуры ОГ. Так как расход водорода на рассмотренных режимах различен, то необходимое количество тепла для выделения водорода из гидрида на этих режимах показано заштрихованной областью. Для обеспечения расхода водорода на холостом ходу двигателя температура ОГ на выходе из гидридного бака не должна превышать 60 °C.
Учитывая тепловую инерционность гидридной системы хранения водорода, следует ожидать его недостатка на переходных режимах работы двигателя, на которых происходит резкое увеличение расхода водорода. При общем расходе водорода за цикл 15,6 г на долю переходных режимов приходится 22 %. Поскольку переходные режимы следуют, как правило, За холостым ходом, где избыток тепла практически отсутствует, целесообразно использовать избыточное тепло других участков цикла для накопления водорода с последующим его использованием на переходных режимах. Это достигается установкой
Таблица 9. Характеристики гидридных систем на 2,5 кг водор^
Характеристика	FeTi	FeTi — 0,7 Mg2Ni — 0,3	FeTi -0,6 Mg2Ni — 0Л	PeTi - o,5 i — 0,5	FeTi — 0,7 MgjH - 0,3	FeTi — 0,6 MgsH —0,4	FeTi — 0,5 Mg,H - 0,5
Масса на 2,5 кг Н2, кг Выигрыш в массе по	188	160	150	140	146	132	118
уравнению с FeTi, %	0	15	20 Й 	25,5	22,5	30	87

накопительной емкости. Кроме того, в процессе выделения во, дорода из гидрида возможно дополнительное увеличение обт,. ема накопительной емкости за счет уменьшения объема гидри. да, что значительно повысит динамические качества систему питания двигателя. Наличие накопительной емкости необходимо также для обеспечения запуска двигателя.
Рассматривая возможность применения высокотемператур. ных гидридов магниевой группы в качестве автомобильных аккумуляторов водорода, следует отметить, что ни один из этих гидридов не удовлетворяет принятому балансу тепла (см. рис. 50). Располагаемого тепла за ездовой цикл достаточно всего лишь для выделения 12,5 % необходимого количества водорода при использовании гидрида Mg—Н2; 21,5 % — при использовании гидрида Mg2Cu—Н3 и 24 % — при использовании гидрида Mg2Ni—Н4 при минимальном рабочем давлении в системе питания 0,15 МПа. Следовательно, гидриды этой группы не могут быть использованы в качестве самостоятельных аккумуляторов водорода для автомобилей. Их применение целесообразно в комбинированных схемах с низкотемпературным гидридом, что позволит существенно снизить общую массу гидридной системы. Гидрид Mg2CuH3He представляет интереса, так как не имеет преимуществ перед гидридом Mg2NiH4, а его сорбционная способность значительно ниже.
Характеристики комбинированных систем представлены в табл. 9, из которой следует, что применение высокотемпературных гидридов значительно (до 37 %) снижает общую массу всей системы. Однако, учитывая неблагоприятные температурные характеристики гидрида магния MgH2, ограничивающие его долю в комбинированной системе (для ездового цикла 12,5 %, а для реальных эксплуатационных режимов не более 25 %) максимальный выигрыш в массе может достигать 20 %.
Наиболее целесообразным следует считать применение в комбинированных гидридных системах сплава Mg2Ni, несмотря на его более низкую сорбционную способность. Так как температура выделения водорода из гидрида этого сплава при одинаковых давлениях почти на 40 °C ниже, то располагаемая теплота (см. рис. 50) достаточна для выделения 24 % суммарного расхода водорода в ездовом цикле, а в реальных условиях городской эксплуатации доля этого сплава в комбинированной системе может достигать 50 %, что даст снижение массы на 25,5 %.
Перспективность применения сплава Mg2Ni подтверждается также тем, что на режимах установившегося движения на пря-мой передаче располагаемого тепла ОГ достаточно для покрЫ' тия 47 % расхода водорода при скорости 60 км/ч, 80 % при сКО'
94
пости 70 км/ч, а при скорости 80 км/ч появляется даже 30 %-рЬ1Й избыток тепла (см. рис. 51).
Таким образом, наиболее приемлемой следует считать комбинированную (FeTi + Mg2Ni) систему хранения, позволяющую иметь минимальные массовые характеристики.
5.	СХЕМЫ ТРАНСПОРТНЫХ ЭНЕРГОУСТАНОВОК С ГИДРИДНЫМИ АККУМУЛЯТОРАМИ ВОДОРОДА
Использование гидридов с различными характеристиками по температурам десорбции водорода предопределяет возможность разработки вариантов схем автомобильных энергоустановок. В схемах с низкотемпературным гидридом в качестве теплоносителя может быть использована жидкость си-^ стемы охлаждения двигателя или ОГ. В схемах с высокотемпе-
Рис. 52. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС и гидридным зккумулятором водорода, использующим тепло ОГ.
бурным гидридом — только ОГ, а в комбинированных схе-'йх — и то и другое в соответствии с температурными блоками.
Принципиальная схема энергоустановки с гидридным аккумулятором водорода и подводом тепла от ОГ показана на
52. ОГ двигателя 1 через распределитель 9 поступают ;гидридный бак 6, где часть тепла отдают гидридным элемен-.'Л18. Теплота, воспринятая гидридом, расходуется на процесс ^орбции водорода. Вследствие того что в схемах с низкотем-^Ратурным гидридом энергия ОГ на большинстве режимов ра-> двигателя значительно превышает необходимую для дис-1°Риации гидрида, во избежание перегрева бака и увеличения
95
давления в нем выше расчетного ее избыток необходимо сбра. сывать через глушитель 10. Это достигается установкой рас. пределителя ОГ 9, который количественно регулирует расход ОГ через гидридный бак и тем самым обеспечивает его нормаль, ную работу при температурах значительно превышающих диссоциацию гидрида для заданного равновесного давления, На случай отказа распределителя ОГ на водородной магистра-
где т — масса поглощенного водорода, кг; q$ — тепловой эффект реакции образования гидрида, кДж/кг Н3.
Например, в случае заправки 650 кг FeTi, в решетке которого разместится 10 кг водорода, выделится теплота Qs = == 149,2 • 103 кДж. Если допустить, что в процессе зарядки температура аккумулирующего вещества поднимается на 50 °C, то в этом случае количество тепла, подлежащее удалению
Охлаждающая 2	3	вода
12	13
7
Рнс. 53. Принципиальная схема энергоустановки с гндридным аккумулятором водорода, использующим тепло системы охлаждения ДВС:
/j— ДВС; 2 — дозирующий орган; 3 — редуктор; 4 — трубопроводы; 5,6 — вентили подвода охлаждающей жидкости при заправке; 7 — гидридные патроны; 8 — распределитель теплоносителя; 9, 10 — система выпуска ОГ с глушителем; И - накопительная емкость; 12, 13 — заправочные вентили; 14 — предохранительный клапан.
74
Рис. 54. Принципиальная схема комбинированной энергоустановки с ДВС и гидриднымн аккумуляторами водорода:
ли высокого давления устанавливается предохранительный клапан 11, регулируемый на критическое давление в системе-
Водород, диссоциирующий из гидрида, собирается в накопительной емкости 7, откуда после снижения давления в Ре‘ дукторе 3 поступает в двигатель через дозирующее устройство 2. При длительной стоянке автомобиля гидридный бак откл10' чается от системы питания двигателя вентилем 4.
Зарядка гидрида водородом производится через вентиль о, при этом охлаждение может осуществляться либо проточной водой, либо воздухом. В процессе заправки водород вступав | в реакцию с интерметаллидом, образуя гидрид. При этом оС' вобождается теплота в количестве, пропорциональном погло' щенному водороду:
4.8)
1 — ДВС; 2 — дозирующий орган; 3 — редуктор; 4 — распределитель теплоиоси-
5, 6 — вентили подвода охлаждающей жидкости при заправке; 7 — низко-•емпературиые гидридные блоки; 8,9 — заправочные веитилн; 10 — высокотемпературный гидридный блок; 11 —накопительная емкость; 12 — распределитель ОГ; 13 — система выпуска ОГ; 14 — предохранительный вентиль.
из гидридного бака, составит
AQS = Qs — maCp\t = 20 475 кДж, (4.9) где Ср — массовая теплоемкость (согласно работе [89] для FeTi Ср = 0,63 кДж/кг • К); т„ — масса интерметалли-4а, кг; А/ — изменение температуры в процессе заправки.
Таким образом, без внешнего охлаждения может быть по--.1 глощенодо15 % общего количества водорода и, следовательно, 85 % тепла нужно выводить из гидридного аккумулятора 8 процессе заправки.
Схема энергоустановки с подводом тепла к гидриду из си-Стемы охлаждения двигателя (рис. 53) аналогична предыдущей ' 3—1268	97
Q, = mqs,
96

схеме. Принципиальное ее отличие состоит в конструктивном исполнении гидридного аккумулятора, определяемом типом теплоносителя. Исполнение гидридного аккумулятора в виде отдельных элементов представляется более целесообразным как с точки зрения рациональной компоновки, так и с точки зрения снижения времени заправки гидрида водородом.
Комбинированные схемы с низкотемпературным и высокотемпературным гидридом представляют собой, как правило,
Таблица 10. Сравнительныа энергетические характеристики источников энергии
Источник энергии	Удельная энергия		кпд двигателя, %	Удельная энергия с учетом КПД двигателя	
	Вт-ч/кг	Вт-ч/л		Вт•ч/кг	Вт • ч/л
Электрохимический аккумулятор: свинцовый	40	80	70	28	56
сульф идно-литиевый	<150	<250	70	105	175
серебряно-цинковый	<150			80	120		
Металлогидриды: FeTiHij	510	2040	35	178	712
Mg,NiH4	1100	1650	35	385	578
MgH2	2332	2100	35	816	735
FeTiHi.7 +	805	1845	35	280	645
50 % + MgoNiHi So % бензин	12 222	8922	23	2811	2052
комбинацию двух первых схем (рис. 54). Высокотемпературный блок должен располагаться вблизи выхлопного патрубка двигателя, выполняя одновременно функции основного глушителя. Оба блока работают на общую накопительную емкость, при этом низкотемпературный блок отключается от системы охлаждения двигателя при заданном давлении в накопительной емкости, что исключает его работу на тех режимах работы двигателя, на которых обеспечивается эффективная работа высокотемпературного блока.
Практическое состояние работ по использованию металло-гидридов в качестве автомобильных аккумуляторов водород3 показывает, что для реализации этого направления имеются достаточно обоснованные предпосылки: простота и надежность конструкций; высокая степень безопасности в эксплуатаций относительно низкая стоимость. И хотя массовые показатели этого типа аккумуляторов еще достаточно высоки, все Же>
S8
сравнивая энергетические характеристики электрохимических п металлогидридных аккумуляторов водорода (табл. 10), можно констатировать, что последние имеют в несколько раз более высокую массовую и объемную энергоемкости, а это значит, что уже в ближайшем будущем представляется целесообразным применение водородных автомобилей для городского и местного транспорта, а также для специальных целей.
6. ТЕПЛОМАССООБМЕН В МЕТАЛЛОГИДРИДНОМ АККУМУЛЯТОРЕ ВОДОРОДА
Переменный характер режимов работы автомобильного двигателя предопределяет довольно жесткие требования к аккумуляторам по динамике выделения водорода. Обеспечение этих требований представляется одной из основных задач при разработке конструкций металлогидридных аккумуляторов.
Наиболее рациональной схемой аккумулятора, которая прошла опробывание на ряде автомобилей [28, 47, 51], является схема в виде трубчатого теплообменника. Элементом, определяющим динамику выделения водорода в такой схеме, является гидридный патрон — герметичная трубка, заполненная интерметаллическим соединением, например FeTi. Для определения конструктивных параметров гидридного патрона (диаметр и длина), обеспечивающих функциональную работоспособность автомобильного аккумулятора, были проведены теоретические и экспериментальные исследования тепломассопереноса в слое гидрида и динамики процесса обратимой сорбции водорода.
Интерметаллид в процессе многократного гидрирования разрушается и уже после 10—15 циклов представляет мелкодисперсную систему с размером частиц 2—4 мкм. В такой системе на скорость обратимой сорбции водорода оказывают влияние следующие параметры: скорость процессов диссоциации молекулы водорода при сорбции или рекомбинации его атомов при десорбции у поверхности частиц металлогидрида; скорость Диффузии атомов водорода внутри кристаллической решетки интерметаллида; вынужденная конвекция водорода в пустотах между частицами; скорость фазового перехода интерметаллид — гидрид и наоборот.
Согласно исследованиям [48], три первых фактора не оказывают решающего влияния на скорости сорбции и десорбции водорода, в то время как фазовый переход гидрид — интерметаллид является определяющим для процесса обратимой с°рбцич. Фазовый переход сопровождается практически Мгновенным выделением больших количеств тепла (например, Для LaNig 1,55 • 10е Дж/кг Н2), в результате чего фактором, 7*	89

лимитирующим скорость сорбции — десорбции, становится скорость теплопередачи в гидриде. Таким образом, исследование тепломассообмена в слое мелкодисперсного металлогидри-да является важнейшей задачей для оптимальной организации теплопереноса и, следовательно, управления скоростью выделения водорода из гидрида в соответствии с режимом работы двигателя.
Рассмотрим задачу нестационарного теплообмена в плоском неограниченном слое мелкодисперсного металлогидрида с учетом фазового перехода. На поверхностях, ограничивающих слой, задаются граничные условия первого рода. Целью решения является получение пространственно-временных полей температуры и описание массообмена в слое.
Составление, анализ и решение полной системы дифференциальных уравнений, описывающих все виды переноса теплая массы в подобной системе с учетом нелинейности теплофизических свойств, встречает большие трудности. В случаях, когда математическую модель процесса удается получить, даже при упрощении физической природы, результаты, как правило, бывают громоздкими, трудноприменимыми в инженерной практике.
Для решения рассматриваемой задачи был избран метод элементарных балансов [7]. Расчетные уравнения по этому методу получаются на базе гипотезы теплопроводности Фурье, закона сохранения энергии, второго начала термодинамики. Применительно к данной задаче метод был дополнен внутренним источником тепла, обусловленным фазовым переходом гидрид — интер металл ид [4, 6].
Такие достоинства метода элементарных балансов, как простота, наглядность, приспособленность к расчету на ЭЦВМ, оправдывают, на наш взгляд, апробацию его в рассматриваемом случае. Упрощения, которые при этом необходимы, в определенной мере будут влиять на степень адекватности модели реальному процессу. Однако накопленный опыт исследования процессов тепломассообмена в мелкодисперсных средах и известные возможности метода позволяют надеяться, что такое влияние будет в допустимых пределах.
Допущения, продиктованные необходимостью упрощения физического механизма процесса, сводятся к следующим.
1.	Поскольку характерные размеры слоя значительно превосходят диаметр частиц (6	<Д), слой мелкодисперсного ме-
таллогидрида рассматривается как сплошная однородная среда с эффективными значениями теплофизических свойств.
2.	Частицы монолитны (без вторичной пористости), имеют сферическую форму, одинаковый размер и образуют плотную хаотическую упаковку (структуру первого порядка [18])» соответствующую, согласно имеющимся экспериментальным
100
данным [5], пористости П = 0,375. Это допущение необходимо для выбора зависимостей, аппроксимирующих теплофизические свойства слоя.
3-	Х,эф = / (Т), а СЭф = f (Хн2), поскольку для рассматриваемых условий, по имеющимся литературным данным [5, 25],
(4-10)
дТ zz др дТ z/ длНа	'	7
И
^эф	дсЭф асэф
ахН1 ?? от ’ дХщ " др 
При этом в интервале температур и давлений, характерных для процессов обратимой сорбции в металлогидридах, можно допустить
дХэф _ п.	^эф ~
др ~U’	ахН! - U
И
-^-^0,	(4.11)
дТ ’ др ’	'	’
где Кэф — эффективная теплопроводность слоя; Сэф — эффективная теплоемкость слоя; рТ — давление и температура водорода в слое; Хн, — концентрация водорода в гидриде.
4.	Теплота фазовых переходов учитывается введением в модель процесса равномерно распределенных в слое объемных источников тепла.
5.	Фазовый переход от нулевой до максимальной концентрации водорода в гидриде соответствует области так называемого плато на кривой р — f (Хн2) (см. рис. 47) [26]. При этом давление и температура фазового перехода связаны зависимостью: ’gp=--4r+-^’	<4-12>
где &S — изменение свободной энтальпии и энтропии 1 моля водорода при фазовом переходе; R — газовая постоянная Для Н2.
6.	Изменение массы водорода в гидриде во время фазового перехода пропорционально количеству тепла, поступающему в слой (процесс десорбции водорода) или отданному слоем (процесс сорбции).
Допущения 1,4 — традиционные при решении задач теплопроводности, аналогичных рассматриваемой. Допущения 3, 6,
101
по нашему мнению, достаточно точно отражают реальную при! роду процесса. В меньшей степени это относится к допущениям 2,5, поэтому остановимся на их анализе подробнее.	I
Проведенные наблюдения [4] свидетельствуют о неоднород! ном гранулометрическом составе слоя. На рис. 55 представлен вид частиц LaN5 при 500-кратном увеличении. Очевидно, принятая модель в значительной степени абстрагируется от реальной структуры. Однако на основании данных, приведенных в в работе [44], полагаем, что форма частиц не влияет на теп-
Рис. 55. Вид частиц, гидрида Рис. 56. Тепловая схема рас-LaNi6H1: при 500-кратном увеличе- чета.
НИИ.
лофизические свойства дисперсного вещества. Средний размер частиц по результатам наблюдений составляет 3—4 мкм. Согласно работе [18], в системе, состоящей из частиц такого размера, при свободной засыпке неизбежно присутствует вторичная пористость, которая может существенно влиять на теплофизические коэффициенты. Однако для уплотненного слоя это влияние незначительно и его можно не учитывать в модели.
Крайне приближенно допущение 5, игнорирующее реальный ход кривой р — f (Хн2). В настоящее время такой подход неизбежен, поскольку в литературе имеются достоверные данные лишь по участку др/дХц, = 0 [36], который описывается уравнением (4.12).
На рис. 56 представлена тепловая схема для расчета. Слои  толщиной 6 разбивается на элементарные участки AZ. ТеплофИ' зические параметры слоев сосредоточиваются в расчетных точках с номерами i = 1, 2, 3, ..., п.
При этом
(4-13)
Уравнение теплового баланса для Z-го слоя запишется в еле-
102

дующем виде:
Q, + /f=Of,	(4.14)
где Qi — тепло, поступившее в слой за время Ат; I{ — тепло, выделенное (поглощенное) за это время внутренними источниками; Gt — изменение теплосодержания слоя за время Ат.
Раскрыв значения слагаемых и проведя необходимые преобразования с учетом принятых допущений, получим уравнение для температуры слоя i в момент времени k -j- 1:
а,.ьДт	_	( 2altAx \ _
Ti,k+i ~ ~(Д£)2' (^-1.* +	+ (1-----) Tik +
л	k
+ С о TAZP	~	~	’ <4’ 15>
с«Рсл	/=1	4,k
где aik — эффективная температуропроводность слоя, йщ = X...
=	Cik — соответственно эффективные теплопро-
^(/гРсл
водность и теплоемкость; рсл — насыпная плотность слоя; Ат — расчетный шаг по времени; пгг— масса газа, сорбированного единицей массы металлогидрида; k — номер расчетного интервала времени Ат, k = 1, 2, 3, ...
Формула (4.15) позволяет по известным температурам в момент времени xk = &Ат рассчитывать распределение температуры в слое в момент времени ta._|_i = (k 4- 1) Ат. При этом учитывается механизм фазовых переходов и нелинейность тепло-фнзических свойств.
Допущения 5 и 6 приводят к следующим ограничениям в уравнении (4.15): если Tiik+i <Z То, то полагается, что Г,,+, - Д; если А =	(Г,^, - Т,,) > &
то полагается, что
А W
С1к
Начальные условия
Т10=Т0; i= 1, 2, 3, я; (4.16)
Сю — С д', KiQ = Кд.
Граничные условия
7Ъ = ТИ;	(4.17)
При этом
Т<к = Тя- Kik = K„, C(k = Cn.	(4.18)
Допущение 1 делает особенно существенным определение эффективных теплофизических свойств слоя. К сожалению,
403
в литературе пока отсутствуют достоверные сведения по этому вопросу, имеющиеся же данные весьма ограничены. Этот факт вынуждает априорно аппроксимировать эффективные значений теплопроводности и теплоемкости приведенными ниже зависи] мостями.	I
Значения эффективной теплопроводности А,/* для темпер ату! ры Tik рассчитывалось по формуле, предложенной в работе [23] для порошкообразных средств с пористостью П >» 0,3:
л л 5,8(1 — П)2 ! 1 . Хм , k \	,
где Хм, Хг — теплопроводность соответственно металлического каркаса и газонаполнителя.
Зависимости Хм = (Т) и X = f„ (Т) брались из работ [8, 39].
При расчете эффективного значения теплоемкости полагалось, что вклад каждого из компонентов в теплоемкость прямо пропорционален его массовой доле:
“Ь ^Г^ПГ
С* = -Г+„/ •	(4-20)
где Сы, Срг — соответственно теплоемкость металлогидрида и газонаполнителя.
По формуле (4.20) определялось начальное и конечное значения теплоемкости Со и Сп, значения См и Срг также брались из работ [8, 39]. С учетом допущения b было получено выражение для текущего значения теплоемкости слоя
л	k
с№ - С. - (С, - С„) -Uj|„r’|AZ), S !„ (Тм„ - 7,.,). (4.21)
Формула для Cik справедлива только для значений k, соответствующих процессу фазового перехода в слое t. Поэтому в алгоритм расчета вводится следующее ограничение: при Си, < < Сп принимается С1к = Сп.
Предварительная оценка показала, что для заданных условий изменение эффективной теплопроводности за время процесса составляет до 10 %, а теплоемкости — до 50 % (вследствие высокой теплоемкости водорода). Из сказанного следует, что учет нелинейности теплофизических свойств в расчете необходим.
Насыпная плотность слоя определялась как
рсл = р (1 — П) — const.	(4.22)
0ри рассмотрении уравнения (4.15) с позиций второго начала термодинамики получаем значение максимально возможного тага во времени для расчета:
л _ (AW2
^^гпах —
zaik max
(4.23)
Кроме того, из условий сходимости решения получаем дополнительное условие
(4.24)
д 7	_Г ^ik min Го) ATmax
maX ~ [	^ЮгРсл
Расчетный шаг по времени и величина участка AZ выбираются из условий Ат < Аттах, AZ < AZmax.
С помощью уравнения (4.15) были рассчитаны температуры процесса разогрева слоя металлогидрида LaNigH* при сорбции чэдорода. Толщина слоя в расчете взята 10 мм, температурный перепад Та — То = 25 К. В расчете полагалось, что температура слоя до начала нагрева То связана сдавлением зависимостью 1.4.12), слой «подготовлен» к фазовому переходу.
На рис. 57 показано изменение температуры различных точек плоского металлогидрида со временем. Результаты представлены в безразмерном виде. Кривые 1—5 соответствуют пяти точкам слоя, отличающимся безразмерной координатой Z/S. Кривая 6 построена для тех же условий, что и 1, но без внутренних источников тепла, т. е. описывает разогрев слоя для координаты Z/б = 0,091 в отсутствие фазового перехода метал логидр ид — интерметаллид.
Немонотонный ход кривых 1—5 связан с процессом фазового перехода в данном элементарном слое (участки, соответству-Т —Т
ющие 0 =	__ ? = 0) или соседних с ним слоях (пологие
Участки кривых). В интервале Fo = 2,15 4- 2,30 наблюдается более интенсивный рост температуры элементарных слоев, что связано с завершением фазового перехода по всей толщине слоя б. Следовательно, измеряя температуру какой-либо одной точки фиксированной произвольной координатой, можно достаточно точно определить момент завершения фазового перевода во всем слое. Критерием такой оценки, исходя из вида кривых 1—5, может быть условие
d&i / д& \	, дЮ _ 0
TFK “ ^Fo Lx ’ -?F°2
На рис. 58 представлены результаты расчета в иной интер-пРетации. Показана зависимость 0 = f (Z/b) для различных м°ментов времени. Участки с 0 — 0 на кривых 1—4 соответст-
dFo2
105
104
вуют фазовому переходу, как и на рис. 57. Кривые 5—7 овд. сывают разогрев слоя после того, как фазовый переход за. вершен.
С учетом допущения 6 была определена масса водорода, вы-деленная слоем металлогидрида толщиной 6 = (2п — 1) AZ к мо-менту времени т/г = kjДт [51. Расчет производился по формуле ол п k
M6.k = mrpCJ1AZ + g2 J Л(7 (Т^„- - Тч). (4.25)
Масса всего водорода, содержащегося в слое до начала процесса (в расчете на 1 м2 сечения):
Л4СЛ = тгрсл§.	(4.26)
Рис. 58. Динамика разогрева плоского слоя металлогидрида при различных значениях Fo.
Рис. 57. Динамика изменения температуры внутри плоского слоя металлогидрида:
I, в — г/б = 0,091; 2 — z/б = 0,182; 3 — г/б = 0,273; 4 — z/б = 0,364; 5 — z/б — = 0,455.
Разделив выражение (4.25) на (4.26), получим безразмерное значение М — Му/Мсп, характеризующее долю водорода, десорбированного слоем:
л " ^7 - т + Д S - г»)- <4-27’
Для анализа скорости десорбции водорода через единицу поверхности слоя введем безразмерный комплекс
G = 1^ = ^F°)> (4‘28) который позволяет оценить характер изменения диссоциации гидрида во времени, что представляет значительный интерес при проектировании автомобильных аккумуляторов водорода-106
Приведенная выше методика, модифицированная для дцлиндрического слоя и дополненная расчетом теплообмена с0Г, была использована для расчетно-теоретического анализа конструктивных особенностей и режимных характеристик ме-таллогидридных элементов автомобильных аккумуляторов водорода.
Сопоставление данных расчета и эксперимента, проведенного на физической модели металлогидридного элемента, по
казало удовлетворительное совпадение не только времени окончания фазового перехода водорода из связанного состояния в свободномолекулярное, но и количества водорода, генерируемого системой в каждый момент
времени.
С помощью разработанной методики расчета была проведена оценка влияния граничных условий теплообмена на интенсивность десорбции водорода. Исследования показали, что производительность металлогидрид
ного элемента по Водороду за- Рис. 59. Зависимость времени де-висит от значения температу- сорбции водорода от диаметра ры теплоносителя, уровня КО- металлогидридного элемента, эффициента теплообмена и геометрических размеров слоя металлогидрида. Причем наиболее существенной является связь
между геометрическими размерами слоя и производительностью, что свидетельствует об определяющем влиянии внутреннего термического сопротивления на интенсивность процесса генерации водорода в диапазоне изменения режимных параметров конвективного теплообмена, характерного для работы автомобильных аккумуляторов водорода.
Выбор рациональных размеров металлогидридных элементов приобретает особое значение при разработке и создании блоков автомобильной системы хранения водорода, призванной обеспечить устойчивую работу двигателя при пуске из холодного состояния и на переходных режимах.
Стремление улучшить условия теплопереноса за счет более плотной упаковки слоя гидрида повышает гидравлическое сопротивление и затрудняет доступ водорода в зону реакции.
На основании данных экспериментального исследования процессов массопереноса на физических моделях металлогид-Рйдных систем можно сделать вывод о том, что существует определенная толщина слоя, превышение которой вызывает заметнее возрастание гидравлического сопротивления для протока в°дорода к периферийным зонам. Так, для металлогидрида
107
вида LaNi5Hx с насыпной плотностью р = (3,7 ч- 3,9) X Ю3 кг/м3 влияние геометрического фактора представ, лено в виде отношения длины металлогидридногоэлемента/ к проходному сечению, выраженному через эквивалентный диаметр d, проявляется при значениях l/d > 20. Сокращение длительности сорбционных процессов только за счет интенсификации теплопереноса не осуществимо, так как в этом случае
Рис. 60. Характер изменения температур по длине гидридного элемента и давления водорода в ием по мере разрядки.
лимитирующей стадией является массоперенос водорода в
Рис. 61. Динамика заправки гидридного аккумулятора водородом: 1 и 2 — интенсивность поглощения водорода соответственно с охлаждением н без охлаждения: Г и 2' — изменение температуры на поверхности гндридно-го элемента соответственно с охлаждением и без охлаждения-
металлогидриде.
Зависимость динамики выхода водорода из металлогидрида LaNigHx от диаметра элемента представлена на рис. 59. Исходя из максимального расхода водорода двигателем в условиях городской эксплуатации автомобиля можно определить размер металлогидридного элемента. Из полученных данных следует, что при интенсивности теплового воздействия, обусловленной режимом работы двигателя, необходимые расходные характеристики обеспечиваются при значении диаметра металлогидридного элемента не более 40 мм.
Экспериментальные исследования динамики зарядки и выделения водорода из гидрида проводились на натурном элементе автомобильного аккумулятора водорода с интерметаллидом LaNi5. Испытаниями предусматривалась оценка времени разрядки аккумулятора, изменения равновесных давлений водорода над гидридом и температур по длине элемента при расходах водорода, соответствующих потреблению двигателем на стационарных режимах ездового цикла. Учитывая значитель-
108
избыток тепла ОГ в схемах с низкотемпературными гидридами, установку снабжали регулятором расхода ОГ что позволяло поддерживать равновесные давления на заданном уровне.
Характер изменения равновесных давлений и температуры гидридного элемента представлен на диаграмме (рис. 60), ко-горая соответствует движению автомобиля на третьей передаче со скоростью 50 км/ч. Результаты показывают, что параметры гидридного элемента аккумулятора, полученные расчетноаналитическим методом, удовлетворяют расходным характеристикам по водороду на основных режимах ездового цикла. Изменяя расход ОГ, можно поддерживать равновесное давление водорода на уровне 0,3—0,5 МПа на протяжении 90 % времени разрядки аккумулятора, при этом температура на поверхности элемента в конце разрядки не превышает 100 °C, что гарантирует абсолютную безопасность эксплуатации аккумулятора.
Повторная заправка гидридного элемента непосредственно после его разрядки практически невозможна при давлениях ниже 5,0 МПа вследствие высокого равновесного давления диссоциации гидрида при температуре около 100 °C. Для повторной заправки гидрид должен быть охлажден до температуры 15-20 °C.
В процессе зарядки аккумулятора необходимо охлаждение гидрида. В этом случае полное насыщение гидрида водородом при давлении 2,0 МПа осуществляется за 15—17 мин, а 80 %-ное насыщение — за 4—5 мин (рис. 61). Процесс заправки без охлаждения возможен только до 50 % полной емкости аккумулятора, что является следствием повышения температуры гидрида и равновесного давления диссоциации до уровня давления заправки. Полученные данные хорошо согласуются с результатами теплового баланса, приведенными в предыдущем параграфе.
На основании расчетно-экспериментальных исследований 8 ИПМаш АН УССР было спроектировано и изготовлено несколько образцов металлогидридных аккумуляторов на 2,5 кг в°Дорода, которые прошли испытания на опытных автомобилях.
Глава пятая
ВОДОРОДНЫЕ АВТОМОБИЛИ
Исходя из принципиальной возможности использования водорода на автомобильном транспорте водородные автомобили целесообразно делить на две группы: водородные автомобили, на которых водород применяется как самостоятельное топливо, и бензоводородные автомобили, на которых водород используется в качестве дополнительного топлива к бензину. Независимо от варианта применения водорода аккумулирование его на автомобиле может быть осуществлено одним из методов, рассмотренных в главе четвертой.
1. АВТОМОБИЛИ С БАЛЛОННЫМИ АККУМУЛЯТОРАМИ ВОДОРОДА
. Автомобили с газобаллонными аккумуляторами водорода имели ограниченное применение, они применялись только в начальной стадии работ по использованию водорода. Баллонные схемы аккумулирования водорода, несмотря на их простоту, имеют существенные недостатки по массогабаритным показателям и отличаются повышенной пожаровзрывоопас-ностью. Классическим примером водородного автомобиля подобной схемы могут служить экспериментальный автобус «Лейлэнд» разработки Р. Эррена [83] и экспериментальный автомобиль Калифорнийского университета в Дос-Анжеле-се [57].
На рис. 62 показана схема расположения оборудования на автобусе «Лейлэнд». К раме автобуса крепились два водород--ных баллона диаметром 360 мм и длиной 3,04 и 2,4 м. Суммар-ная емкость баллонов по водороду при давлении 20 МПа составляла 5 кг при общей массе баллонов 500 кг. Водород из баллонов подавался к двухступенчатому редуктору, где его давление снижалось до 0,562—0,633 МПа, и далее к золотниковому рас' пределителю, установленному на блоке цилиндров двигателя и приводившемуся в действие двойной роликовой цепью О’1 дополнительного вала. Расход водорода регулировался спе
110
циальным краном, установленным перед золотниковым распределителем и соединенным с педалью акселератора. Пробная эксплуатация автобуса в пригородных условиях Лондона показала хорошую управляемость и приемистость двигателя при работе на водороде. Запас водорода обеспечивал автобусу пробег ИЗ—129 км.
Автомобиль UCLA, предназначенный специально для условий городской эксплуатации, создан был на базе модели 1971 г. «Форд Босс» с двигателем V-8 рабочим объемом 5,75 л. Аккумулирование водорода осуществлялось при давлении 41 МПа в расположенных за передними сидениями двух баллонах массой по 136 кг. Емкость баллонов по водороду состав-
Рис. 62. Схема баллонного автобуса «Лейлэнд»:
водородные баллоны; 2 — запорный кран; «3 — редуктор давления первой ступени; 4 — редуктор давления второй ступени; 5 — регулировочный кран; 6 — бы-тродействующнй запорный кран; 7 — впускной ротационный клапан.
ила 1,36 кг в каждом. В двигатель водород подавался специальным газовым смесителем с предварительным снижением давления в двухступенчатом редукторе до 300 Па. Для повышения безопасности подача водорода осуществлялась только при наличии разряжения во впускном патрубке, для чего на водородной магистрали устанавливался электромагнитный клапан, управляемый датчиком разряжения.
При переводе бензинового двигателя на водород была проведена некоторая его модификация, заключавшаяся в снижении степени сжатия с 11,9 до 8,9, в установке ограничителя температуры водородовоздушной смеси до 71 °C, в изменении фаз газораспределения. Для предотвращения обратных вспышек Нодородовоздушной смеси на впуске, снижения жесткости ра-°очего процесса и уменьшения эмиссии окислов азота была применена 25 %-ная рециркуляция отработавших газов.
Испытания автомобиля UCLA на топливную экономичность и токсичность ОГ по методике CVS-73 показали: расход топли-Ва составляет 1 кг водорода на 35 км, а запас водорода обеспе-Чивает без заправки пробег всего лишь около 100 км; в ОГ отсутствуют такие компоненты, как СО, СО2 и СН, а количество
Ш
NOX составляет около 0,205 г/км, что ниже Федерального стИ.
дарта США на 1976 г. По динамическим качествам водородный рода за счет испарения — не более 3,3 % в сутки, автомобиль близок к базовому.	Л — - ------------------------" ----------
Имея прекрасные показатели по топливной экономичности и уровню токсичности ОГ, водородный автомобиль с аккуму, ляторами водорода баллонного типа не имеет перспектив, поскольку его автономность при массе аккумулятора до 10 % массы автомобиля не превышает 100 км. Аккумуляторы бал-
лонного типа не имеют перспектив и для бензоводородного автомобиля. Бензоводородному легковому автомобилю среднего класса для пробега 300 км необходим запас водорода около 2,5 кг, а это значит, что масса аккумулятора будет составлять примерно 15 % массы автомобиля.
2. АВТОМОБИЛИ С КРИОГЕННЫМИ АККУМУЛЯТОРАМИ ВОДОРОДА
Автомобили с криогенными аккумуляторами водорода получили достаточно широкое распространение. Это объясняется прежде всего стремлением получить максимально возможный запас водорода при относительно небольшой массе аккумулятора.	~
По заказу почтового ведомства США в Калифорнийском университете на базе серийного почтового автомобиля с двигателем рабочим объемом 3,8 л был разработан проект автомобиля hi жидком водороде [59]. Хранение водорода на автомобиле осуществлялось в специально разработанном для этой цели фирмой «Миннесота Вэлли инженеринг» сосуде Дьюара VLH-50 емкостью 50 галлонов на 11,6 кг водорода. Это сосуд сферической формы, диаметр наружной сферы 86,36 см, внутренней — 71,12 см. Обе сферы изготовлены прокаткой из алюминиевого сплава 3003 (98,8 % А1 и 1,2 % Мп), что позволило значительно снизить массу сосуда. Она составила всего 42,64 кг. Внутренняя сфера подвешена в наружной за горловину, изготовленную из стеклопластика. Горловина рассчитана на вертикальную нагрузку до 18g. Горизонтальное перемещение внутренней сферы ограничено двумя концентрическими, кольцами, одно из которых установлено на внутренней сфере, а другое —• на наружной таким образом, что в статическом состоянии между ними сохраняется радиальный зазор 1,58 мм. В контакт они вступают только при динамических горизонтальных воздействиях. Горизонтальная допустимая нагрузка иа кольцо 20g. Применение стеклопластика для горловины и опорных колец в сочетании с глубоким вакуумом 133- 10" Па в пространстве между наружной и внутренней сферой позво
лило разработчикам достичь относительно низких потерь водо
функциональная схема криогенной системы аккумулирования водорода автомобиля Калифорнийского университета приведена на рис. 39. Отличием этой схемы от ряда других является то, что в ней водород из криогенного бака (сосуда Дьюара) подается в теплообменник — подогреватель в газообразном состоянии под давлением 225 кПа. Избыточное давление в кри
огенном баке создается за счет подогрева жидкого водорода
специальным электрическим подогревателем (рис. 63), изготовленным из нихромовой проволоки. Проволока диаметром 4 мм намотана конусом на четырех пенопластовых опорных стойках, укрепленных эпоксидной смолой на конце отводной трубки. Диаметр проволоки подогревателя подбирался из условий постижения поверхности, необходимой для пузырькового гашения водорода. Давление газообразного водорода в кри-
Рис. 63. Схема электрического по-дагревателя-испарителя:
1— цепь датчика уровня топлива; 2 — депь нагревателя; 3 — эпоксидная смола; 4 — отверстие для вентиляции при заполнении; 5 — подача и отбор жидкости; 6 — реле давления н манометра; ' ~ ДНОД.
огенном баке поддерживается постоянно и автоматически с помощью реостата, имеющего обратную связь по давлению. Во избежание повреждения внутренней части криогенного бака фи отсутствии в нем жидкого водорода подогреватель снабжен защитой посредством параллельного включения специального Зизкотемпературного диода.
Криогенный бак установлен в задней части автомобиля, Оделенной от пассажирского салона перегородкой из нержавеющей стали толщиной 1,5 мм, что обеспечило определенную защиту пассажиров в аварийных ситуациях. Сброс водорода а.з сосуда Дьюара в случае превышения в нем давления выше Допустимого осуществляется через отверстие в крыше автомобиля в каталитический дожигатель, установленный на крыше.
Перевод стандартного автомобиля на водород потребовал Некоторой модернизации двигателя. Мероприятия по модер-
113
112
низации включали: изменение характеристики регулятора опережения зажигания; уменьшение межэлектродного зазора свечи зажигания до 0,3 мм; улучшение изоляции высоковольтных проводов в системе зажигания; установление на двигателе специального распределителя зажигания, в котором для исключения зажигания от взаимоиндукции все свечи, кроме од-ной, соответствующей порядку работы цилиндров, замыкаются на массу.
Рис. 64. Схема системы питания двигателя водородом автомобиля UCLA! / — водород из испарителя; 2 — регуляторы; 3 —манометр; 4 — давление водорода во впускном коллекторе; 5 — вторичный карбюратор газообразного топлива; 6 — модифицированный бензиновый карбюратор (впуск воды); 7 — сетка из нержавеющей стали; 8 — двигатель; 9 — первичный карбюратор газообразного топлива; 10 — подвод воды из системы охлаждения двигателя к водородному испарителю.
Система питания двигателя состоит из двух стандартных газовых регуляторов YMPCO модели PEV и двух смесителей СА 125 и СА 300 той же фирмы (рис. 64). Водород из теплообменника-подогревателя под избыточным давлением 35— 225 кПа подается в спаренные регуляторы, а из них уже под давлением 3,0 кПа — в оба смесителя. Регулирование двигателя количественное — последовательным открытием дросселей первого и второго смесителей таким образом, что на частичных и средних нагрузках водородовоздушная смесь постоянного состава (а = 2,2) подается только через первый смеситель. Коэффициент избытка воздуха подбирался из условия
J14
чостижения максимального эффективного КПД и минимальной эмиссии NO*. Второй смеситель вступает в работу после полного открытия дроссельной заслонки первого. Состав топ-чивовоздушной смеси второго смесителя также постоянный, но с коэффициентом избытка воздуха значительно меньше еди-ницы (а 1). Потоки первого и второго смесителей перемеши-заются во впускном коллекторе, образуя топливовоздушную
Рис. 65. Схема водородного автомобиля «Датсун В-210»:
/ — впускные клапаны; 2 — двигатель; 3 — трубопровод подачи водорода; 4, 5 — регу ^яторы подачи водорода; 6 — вакуумный насос; 7 — диафрагма регуляюри; 8 — запорный клапаи; 9, 12, 17 — манометры; 10, 15 — предохранительные клапаны; 11 — водородная магистраль; 13 — заправочный патрубок; 14— криогенный бак; 16 — разрывная мембрана; 18 — водородный насос; 19 — теплообменник; 20 — магистраль I; 21 — магистраль II.
смесь переменного состава с коэффициентом избытка воздуха от а = 2,2 в начале открытия второго дросселя до а = 1,0 при полном открытии обоих дросселей.
Для предупреждения обратных вспышек на впуске и снижения эмиссии окислов азота на нагрузках, близких к полной Мощности двигателя, между вторым смесителем и его дроссельной заслонкой установлен модифицированный бензиновый Карбюратор для подачи воды. Поскольку расход воды через Карбюратор определяется степенью открытия дроссельной загонки, он всегда пропорционален коэффициенту избытка н°здуха и соответственно мощности двигателя. Испытания автомобиля на шоссе показали, что расход воды составил примерно 200 мл на 50 миль. Однако из-за аварии автомобиля испытания прекращены, каких-либо данных по топливной экономичности и уровню токсичности ОГ не было получено.
Существенно отличная схема водородного автомобиля была Разработана исследовательской лабораторией двигателей технологического института в Токио [61]. На рис. 65 показана ком-
115
поновочная схема и элементы системы питания жидким’водорЯ родом автомобиля «Датсун В-210» с четырехцилиндровы! двигателем рабочим объемом 1,4 л. Этот автомобиль был под] готовлен для участия в ралли SEED, проводимых в США. Ис1 ходя из возможности заправки автомобиля жидким водородом он должен был пройти без заправки минимум 650 км. Для этой цели был спроектирован и изготовлен специальный криогенный бак цилиндрической формы емкостью 230 л на 15 кг водорода. Внутренний сосуд диаметром 800 мм и высотой около 600 мм был изготовлен из нержавеющей листовой стали толщиной 2,5 мм, наружная оболочка имела диаметр 1000 мм и была изготовлена из алюминиевого сплава толщиной 5 мм. Конструкция рассчитывалась на нагрузки до 10 g и обеспечивала до-вольно низкий уровень потерь водорода на испарение — 2,5 % в сутки. Коэффициент аккумулирования водорода в конструкций, определяемый как отношение массы водорода к массе бака, вследствие применения нержавеющей стали и неоправданно толстой оболочки оказался 12,5 %. Это существенно ниже, чем имел криогенный бак автомобиля UCLA (22,7 %).
Конвертация стандартного двигателя на водород потребовала значительной его модернизации. Модернизация предусматривала прежде всего разработку специального водородораспределительного механизма для цикловой подачи водорода во впускные патрубки каждого цилиндра. Схема двигателя «Датсун» с цикловой подачей водорода показана на рис. 20, там же дано ее описание. Модернизация коснулась также системы зажигания, были применены устройство коррекции угла опережения зажигания в зависимости от коэффициента избытка воздуха и специальные свечи зажигания с повышенным калильным числом и специальной поверхностью изолятора. Для снижения уровня эмиссии углеводородов на поршнях двигателя были установлены специальные тройные маслосъемные кольца. Особо следует отметить, что, несмотря на распространенное мнение о повышенной склонности водородовоздушной смеси к детонационному сгоранию, степень сжатия двигателя была увеличена с 8,5 до 9,5.
Особенностью системы питания двигателя водородом является то, что водород в двигатель подавался при температур6-—130 °C. Это обеспечивало существенное увеличение коэффй' циента наполнения двигателя и заметное снижение эмиссии окислов азота. Для поддержания заданного температурног° уровня газообразный водород из криогенного бака подавался к двигателю по трубопроводу с вакуумной термоизоляцией-Приборы системы питания, расположенные на двигателе, также имели высокоэффективную термоизоляцию. Подача водор0' да из криогенного бака к системе питания двигателя осущестВу 116	.Л
лялась при избыточном давлении 0,6 МПа. Это давление в газовом объеме криогенного бака поддерживалось регулированием скорости испарения жидкого водорода путем отбора части водорода из газового объема, подогрева его в теплообменнике и последующей подачи насосом через днище криогенного бака в жидкую фазу. Такая схема регулирования скорости испарения водорода обеспечивала нормальную работу двигателя на всех режимах, включая переходные.
На автомобиле «Датсун В-210» было применено комбинированное регулирование мощности двигателя, сочетавшее качественное регулирование на больших и средних нагрузках (вплоть до а = 1,7) и количественное регулирование на малых нагрузках путем дросселирования двигателя при постоянном коэффициенте избытка воздуха (а = 1,7). Дозирование водорода осуществлялось двумя последовательно установленными редукторами, один из которых обеспечивал изменение расхода в зависимости от скоростного режима работы двигателя с помощью специального вакуумного насоса, а второй — в соответствии с нагрузкой двигателя от педали акселератора.
В процессе дорожных и стендовых испытаний автомобиля оценивалась топливная экономичность двигателя и уровень токсичности ОГ. Средний расход жидкого водорода с учетом потерь на испарение при хранении и заправке составил 25 л на 100 км, а непосредственный расход двигателем — около 22 л, что обеспечивало автомобилю пробег с одной заправки примерно 1000 км. Топливная экономичность автомобиля в пересчете на бензиновый эквивалент составила 5,7—6,5 л на 100 км. Испытания автомобиля по городскому ездовому циклу показали, что в ОГ содержалось 0,05 г СН; 0,18 г СО и 2,56 г ХОх на 1 км пробега. Наличие в ОГ углеводородов и оксидов углерода объясняется попаданием моторного масла в камеру сгорания через компрессорные кольца.
Несмотря на высокие показатели автомобилей на жидком водороде, практическое применение их в ближайшее время остается проблематичным по ряду причин. Высокая вероятность аварийных ситуаций в условиях обычной эксплуатации автомобилей выдвигает требование абсолютной надежности криогенных систем, исключающих возможность их повреждения в тяжелейших авариях. Безопасная эксплуатация криогенных систем требует также высокого уровня технической культуры обслуживающего персонала и высокой степени автоматизации заправочных станций. Проблемой являются также высокие первичные затраты энергии'на сжижение водорода. Решение этих проблем представляет довольно сложную техническую задачу, связанную с новым уровнем технологии.
117
3. АВТОМОБИЛИ С МЕТАЛЛОГИДРИДНЫМИ АККУМУЛЯТОРАМИ ВОДОРОДА
Наибольший практический интерес представляет аккумулирование водорода в обратимых металлогидридах. В сравнении с газобаллонными и криогенными акку. муляторами водорода металлогидридные аккумуляторы но-зволяют прежде всего решить вопрос безопасной эксплуатации водородных автомобилей и обеспечить приемлемый энергозапас без необходимости создания высоких давлений или криогенных температур. Именно поэтому водородные ав-
Рис. 66. Размещение металлогидридной системы аккумулирования водо< рода на автобусе «Виннебего»:	|
1 — двигатель; 2 — регуляторы давления; 3 — гидридиые аккумуляторы; 4 — выг хлопиые трубы; 5 — глубитель; 6 — заправочная магистраль,	J
томобили с металлогидридными аккумуляторами получили наибольшее развитие. Большой объем опытно-конструкторских работ и исследований по этому типу автомобилей был проведен энергетической корпорацией Биллингс (BERC) (США) [47, 64], фирмой «Даймлер Бенц» (ФРГ) [51, 52], а также автором данной работы с сотрудниками в ИПМаш АН УССР.
Принципиальные схемы металлогидридных систем аккумулирования, получивших распространение на экспериментальных автомобилях, приведены на рис. 52—54. Наибольшее распространение получила схема с подогревом гидридного аккумулятора отработавшими газами. На рис. 66 показана схема 21-местного автобуса «Виннебего», конвертированного Д;!Я работы на водороде от гидридного аккумулятора [47]. ГидриД-ный аккумулятор состоит из двух отдельных блоков, каждый из которых имеет по 22 трубки диаметром 75 мм и длиной 1750 мм, заполненные интерметаллидом FeTi. Степень подогрева гидридного аккумулятора и давление водорода в нем в про
118
цессе эксплуатации поддерживаются системой электромагнитных клапанов, регулирующих расход ОГ через аккумулятор. р4а рис. 67 показан характер изменения давления в гидридном аккумуляторе и температуры отработавших газов на входе и выходе из него по мере разрядки аккумулятора при движении автобуса по горизонтальной дороге со скоростью 95 км/ч. Падение давления во времени, несмотря на повышение температуры гидрида, связано со снижением скорости выделения водорода из гидрида при понижении степени его зарядки. Ми-
гидридном аккумуляторе по мере его разрядки:
1 — равновесное давление водорода; 2, 3 — температура ОГ соответственно на входе в аккумулятор и на выходе из него.
нимальное давление, обеспечивающее нормальную работу двигателя, при скорости 35 км/ч соответствует 76 % разрядки аккумулятора или 74 км пробега, однако при меньших скоростях Движения автобус еще может пройти около 40 км.
При конвертации автобуса базовый двигатель «Додж» рабочим объемом 7,2 л был подвергнут некоторой модернизации, заключавшейся в повышении степени сжатия до 12, замене карбюратора на газовую систему питания YMPCO и применении специального индукционного корректора зажигания. Регулирование двигателя осуществлялось дросселированием при незначительном изменении коэффициента избытка воздуха (а =
1,43 4- 1,67). Для снижения эмиссии оксидов азота был применен прерывистый впрыск воды с помощью специальной системы — .электрического насоса с электромагнитным клапаном.
119
При этом использовалась вода, конденсируемая из ОГ в гм ридном аккумуляторе.	.
Корпорацией энергетических исследований «Биллинг!
(BERC) была проведена также конвертация на водород легка
Н;
ОГ
Рис. 68. Компоновочная схема водородного автомобиля «Понтиак Гранд Вилл»:
1 — гидридный аккумулятор; 2 — подача и слив воды; 3 — глушитель;
4 — регулировочные клапаны; 5 — системы контроля и управления; 6 — регулятор; 7 — двигатель.
Я жения зажигания 10° до ВМТ остается постоянным на всех ре-Джимах работы двигателя.
Основные характеристики металлогидридиых аккумуляторов BERC приведены в табл. 11.
Схема гидридного аккумулятора водорода с подогревом гид рида жидкостью из системы охлаждения
двигателя реализо-
О-.'.-О
аккумулятора микро-
вого автомобиля. На рис. 68 показана компоновка узлов гид-ридной системы хранения водорода автомобиля «Понтиак Гранд Вилл» выпуска 1975 г. [64]. Гидридный аккумулятор, размещенный в багажнике, представляет собой набор нержавеющих
Таблица 11. Основные характеристики металлогидридиых аккумуляторов
Характеристика	Автобус «Виннебего»	Автомобиль «Понтиак Гранд. Вилл»
Полная масса аккумулятора, кг	1416	333,4
Масса гидрида, кг	1016	197,8
Емкость по водороду, кг	12,8	2,4	*
Эффективная емкость по водороду, кг	10	1,8
Средний расход водорода, кг/100 км	7,63	4,032 .,
Средний запас хода, км	130—140	43,9 аЛ
Максимальная скорость, км/ч Активный коэффициент аккумулиро-		144,8 Я
вания водорода, %	0,7	0-56 1
трубок, заполненных интермета ллидом FeTi и смонтированных в общем корпусе. При зарядке водородом трубки охлаждаются проточной водой от водопровода. Подогрев аккумулятора осуществляется, как и на автобусе, ОГ и применен тот же принцип регулирования расхода ОГ. Модернизированный двигатель в основном аналогичен двигателю «Додж», за исключени-
ем того, что вспрыск воды осуществляется упрощенным карбюратором и отсутствует коррекция зажигания. Угол опере-
Рис. 69. Конструктивная схема гидридного автобуса Г-30.
вана фирмой «Даймлер Бенц» на микроавтобусе L-30 (масса 2,4 т) [51]. На автобусе установлен четырехцилиндровый дви гатель М 115 рабочим объемом 2,4 л мощностью 44 кВт при частоте вращения п = 4800 мин-*, степени сжатия 9- и 25 %-ной рециркуляции ОГ. Опытная эксплуатация автобуса показала, что двигатель работает во всем диапазоне нагрузок без обрат-
। ных вспышек и стуков, причем вОГ содержится в основном азот и пары воды.
Гидридный аккумулятор емкостью 65 л на 200 кг гранулированного интерметаллида титан — железо размещался в
Рис. 70. Характер изменения давления водорода и температуры воды в гидридном аккумуляторе микроавтобуса L-30 по мере выработки водорода:
1 — температура воды на входе; 2 — температура воды на выходе; 3 —ча-
стота вращения коленчатого вала двигателя; 4 — равновесное давление водорода.
самом автобусе под одним рядом сидений. При полном гидрировании интерметаллид мог поглотить около 48 м* 1 * 3 ч водорода,
что обеспечивало автобусу пробег 100—150 км. Для подогрева .
Гидрида в процессе работы и для охлаждения в процессе зарядки внутри аккумулятора был установлен змеевик, питаемый
120
121
в рабочем режиме от системы охлаждения двигателя, а при з рядке — от водопровода (рис. 69). Скорость зарядки определя-| ется интенсивностью отвода теплоты реакции.
Наиболее интересные результаты испытаний автобуса состояли в том, что при постоянном подогреве гидрида водой из системы охлаждения двигателя давление в нем было выше 0,5 МПа на протяжении 90 % времени полного пробега (рис. 70), при этом температура гидрида к концу испытаний повышалась до 80 °C. Повторная заправка бака водородом при давлении менее 5,0 МПа оказалась невозможной. Однако после охлаждения гидрида проточной водой до температуры окружающей среды время полной зарядки не превышало 45 мин, причем за первые 10 мин сорбировалась до 75 % полной аккумулирующей способности гидрида. Довольно продолжительное время зарядки последних 25 % связано, вероятно, с плохим теплообменом во внутренних слоях гидрида.
4. ВОДОРОДНЫЕ АВТОМОБИЛИ, РАЗРАБОТАННЫЕ ИНСТИТУТОМ ПРОБЛЕМ МАШИНОСТРОЕНИЯ АН УССР
В соответствии с программой по водородной энергетике в ИПМаше АН УССР была проведена опытная конвертация ряда автомобилей с различными системами аккумулирования водорода.
Автомобиль с бортовым реактором водорода. При разработке водородного автомобиля одним из направлений было создание экспериментального автомобиля с бортовым реактором для получения водорода из воды с помощью гидрореагирующих сплавов на основе кремния и алюминия.. Хотя это направление пока не дало положительных результатов, все же представляется целесообразным рассмотреть конструктивные особенности и принцип работы такого автомобиля.
На рис. 71 представлена компоновочная схема автомобиля «Москвич-412», конвертированного для работы на водороде от бортового реактора. В багажнике автомобиля расположены два реактора периодического действия, представляющие собой оребренные цилиндрические емкости объемом 12,7 л каждая. В нижней части реакторов установлено по 4 форсунки для подачи воды в зону реакции. Зарядка реактора порошком гидрО^ реагирующего сплава» осуществляется через загрузочное отверстие с герметичной пробкой в крышке реактора, а выгрузка продуктов реакции — через отверстие в днище. В каждый реактор загружается по 1(1кг активированного ят!№шяия При полноте реакции 0,6—0,е7 это количество алюминия может
122
выделить из воды около 600 г водорода, суммарная загрузка реакторов рассчитана на получение 1,2 кг водорода.
Процесс получения водорода начинается сразу же после подачи воды в реактор. Вода подается при давлении 5—6 мПа (специальным насосом с автоматическим электроприводом. Включение насоса периодическое в зависимости от давления
водорода в реакторе. При достижении давления 2,0 МПа насос отключается, включение происходит при падении давления до 0,5 МПа. Таким образом, давление водорода в реакторе поддерживается автоматически в пределах 0,5—2,0 МПа. Из реактора через фильтр, влагоотделнтель и двухступенчатый редуктор в°дород поступает в систему питания двигателя.
Испытания экспериментального автомобиля «Москвич-412» Сказали, что схема с бортовым реактором водорода имеет ряд сУЩественных недостатков. В главе четвертой было показано, вто в процессе получения водорода из воды с помощью гидроре-агирующпх сплавов часть воды, подаваемой в реактор, превращается в пар в результате теплового эффекта реакции. Причем
123
количество водяного пара в составе пароводорода на выходе реактора может достигать 0,98 массовых долей. Установи влагоотделителей в автомобильной схеме оказалась малоэффе тивным мероприятием, даже при работе автомобиля на бензин с постоянной 5 %-ной добавкой водорода нормальная работ двигателя нарушается через 10—15 мин в результате пер обогащения топливовоздушной смеси водой.
Получение водорода из воды с помощью гидрореагирующих сплавов на основе алюминия неизбежно связано с образованием твердого продукта реакции, который необходимо выгружать из реактора при его перезарядке. Процесс очистки реактора довольно трудоемок из-за необходимости предварительного дробления спекающихся в «козел» продуктов реакции.
Необходимость транспортировки на борту автомобиля запасов воды для реактора практически исключает возможность эксплуатации водородного автомобиля с реактором на ЭАВ в зимнее время.
Наряду с перечисленными недостатками реакторная система получения водорода из воды с помощью гидрореагирующих сплавов имеет далеко не лучшие характеристики и по объемно-массовым показателям. Масса реакторной системы автомобиля «Москвич-412», рассчитанная на 1,2 кг водорода с учетом запаса реагентов, составляла 130 кг. Удельный массовый показатель аккумулирования водорода для этой системы находился на уровне 1 %, что соответствует баллонным аккумуляторам, а по уровню трудоемкости обслуживания, сложности в эксплуатации и по ряду других показателей она значительно уступает последним.
Бензоводородный автомобиль с гидридным аккумулятором водорода. Разработка бензоводородного автомобиля явилась следствием практической реализации концепции компромиссного варианта использования водорода, который позволяет
при относительно небольших расходах водорода достичь очень низкого уровня вредных выбросов с ОГ и существенного снижения потребления автомобильного бензина. Основной задачей при разработке бензоводородного автомобиля было создание металлогидридной системы аккумулирования водорода и универсальной системы питания, обеспечивающей работу серийного двигателя как на смеси бензина с водородом, так и бензине.
На рис. 72 представлена принципиальная схема топливной системы бензоводородного автомобиля с гидридным аккумуля-тором водорода, по которой была проведена опытная конвер-тация четырех автомобилей ГАЗ-24 «Волга». Водород на автомобиле транспортируется в аккумуляторе 5 в связанном состоянии в виде гидрида FeTiH,. При подогреве гидридных над
тронов 6 ОГ гидрид диссоциирует, выделяя водород, который собирается в накопительной емкости 7. Равновесное давление водорода над гидридом, а следовательно, и в наполнительной емкости, поддерживается автоматически в пределах 0,6—0,7 МПа изменением расхода ОГ через аккумулятор с помощью распределителя ОГ 16, имеющего обратную связь по давлению
Рис. 72. Принципиальная схема системы питания бензоводородного автомобиля с металлогидридным аккумулятором водорода:
1 — двигатель; 2 — карбюратор-смеситель; 3 — регулятор расхода водорода; 4 — редуктор давления; 5 — гидридный аккумулятор; 6 — элемент гидридного акку-юлятора; / — накопительная емкость; 8 — электронный блок управления; 9 — 'чций электромагнитный клапан; 10 — рабочий электромагнитный клапан; 11 —
IIвод заслонки смесителя; 12 — датчик давления; 13 — датчик положения дроссельной заслонки карбюратора; 14 — тумблер включения блока управления; 15 — .-...юк зажигания; 16 — регулятор расхода ОГ; 17 — глушитель; 18 — манометр; 1“ — указатель температуры ОГ в гидридном аккумуляторе; 20 — заправочный вентиль; 21 — регулируемый жиклер холостого хода; 22 — запорный вентиль; 23 — клапан аварийного сброса давления; 24 — продувочный вентиль; 25 — контрольная лампа; 26 — заправочный штуцер.
водорода в накопительной емкости. Водород из накопительной емкости через запорный вентиль 22 подается к системе питания двигателя, состоящей из карбюратора-смесителя 2, всережим-ного регулятора расхода водорода 3, понижающего редуктора 4, электронного блока отключения подачи водорода 8 с электромагнитными клапанами 9 и 10 и регулируемого жиклера холостого хода 21.
Перевод двигателя с бензина на смесь бензина с водородом осуществляется включением тумблера 14, однако это возможно лишь в случае, если давление в наполнительной емкости вынь 0,1 МПа. При более низком давлении реле давления 12 блоки РУет включение электромагнитного блока и исключает возмож-ность перевода двигателя на смесь бензина с водородом.
125
124
Заправка гидридного аккумулятора производится газооМ опорными элементами. Корпус аккумулятора изготовлен из разным водородом при давлении 2—ЗМПа. После подключения! тонколистовой нержавеющей стали, с торнов он закрыт флан-к штуцеру 26 водородопровода от водородной станции во из-В нами.
бежание попадания воздуха в гидрид вся магистраль предварил Для контроля температуры ОГ на входе и выходе из аккуму-тельно продувается водородом через вентиль 24, а затем ужеТлятора на патрубках установлены термопары, а для охлажде-открывается вентиль 20 подачи водорода в аккумулятор. В про- нпя гидридных патронов водой в процессе зарядки в верхнюю
цессе заправки гидридные патроны охлаждаются проточной водой.
Рис. 73. Общий вид металлогидридного аккумулятора беизоводород-ного автомобиля «Волга».
Контроль за режимом работы гидридного аккумулятора осуществляется по уровню давления водорода и температуры ОГ на входе и выходе из аккумулятора, для чего в схему включены манометр 18 и указатель температуры 19.
Гидридный аккумулятор водорода. Гид-ридный аккумулятор представляет собой теплообменник трубчатого типа цилиндрической формы с габаритными размерами 1200 X 375 мм (рис. 73), внутри которого находятся 52 гидриД-ных патрона, расположенных в шахматном порядке по сечению аккумулятора и объединенных общим коллектором. Для улу4' шения теплоотдачи от ОГ к гидридным патронам внутри бака установлены дефлекторы, которые одновременно являются
часть аккумулятора вмонтирован ороситель струйного типа.
Гидридный патрон выполнен в виде трубки из нержавеющей .тали длиной 1060 мм, диаметром 30 и толщиной 0,5 мм. Для отвода водорода в головной части патрона установлен сетчатый фильтр, исключающий вынос мелкодисперсного порошка гидрида в трубопроводы и далее в систему питания и двигатель. В тыльной части патрона сделано отверстие с пробкой для засыпки гидрида.
Основные характеристики гидридного ниже:
Масса, кг: гидридного бака гидрида
. Емкость гидридного бака по водороду, кг Рабочее давление водорода в баке, МПа Максимальный расход водорода, кг/ч Давление водорода при зарядке, МПа Температура при зарядке, °C Время зарядки, мии
Распределитель О Г. Распределитель ОГ служит лтя регулирования количества тепла, подводимого к гидриду с ОГ. Он состоит из корпуса с заслонками и следящего пневматического привода, питаемого водородом из гидридного аккумулятора (рис. 74). Корпус представляет собой тройник, в двух патрубках которого расположены заслонки. Один из патрубков сообщен с гидридным аккумулятором, другой — с глушителем, свободный от заслонок патрубок тройника соединен с вы-
бака приведены
2,5
0,6-0,7
0,8
2,0
10—15
20—25 	__
хлопной трубой двигателя. Заслонки посредством рычажного механизма соединены со штоком пневмопривода.
В случае отсутствия давленияр аккумуляторе (например, холодный гидрид) мембрана пневмопривода находится в крайнем правом положении, при этом заслонка подачи ОГ в аккумулятор полностью открыта, а заслонка глушителя закрыта. ОГ, пРоходя через аккумулятор, отдают свое тепло гидриду, ко-ТоРый, нагреваясь, начинает диссоциировать, в результате че-Го Давление водорода в системе возрастает. Мембрана пневмопривода под действием давления водорода, преодолевая жесткость возвратной пружины, перемещается влево, воздействуя На привод заслонок. Заслонка на входе ОГ в аккумулятор прикрывается, а заслонка в патрубке глушителя приоткрывается.
126
127
Полное изменение положения заслонок происходит при давле. нии водорода в аккумуляторе 0,6—0,7 МПа. Этот момент опре-деляется жесткостью возвратной пружины.
Такая схема распределителя ОГ позволяет полностью автоматизировать регулирование теплового режима гидридного аккумулятора, что является определяющим для поддержания
Рис. 74. Распределитель ОГ:
1 — корпус распределителя; 2 — заслонки; 3 — чувствительный элемент;
4 — возвратная пружина; 5 — рычажный механизм.
необходимой скорости выделения водорода из гидрида на всех режимах работы двигателя и предотвращения перегрева гидридного аккумулятора, который может привести к недопустимо высокому повышению давления водорода в нем.
При необходимости, например в случае полной разрядки гидрида, доступ ОГ в аккумулятор может быть прекращен путем ручного привода заслонок.
Система питания. Конвертация автомобилей для работы на смеси бензина с водородом потребовала разработки принципиально новой универсальной системы питания, обеспечивающей работу серийного двигателя без какой-либо модернизации как на смеси бензина с водородом, так и на бензине.
Основными элементами системы питания, которые подлежали разработке, были карбюратор-смеситель, вакуумный 128
есережимный регулятор расхода водорода и электронный блок управления [27].
Карбюратор-смеситель (рис. 75) [27] представляет собой вертикальный двухкамерный карбюратор с падающим потоком, одна из камер которого С' является однокамерным бензиновым карбюратором, а другая С — газовым смесителем. В смесителе установлен диффузор и водородная форсунка В, а также заслонка с электромагнитным приводом, позволяющая перекрывать камеру смесителя. Узкая часть диффузора-смесителя сообщена вакуумной полостью всережим-ного регулятора расхода водорода, а форсунка — водородной полостью.
При запуске двигателя на водороде одновременно с включением стартера заслонка смесителя переводится электромагнитом в открытое положение и открывается электромагнитный клапан подачи водорода, двигатель запускается
Рис. 75. Схема карбюратора-смесителя.
и работает на холостых оборотах только на водороде. Дроссельная заслонка карбюратора закрыта и поэтому через бензиновую систему А топливо не поступает. Коэффициент избытка воздуха при этом равен 3,5—4.
Режим работы двигателя изменяют, воздействуя на дроссельную заслонку карбюратора. На нагрузочных режимах двигатель питается бензоводородовоздушной смесью переменного состава от а = 1,05; 0,03 массовых долей водорода в составе топливной смеси на режимах внешней скоростной характеристики до а = 3,5 4- 4 при подаче только водорода на минимальном холостом ходу. На частичных нагрузках соотношение бензин — водород в топливовоздушной смеси выдерживается в соответствии с кривой 6 на рис. 27 в зависимости от коэффициента избытка воздуха. При этом определяющим является степень открытия дроссельной заслонки карбюраторной камеры, в результате чего происходит перераспределение воздушных потоков между смесителем и карбюратором и соответствующее им изменение падения давления на диффузоре смесителя. Величи-
9 3-1266	1 29
к .
на падения давления через мембрану всережимного регулятора! воздействует на профилированную дозирующую иглу таким! образом, что с уменьшением нагрузки, т. е. по мере прекрытия! дроссельной заслонки карбюратора, расход водорода увеличивается. Аналогичным образом происходит изменение расхода водорода и при изменении скоростного режима двигателя, хотя при этом положение дроссельной заслонки карбюратора может оставаться прежним.
Универсальность системы питания заключается в том, что при отключении подачи водорода (при этом заслонка смеситель-
Рис. 76. Компоновочная схема бензоводородного автомобиля «Волга»:
/ — гидридный аккумулятор; 2 — накопительная емкость; 3 — редуктор давления; 4 — всережнмиый регулятор расхода водорода; 5 — карбюра* тор-смеснтель; 6 — электронный блок отключения подачи водорода; 7 — распределитель ОГ,
ной камеры закрывается) карбюратор обеспечивает формирование бензовоздушной смеси в соответствии со стандартной регулировочной характеристикой для бензинового двигателя.
Отключение подачи водорода при выключении двигателя и в случае его самопроизвольной остановки, а также на принудительном холостом ходу производится автоматически электронным блоком подачи водорода. Применение этого блока позволило исключить полностью возможность неконтролируемой подачи водорода.	__
Компоновка автомобиля. При конвертации автомобиля «Волга» для работы на бензоводородовоздушных смесях вследствие изменения системы питания двигателя и необходимости установки системы хранения водорода необходимо было решить вопрос о рациональном размещении этих систем без нарушения стандартной компоновки автомобиля и при Ус" ловии обеспечения необходимой безопасности.
На рис. 76 представлена компоновочная схема конвертированного автомобиля «Волга» ГАЗ-24 (по такой же схеме был
130
конвертировании автомобиль «Жигули» ВАЗ-2101). Гидридный бак расположен в передней части багажного отсека и с помощью металлорукава соединен с распределителем ОГ, установленным на выхлопной трубе перед глушителем. Накопительная емкость и магистральные трубопроводы расположены под днищем автомобиля по левому борту и снабжены защитой от механических повреждений. Понижающий редуктор и всере-жимный вакуумный регулятор расхода водорода размещены в моторном отсеке в непосредственной близости от карбюратора-
Рис. 77. Общий вид багажного отсека с гидридным аккумулятором автомобиля «Волга» ГАЗ-24.
смесителя. При выборе места установки основным критерием было условие снижения инерционности регулятора расхода в°дорода за счет уменьшения длины трубопровода, соединяющего вакуумный канал диффузора смесителя с вакуумной камерой регулятора.
Трубопровод с вентилем для заправки гидридного бака водородом и патрубок подвода охлаждающей воды при заправке выведены в багажный отсек, а предохранительный клапан сбро-Са водорода при повышении давления в гидридном аккумуля-т°ре выше критического выведен под днище автомобиля.
Для контроля работы водородных систем на щитке приборов автомобиля были дополнительно установлены: манометры давления водорода в гидридном аккумуляторе, термометр для измерения температуры ОГ на входе и выходе из гидридного аккумулятора, тумблер включения электронного блока и инди-Каторная лампочка подачи водорода.
На рис. 77 показан общий вид багажного отсека с гидрид^ пробеговых испытаний совместно с Минавтопромом СССР, ным аккумулятором водорода бензоводородного автомобиля	"	...
а в табл. 12 приведены его характеристики в сравнении с характеристиками серийного автомобиля «Волга» ГАЗ-24.
Таблица 12. Сравнительные характеристики серийного	I
и бензоводородного автомобилей ГАЗ-24 «Волга»	I
а также эксплуатационных испытании в условиях городской эксплуатации. Цель стендовых испытаний заключалась в оценке уровня токсичности ОГ на холостом ходу по ГОСТ 17 2.2.03—77, при движении по городскому циклу на стенде с беговыми барабанами по ОСТ 37. 001.054—74 и при
Характеристика	Автомобиль ГАЗ-24 «Волга» ’		№	— —-*
	Серийный	Эк с п ерим еита льный	76	
Масса снаряженного автомобиля, кг Запас топлива, кг: бензина водорода Масса системы хранения водорода, кг Пробег автомобиля, км Увеличение массы автомобиля, % Таблица 13. Данные испытаний н экономичность	1420 38,5 400 0 1 токсичность	1610 23	И 2,5 180 зоо 13 и топливную	5	со 72//2/227Z
6,6
22
--I
— 2
CH+NO*
2,0
Питание	Концентрация со. %		Выброс вредных веществ, г/исп			Расход топлива,-л на 100 км
	nxx min	я о а с о	О и	д и	о* к	
Бензин 4- водород Бензин (карбюратор	0,04	0,01	5	4,6	2,0	6,8 л бензина + 4-1,56 На
ИПМаш АН УССР) Бензин (карбюратор	1,5	0,8	23	9,3	16,5	15,5
К-126Г) Нормы ГОСТ	1,5	2,3	44	9,9	14,0	15,9
17.2.2.03—77 1980 г. Нормы ОСТ 37.001.054—74 1981—	1,5	1,0	—	—		—
1982 гг.	—	—	76	7,0	10,3	—
« Соответствует л бензина
Испытания экспериментальных автомобилей. На данном этапе работ в задачу испытаний экспериментальных автомоби-
лей входило: оценка работоспособности систем питания дви* гателя, систем аккумулирования водорода и систем регулиро* вания; оценка компоновочных решений сточки зрения пассив* ной безопасности автомобиля; оценка ездовых качеств, а также топливной экономичности двигателя и токсичности ОГ.
Программой предусматривалось проведение стендовых и
Рис. 78. Номограмма уровня токсичности ОГ бензоводородного автомобиля «Волга»;
1 — проект ЕЭК ООН; 2 — ОСТ 37.001.054—74 (норма иа 1981 — 1982 гг.);
3 — с пуском двигателя из холодного состояния; 4 с пуском двигателя из прогретого состояния.
движении автомобиля на прямой передаче с постоянными скоростями, а также в оценке топливной экономичности при движении по городскому циклу на беговых барабанах.
Дорожно-лабораторные испытания включали определение показателей топливной экономичности автомобиля при движении по городскому циклу на динамометрической дороге и расхода топлива при постоянных скоростях движения.
Цель пробеговых испытаний — определение функциональной работоспособности и надежности водородных систем автомобиля в различных условиях эксплуатации: городских дорог, Дорог общего пользования, специальных дорог.
Стендовые и дорожно-лабораторные испытания проводились в трех вариантах: с системой питания, описанной выше; при Работе двигателя на смеси бензина с водородом и на бензине;
с эталонным карбюратором на бензине.
Стендовые испытания проводились по методикам стандар-
тов ГОСТ 17.2.2 03—77, ОСТ 37.001.054—74 и 37.001.018—78 На стенде с беговыми роликами и инерционными массами, оборудованном приборами и устройствами в соответствии с требованиями указанных стандартов. Результаты испытаний приведены в табл. 13 и на рис. 78. Результаты испытаний автомобиля по методике ОСТ 37.001.054—74 с пуском двигателя из
132
133
Таблица! 4. Показатели токсичности ОГ при пуске двигателя из прогретого состояния
Питание	Выброс вредных веществ, г/исп (ОСТ 37.001.054—74)		
	со	СН	NO,
Бензин +водород	2	1,6	0,4
Бензин (карбюратор ИПМаш АН УССР)	28	7,2	11,0
Бензин (карбюратор К-126Г)	40	7,3	8,6
прогретого состояния при-; ведены в табл. 14.
Следует отметить, что относительно высокий уровень выбросов СН, вероятно, является следствием повышенного угара масла в двигателе. Автомобиль к моменту испытаний имел пробег более 120 тыс. км.
Результаты испытаний автомобиля на постоянных j скоростях движения приведены в табл. 15
Приведенные в табл. 13—15 данные подтверждают значите-тельное улучшение токсических и экономических характеристик автомобиля с двигателем, работающим на смеси бензина Таблица 15. Показатели токсичности ОГ в зависимости от скорости движения автомобиля на прямой передаче
Питание	Режимы движения,-км/ч	Концентрация вредны* веществ		
		со, %	СН, ч.н.м]	NOX, ч.и.м
Бензин + водород	40	0,005	60	10
	50	0,005	60	10
	60	0,005	50	15
	90	0,01	60	390
Бензин (карбюратор ИПМаш	40	0,2	100	850
АН УССР)	50	0,1	60	1450
	60	0,2	50	1620
	90	0,2	50	3000
Бензин (карбюратор К-126Г)	40	0,03	150	820
	50	0,11	150	1200
	60	0,81	120	1500
	90	0,21	НО	3150
с водородом, а именно: выброс вредных веществ автомобиля при работе на смеси бензина с водородом ниже норм ОСТ 37.001.054—74 1981—1982 гг. по СО в 15 раз, по СН в 1,5 раза, по NOt в 5 раз (см. рис. 78), а улучшение топливной экономичности по сравнению со стандартным автомобилем состав,-ляет около 20 % (при пересчете водорода по теплотворной способности на бензин), при этом экономия бензина составляет около 55 %.
Дорожно-лабораторные испытания проводились в соответствии с методиками Центрального научно-исследовательского
134
автомобильного полигона научного автомобильно-моторного института Минавтопрома СССР на динамометрической дороге. При этих испытаниях автомобиль дополнительно оборудовался расходомерами топлива по бензину и водороду.
При испытаниях по городскому циклу расход топлива на 100 км пути составил: при работе на бензине на стандартном Рис. 79. Зависимость расхода топлива автомо- £ билем «Волга» ГАЗ-24 * ог скорости движения: § / — бензин (серийный авто-мобиль); 2 — беизин; 3 —	*
водород (бензоводородный).
карбюраторе и модер-лизированном карбю-раторе (бензиновый й контур карбюратора-смесителя) — 14,1 л; -------------,----,--->----1---,----
при работе на смеси .	20 ьо во во юо v,km/4
бензина с водородом — 8,8 л и 0,75 кг соответственно.
При работе на смеси бензина с водородом достигается снижение расхода бензина на 38 %, повышение топливной экономичности на 20 %.
Результаты испытаний по расходу топлива на постоянных скоростях движения показаны на рис. 79, из которого следует, что относительное количество бензина, заменяемого водородом, изменяется от 72 % на скорости 30 км/ч до 6 % на максимальной скорости 133 км/ч.
Максимальная скорость автомобиля и динамика разгона на прямой передаче от 30 до 100 км/ч как при работе на бензине, так и при работе на смеси бензина с водородом одинаковы и составляют соответственно 133 км/ч и 24—25 с.
С апреля 1980 г. в Харькове эксплуатируются три автомобиля-такси «Волга». Эксплуатация этих автомобилей показала высокую надежность работы системы питания, системы автоматического регулирования топливоподачи и гидридного аккумулятора. В целом предварительные испытания в условиях Реальной городской эксплуатации подтвердили перспективность использования предлагаемой схемы конвертации автомобилей на работу с добавками водорода.
Таким образом, применение водорода в качестве дополнительного топлива для бензиновых двигателей позволяет поднять эксплуатационную экономичность на 20—25 %, снизить эксплуатационный расход бензина на 35—40 % и достичь очень НИЗКОГО уровня токсичности ОГ.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	А лемасов В. Е., Дрегалин А. Ф., Тишин А. П., Худяков В. А. Термодинамические и теплофизические свойства продуктов сгорания: В 5-ти т.— М. : Изд-во АН СССР, 1971.— Т. 1. 266 с.
2.	Андреев В. И., Горячий Я. В., Морозов К- А., Черняк Б. Я. Смесеобразование в карбюраторных двигателях.— М. : Машиностроение, 1975.— 176 с.
3.	Артеменко А. Н., Варшавский И. Л., Соловей В. В. Исследование тепломассообмена в металлогидридиых элементах теплоиспользующих установок.— В кн.: Пробл. использ. вторичных энергоресурсов хим. предприятий для получения холода, тепла и электроэнергии. (Ленинград, 1979 г.) : Тез. докл. Л. : Технол. ин-т холодил, пром-сти, 1979, с. 123—125.
4.	Артеменко А. Н., Варшавский И. Л., Соловей В. В, Исследование тепломассообмена в слоях металлогидрида при десорбции водорода,— Вопр. атом, науки и техники. Сер. Атом, водород, энергетика и технология, 1981, вып. 2, с. 98—99.
5.	Артеменко А. Н., Дьяченко Е. И., Попович В, В, и др. Решение численными методами задач тепломассопереноса для расчета металлогидрид-ных элементов водородных энерготехнологических установок.— В кн.: Тепло- и массоперенос в электрических генераторах энергии. Минск: Ин-т тепломассопереноса, 1981, с. 34—44.
6.	Артеменко А. И., Соловей В. В. Исследование тепломассообмена в плоском слое металлогидрида при десорбции водорода.— Пробл. машиностроения, 1982, вып. 15, с. 91—95.
7.	Ваничев А. П. Приближенный метод решения задач теплопроводности в твердых телах.— М, 1947, № 25, с. 1—62.
8.	Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и ^-.жидкостей.— М. -. Наука, 1972.— 72 с.
9л Варшавский И. Л., Мищенко'А. И., Макаров А. А., Талда Г. Б. Ана-' лиз работы поршневого двигателя на водороде.— Изв. вузов. Машиностроение, WJLJVb ю, с. 110—114.
10.	Варшавский~И\Л:> Мищенко А. И., Талда Г. Б. Детонационная стойкость водородовоздушных смесей.— Автомоб. пром-сть, 1977. № 10» с. 6—9.
II.	Варшавский И. Л., Черкашин Ю. В. Соловей В. В. Теоретическое определение энергии фазового перехода из гидрида в свободно-молекулярное состояние на основании анализа цикла энергоустановки с термосорбционным компрессором.— Вопр. термогазодинамики энерго-_ установок, 1977, вып. 4, с. 91—94.
12.	Варшавский И. Л., Трошенькин Б. А., Путинцева В. Е. Экономически» аспекты производства водорода для транспорта и энергетики. — Харьков, 1979.— 24 с,— (Препринт/AH УССР. Ин-т пробл. машиностроения; № 104).
136
13.	Варшавский И. Л. Энергоаккумулирующие вещества и их использование.— Киев : Наук, думка, 1980.— 240 с.
14,	Войнов А. Н. Сгорание в быстроходных поршневых двигателях.— М.: Машиностроение, 1977.— 277 с.
15.	Генкин К- И., Ренков А. С. Сгорание и рабочий процесс двигателя на водородосодержащих смесях.— В кн.: Всесоюзн. конф, по защите воз-’ душного бассейна от загрязнений токсичными выбросами транспортных средств : В 2-х т. (Харьков, 12—14 окт. 1977 г.). Докл. Харьков : Ин-т пробл. машиностроения АН УССР, 1977, т. 1, с. 188—209.
16	Генкин К. И. Газовые двигатели.— М. : Машиностроение, 1977.— 193 с.
17.	Гуляев А. И. Тепловая изоляция для низких температур.— В кн.: жидкий водород. М. : Мир, 1964, с. 247—280.
18.	Дульнев Г. И., Заричняк Ю. П. Теплопроводность смесей и композиционных материалов.— Л.; М. : Энергия, 1974.— 264 с.
19.	Заслонка И. С, Физическая химия быстрых реакций.— М. : Мир, 1976.— 256 с.
20.	Звонов В. А. Токсичность двигателей внутреннего сгорания.— М. : Машиностроение, 1981.— 160 с.
21.	Зельдович Д. Б,, Садовников П. Д., Франк-Каменецкий Д. А. Окисление азота при горении.— М. : Изд-во АН СССР, 1947.— 147 с.
22.	Пост В. Взрывы и горение в газах.— М. : Изд-во иностр, лит., 1952.— 687 с.
23.	Каганер М. Г. Тепловая изоляция в технике низких температур.— М. : Машиностроение, 1968.— 275 с.
24.	Лавров Б. Е., Хмыров В. И. Некоторые результаты исследования рабочего процесса поршневого двигателя на водороде.— Тр. АН КазССР, 1960,	2, с. 326—332.
25.	Лыков А. В. Тепломассообмен : Справочник.— М. : Энергия, 1972.— 560 с.
26.	Майер Р. Перспективы применения двигателя Стирлинга в танспорт-ных системах.— В кн.: Двигатели Стирлинга. М. : Мир, 1975, с. 310— 348.
27.	Мищенко А. И., Белогуб А. В. А. С. 670739 (СССР). Карбюратор для’двигателя внутреннего сгорания.— Опубл, в Б. И., Д9^ № 24.	'
28	Мищенко А. И., Черкашин Ю. В. К вопросу выбора типа гидрида для автомобильного аккумулятора водорода.— Автомоб. пром-сть, 1980, № 9, с. 5—7.	----
29.	Мищенко А. И., Белогуб А. В., Журман В. П., Талда Г. Б. Бензо-водородный автомобиль и результаты его испытаний на токсичность ОГ.— В кн.: Всесоюз. конф, по защите воздушного бассейна городов от загрязнения токсичными выбросами транспортных средств. (Харьков, 20—22 окт. 1981 г.). Тез. докл. Харьков: Ин-т пробл. машиностроения АН УССР, 1981, с. 95—96.
™	Пай Д. Р. Двигатели внутреннего сгорания : В 2-х т.— М. : Оборон-гиз, 1940.— Т. 1. 262 с.
3I-	Пат. 3315479 (США). Storing hidrogen /R. Н. Jr Wiswall, J. J. Jr Reilly— Опубл. 25.04.67.
«. Пат. 3799124 (США).—Опубл. 26.03.74.
Пат. 12559415А1 (ФРГ) Vorrichtung zum Finsoritzen eines gesformingen unter Driick Stehenden Mediuns in einen Verbrennungsmotop / H. C. Ar-
. naud.— Опубл. 8.07.76.
Подгорный A. H., Варшавский И. Л. Водород—топливо будущего.— , Киев : Наук, думка, 1978.— 134 с.
Равич М. Б. Газ и ёгбПтрименение в народном хозяйстве.— М. : Нау-3 ка, 1974,— 368 с.
Семиненко К. Н., Малышев В. П , Петрова Л. А. Взаимодействие с водородом.— Неорган. материалы, 1977, 13, Ns 11, с. 2009—2012.
137
1
37.	Смаль Ф. В., Арсенов Е. Е. Перспективные топлива для автомобилей,— U М. : Транспорт, 1979.— 151 с.	I
38.	Стечкин Б. С., Генкин К- И., Золотаревский В. С. и др. Индикаторная диаграмма, динамика тепловыделения и рабочий цикл быстроходно^ I поршневого двигателя.— М. : Изд-во АН СССР, 1960.— 199 с,
39.	Таблицы физических величин : Справочник / Под. ред. И. К. Кикоина.— М. : Атомиздат, 1976.— 1006 с.
40.	Шатров Е. В., Раменский А. Ю., Кузнецов В. М. Исследование мощ-ностных, экономических и токсических характеристик двигателя, ра-ботающего на бензоводородных смесях.— Автомоб. пром-сть, 1979 № 11, с. 3—о.
41.	Фельдман Ф. Г. Гигиеническая сцена автотранспорта как источника загрязнения атмосферного воздуха.— М. : Медицина, 1975.— 20 с.
42.	Хмыров В. И., Лавров Б. Е. Водородный двигатель.— Алма-Ата : Наука, 1981,— 108 с.
43.	Чудаков Е. А. Основные проблемы сгорания топлива в автотракторных двигателях.— В кн.: Сгорание в транспортных поршневых двигателях М. : Изд-во АН СССР, 1951, с. 7—28.
44.	Чудновский А. Ф. Теплофизические характеристики дисперсных материалов.— М. : Физматгиз, 1962.— 456 с.
45.	Anzelotti W. Г. Combustion of Hydrogen as Related to Knock.— Ind. and Eng. Chem., 1954, 46, N 6.
46.	Bernard Sale. L'evolution des convertisseurs d’energie de petite moyenne puissance.— Rev. gen. therm., 1977, 16, N 181, s. 31—44.
47.	Billings R. E. A Hydrogen — Powered Masse Transit System.— In: 1st world hydrogen energy conf, proc.: In 3 vol. (Miami Beach, Florida, 1—3 March 1976), 1976, vol. 3, p. 7C—27—76—40.
48.	Bosep O. Hydrogen sorption in LaNi5.— J. Less-Common Metals, 1976, 46, p. 91—99.
49.	Breshers R., Cotrill H., Rupe J. Partial hydrogen Injection into internal combustion engines — effect on emissions and fuel economy.— In: EPA — First symposium on low pollution power system development (Ann Arbor, Michigan, 1973), 1973.	.
50.	Breshers R. Hydrogen Application as a Motorfuel.— In: Symposium on low pollution power system development (Ann Arbor, Michigan, 14—19 Oct. 1973), 1973 p. 198—209 (NATO Paper : N 32),
51.	Buchner H. The hydrogen / hydride energy concept.— Int. J. Hydrogen . Energy, 1978, 3, N 4, p. 385—406.	(
52.	Buchner H., Sotiffer H. Wasserstoff als Alternativkraftstoff fur Ottomo-toren.— Automobil. techn Z., 1976, 78, N 4, S. 161 —162.
53.	De Boer P. С. T., Me Lean IF. J., Fogelson J. J. et al. An analytical and experimental study of the performance and emission of a hydrogen fueled reciprocating Engine.— In: 9th intersoc. energy convers. eng. conf. (San-Francisco, Calif., 1974). Proc.— New York, 1974, p. 479—486.	I
54.	Eberius H. Institut fiir Reaktionskinetik der DEVLR.— Stuttgart, 1963.
55.	Erren R. Der Erren-Wasserstoffmotor.— Automobil. techn. Z., 1939, 19, S. 523.
56.	Escher W. J. D. Survey and assessment of contemporary US hydrogen fueled internal combustion engine projects.— In: 10th intersoc. energy convers. eng. conf. (New. York, Dec. 1975). New York, 1975, p. 1143—1155-
57.	Finegold J. D The UCLA Hydrogen Car : Design Construction and Performance.— Trans. SaF, 1973, paper 730507, p. 1626—1627.
58.	Finegold J. D., Van Vorst IF. D. Hydrogen Engine Technology.— In-FISITA, Paris, 1974.
59.	Finegold J. D., Van Varst 17. D. Crash Test of a Liquid Hydrogen Automobile.— In: 1st world hydrogen energy conf. Proc.: In 3 vol. (Mian11 Beach, Florida, 1—3 March 1976), 1976, vol. 3, p. 6C—97; 6C—Ш-
138,
60.	Furuhama S. Combustion Characteristics of Hydrogen Fueled Spark Ignition Engine.— Bui. ISAE, 1976, N 6, p. 1—10.
61.	Furuhama S., Hirurna M., Enomoto Y. Development of a liquid hydrogen Car.— In: 1st World hydrogen energy conf. Proc. : In 3 vol. (Miami Beach., Florida, 1—3 March 1976), 1976, vol. 3, p. 6C—27—6C—58.
62.	Fating, Kuhn. Kompohentenerprobung, III. Stufe Typenprtifung.— GfK — Behalter Bolkow (MBB), 1966, N 10.
63.	Hattingen U., Jordan IF. Wasserstoff als Zusatzkraftstoff.— VDI— Nachr., 1974, 28, S. 5.
64.	Henriksen D. L., Mackay D. B., Anderson V. R. Prototype hydrogen automobile using a metal hydride.— In: 1st world hydrogen energy conf. proc. (Miami Beach., Florida, 1—3 March 1976) : in 3 vol. 1976, 3, p. 7C—7C—12.
65.	Homan H. S., Reynolds R. K., De Boer P. С. T. et al. Hydrogenfueled diesel engine without timed ignition.— Int. J. Hydrogen Energy, 1979, 4, p. 315—325.
66.	Hoehn F. W., Dowdy M. W. Feasibility demonstration of a road vehicle fueled with hydrogen — enriched gasoline. In: 9th intersoc. energy con-vers. eng. conf. Proc. (San-Francisco, Calif., 1974), New Vork, 1974, p. 956—964.
67.	Callahan J. M. Evidence: the cost of clean air.— Automob. int., 1974, N 1, p. 37—40.
68.	Karim G. A., Klat S. R. The knock and autoignition characteristics of some gaseous fuels and their mixtures.— J. Inst. Fuel, 1966, N 3, p. p. 109—116.
69.	King R. O., Wallace W. A., Mahapatra B. The hydrogen engine and the nuclear theory of ignition.— Can. J. Res., 1948, N 26, p. 264.
70.	King R. O., Rand M. The oxidation, decomposition, ignition and detonation of fuel vapors and gases. The hydrogen engine.— Can. Techn., 1955, N 33.
71.	Kuijpers E. A. Intermetallic compounds.— J. Less-Common Metals, 1973, 32, N 2, p. 289—296.
72.	Lohner K-, Muller H. Gemischbildung und Verbrennung in Ottomotoren.— Springer, 1967.
73	Marchetti C. Hydrogen and Energy.— Chem. Econ. and Eng. Rev., 1973, 5, N 1, p. 7—25.
74.	May H., Hattingen U., Jordan W. Thermodynamische Untersuchung des Ottomotoren-Prozesses mit Wasserstoff als Zusatzkraftdtoff.— Mot. Techn. Z., 1976, 37, N 4, S. 149—150.
75,	Murray G. R., Schoeppel R. J. Emission and performance characteristics of an air-breathing hydrogen-fueled Internal combustion Engine.— In: Intersoc. Energy Conv. Eng. Conf. Boston (Mass.), 1971 (SAE pap.; 719009), p. 47—51.
76.	Newhall H. K-> Shahed S. M. Thirteenth symposium (international) on . Combustion.— Pittsburgh 1971.— 381 p.
77.	Oehmichen M. Wasserstoff als Motortreibmittel.— Dtsche Kraftfahrt-forsch, 1942, 68, S. 1—30.
’8.	Ozaki S,, Rarematsu K- Study on the emission control of gasoline Engine by Hydrogen addition.— J. Meeh. Eng. Lab., 1978, 32, N 3, p. 12—22.
'9.	Perkins W. E., Frainier R. J. Practical storage and distribution of Liquid Hydrogen and Helium.— Adv. Cryog. Eng., 1960,	5,
p. 69.
°0- Reilly J. J., Wiswall R. H. The reaction of hadrogen with alloys of Mog-nesium and Copper.— Inorg. Chem., 1967, 6, N 12, p. 2220—2223.
°*- Reilly J. J., Johnson J. R. Titanium alloys Hydrides, their properties and application.— In: 1st world hydrogen energy conf. Proc. : In 3 vol. (Miami Beach, Florida, 1—3 March 1976), 1976, vol. 2, p. 8B-3.
139
82.	Swain M. R., Adt R. R. The Hydrogen — Air Fueled Automobile.— In; Intersoc. energy conv. eng. conf., 1972 (pap.; 729217), p. 194—197.
83.	The Erren Combustion Cycle : A new Method of utilising gaseous Fuel — Automob. Eng., 1937, 27, N 9, p. 319—322.
84.	Universitat Kaiserslautern : Verbesserung des Wirkungsgrades und der Schadstoffemissionen von Ottomotoren durch Wasserstoff als Zusatzkraft-stoff.— Rev. Beige. Trans., 1975, N 2, S. 32—33.
85.	Watson H. C , Milkins E. E., E>eslandes J. V. Efficiency and emissions of a hydrogen of methane fueled spark-ignition Engine.— In: FISITA Paris, 1974, p. B-l-9.
86.	Watson H. C., Milkins E. E. Hydrogen and methane — automotive fuels of the future? — SAE — Australia, 1975, 3/4, p. 17—19.
87.	Weil К- H. The hydrogen I. C. engine — its origins and future in the emerging eneigy-transportation-environment system.— In: Intersoc. energy conv. eng. conf., 1972, paper 729212.
86. Williams L. 0. Hydrogen powered automobiles must useliquid hydrogen.— Cryogenics. 1973, 12, p. 693—698.
89. Yu W. S., Suuberg E., Waide C Modeling studies of fixed-bed rr.etall-hydride storage systems. Hydrogen Energy.— In: Proc, of THEME Conf. (Miami Beach, Florida, 18—20 March 1974), 1975, pt A, p. 621—643.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение ....................................................   3
Глава первая. Моторные свойства водорода и предпосылки его использования в качестве топлива для ДВС . .	8
1.	Моторные свойства водорода . ,................ 8
2.	Основные реакции и реакционная кинетика ...	18
3.	Предпосылки использования водорода в качестве топлива для автомобильных двигателей............ 21
Глава вторая. Энергоэкологические показатели водородного ДВС........................................................... 25
1.	Методика расчета теоретического цикла ....	25
2.	Состав продуктов сгорания ................... 31
3.	Энергетические показатели теоретического цикла 34
Глава третья. Рабочий процесс автомобильных двигателей на водороде и смеси бензина с водородом ................. 38
1. Особенности рабочего процесса ДВС на водороде 39 2. Особенности рабочего процесса ДВС на смеси бен-
зина с водородом.............................. 51
3.	Эффективность рабочего процесса.............. 56
4.	Токсичность отработавших газов............... 66
Глава четвертая. Аккумулирование водорода на борту автомобиля ..................................................... 70
1.	Аккумулирование в баллонах высокого давления 70
2.	Аккумулирование	жидкого водорода.......... 72
3.	Аккумулирование	с помощью ЭАВ ............ 77
4.	Аккумулирование	в обратимых металлогидридах 81
5.	Схемы транспортных энергоустановок с гид-ридными аккумуляторами водорода................. 95
6.	Тепломассообмен в металлогидридном аккумуляторе водорода .................................. 99
Глава	пятая. Водородные автомобили .........................НО
1.	Автомобили с баллонными аккумуляторами водорода ..........................................ПО
2.	Автомобили с криогенными аккумуляторами водорода .........................................112
3.	Автомобили с металлогидридными аккумуляторами водорода.....................................118
4.	Водородные автомобили, разработанные Институтом проблем машиностроения АН УССР . . . 122
Список литературы...........................................  136
141