Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
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.
МОТОРНЫЕ СВОЙСТВА ВОДОРОДА
Пригодность любого вида топлива для гранспорт- ных 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 $
Сравнительную оценку удельной мощности водородного двигателя можно провести по энергоемкости заряда, В общем cjyqae литровую мощность двигателя через энергоемкость за ряда можно выразить следующим образом:
〜/7зарТ|е Планом，
где "зар — 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
儿哥，
где 乩 —— низшая теплотворная способность топлива, кДж/г; 旦丁 —— цикловой расход топлива, г/цикл; Уц —— 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 ^Трг
Разделив числитель и знаменатель на Lo — теоретически необходимое количество воздуха для сгорания единицы объема топлива, получим
% =乩 *Z，
где й — коэффициент, учитывающий объемное отношение тон- ливо — воздух в смеси стехиометрического состава, k =
匕 /Lo; а — коэффициент избытка воздуха, а ^ Vfl03 /Lo.
Полученное выражение может быть использовано и для бензинового двигателя при условии, что беизин поступает в щь линдр только в паровой фазе.
При внутреннем смесеобразовании с подачей топлива в про- Мессе сжатия рабочий объем цилиндра в конце впуска заполнен Только воздухом, поэтому коэффициент k в знаменателе выра- *ення для энергоемкости заряда будет отсутствовать.
Сравнительные значения удельной энергоемкости заряда А〃я бензинового и водородного двигателей и характеристики т°плнв представлены в табл. 1. Приведенные данные показыва- 七丁，что в водородном двигателе объемное отношение топливо —— воздух в стехиометрической смеси составляет 0,42, в то вре- Ма как в бензиновом двигателе — всего лишь 0,02. Высокая
Т аб л ица I. Энергоемкость заряда поршневого двигателя на бенз恤
Топливо
"屮 кДж/Г
厶伊м8/м3
Плотность, Г/дм3
СмесеобРаз( ванне
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 сниженгю 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, ℃
630
530
Пределы воспламенения, % (по объему)
4,7—74,2
0,59-6,0
Коэффициент диффузии, caF/c
0,63
0,08□
Скорость распространения пламени, см/с Низшая теплотворная способность, кДж/кг Стехиометрическое количество воздуха
〜270
〜30 Й
120-103
44,0-10s а
иа 1 кг топлива, кг/кг
Теплотворность горючей смеси при ос = 1:
34,2
14,95 I
в смеси с воздухом, кДж/м®
.3180
3710<
в смеси с кислородом, кДж/кг
1,34-104
—
Температура кипения, ℃
-252,61
32—186
"зар，кДж/дмз, при а, равном
1Л
1,2
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
瓦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 турбмн — 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 Q63 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 переох- Ла>кдения смеси в процессе смесеобразован и я и ее расслоения П°Д действием ускорений в изгибах впускного тракта и пуль- са^ий потока на впуске.
При внутреннем смесеобразовании с подачей топлива на "кннн сжатия требования к топливам по скорости формирова- НИя гомогенной смеси более жесткие, поскольку время, отво- ДИмоена смесеобразование, в этом случае в несколько раз мень- 山0 чем при внешнем смесеобразовании. Указанные свойства водорода удовлетворяют этим требованиям лучше любого из Углеводородных топлив, как жидких» так и газообразных.
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 должно обладать способностью за очень короткий промежуток вр& мени (примерно 1 мс) образовать горючую смесь. Водород обладая высокой скоростью диффузии, в этом отношении представляет 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 топ-, лива 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 водородо- воздушной 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 * 0,04—0,08 [72], для метана — 0,05—0,06 и 0,127—0,150 [22]* При пересчете объемных долей на коэффициент избытка воздух ха получаются следующие пределы воспламенения: для вод。” рода 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-
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 топли- вовоздушной 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:Рис. 2. Температура воспламенения водорода по Преттру:/ — водород и смесь О9 + СО2 X X (О? ： СО2 — 0,21! 0,79)； 2 — водород н смесь О2 + Аг (О2 ; Аг = 0,21 3 0,79); 3 — водород + воздух； 4 一 водород -f- + смесь О2 + № (Оа ： N2 = 1 I 1)./ — водород и смесь О9 + СО2 X X (О? ： СО2 — 0,21! 0,79)； 2 — водород н смесь О2 + Аг (О2 ; Аг = 0,21 3 0,79); 3 — водород + воздух； 4 一 водород -f- + смесь О2 + № (Оа ： N2 = 1 I 1).ет получить высокую топливную экономичность по ср а вне* нию с бензиновым двигателемет получить высокую топливную экономичность по ср а вне* нию с бензиновым двигателемРис. 1. Зависимость между температурой и пределом воспламенения водорода в воздухе:/ — верхний предел; 2 — ннжннй предел.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 oi：pw- Деленного воздействия воспламеняется и продолжает гореть Наиболее точные данные по температурам воспламенения водородовоздушных смесей можно найти у В. Иоста [22].
Рис. 2. Температура воспламенения водорода по Преттру:
Рис. 2. Температура воспламенения водорода по Преттру:
/ — водород и смесь О9 + СО2 X X (О? ： СО2 — 0,21! 0,79)； 2 — водород н смесь О2 + Аг (О2 ; Аг = 0,21 3 0,79); 3 — водород + воздух； 4 一 водород -f- + смесь О2 + № (Оа ： N2 = 1 I 1).
/ — водород и смесь О9 + СО2 X X (О? ： СО2 — 0,21! 0,79)； 2 — водород н смесь О2 + Аг (О2 ; Аг = 0,21 3 0,79); 3 — водород + воздух； 4 一 водород -f- + смесь О2 + № (Оа ： N2 = 1 I 1).
ет получить высокую топливную экономичность по ср а вне* нию с бензиновым двигателем
ет получить высокую топливную экономичность по ср а вне* нию с бензиновым двигателем
Рис. 1. Зависимость между температурой и пределом воспламенения водорода в воздухе:
/ — верхний предел; 2 — ннжннй предел.
Рис. 1. Зависимость между температурой и пределом воспламенения водорода в воздухе:
/ — верхний предел; 2 — ннжннй предел.
Значения температур воспламенения для водородовоздушной смеси вблизи стехиометрического состава колеблются в широких пределах в зависимости от метода и условий исследова- ния. Как видно из табл. 3, максимальное отклонение результа- тов превышает 500 ℃, поэтому указать пределы температур воспламенения, соответствующие условиям воспламенения в две, весьма трудно. Наиболее близкими, вероятно, следует считать температуры, полученные Диксоном и Крофтом по методу адиабатического сжатия. Они показали, что с уменьше- ннем концентрации водорода в воздухе температура воспла
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 предвари- тельно подогретых газов в концентрических трубках, показьь Таблица 3. Температура воспламенения водородовоздушной смеси [22]
Номер метода
Автор
Объемная доля Н2 в смё- си, %
Температура воспламенения, ℃
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 см&
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 5c
4а
Блох
30
608
Сухая смесь
4а
Блох
30
613
Влажная смесь
5а
Гольдман
Нет свед.
580—590
6
Мак Дэвид
29
700
—t
6
Уайт и Прайс
. 27
715—860
7
Сильвер
20
930
Диаметр шарика
7
Сильвер
Нет свед.
800
0,2 см 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. Иоста, определяются не столько химическими процессами, сколько качеством смесеобразован и я. 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-
торнхторнхвоспламенения водорода в воздухе находится в пре-воспламенения водорода в воздухе находится в пре-температуртемпературРис. 3. Зависимость температуры воспламенения водорода в смеси с сухим воздухом от давления (цифры на кривых — период индукции в секундах).Рис. 3. Зависимость температуры воспламенения водорода в смеси с сухим воздухом от давления (цифры на кривых — период индукции в секундах).она изменяется. При давлении р = 0,1 МПа интервалона изменяется. При давлении р = 0,1 МПа интервал
торнх
торнх
воспламенения водорода в воздухе находится в пре-
воспламенения водорода в воздухе находится в пре-
температур
температур
Рис. 3. Зависимость температуры воспламенения водорода в смеси с сухим воздухом от давления (цифры на кривых — период индукции в секундах).
Рис. 3. Зависимость температуры воспламенения водорода в смеси с сухим воздухом от давления (цифры на кривых — период индукции в секундах).
она изменяется. При давлении р = 0,1 МПа интервал
она изменяется. При давлении р = 0,1 МПа интервал
。860031 7。860031 7(ИН =(ИН =описывается формулой [35]
。8600
31 7
。8600
31 7
(ИН =
(ИН =
гае тив выражено в секундах, а р — в атмосферах. При температурах 1500—2500 К значение т колеблется в интервале 1— 1。мкс.
Энергия воспламенения. При организации рабочего процес- ⑵ с воспламенением от искры большой интерес представляет Сергия воспламенения топливовоздушной смеси, величина конфой зависит от состава. Максимальное значение энергии со- яветствует границам воспламенения, а минимальное — сте- '^ометрическому составу. На рис. 4 показана зависимость Сергии воспламенения различных топлив от коэффициента избытка воздуха, из которой следует, что при стехиометриче-
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:Рис. 4. Зависимость энергии воспламенения топливовоздушных смесей от коэффициента избытка воздуха:ми газами, а также горячими точ- ками камеры сгорания (электрод свечи зажигания, выпуск-
Рис. 4. Зависимость энергии воспламенения топливовоздушных смесей от коэффициента избытка воздуха:
Рис. 4. Зависимость энергии воспламенения топливовоздушных смесей от коэффициента избытка воздуха:
/ — метан; 2 — пропан; 3 — гексан; 4 — водород.
ной клапан, острые кромки на поверхности камеры сгорания) и нагароотложением. Это потре-
Рнс. 5. Зависимость скорости распространения фронта пламени в топливовоздушных смесях от коэффициента избытка воз-Рнс. 5. Зависимость скорости распространения фронта пламени в топливовоздушных смесях от коэффициента избытка воз-духа：/ — Н2 -{- О2 (ламинарное пламя)； 2 — водород 4- воздух (бомба); 3 - На + воздух (ламинарное пламя); 4 — бензин + воздух (бомба)； 5 — бензин + воздух (ламинарное пламя).духа：/ — Н2 -{- О2 (ламинарное пламя)； 2 — водород 4- воздух (бомба); 3 - На + воздух (ламинарное пламя); 4 — бензин + воздух (бомба)； 5 — бензин + воздух (ламинарное пламя).бует дополнительных мероприятий по предупреждению неконтролируемого воспламенения. В то же время низкая энергия воспламенения в широких пределах коэффициентов избытка воздуха позволит использовать существующие системы зажигания при переводе бензиновых двигателей на водород
Рнс. 5. Зависимость скорости распространения фронта пламени в топливовоздушных смесях от коэффициента избытка воз-
Рнс. 5. Зависимость скорости распространения фронта пламени в топливовоздушных смесях от коэффициента избытка воз-
духа：
/ — Н2 -{- О2 (ламинарное пламя)； 2 — водород 4- воздух (бомба); 3 - На + воздух (ламинарное пламя); 4 — бензин + воздух (бомба)； 5 — бензин + воздух (ламинарное пламя).
духа：
/ — Н2 -{- О2 (ламинарное пламя)； 2 — водород 4- воздух (бомба); 3 - На + воздух (ламинарное пламя); 4 — бензин + воздух (бомба)； 5 — бензин + воздух (ламинарное пламя).
с качественным регулированием мощности.
Скорость сгорания. Скорость сгорания топливовоздушных смесей зависит от их физико-химических свойств и условии сгорания. Определяется скорость сгорания скоростью перемещения фронта пламени. На рис. 5 приведены зависимости с ко-
рости 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 + 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 н 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 двигате- “те с прозрачной камерой сгорания, показывают, что в случае сгорания топливовоздушной смеси, состоящей из водорода н воздуха в стехиометрически необходимых количествах, скорость сгорания может достигать указанных выше величин.
Высокая скорость сгорания водородовоздушных смесей, с 0aной стороны, должна оказывать положительное влияние на повышение эффективности рабочего процесса, а с другой сторо- 呵 может приводить к очень высоким скоростям нарастания Давления в цилиндре двигателя, что нежелательно.
Расстояние гашения пламени. Толщина пристеночного слоя т°пливовоздушной смеем, в котором происходит обрыв цепей
2 3—1266 J7
реакции окисления вследствие дезактивации активных центров на поверхности камеры сгорания, называется расстоянием 侬 шения 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.
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
гканне реакции. В настоящее время считается, что окисление 收порода 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 f Н2О + Н (цепная реакция) (1.2)
I 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 по уравнению (1.2) или по уравнениям
О + Н2 f ОН + Н (разветвление цепи);(1.4)
О + Н2О т 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;(1.6)
ОН + ОН -> стенка f Н2О2.
Таким образом, активные центры выходят из реакции. Если 足史 при Т = const повышать давление, скорость образования активных центров превысит скорость реакции рекомбинации, опредвляемой 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 + М.(1.7)
Здесь М может быть любой нейтральной молекулой и долж- на，в зависимости от типа молекулы, поглощать избыточную энергию образовавшейся Н2О. Хотя Н2О по своей химической структуре также считается радикалом, она настолько химиче- скн инертна, что время ее существования достаточно велико, "то6bl диффундировать к стенке и там дезактивироваться.
С дальнейшим увеличением давления процесс диффузии Замедляется, радикал Н2О приобретает функцию центра, не- су^его цепь, и может образовать необходимые для взрывного сг°рания переносчики цепей по уравнениям
Н2О + ОН Н2О2 Н;(1.8)
НаО2 4- М ОН + ОН + М.(19)
На рис. 6 показан характер протекания реакции Н3 + О в различных условиях.
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 том, что это не так. Атомарный
с воздухом свидетельствует ос воздухом свидетельствует оРис. 6. Диаграмма температура — давление термической реакции водород —кислород.Рис. 6. Диаграмма температура — давление термической реакции водород —кислород.кислород вступает в реакцию с азотом по уравнению
с воздухом свидетельствует о
с воздухом свидетельствует о
Рис. 6. Диаграмма температура — давление термической реакции водород —кислород.
Рис. 6. Диаграмма температура — давление термической реакции водород —кислород.
° + N2 f NO + N° + N2 f NO + N(1.10)(1.10)и образует оксиди образует оксидазота и атомазота и атомазота. Атом азота реагирует с молекулой кислорода:
° + N2 f NO + N
° + N2 f NO + N
(1.10)
(1.10)
и образует оксид
и образует оксид
азота и атом
азота и атом
ни пони по3,2 МПа, реакции X ехр /:3,2 МПа, реакции X ехр /:Эбериусу ^давление ,константа скорости К = 6 • 8 • 03 义 75400\,).- см/моль • СрЭбериусу ^давление ,константа скорости К = 6 • 8 • 03 义 75400\,).- см/моль • Ср7 — экспериментальные данные； 2 — расчетные данные7 — экспериментальные данные； 2 — расчетные данныеO2 + N — NO + O, (1.11) давая снова оксид азота и атом кислорода, которые опять могут принимать участие в реакции (1.10) (механизм Зельдовича)- X. Ньюхолл и С. Шейд [76扌 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-.
ни по
ни по
3,2 МПа, реакции X ехр /:
3,2 МПа, реакции X ехр /:
Эбериусу ^давление ,константа скорости К = 6 • 8 • 03 义 75400\,).
- см/моль • Ср
Эбериусу ^давление ,константа скорости К = 6 • 8 • 03 义 75400\,).
- см/моль • Ср
7 — экспериментальные данные； 2 — расчетные данные
7 — экспериментальные данные； 2 — расчетные данные
рапию NO в пламени (рис. 7). Максимум концентрации окиси ；зота соответствует а = 0,8. На основании этих данных следу- ；т, 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 рода. Из химических ее свойств прежде всего следует отметить большую устойчивость молекул по отношению к нагреванию. Однако при температурах выше 1000 ℃ водяной пар начинает заметно диссоциировать на водород и кислород:
2H2。言 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 ℃ 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.
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 = 0J5 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 (57лучшением полноты сгорания, превосходным смесеобразова- ннем 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 соответ- ствне определяется скоростью сгорания, так как теоретический инк』предполагает мгновенный подво/i. тепла, т. е. бесконечную скорость сгорания. В этом плане реальный цикл двигателя.при
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 соста-； ву близких к стехиометрическому за счет очень высокой с е 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 十 1,15) на режимах 1 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 диффузии, он может быть использован в качестве добавки, иници- | ирующей процесс сгорания бедных у гл ев одор одов оздушных смесей.
Применение водорода в качестве дополнительного топлива
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.
7 口/Масса
Рис. 8. Сравнение способов хранения водорода и бензина:
/ ——бензиновый бак; 2 — криогенный бак для ЬНг; 3 — гндридный кумулятор аля FeTiH%; 4 — баллоны высокого давления (40 МПа); бак для Н2 прн нормальных условиях.
Обсуждая возможности применения водорода для автомобильных двигателей, нельзя обойти такой важный вопрос, как хоанение водорода на транспортном средстве.
у 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 у гл еводор одньгх 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.
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 возмож^ ность 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 взрывоопясность 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 FeTiH^, 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 качест-. ве добавки к углеводородным топливам для транспортных двигателей.'
Глава вторая
ЭНЕРГОЭКОЛОГИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
ВОДОРОДНОГО две
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.
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 не- обходимо учитывать реакции диссоциации и рекомбинации продуктов сгорания.
В качестве основных уравнений математической модели при- нхтея： 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 н продукты сгорания представляют собой идеальную систему,
подчиняющуюся уравнению состояния идеального газа и на. холящуюся в физико-химическом равновесии; 2) теплоемкости компонентов диссоциированной газовой смеси, их энтальпии и константы равновесия, являясь функциями температура, не зависят от давления; 3) горение протекает изоэнтропийно' 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:
a14 + a242 ?^ a343 十 a^з(2.1)
где Aj — компонент продуктов сгорания;勺一стехиометрический коэффициент.
Согласно условию химического равновесия мольные концентрации компонентов должны удовлетворять уравнению
(2.2)
гдеС/ ——мольная концентрация /-го компонента; Кс (Т) — 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:/
о2 а 20; N2 含 2N.о2 а 20; N2 含 2N.(2.3)(2.3)СО2 <> СО + v2o2； н2о <> н2 + VA；也0 导。Н ++ %也；%№ + %。2 言 NO; H2 <> 2h;
о2 а 20; N2 含 2N.
о2 а 20; N2 含 2N.
(2.3)
(2.3)
вещества в
岳負
реакции, тогда
0
0
0
0
— 0,5
0
0
0
—1
1
0
0
0
0
0
— 0,5
—1
0
0
0
0
1
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.
Поставим системе уравнений (2.3) в соответствие стехиометрическую матрицу S размерностью 7 х 11, каждый элемент которой Skj является стехиометрическим коэффициентом /-го
О о -2О —2 О 200О о -2О —2 О 200О01О1О1ООО01О1О1ООО00 0 0
О о -2
О —2 О 200
О о -2
О —2 О 200
О01
О1О
1ОО
О01
О1О
1ОО
ООООО
ООООО
Логарифмируя уравнения равновесия (2.2) для каждой из реакций системы (2.3), получаем систему линейных уравнений относительно логарифмов мольных концентраций компонент смеси
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 厶，каждый элемент которой /仃 есть количество атомов /-го вида в /-м комгде 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 厶，каждый элемент которой /仃 есть количество атомов /-го вида в /-м компоненте смеси.поненте смеси.В рассматриваемой системе компонентов продуктов сгораВ рассматриваемой системе компонентов продуктов сгорания матрицания матрица(2.4) примет 0 10 00 0 100 0 0 010 0 2(2.4) примет 0 10 00 0 100 0 0 010 0 2вид2 0 10 2 00 0 00 0 1вид2 0 10 2 00 0 00 0 1112 10 0 0 20 1100 0 0 0112 10 0 0 20 1100 0 0 0(2.6)(2.6)SX = К (7), (25)
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 厶，каждый элемент которой /仃 есть количество атомов /-го вида в /-м ком
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 厶，каждый элемент которой /仃 есть количество атомов /-го вида в /-м ком
поненте смеси.
поненте смеси.
В рассматриваемой системе компонентов продуктов сгора
В рассматриваемой системе компонентов продуктов сгора
ния матрица
ния матрица
(2.4) примет 0 10 0
0 0 10
0 0 0 0
10 0 2
(2.4) примет 0 10 0
0 0 10
0 0 0 0
10 0 2
вид
2 0 1
0 2 0
0 0 0
0 0 1
вид
2 0 1
0 2 0
0 0 0
0 0 1
112 1
0 0 0 2
0 110
0 0 0 0
112 1
0 0 0 2
0 110
0 0 0 0
(2.6)
(2.6)
“го элемента в составе“го элемента в составеТогда выражение для массовой доли
“го элемента в составе
“го элемента в составе
смеси будет иметь вид
G, = X g,友丄,，=1,…，4,(2.7)
где 3^ ——атомная масса i-ro элемента; М, — молекулярная масса j-ro компонента реагирующей смеси; g,——массовая доля /•го компонента в газовой смеси. ”
Разделив обе части выражения (2.7) на Эо получим основное соотношение, являющееся инвариантом реагирующей смеси:
у 陪=const, i= 1, ..., 4,(2.8)
电戏М/
которое с учетом взаимосвязи между массовыми долями и молм ными концентрациями компонентов司
gi-C/MiVI
можетбытьприведено к виду1
S lijCi =-^- , г = 14,I
или вматричнойформеJ
LC = рЗ(2.9)
где р — плотность смеси; g 金-^-; отношение G/Э/ 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 (Су = е*‘ ), представляется возможным исключить одиннадцать неизвестных (либо С, либо X) и свести задачу опреде- ления состава продуктов сгорания к решению нелинейной сис- теми одиннадцати уравнений относительно одиннадцати неизвестных. Численные эксперименты показали, что решение относительно параметров X достигается существенно проще и система уравнений для определения состава продуктов сго*Й рання сводится к следующему виду：|
3 = pg;I
SX=K6,(2.10)
где ех — вектор, компонентами которого являются величины 匂・ Решать систему уравнений (2.10) при фиксированных тем- пературах^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 реше- нию системы линейных уравнений относительно поправок А^
P^k + I3ll=o, J
где Fk — вектор невязок на 々・м шаге на основании системы | ② 10)Л
Последовательность приближений строится по схеме
цх,+1й = ||Х,!| + 1!^11-
Точность решения и сходимость контролируется значением
①々= £|(尸/)/
/=1
Зависимость логарифмов констант равновесия от температуры принимаются в виде
К/(7) = 4— 华，々=1, ...,7.(2.П)
Ниже представлены численные значения коэффициентов Ак и Bk для системы реакций (2.11):
44,2803,0443,7470,6506,4007,0357,10
В • 10一5о,14260,1320,15060,04710,2400,26850,505
Решение полученной системы уравнений хи?лического 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)= £ gjUj*.(2.13)
Здесь Uf (Т) — полная внутренняя энергия /-го компонента как функция температуры,
^(^^//(П-^Л(2.14)
ГД5 /； — полная энтальпия; Rf — газовая постоянная j-ro компонента.
Зависимости полных энтальпий компонентов топливовоз- Душной смеси от температуры могут быть представлены в виде полиномов седьмой степени [1]
7
//(Т) = 4 +』М，(2.15)
S=]
?е 70/ — химическая энергия j-ro компонента; Л#/ — коэффициенты аппроксимирующих полиномов.
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 1/ н U:
Задаемся начальным приближением состава предуктов сгорания.
Из уравнения (2.13) находим начальное приближение тем- пературы продуктов сгорания.
Используя метод Ньютона, уточняем состав продуктов сгорания при полученной температуре.
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 бензоводородной смеси, содержащей от 0,05 до 0,9 массовых долей суммарного состава топлива. Расчет проводился на ЭВМ БЭСМ-6 для изохорного горения топливо воздушных смесей с коэффициентом избытка воздуха а = 1 + 5 с шагом 0,1 ——0,5. Широкий диапазон состава топливо воздушных смесей позволил выявить влияние как типа топлива, так и избытка окислителя на энергетические параметры теоретического цикла и состав продуктов сгорания. '
3Q3Q1
3Q
3Q
СОСТАВ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
В процессе сгорания под действием высоких темпе- ратур происходит термическая диссоциация (распад) сложных молекул на более простые молекулы, радикалы и атомы. При эТом диссоциация сопровождается затратами энергии на раз- рнв 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 результа- те 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 с увеличением 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 бен- зоводородовоздушных 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 сго- ранл外 водородовоздушной смеси содержит минимальное число компонентов. По мере убывания мольных концентраций при
— 3 они располагаются в следующем порядке: NO, ОН, 比，Н, о, N.
В составе продуктов сгорания бензоводородиых смесей по- являются оксиды углерода (СО и СО2), концентрация которых возрастает по мере увеличения доли бензина в комбинирован- "°м топливе, т. е. по мере увеличения отношения С/Н в эле- ментарном составе условного топлива, достигая предельных знаденнй в продуктах сгорания бензина. Образование оксида Уг』еро〃а при сгорании бедных топливо воздушных смесей, состав которых входят углеродсодержащие топлива, являет-
ся следствием частичной диссоциации СО2, имеющей место 磕 высоких температурах 120].
Согласно общепринятым положениям о термической прир» де образования оксида азота [21], эмиссия NO определяется максимальной температурой горения, концентрацией азота и
KO l}25 1}5 1,752KO l}25 1}5 1,752Рис. 9. Равновесный состав продуктов сгорания бензоводородовоздушных смесей (сплошные линии —— 100 % водорода; штриховые — 100 % бензина).Рис. 9. Равновесный состав продуктов сгорания бензоводородовоздушных смесей (сплошные линии —— 100 % водорода; штриховые — 100 % бензина).о 6 432^6 432 -^5 43 2 *^64 3 2 ч^ /о 6 432^6 432 -^5 43 2 *^64 3 2 ч^ /ййРис. 10. Содержание радикалов в продуктах 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).
KO l}25 1}5 1,752
KO l}25 1}5 1,752
Рис. 9. Равновесный состав продуктов сгорания бензоводородовоздушных смесей (сплошные линии —— 100 % водорода; штриховые — 100 % бензина).
Рис. 9. Равновесный состав продуктов сгорания бензоводородовоздушных смесей (сплошные линии —— 100 % водорода; штриховые — 100 % бензина).
о 6 432^6 432 -^5 43 2 *^64 3 2 ч^ /
о 6 432^6 432 -^5 43 2 *^64 3 2 ч^ /
й
й
Рис. 10. Содержание радикалов в продуктах 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 + О? М NO + О + 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 ком” бинированным и включать наряду с реакциями (2.16) и (2.17) две другие реакции:
OH+№ = NO + NH,(2.18)
NH + О2 = NO + ОН.(2.19)
Однако основным механизмом термической эмиссии NO является реакция (2.16) через атомы кислорода. Это подтверждается результатами подсчета равновесного состава продуктов сгора- ння. 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 忘 1 образование NO ограничено недостатком или полным отсутствием атомарного кислорода в продуктах сгорания, а в области a v 1,3 + i,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 из- бьггка воздуха. Снижение СО является следствием как умень- 山ения концентрации углерода в топливе, так и образования Оксида 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- ^°Держащих топлив в значительной степени зависит от концент- рацин гидроксида, доля которого резко возрастает с обогаще- "нем бензовоздушной смеси водородом (см. рис. 10).
з 3-1266 qq
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. ,
ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ У ТЕОРЕТИЧЕСКОГО ЦИКЛА |
Энергетические показатели рабочего цикла ДВС в значительной мере определяются видом пр имен немого 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 % среднее давление /?ср и эффективность преобразования энергии топлива в механическую работу.
Механическая работа цикла определяется численным интегрированием в соответствии с соотношением
"max°max
л = — J P±(v)dv + § р2(V)dv, (2.21) ^minumin』
где Vmin и Утах ——минимальный и максимальный удельный| объем смеси газов в цилиндре;凸(V) и р2 (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
m = /3 (293К) - /п с (293К)，(223)
где /3 (293 К) — энтальпия заряда при стандартных условиях； /п.с (293 К)——энтальпия продуктов сгорания теоретического состава без учета диссоциации.
Расчетные зависимости максимальной температуры Тг и давлений цикла pz и /?ср от коэффициента а приведены на рИс. П и 12. Характер изменения максимальной температуры цикла не зависит от вида топлива, а ее абсолютная величинаРасчетные зависимости максимальной температуры Тг и давлений цикла pz и /?ср от коэффициента а приведены на рИс. П и 12. Характер изменения максимальной температуры цикла не зависит от вида топлива, а ее абсолютная величинавозрастает по мере увеличения доли водорода в составе комбинированного топлива. Рост Тг является следствием снижения суммарной объемной теплоемкости продуктов cropания и уменьшения их числа молей в процессе сгорания.А МПавозрастает по мере увеличения доли водорода в составе комбинированного топлива. Рост Тг является следствием снижения суммарной объемной теплоемкости продуктов cropания и уменьшения их числа молей в процессе сгорания.А МПа/2勿‘/2勿‘%к2d勿%к2d勿34 О久34 О久心依％5 2心依％5 2Рис. 11. Зависимость максимальной температуры цикла от состава бензоводородовоздушных смесей.Рис. 11. Зависимость максимальной температуры цикла от состава бензоводородовоздушных смесей.Рис. 12. Зависимость максимального и среднего давлений Цикла от состава бензоводоро- Довоздушных смесей.Рис. 12. Зависимость максимального и среднего давлений Цикла от состава бензоводоро- Довоздушных смесей.4545Z52。 力Z52。 力&0&00 5奇40 5奇40 54 d0 54 d004000400040 〃 3 240 〃 3 2J 4 5aJ 4 5a20007500100050020007500100050025002500加°°充羽加°°充羽
Расчетные зависимости максимальной температуры Тг и давлений цикла pz и /?ср от коэффициента а приведены на рИс. П и 12. Характер изменения максимальной температуры цикла не зависит от вида топлива, а ее абсолютная величина
Расчетные зависимости максимальной температуры Тг и давлений цикла pz и /?ср от коэффициента а приведены на рИс. П 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 cropания и уменьшения их числа молей в процессе сгорания.А МПа
возрастает по мере увеличения доли водорода в составе комбинированного топлива. Рост Тг является следствием снижения суммарной объемной теплоемкости продуктов cropания и уменьшения их числа молей в процессе сгорания.А МПа
/2勿‘
/2勿‘
%к
2d勿
%к
2d勿
34 О久
34 О久
心依％5 2
心依％5 2
Рис. 11. Зависимость максимальной температуры цикла от состава бензоводородовоздушных смесей.
Рис. 11. Зависимость максимальной температуры цикла от состава бензоводородовоздушных смесей.
Рис. 12. Зависимость максимального и среднего давлений Цикла от состава бензоводоро- Довоздушных смесей.
Рис. 12. Зависимость максимального и среднего давлений Цикла от состава бензоводоро- Довоздушных смесей.
45
45
Z5
2。 力
Z5
2。 力
&0
&0
0 5
奇4
0 5
奇4
0 5
4 d
0 5
4 d
0
0
4000
4000
40 〃 3 2
40 〃 3 2
J 4 5a
J 4 5a
2000
7500
1000
500
2000
7500
1000
500
2500
2500
加°°
充羽
加°°
充羽
Характер изменения максимальных цикловых давлений в зависимости от а соответствует характеру изменения объемной энергоемкости топ л и вовоздуш ных смесей (Я3). Абсолютная величина pz снижается с обогащением беызовоздушной смеси Еодородом, особенно в области стехиометрического состава, гДе имеет место значительное уменьшение коэффициента молекулярного изменения ц и энергоемкости заряда. С обеднением с，ензовоздушных смесей происходит сближение состава продук- }°в сгорания и вследствие этого уменьшается различие в цик- 〕°внх давлениях, уже при а = 2 значение pz для всех топ- uibhhx смесей практически одинаково.
Снижение энергоемкости & с ростом количества водорода в топливовоздушной смеси ведет к уменьшению среднего давле- ння и работы цикла. Наряду с энергоемкостью заряда на /?ср °пРеделенное влияние оказывает также коэффициент молекулярного изменения ц.
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).
“__——L___L_L_J %1__—— -
加〃田以7345 IQ U 1,5 2卫 345M
Рис. 13. Зависимость теоретического КПД цикла (а) и коэффицие] та молекулярного изменения (6) от состава бензоводородовозду! ных смесей.
Основные расчетные показатели теоретического цикла для бензоводородовоздушных смесей при а = 1 приведены в табл. 5, где 屮—массовая доля водорода в топливе.
出6十饵h2
Полученные результаты отражают только качественную сторону влияния водорода в составе топливо воздушной смеси
Таблица 5. Показатели теоретического цикла
Параметр
Р1
0
0.05
0.1
0,25
0,50
кДж/м3
3770
3741
3712
3626
3482
3190 1
К
2803
2818
2830
2868
2913
2916 ]
МПа
7,06
7,00
6,84
6,5
6,22
МПа
1,46
1,42
1,40
1,31
1,18
0,445
0,443
0,441
0,439
0,437
0,435
卩
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(丄 m
х=1—£ 1%丿 (2.24)
где ср ——длительность процесса сгорания в заданный период времени, градус поворота коленчатого вала (град. п. к. в.); фг — 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 топливо воздушной 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 4- 1,05) и добавке водорода 屮 & 10 % суммарного количества топлива
m = mQ — 0,12 咽(p2 =(恥)。+ 0,085屮 2 — 2,35 屮；
93 Н 他)0 -屮，(2.25)
где 仇 ——момент начала горения, соответствующий углу опережения зажигания; т0,(中工)。и (03)о соответствуют процессу сгорания бензовоздушной смеси при а = 1 + 1,05.
Для процесса сгорания бензоводородовоздушной смеси по нагрузочным характеристикам зависимости параметров функции тепловыделения описываются следующими выражениями: In (a-0,8)+3」
т — т0-]-е2,82;
Ф2 — (фг)0 + 39,146^0,3а — 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 по・ Нитроны, принятым на основании экспериментальных данных.
Методика расчета теоретического цикла, дополненная мо- ае/ью процесса сгорания и теплообменом со стенками, дала, возможность анализа действительного рабочего процесса в широком диапазоне составов бензоводородовоздушных смесей. 1】рн этом результаты расчета хорошо совпадали с результатами ◎кспернмента.
Глава третья
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-кинетически* ми 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 N0x 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 смесн способствует снижению концентрации оксидов азота. Следовательно, ни обогащением, ни обеднением бензовоздуи1, ной смеси в пределах а — 0,8 4- 1,2 невозможно достичь ок повременно малых концентраций всех токсичных компонентов. Выгодной зоной в этом плане является область, где а 7 〉1,5, однако в обычном бензиновом двигателе нельзя полу* чить такую степень обеднения топливовоздушной смеси, так как эта область находится за пр^елами воспламенения бен* зовоздушной смеси. Применение схем двигателей с расслоен^
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
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.
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
двигателей область устойчивойдвигателей область устойчивойаа5T5TРлс. 15. Схема водородного смесителя двигателя Дойж.Рлс. 15. Схема водородного смесителя двигателя Дойж.100020003000 пт мин1100020003000 пт мин1Рис. 16. Области протекания рабочего процесса на водороде:/ —— область устойчивой работы; 2 — область обратных вспышек; 3 — предел обеднения.Рис. 16. Области протекания рабочего процесса на водороде:/ —— область устойчивой работы; 2 — область обратных вспышек; 3 — предел обеднения.устойчивого протекания рабо-отсека двигателя ВАЗ-2101.устойчивого протекания рабо-отсека двигателя ВАЗ-2101.
двигателей область устойчивой
двигателей область устойчивой
а
а
5T
5T
Рлс. 15. Схема водородного смесителя двигателя Дойж.
Рлс. 15. Схема водородного смесителя двигателя Дойж.
100020003000 пт мин1
100020003000 пт мин1
Рис. 16. Области протекания рабочего процесса на водороде:
/ —— область устойчивой работы; 2 — область обратных вспышек; 3 — предел обеднения.
Рис. 16. Области протекания рабочего процесса на водороде:
/ —— область устойчивой работы; 2 — область обратных вспышек; 3 — предел обеднения.
устойчивого протекания рабо-отсека двигателя ВАЗ-2101.
устойчивого протекания рабо-отсека двигателя ВАЗ-2101.
вспышки на впуске, высокая жесткость рабочего процесса и де 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 смесеобр азовани я. 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 a v 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 водородовоздушной 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 бензо воздушной смеси. Источниками воспламенения могут быть горячие точки камеры сгорания: свеча зажигания, выпускной клапан, острые кромки, остаточные горячие газы или раскаленные твердые частицы продукаов сгорания в них. Возможно, воспламенение происходит в результате контакта свежей смеси с ОГ в период перекрытия клапанов.|
Концентрационные пределы появления обратных вспышек-1 во впускном тракте определяются конструктивными особен*! «оа
ностами камеры сгорания и фазами газораспределения конкретного 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 " "
работы значительно шире, что объясняется более совершенной камерой сгорания.
Автором данной работы с группой сотрудников было проведено исследование области
чего процесса одноцилиндрового
Левая вертикальная линия (рис. 16) соответствует минимальной частоте вращения коленчатого вала и = 750 мин-1. Верхняя граница устойчивой работы определяется концентрационными пределами воспламенения водородовоздушной смеси от искро- во「о разряда на свече зажигания. Нижняя граница устойчи- вой работы до частоты п = 2000 мин" соответствует богатым составам смеси (a v 1), появления обратных вспышек в этой
области не наблюдалось. С повышением скоростного режима двигателя выше п = 2000 мнн" работа вблизи стехиометрн- веского состава смеси оказалась невозможной из-за резких Попков на впуске и скачкообразного падения мощности. По- вЬ1шение частоты вращения двигателя сдвигает границу устой- Чивой работы в область более бедных смесей, при п = 3800 мин-1 Д^аннца появления обратных вспышек сдвигается до а = 1,63. 勺еви〃、но, что такой характер изменения предела появления обратных вспышек на впуске от частоты вращения коленчато- Го вала является следствием повышения термической напря-
женности камеры сгорания и повышения температуры ОГ в kor. це выпуска.
Мнение о том, что причиной воспламенения на впуске мож^ быть горячий электрод свечи зажигания, не имеет достаточных 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 ℃.Эта температура хорошо согласуется с температурой самовоспламенения водородовоздушной смеси (530—630 ℃). 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 тн2о//пн2 口 =5 исключить полностью обратную вспышку. Присадка воды 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 коничест вах нежелательна, поскольку ведет к значительному обводне- нию масла в результате прорыва продуктов сгорания в картер и к заметному снижению топливной экономичности двигателя.
Склонность водородовоздушной смеси к самовоспламенению 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
с предотвращением обратных вспышек способствует снижению образования оксидов азота, применение ее в двигателях с внеш- ним 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 пана.Рис. 17. Схема подачи водорода пана.через седло впускного кла-через седло впускного кла-
Рис. 17. Схема подачи водорода пана.
Рис. 17. Схема подачи водорода пана.
через седло впускного кла-
через седло впускного кла-
ного 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 н ее воспламенение.
Рис. 19. Схема подачн водорода через направляющую кла- 鼻 пана. ЯРис. 19. Схема подачн водорода через направляющую кла- 鼻 пана. ЯРнс. 20. Схема цикловой подачи водорода в двигателе автомобиля «Датсун В-210»."• гРнс. 20. Схема цикловой подачи водорода в двигателе автомобиля «Датсун В-210»."• г
Рис. 19. Схема подачн водорода через направляющую кла- 鼻 пана. Я
Рис. 19. Схема подачн водорода через направляющую кла- 鼻 пана. Я
Рнс. 20. Схема цикловой подачи водорода в двигателе автомобиля «Датсун В-210»."• г
Рнс. 20. Схема цикловой подачи водорода в двигателе автомобиля «Датсун В-210»."• г
В двух других вариантах конструкции подача водорода начинается несколько позже момента открытия впускного клапана, а отсечка водорода — несколько раньше закрытия, причем
время подачи водорода соответствует примерно половине времени открытого состояния впуск-, ного 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 / и давление водорода над ним примерно 0,1 МПа. При открытии впускного клапана 5
золотник опускается, открывая отверстие 4 подачи водородЯ| Во втором варианте (рис. 19) [33] роль золотникового устройст-' ва для подачи водорода выполняет стержень клапана и направляющая. Стержень впускного клапана 4 и направляющая 6 выполнены ступенчатыми таким образом, что в любом положе^ 44 I
ним клапана между стержнем и направляющей образуется п。、 」ость, в：которую по каналу 5 подается водород под избыточным давлением до 0,1 МПа. При закрытом положении клапана полость отсекается от впускного патрубка пояском увеличенно-
Го Диаметра / на стержне вблизи головки клапана. Во избежа- ние утечек водорода через сопряжение стержень клапана — Управляющая на направляющей выполнена загрузочная 肾。точка 3, связанная клапаном 2 со впускным патрубком. Фи открытии клапана запирающий поясок выходит из н-аправ- •^яющей и водород через его шлицованную часть поступает в область впускного клапана.
чи водорода находят применение и довольно сложные, требующие значительной модернизации двигателя. На рис. 20
представлена схема цикловой подачи водорода, разработанна：
в Токийском университете и применявшаяся на автомобиж
«Датсун В-210» с четырехцилиндровым двигателем рабочи]
объемом 1,4 л [61]. 0,5 МПа подаетсяобъемом 1,4 л [61]. 0,5 МПа подаетсяВ этой схеме водород под давлением 0,4—
объемом 1,4 л [61]. 0,5 МПа подается
объемом 1,4 л [61]. 0,5 МПа подается
во впускные патрубкиво впускные патрубкикаждого цилиндракаждого цилиндрас помощью дополнительного клапанного механизма, приводи»с помощью дополнительного клапанного механизма, приводи»Рис. 21. Схема водородной форсунки с гидравлическим приводом,Рис. 21. Схема водородной форсунки с гидравлическим приводом,
во впускные патрубки
во впускные патрубки
каждого цилиндра
каждого цилиндра
с помощью дополнительного клапанного механизма, приводи»
с помощью дополнительного клапанного механизма, приводи»
Рис. 21. Схема водородной форсунки с гидравлическим приводом,
Рис. 21. Схема водородной форсунки с гидравлическим приводом,
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
д5 10 мс, а давление — от 3 до 8 МПа. Момент начала впрыс- ка водорода также может изменяться в широких пределах: 115—35° до ВМТ, что дает возможность оптимизации момента н продолжительности подачи водорода.
Жесткость рабочего процесса. Независимо от способа смесеобразования работа водородного двигателя на топливовоздуш- нЫх 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 • ь* возможна вследствие высокой скорости сгорания водородовоздушной смеси состава, близкого к сте х иометр и ческому, что приближает реальный процесс сгорания в двигателе к процессу подвода тепла при постоянном объеме-в теоретическом цикле. Средняя скорость распространения фронта пламени в камере сгорания водородного двигателя вблизи смеси стехиометрического состава может достигать 100—120 м • сТ 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 ву средние скорости сгорания(о для водородовоздушных смесей различного состава.
Анализ индикаторных диаграмм, снятых при оптимальных углах опережения зажигания и различных составах водородо- воздущннх смесей, показывает, что жесткость рабочего процес- Са существенно зависит от степени обеднения топливо воздушен смеси и, следовательно, от скорости сгорания. Характер изменения скорости нарастания давления хорошо согласуется ° характером изменения скорости сгорания водородовоздуш- н*х смесей.
Подобная трактовка жесткости рабочего процесса водород- ного двигателя имеет место в ряде работ [16, 24, 60, 70], однако * работе [60] допущен методический просчет при оценке рабоче- г° процесса двигателя с искровым зажиганием на водороде, включающийся в том, что угол опережения зажигания оста- ®Кя постоянным (34° до ВМТ) при всех исследованных зна- "*ннях коэффициента избытка воздуха. В результате при а V 弋 L4 процесс сгорания заканчивался до прихода поршня
в ВМТ при относительно высоких давлениях конца сгорания ц высокой жесткости работы двигателя, что приводило дажек остановке двигателя. '
Максимальное давление конца сгорания в водородном двигателе по причинам, указанным выше, должно быть более вы- соким, чем в бензиновом двигателе. При внешнем смесеобразовании 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 4- 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 %.
Детонациояноподобное сгорание. Высокая скорость сгорания и очень низкий период задержки воспламенения водородовоздушной смеси вблизи стехиометрического состава созда- ют 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 уста： новках [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 оценки детонационных свойств водорода, так как в шкале метановых чисел процесс горения водорода принят в качестве нижнего пре- дела 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 воД^ родовоздушной смеси существенно зависят от коэффициента избытка воздуха (рис. 22) [10]. С обеднением смеси ее склой'
Рис. 22. Зависимость детонационной стойкости водородовоздушной смеси от коэффициента избытка воздуха (04 — октановое число).Рис. 22. Зависимость детонационной стойкости водородовоздушной смеси от коэффициента избытка воздуха (04 — октановое число).Г. Керима [68] и Р Кинга [69]. Р. Кинг в своих работах оце-Г. Керима [68] и Р Кинга [69]. Р. Кинг в своих работах оце-
Рис. 22. Зависимость детонационной стойкости водородовоздушной смеси от коэффициента избытка воздуха (04 — октановое число).
Рис. 22. Зависимость детонационной стойкости водородовоздушной смеси от коэффициента избытка воздуха (04 — октановое число).
Г. Керима [68] и Р Кинга [69]. Р. Кинг в своих работах оце-
Г. Керима [68] и Р Кинга [69]. Р. Кинг в своих работах оце-
ность к детонации резко снижается, при а = 3 детонационная стойкость по шкале октановых чисел достигает ПО единиц.
На рис. 23 показаны границы детонационного сгорания в。- дорода для смесей различного состава. Большое различие дан- ных по детонационной стойкости водорода является результатом отсутствия единой методики для ее оценки. Иллюстрацией
Рис. 23. Границы детонационного сгорания водорода: / — по Р. Кннгу [70]; 2 — по М. Оемихену (л = 25 с—Ь [77]; 3 — по Г. Кериму (температура на впуске 38 ℃) [68]; 4 — по X、Ватсону [85].
нивает детонационную стойкость водорода по внешнему про
явлению 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 0AHо- Цилиндрового экспериментального двигателя позволила ему работать без детонации при степени сжатия, близкой к 14, п стехиометрическом составе смеси. Однако в реальных двигателях Детонационноподобные явления проявляются при работе на во- Дороде при значительно меньших степенях сжатия.
Узкие границы бездетонационного сгорания, согласно 「• Кериму, являются следствием методологического подхода
49494 3- 1266
49
49
к оценке детонации. Он говорит о ней уже тогда, когда на линии' сгорания индикаторной диаграммы высо ко частотные 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- ( 网ления сразу же после иск-
/ л.рового разряда на свече за-
J \жигания (рис. 24). Исходя
г >.из частоты распростране-
г \.ния волны давления в каме-
Гре сгорания, проявляющей-
/ся в виде зубцов на линии
давления аграммы, скорость ударной ва смеси избыткадавления аграммы, скорость ударной ва смеси избытка5МГРис. 24. Характер индикаторной диаграммы прн детонационном сгорании.5МГРис. 24. Характер индикаторной диаграммы прн детонационном сгорании.индикаторной ди- была подсчитана распространения волны. Для соста- с коэффициентом воздуха а = 1,3
давления аграммы, скорость ударной ва смеси избытка
давления аграммы, скорость ударной ва смеси избытка
5МГ
Рис. 24. Характер индикаторной диаграммы прн детонационном сгорании.
5МГ
Рис. 24. Характер индикаторной диаграммы прн детонационном сгорании.
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, вероятна, будет более серьезной, чем в случае работы на бензине.面篇
ОСОБЕННОСТИ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА ДВС
НА СМЕСИ БЕНЗИНА С ВОДОРОДОМ
В последние годы наряду с разработкой и исследо- Банием 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 моди- .Ьикации серийного двигателя позволяет значительно повысить
TD топливную ЭКОНОМИЧНОСТЬ, снизить количество вредных выбросов с ОГ и существенно снизить расход бензина.
Рис. 25. Скоростные характеристики двигателя ГАЗ-24 при работе на бензине (сплошные кривые) н на бензине с 5 %-ной добавкой водорода (штриховые кривые):Рис. 25. Скоростные характеристики двигателя ГАЗ-24 при работе на бензине (сплошные кривые) н на бензине с 5 %-ной добавкой водорода (штриховые кривые):/ — полный дроссель; 2 — 86 % максимальной мощности; 3 — 66 % максимальной МОЩНОСТИ.：：°4оропа (по массе от суммарного расхода топлива) и коэффи- ^Иенте избытка воздуха а = 1,05 максимальная мощность сохраняется на уровне мощности базового двигателя. При этом на “ ％ снижается расход бензина, значительно уменьшается /吼сия оксидов углерода и углеводородов и существенно по- 1 ^шается топливная экономичность. • . При полном открытии дросселя и одинаковом значении моЩ- "сти удельный эффективный расход топлива g© при работе/ — полный дроссель; 2 — 86 % максимальной мощности; 3 — 66 % максимальной МОЩНОСТИ.：：°4оропа (по массе от суммарного расхода топлива) и коэффи- ^Иенте избытка воздуха а = 1,05 максимальная мощность сохраняется на уровне мощности базового двигателя. При этом на “ ％ снижается расход бензина, значительно уменьшается /吼сия оксидов углерода и углеводородов и существенно по- 1 ^шается топливная экономичность. • . При полном открытии дросселя и одинаковом значении моЩ- "сти удельный эффективный расход топлива g© при работеШирокие 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 'Доведены исследования эффективных показателей и Токсичности ОГ двигатели ГАЗ-24 и ВАЗ-2101 при "итании бензином с посто- ?нной добавкой водорода. Зт且 работы показали, что "Рн питании двигателя бен- *нном с 5 %-ной добавкой
Рис. 25. Скоростные характеристики двигателя ГАЗ-24 при работе на бензине (сплошные кривые) н на бензине с 5 %-ной добавкой водорода (штриховые кривые):
Рис. 25. Скоростные характеристики двигателя ГАЗ-24 при работе на бензине (сплошные кривые) н на бензине с 5 %-ной добавкой водорода (штриховые кривые):
/ — полный дроссель; 2 — 86 % максимальной мощности; 3 — 66 % максимальной МОЩНОСТИ.
：：°4оропа (по массе от суммарного расхода топлива) и коэффи- ^Иенте избытка воздуха а = 1,05 максимальная мощность сохраняется на уровне мощности базового двигателя. При этом на “ ％ снижается расход бензина, значительно уменьшается /吼сия оксидов углерода и углеводородов и существенно по- 1 ^шается топливная экономичность. • . При полном открытии дросселя и одинаковом значении моЩ- "сти удельный эффективный расход топлива g© при работе
/ — полный дроссель; 2 — 86 % максимальной мощности; 3 — 66 % максимальной МОЩНОСТИ.
：：°4оропа (по массе от суммарного расхода топлива) и коэффи- ^Иенте избытка воздуха а = 1,05 максимальная мощность сохраняется на уровне мощности базового двигателя. При этом на “ ％ снижается расход бензина, значительно уменьшается /吼сия оксидов углерода и углеводородов и существенно по- 1 ^шается топливная экономичность. • . При полном открытии дросселя и одинаковом значении моЩ- "сти удельный эффективный расход топлива g© при работе
с 5 %-ной добавкой водорода снизился на 11,5 % и состащ^ в пересчете на бензин 217 г/кВт • ч против 260 г/кВт • ч прц работе на бензине (рис. 25). Аналогичная закономерность нм& ет место и при частичном открытии дросселя. При открытии дросселя, соответствующем 66 % максимальной мощности удельный эффективный расход топлива сократился на 14 力 на всех скоростных режимах. Концентрация углеводородов в ОГ на всех скоростных режимах выше 2000 милН 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 + 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 дальнейплш 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-вндимому, 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 бензиновна 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 так^е в работах [74, 78, 84], однако достичь высокой степени обеднения (а > 2) и низкой эмиссии углеводородов невозможно.
Добавка водорода в бензовоз душную смесь снижает стех^' Ммоли воздуха、
— ,а этот параметр, w моли топлива/『 丄
мнению Б. С. Стечкина [38], связан с такими важными парамет' рами рабочего процесса, как пределы эффективного и мак。* мального обеднения топливовоздушной смеси (аП/тах и GmaJ и величиной индуктивного периода сгорания, которые харак^
”зуют стабильность и равномерность рабочего процесса от [■нкла к циклу. Чем меньше Ао, тем выше равномерность и больше а用max и &max・ По мере уменьшения L。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) [16]. 、
/l~1 1 ^hX^?i I」—I . I 0204〃 ％ “勿$ о 23 4 s 7 70仪/l~1 1 ^hX^?i I」—I . I 0204〃 ％ “勿$ о 23 4 s 7 70仪Рис, 27. Пределы обеднения бензоводородовоздушных смесей;Рис, 27. Пределы обеднения бензоводородовоздушных смесей;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 一 кок- совый газ； 5 — природный, газ； 6 — сжиженный газ (бутан — пропан); 7 — бензин.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 一 кок- совый газ； 5 — природный, газ； 6 — сжиженный газ (бутан — пропан); 7 — бензин./ — 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 СНМеханизм воздействия сте*/ — 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 СНМеханизм воздействия сте*
/l~1 1 ^hX^?i I」—I . I
0204〃 ％ “勿$ о 23 4 s 7 70仪
/l~1 1 ^hX^?i I」—I . I
0204〃 ％ “勿$ о 23 4 s 7 70仪
Рис, 27. Пределы обеднения бензоводородовоздушных смесей;
Рис, 27. Пределы обеднения бензоводородовоздушных смесей;
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 一 кок- совый газ； 5 — природный, газ； 6 — сжиженный газ (бутан — пропан); 7 — бензин.
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 一 кок- совый газ； 5 — природный, газ； 6 — сжиженный газ (бутан — пропан); 7 — бензин.
/ — 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*
/ — 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) 138]. Влияние микроструктуры Д. Р. Пай [30] 11 Е. А. Чудаков [43] объясняют следующим образом: для полу- "ення одинаковой микрооднородности стехиометрических сме- Сей бензина с воздухом (厶° = 58 м3/м3) и коксового газа (厶° =
4 м3/м3) в перво” случае молекула должна быть равномерно 0Kpyжена 58 молекулами воздуха, а во втором ——лишь 4 молекулами.
Анализ элементарного состава ряда топлив показывает, □то стехиометрическое соотношение зависит от количества в них в°Дорода. По мере увеличения доли водорода снижается £0
и соответственно увеличивается нижний предел воспламенения
С определенными допущениями обогащение бензовоздушно{
смеси водородом можно рассматривать как увеличение доЛц водорода в элементарном составе бензина. Известно, что водо
род при нормальных условиях малоактивен, однако с повыше- нием температуры его активность возрастает. Это связано с образованием в нем атомарного водорода, который наряду с дру. ги.ми радикалами играет основную роль в реакциях горения. Установлено, что скорость распространения фронта пламени может быть непосредственно связана с концентрацией атомар- ного 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.
100% а2100% а2а'а'(3.1)(3.1)Нижний предел воспламенения бензовоздушной смеси, обогащенной водородом, с определенной степенью достоверности может быть рассчитан исходя из принципа Ле-Шателье для пределов сгорания многокомпонентных топлив:
100
% а2
100
% а2
а'
а'
(3.1)
(3.1)
где а‘ 一 предел воспламенения, выраженный в объемных долях содержания топлива в воздухе; а；, а；——пределы воспламенения компонентов смесевого топлива; %], х3 ——содержание компонента в смесевом топливе, % (по объему).
Пересчет пределов сгорания из процентов по объему на коэффициент избытка воздуха может быть произведен следующим образом:
^молей топл/о
°молеЙ топл Т °молей возд
или для 1 моля топлива
”=，(3.3)
■丁 °молей возд
откуда
кмолей возд =J ，(3,4)
а коэффициент избытка воздуха
^*молей возд 1 —/л К\
a-「一=f]，(3・5)
где Lo — теоретически необходимое количество воздуха 区口夕 сгорания 1 моля топлива (моль/моль; м3/м3).
Полученная таким путем зависимость нижнего предела во»
пламенения от относительной массовой доли водорода, добавляемой к топливу, хорошо согласуется с данными Р. Б реширса [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 6ензов〈- ^°родовоздушных смесей на пределе обеднения является ву- /ем, о чем свидетельствуют большие углы опережения зажига* нм» и высокий уровень эмиссии углеводородов.
Снизить эмиссию углеводородов можно интенсификацией пРоцесса сгорания путем увеличения относительного количест-
ва водорода в топливовоздушной смеси. На рис. 27 показана за* висимость относительного количества водорода в смеси от коэф, фицнента избытка воздуха, обусловливающая минимальную эмиссию углеводородов в ОГ двигателя. Такой характер изменения состава смеси обеспечивает высокую стабильность рабо чего 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.
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
а — ИТ-9/2, е = 7,4, п = 1500 мнн—" б — ЗМЗ-24, е = 8,4, п = 2500 мнн—】•
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.:
Исследование рабочего процесса двигателя на водороде проводилось 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 (。)且 смеси бензина с водородом (⑨ от коэффициента избытка воздуха (усло- вия работы те же, что и на рис. 28).
Широкие пределы обеднения топливо воздушной смеси поз- во/илн выявить в обоих вариантах использования водорода за- вис[1мость основных параметров рабочего процесса от коэффициента избытка воздуха. Максимум среднего индикаторного аав^еннн на водороде достигается при обогащении смеси до *= 1, для бензина, как известно, оно достигается при а = 0 0,8 + 0,9. Дальнейшее обогащение волородовоздушной сме- си прнводит к снижению р「Смещение р,т.^ в бензиновом дви- 「ате〃е в сторону более богатых смесей является в основном следствием сокращения периода видимого сгорания (фЕИд), °пРеделяющего динамику процесса сгорания, В водородном
двигателе при составах смеси, близких к стехиометрическому, динамика процесса сгорания существенно выше и в области обогащенных смесей изменяется мало.
Отмеченные особенности являются следствием высоких нормальных скоростей распространения пламени, характерных
относительного количества водорода в топливе (а = 1,05, п = 2500 мин'1).относительного количества водорода в топливе (а = 1,05, п = 2500 мин'1).для водородовоздушных смесей. На рис. 29 приве- дены зависимости продолжительности периодов сгорания от коэффициента % 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 = 1 примерно втрое выше скорости в бензиновом двигателе. По мере обедне
относительного количества водорода в топливе (а = 1,05, п = 2500 мин'1).
относительного количества водорода в топливе (а = 1,05, п = 2500 мин'1).
ния смеси она снижается
и при а = 1,5 -?- 1,7 приближается к значениям, 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 pz при ⑺皿乂 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
бензине, сдвинут относительно стехиометрического состава в область а = 0,9, поскольку при р^х 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 Тг и давления рг цикла.
По мере обеднения бензоводородовоздушной смеси доля водорода в составе топлива увеличивается, достигая 100 % при 仪=В + 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 значениях (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 Апз увеличился с gT = 0,772 до Е? = 0,807.
Увеличение скорости тепловыделения на участке видимого сгорания вызвало рост максимальных температуры и давления Цикла, однако он наблюдался только при увеличении массовой доли водорода до 0,04. Такой характер изменения 7\, pz, вероятно,——следствие уменьшения коэффициента молекулярного изменения в процессе сгорания п 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 屮 = 0,03 + 0,04.
Некоторый рост 化 при обогащении бензовоздушной смеси Водородом до 屮=0,04 определяется почти двукратным Уменьшением степени неравномерное]и рабочего процесса в смысле неидентичности последовательных рабочих циклов.
Последующее снижение р( обусловлено снижением энергое^ 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 屮=0,04 : + 0,05, увеличение динамики тепловыделения не может кем- пенсировать увеличения относительных потерь тепла в систему охлаждения (о чем свидетельствует снижение &‘)и поэтому происходит снижение /.
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 + 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 叮订 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 (a口力^x)，
Падение индикаторного КПД с обеднением смеси выше 仪刀力^乂 для различных топлив объясняется различными причинами. Как показали исследования [2, 381, 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
точностью, достаточной для практических целей, по откло
нениям среднейнениям среднеймаксимального давления последовательных циклов от величины [38]:
нениям средней
нениям средней
(3.6)(3.6)£ ISmx — ^)— %pl
(3.6)
(3.6)
6 = □
呻ер
где 〃с，——давление в момент отрыва кривой давления от линии сжатия; m — число циклов;
S Ртах
Рср=—^Pcj(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 водородовоздушной и бензоводородовоздушной смесей выше значения “Wmax' 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 Qu，в процессе сгорания частично идет на повышение внутренней энергии рабочего тела А。 и на совершаемую им работу от начала сгорания (Унач.сг) ДО его окончания (14он.в)：
"кон.сг
QaKTmax == Д^начхг + j 次匕(3.8)
^нач.сг
а частично теряется в результате неполного сгорания, диссоциации продуктов сгорания и теплоотдачи через стенки в окружающую среду:
• QnoT.cr = Qu QaKT max*(3*9)
В свою очередь активная теплота сгорания в процессе рас Мирения частично преобразуется в индикаторную работу
^»^—^»^—а частично теряется в окружающую среду с ОГ в процессе вЛ пуска и в результате теплоотдачи в стенки на участке расшЫ рения:
^»^—
^»^—
(3.10)(3.10)厶==Qf = QaKт max QnoT,pacm・
(3.10)
(3.10)
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
小 QaKT max Qo「 Qitot. в стенки 中
纺=~Q^ = ^ax 一中OF -①pacm,
(3-11)
где &max — максимальный коэффициент активного тепловыделения, однозначно характеризующий полноту сгорания;屮0「—— коэффициент, характеризующий относительную долю потерь теплоты с ОГ; фраСш — коэффициент, характеризующий относительные 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-
Фнед =Фнед =6小0f6小0f(3.12)(3.12)догорания фнед для водородного двигателя, пр ед ста в л я ющему собой отношение остаточного водорода в ОГ к часовому расходу водорода:
Фнед =
Фнед =
6小0f
6小0f
(3.12)
(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
активного тепловыделения Emax определяется именно этим обстоятельством (рис. 31), поскольку недогорание при а = ? 1,0 + 1,5 практически отсутствует. На участке расшире- йИя происходит дополнительная потеря тепла в стенки, о чем свидетельствует снижение коэффициента
По мере обеднения топливовоздушной смеси до а ^ 2,5 + > 3,0 динамика процесса сгорани^ изменяется очень незначительно. Процесс сгорания заканчивается так же, как н вблизи стехиометрическо- 50 го состава. К моменту достижения максимальной температуры цикла Emax ПОЧТИ 4。 соответствует 玩，а значе-
Рис. 32. Распределение относительных тепловых потерь роторно-поршневого двигателя ВАЗ-311 (% = =2500 мин"):/ — доля тепла, преобразованная в эффективную работу; 2 — доля потерь в систему охлаждения; 3 — доля потерь с ОГ; 4 — доля потерь вследствие недогорания.Рис. 32. Распределение относительных тепловых потерь роторно-поршневого двигателя ВАЗ-311 (% = =2500 мин"):/ — доля тепла, преобразованная в эффективную работу; 2 — доля потерь в систему охлаждения; 3 — доля потерь с ОГ; 4 — доля потерь вследствие недогорания.Рис. 31. Характеристики активного тепловыделения и температуры инкла при работе двигателя ЗМЗ-24 на смеси бензина с водородом：Рис. 31. Характеристики активного тепловыделения и температуры инкла при работе двигателя ЗМЗ-24 на смеси бензина с водородом：а = 1,025; 2 — а = 2,01; з — а = ' 5,п (кружки — значення 樓，кре- стнкн — Г~).
Рис. 32. Распределение относительных тепловых потерь роторно-поршневого двигателя ВАЗ-311 (% = =2500 мин"):
/ — доля тепла, преобразованная в эффективную работу; 2 — доля потерь в систему охлаждения; 3 — доля потерь с ОГ; 4 — доля потерь вследствие недогорания.
Рис. 32. Распределение относительных тепловых потерь роторно-поршневого двигателя ВАЗ-311 (% = =2500 мин"):
/ — доля тепла, преобразованная в эффективную работу; 2 — доля потерь в систему охлаждения; 3 — доля потерь с ОГ; 4 — доля потерь вследствие недогорания.
Рис. 31. Характеристики активного тепловыделения и температуры инкла при работе двигателя ЗМЗ-24 на смеси бензина с водородом：
Рис. 31. Характеристики активного тепловыделения и температуры инкла при работе двигателя ЗМЗ-24 на смеси бензина с водородом：
ния 三max и 配 выше, чем при значениях а, близких к единице. ^акой же характер динамики тепловыделения был получен Е・ И. Хмыровым и Б. Е. Лавровым на двигателе Л-3 при рабо- тена водороде [42]. Увеличение максимального значения коэффициента активного тепловыделения с обеднением смеси являли следствием снижения потерь в систему охлаждения в про- "ессе сгорания в результате снижения температуры цикла, что н сочетании с термодинамическими факторами приводит к рос- ту индикаторного КПД.
: При дальнейшем обеднении смеси значение коэффициента "力 имея максимум при а = 2,5, начинает уменьшаться
Рис. 33. Нагрузочные характеристики двигателя ЗМЗ-24 при различных способах регулирования (л = 2500 мии-"1):/ — качественное регулирование； 2 — смешанное регулирование; 3 — ко л ичественное регулирование.Рис. 33. Нагрузочные характеристики двигателя ЗМЗ-24 при различных способах регулирования (л = 2500 мии-"1):/ — качественное регулирование； 2 — смешанное регулирование; 3 — ко л ичественное регулирование.(см. рис. 29). Происходит это вследствие того, что сгораниЦ. 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 стехиометрическому составу. Поэтому считать потерн на теплооб- мен в процессе расширения основной причиной снижения
Рис. 33. Нагрузочные характеристики двигателя ЗМЗ-24 при различных способах регулирования (л = 2500 мии-"1):
/ — качественное регулирование； 2 — смешанное регулирование; 3 — ко л ичественное регулирование.
Рис. 33. Нагрузочные характеристики двигателя ЗМЗ-24 при различных способах регулирования (л = 2500 мии-"1):
/ — качественное регулирование； 2 — смешанное регулирование; 3 — ко л ичественное регулирование.
индикаторного КПД при а > ап.тах нет оснований. Это подтверждается данными теплового баланса двигателя, которые пока зывают, что с обеднением смеси относительная доля потерь те" ла в систему охлаждения значительно снижается. Происходи^ перераспределение потерь между системой охлаждения и О卜 При этом относительная доля потерь тепла, уходящего с О" возрастает. Суммарная относительная доля потерь в систем)' охлаждения и с ОГ примерно постоянна и не зависит от “ Поэтому причина снижения 巾 при а > а；тах, по-видимоМУ<
другая.
Работа двигателя на водороде и смеси бензина с водородом устойчива вплоть до значений а = 5 + 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 > аП/тах 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 нагРис. 34. Зависимость эффективного КПД двигателя ЗМЗ-24 от нагрузки：/ — бензин + иодород (смешанное регулирование) (/ — % = 15оо мнн—1； 〃 —2000 мин—1； /〃 一 2500 мин—1): 2 •— бензин (м = 2000 мин"1).рузки：/ — бензин + иодород (смешанное регулирование) (/ — % = 15оо мнн—1； 〃 —2000 мин—1； /〃 一 2500 мин—1): 2 •— бензин (м = 2000 мин"1).достижения максимальной эффективности рабочего процесса на малых нагрузках целесообразно ограничивать максимальный коэффициент избытка воздуха пределами 仪⑷由^. Это может быть достигнуто частичным дросселированием двигателя, т. е.
Рис. 34. Зависимость эффективного КПД двигателя ЗМЗ-24 от наг
Рис. 34. Зависимость эффективного КПД двигателя ЗМЗ-24 от наг
рузки：
/ — бензин + иодород (смешанное регулирование) (/ — % = 15оо мнн—1； 〃 —2000 мин—1； /〃 一 2500 мин—1): 2 •— бензин (м = 2000 мин"1).
рузки：
/ — бензин + иодород (смешанное регулирование) (/ — % = 15оо мнн—1； 〃 —2000 мин—1； /〃 一 2500 мин—1): 2 •— бензин (м = 2000 мин"1).
смешанным регулированием рабочего процесса.
Исследования рабочего процесса ряда двигателей на водоро- 4е и смеси бензина с водородом при различных способах регу- лирования (качественном, смешанном и количественном) Сказали, что наиболее эффективным является смешанное регулирование (рис. 33), при котором высокий уровень индикатор- н°го КПД достигается во всем диапазоне нагрузок, вплоть до холостого хода.
Стендовые испытания полноразмерного двигателя ЗМЗ-24, оборудованного специально разработанной топливной аппара- тУРой, которая реализует смешанное регулирование рабочего пРоцесса на смесч бензина с водородом [27], показали высокую
'W .
эффективность применения водорода для автомобильных бен、 зиновых двигателей. Максимальный эффект при работе на смеси бензина с водородом (рис. 34) наблюдается в области нагрузок
менее 50 % максимальной мощности, именно в той области, ко-
тор а я представляет наибольший интерес для условий городской
эксплуатации автомобилей.
4. ТОКСИЧНОСТЬ ОТРАБОТАВШИХ ГАЗОВ
Применение водорода в качестве топлива для авто-
мобильных двигателей в первую очередь направлено на достижение минимально возможного уровня токсичности ОГ. В продуктах сгорания водородного двигателя единственным токсич« ным 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 а необходимом соотношении бензин — водород можно получить выход СО и СН не выше, чем в водородном двигателе. Поэтому в наших исследованиях основное внимание было уделено окси- ，дам 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 то пл и во воздушной смеси является основной причиной увеличения выхода оксидов азота. Даже незначительная
вязано со снижением максимальной температуры цикла. При :> 2 7\ опускается ниже термического уровня образования NO.
Ввиду широких концентрационных пределов сгорания 即ропа в воздухе область составов топливовоздушных смесей 叩'заставляет 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.
с 35. Зависимость концентрации '% в ОГ от состава топливовоз- мно責 смеси:
бензин; 2 — водород (ВАЗ-2101, * 2500 мии—1);3 — бензин + во-
咻。А (ЗМЗ-24, п = 2500 мин-1).
Характер
изменения
удельных выбросов NOX та
Рис. 36. Зависимость удельных выбросов NO* от нагрузки:
/ г бензии； 2 — беизии + водород.
ков, что в области
малых
и средних нагрузок вплоть
добавка водорода (0,03—0,05 массовых долей) в области составов, соответствующих а = 1,1 + 1,25, приводит к 10 % -ному увеличению концентрации оксидов азота. Кривая 3 на рис. 35, снята при переменном соотношении бензин — i
' до 50 % Rmx они практики отсутствуют. Это очень важно для автомобиль- ног。двигателя, поскольку именно эта область нагрузок явля- "ся преобладающей при эксплуатации автомобиля в город- ，кнх условиях. Наилучшие результаты по количеству выбро- ?в оксидов азота показали автомобили с двигателями на смеси
I, 7 *、JZ1AU” UJ w 1 U ALUI'CIOCAVI n С4" I UIVIU U fl V i X 丄 V ДиМ 1 CllJUT/imtl ПСА L1VIUX1 ензина с водородом (0,3—0,5 г/км) [29]. Ч и сто в о дор одн ые ав- °Мобили имеют более высокий показатель ——около 2 г/км [61], является следствием узких пределов регулирования водо- Р°4но「о двигателя по нагрузке.
Рис. 38, Зависимость выхода оксидов азота от угла опережения зажигания (двигатель ЗМЗ-24, смесь бензина с водородом, 也二 =2503 мин", а = 1,05).Рис. 38, Зависимость выхода оксидов азота от угла опережения зажигания (двигатель ЗМЗ-24, смесь бензина с водородом, 也二 =2503 мин", а = 1,05).Рис. 37. Влияние подачи воды на выход оксидов азота н водородном двигателе ВАЗ-2101 (а = 1,3, п = =2000 мин-1).Рис. 37. Влияние подачи воды на выход оксидов азота н водородном двигателе ВАЗ-2101 (а = 1,3, п = =2000 мин-1).
Рис. 38, Зависимость выхода оксидов азота от угла опережения зажигания (двигатель ЗМЗ-24, смесь бензина с водородом, 也二 =2503 мин", а = 1,05).
Рис. 38, Зависимость выхода оксидов азота от угла опережения зажигания (двигатель ЗМЗ-24, смесь бензина с водородом, 也二 =2503 мин", а = 1,05).
Рис. 37. Влияние подачи воды на выход оксидов азота н водородном двигателе ВАЗ-2101 (а = 1,3, п = =2000 мин-1).
Рис. 37. Влияние подачи воды на выход оксидов азота н водородном двигателе ВАЗ-2101 (а = 1,3, п = =2000 мин-1).
Снизить выбросы NO# в водородном двигателе можно одн^ из известных способов: частичной рециркуляцией ОГ, впр屏 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 NO* до 0,2 г/км. Однако применение этого способа связано со значительным снижением
мош1Hoe1Н двигателя и может быть целесообразным только для автомобилей с большим запасом мощности.
Неплох не результаты по снижению выбросов NO* дает присадка воды в то пл иво воздушн ую 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 небольшое уменьшение опережения от оптимального по топливной экономичности позволяет снизить выход NO# на 15——20 %, ПР^ эюм потеря в топливной экономичности составляет не бол^ 1,5—2,0 %, что вполне может быть оправдано с точки зрен^ снижения выбросов NO*.^
681
Наиболее эффективным способом подавления эмиссии ок- с11дОв азота в водородном двигателе, вероятно, является по- ннжение температуры топливовоздушной смеси на впуске, g работе С. Фурухамы [61] было показано, что снижение температуры до —130 ℃ за счет подачи холодного газообразно- 「о водорода не только приводит к снижению примерно на порядок концентрации NO*, но и дает около 30 % прираще- нйя 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 мета ллогидр идов. Также представляется возможным получение водорода на борту из воды с помощью здергоаккум夕лируютих 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.
АККУМУЛИРОВАНИЕ В БАЛЛОНАХ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
На первый взгляд, наиболее простой и не требующей новой технологии является баллонная система хранения водорода. Серийно выпускаемые баллоны высокого давле' ния — это изготовленные из стали бесшовные цилиндрические сосуды емкостью от 40 до 520 л, рассчитанные на рабочее давление 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 во^ор。’ да. Принципиальная схема автомобильной энергоустанов^0 с баллонной системой аккумулирования водорода представлена на рис. 39. Подобная схема была реализована Эрреном н： автобусе «Лейлэнд» [83], в Калифорнийском университете〔57L в ИПМаш АН УССР, в Центральном научном автомобильномоторном институте. Хотя этот способ поддается реализация
в течение короткого времени, практическое применение его для транспортных энергоустановок весьма маловероятно вследствие большого занимаемого объема н 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:
/ — ДВС; 2 — дозирующий орган; 3 — редуктор низкого давления: 4 — предохранительный клапан; 6 — редуктор высокого давления; 6 一 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 взрь【в баллона Возможен только при двукратном превышен ни давления, иск， JpqriTb возможность нарушения прочности баллонов в аварийных ситуациях нельзя. По данным работы [62], были проведены
испытания на разрыв гелиевого баллона с предварительно 加 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.
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 термостатированию, технологии изготовления и применяемым материалам.
Основным устройством для хранения криогенных жидкостей, в том числе и водорода, является сосуд Дьюара. 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 % 1791, 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 117].
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
требования к полноте заправки бака. По условиям безопасной эксплуатации криогенного бака необходимо, чтобы после до- сТижения максимального рабочего давления в баке газовое пространство составляло не менее 5 %.
7абли ца 6. Зависимость плотности жидкого водорода и степени наполнения бака от абсолютного давления
,
Давление, МПа
Температура кипения, К
Плотность LHa, кг/л
Относительная плотность LH? 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 показа- тели по массовому наполнению его водородом.
Ориентировочные массогабаритньге показатели криогенного бака емкостью 10 кг водорода: масса бака — 50—70 кг, объем бака по водороду при давлении 0,5 МПа — 170 л и пол- н*立 объем бака с термоизоляцией —— 220—250 л. Большой объем бака и требования пассивной безопасности могут вы- ^вйть серьезные затруднения при размещении его на автомо- 6н〃е百 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. На рис. 40 показана принципиальная схема возможного ва- Р"анта такой системы. Водород, находящийся в баке 7 под
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 двига?е. 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.
Рис. 40. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода:Рис. 40. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода:/ — бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры； 5 — измеритель уровня; 4 ——наполнительный вентиль; 5 ——вентиль отбора газовой фазы; 6 ——трехходовой край; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9- клапан избыточного давления; 10 ——каталитический дожигатель; // — предохра^ иительныЙ клапан: 12 — пневматический выключатель; 13 ——манометр./ — бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры； 5 — измеритель уровня; 4 ——наполнительный вентиль; 5 ——вентиль отбора газовой фазы; 6 ——трехходовой край; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9- клапан избыточного давления; 10 ——каталитический дожигатель; // — предохра^ иительныЙ клапан: 12 — пневматический выключатель; 13 ——манометр.
Рис. 40. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода:
Рис. 40. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода:
/ — бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры； 5 — измеритель уровня; 4 ——наполнительный вентиль; 5 ——вентиль отбора газовой фазы; 6 ——трехходовой край; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9- клапан избыточного давления; 10 ——каталитический дожигатель; // — предохра^ иительныЙ клапан: 12 — пневматический выключатель; 13 ——манометр.
/ — бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры； 5 — измеритель уровня; 4 ——наполнительный вентиль; 5 ——вентиль отбора газовой фазы; 6 ——трехходовой край; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9- клапан избыточного давления; 10 ——каталитический дожигатель; // — предохра^ иительныЙ клапан: 12 — пневматический выключатель; 13 ——манометр.
ного сброса давления //, 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 максимально^ рабочее.
При длительной стоянке автомобиля давление в баке буде* подниматься за счет испарения водорода вследствие неизбежно* го теплопритока, поэтому криогенная система должна оборуД0' ваться клапаном избыточного давления 9, который регулируй ся на максимальное рабочее давление. Водород, сбрасываешь^ через клапан 9, может сжигаться в каталитическом дожигателе либо поглощаться гидридным сорбентом.
Наполнение криогенного бака жидким водородом пронзв。' дится через комбинированные вентили 4 H 5 отбора и наполни
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:
丿—-вентиль выпуска водорода; 2 — предохранительный клапан; 5 — каталитический дожигатель; 4 — пневматический выключатель испарителя； 5 — манометр; 6 — разгрузочный клапан; 7 — электромагнитный клапан подачи водорода к ДВС; 8 一 теплообменник; 9 <— наполнительный вентиль; 10 — криогенный бак; 11 — электрический испаритель.
применения данной схемы для ДВС G другими способами смесеобразования и подачи водорода, является высокая степень падения давления в криогенном баке во время работы двнгате- 〃父,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 всех режимах работы двигателя [59].
Для схем энергоустановок с внутренним смесеобразование^ в ДВС криогенный бак должен быть оборудован низкотемпературным насосом. На рис. 42 показана принципиальная схема с подачей водорода в испаритель-подогреватель насосом, размещенным 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-
Рис. 42. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода с низкотемпературным насосом:Рис. 42. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода с низкотемпературным насосом:/ ——бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры; 3 ——измеритель уровня; 4 ——иаполнительный вентиль： 5 — выпускной газовый вентиль： 6 ——насос для жидкого водорода; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9 — каталитический дожигатель; 10 — предохранительный клапан； 11 — манометр./ ——бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры; 3 ——измеритель уровня; 4 ——иаполнительный вентиль： 5 — выпускной газовый вентиль： 6 ——насос для жидкого водорода; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9 — каталитический дожигатель; 10 — предохранительный клапан； 11 — манометр.
Рис. 42. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода с низкотемпературным насосом:
Рис. 42. Принципиальная схема криогенного аккумулятора водорода с низкотемпературным насосом:
/ ——бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры; 3 ——измеритель уровня; 4 ——иаполнительный вентиль： 5 — выпускной газовый вентиль： 6 ——насос для жидкого водорода; 7 — испаритель-подогреватель; 8 — ДВС; 9 — каталитический дожигатель; 10 — предохранительный клапан； 11 — манометр.
/ ——бак с жидким водородом; 2 — предохранительный клапан вакуумной камеры; 3 ——измеритель уровня; 4 ——иаполнительный 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 об&е” ма опытно-конструкторских работ по каждому из элементов схем. Даже с учетом опыта и разработок космонавтики д^я
реализации этого направления потребуется много лет. Наряду % этим применение криогенных аккумуляторов, несмотря на ииень хорошие массовые показатели, будет определяться пер- 1зичными затратами энергии на ожижение водорода, которые пока еще очень высоки.
АККУМУЛИРОВАНИЕ С ПОМОЩЬЮ ЗАВ
Известно много способов получения водорода из воды [Ц—13, 34]. Одним из таких способов, представляющих интерес для транспортной энергетики, является способ разложения воды с помощью ЭАВ. ЭАВ — это многократно восстанавливаемые карбидн н _силици^1, высокоэнергетичные и высокотеллоемкие восстановленное кз прнро亜旦jLHJimcKyccr венннх оксидов сдё^йения в твердом, жидком, газообразном, атомарном и метасТабильноКГсостоя н и я х, пригодные в качестве источника энергии или генераторов водорода [34].
Общая схема получения водорода из воды с помощью ЭАВ может быть представлена следующим образом:
тЭ + пН2О -> шЭО ~^~ + /iH2 + Q, (4.1) где Э — ЭАВ; т,九一стехиометрические коэффициенты; Q — тепловой эффект реакции.
Анализ энергоемкостей и свойств ЭАВ показывает, что вос- станов〃еннь1£ 貝3 оксидрв 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 ℃
2А1 + ЗН2О -> А1?О3 + ЗН2 f 十 938,52 кДж (4.2) и низкотемпературной при 100 ℃
2А1 + 6Н2О f 2А1 (ОН)2 + 3H2f + 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 тем- пературой горения при стехиометрическом составе около 3000К. Осуществить реакцию при столь высоких температурах в реак-
торах из материалов, применяемых в настоящее время в хнмн哂 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 процессеи водяным паром в процессеРис. 43. Зависимость темперагу, ры сгорания алюминия в воде от коэффициента избытка окислителя.
и водяным паром в процессе
и водяным паром в процессе
Рис. 44. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого пароводородом от ре” актора на ЭАВ.Рис. 44. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого пароводородом от ре” актора 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 ^н2о = 97,2 %;团必= 2,8 %; по объему ⑴心=79,4 %； d = 20,6%.
Рис. 44. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого пароводородом от ре” актора на ЭАВ.
Рис. 44. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого пароводородом от ре” актора на ЭАВ.
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. Сравпитеичьная оценка энергоемкостей бензовоздушной и пароводородовоздушной смесей стехио-
метрического состава (табл. 7) показывает, что при переводе ^нзннового двигателя на питание пароводородовоздушной смесью необходимо ожидать снижение удельной мощности :е менее чем на 60,5 %, Вполне очевидно, что подобный 〈□особ 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,
fa б л и ца 7. Энергоемкость топ л и во воздушных смесей
Показатель
Топливо
Бензин
Во дор on. (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
Qunoa = Qh2 + 〃晒 (44) где QH, — низшая теплотворная способность водорода; UnB — внутренняя энергия пароводорода. При таком способе питания Двигателя пароводородом удельная мощность поршневого двигателя может быть увеличена на 50——60 % по сравнению с бен- Иновым. Возможность получения высоких энергетических показателей ДВС делает заманчивым применение пароводорода □а транспортных энергоустановок. Однако тот факт, что значительное количество водяного пара в водородовоздушной смесн снижает ее реакционную способность и может оказаться, "。пароводородовоздушная смесь указанного выше состава ^ходится вне пределов воспламенения, делает проблематичном практическую реализацию энергоустановки по первой схеме.
По второй схеме (рис. 45) пароводород с высокими термоди- 9амическими параметрами (р q 5,0 МПа, Т а 700 + 800 К) Сдается вначале в расширительную машину, где, расширя- *сь, совершает работу. После этого он поступает в холодиль- :Нк-конденсатор, где водяной пар частично или полностью индексируется; конденсат возвращается снова в реактор, а во- ^°Р°Д подается в ДВС. С точки зрения получения высоких
энергетических и экономических показателей энергоустановок такая схема представляет определенный интерес, особенно ^ стационарных энергоустановок. Удельная мощность тако{ комбинированной установки может быть на 50——60 % внц^ чем мощность поршневого двигателя, по уровню КПД онв примерно одинаковы. Однако применение комбинированно(； энергоустановки для автомобиля сопряжено с его чрезмерном усложнением.
Исходя из необходимости использования на автомобиле базового двигателя с минимальными изменениями, следует считать целесообразным полу-
чение в реакторах на основечение в реакторах на основеРис. 45. Принципиальная схема комбинированной энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора на ЭАВ.Рис. 45. Принципиальная схема комбинированной энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора на ЭАВ.——* ABC从 I——* ABC从 IРис. 46. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора Киппа.Рис. 46. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора Киппа.
чение в реакторах на основе
чение в реакторах на основе
Рис. 45. Принципиальная схема комбинированной энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора на ЭАВ.
Рис. 45. Принципиальная схема комбинированной энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора на ЭАВ.
——* ABC
从 I
——* ABC
从 I
Рис. 46. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора Киппа.
Рис. 46. Принципиальная схема энергоустановки с ДВС, питаемого водородом от реактора Киппа.
гидрореагирующих сплавов водорода с относительно низкой 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 автомЗ' тически 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 пер? зарядке.
В этой схеме неизбежной является потеря теплового зффе* та реакции (теплота реакции выводится из реактора водой 耻: рез радиатор в окружающую среду), что резко снижает обш^11 КПД энергоустановки.
Таким образом, получение водорода на борту автомобн"' путем разложения воды с помощью ЭАВ бесперспективно А"'
питания современных ДВС. Однако при условии низких энергозатрат на производство ЭАВ он может рассматриваться как способ стационарного получения водорода.
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 ℃). Наиболее интересный представитель данного типа интерметал- лидов ——LaNi5 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 интерметаллических соединений содержание водорода в них невозможно. Поэтому нзвест- ные в настоящее время гидриды найдены экспериментально и в I большинстве случайно. Отсутствие сформировавшихся пред- ；ставлений о природе абсорбции водорода металлами затруд- i няет 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 давлений. На рис. 47 предст. влены изотермы равновесных давлений для ряда гидридов 171, BU, 81], из которых следует, что если равновесное Даваенне 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 (仪-фаза) соответствует стехиометрии фазы и интенсивному росту давления. Если сплав может образовывать вторую фазу (|3-фазу), как, напри- мер, 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 7 26681
屮
4/
0,01
40
V-
Рнс. 47. Изотермы равновесного Давления водорода в системах LaNi5Hx (a)； MgCuHx (6) и FeTiH*(8)(х — количество атомов водорода в гидриде).
4。
P^^a
70℃
30
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 7S, 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—Н?,5； TiVi,4—Н4 6； FeTi一H2; Mg2Cu—H3.
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 Mg?Ni.
Его сорбционная способность
около 0,04 массовых долей. В。-
дород поглощается сплавом при температуре около
250 ℃
и давлении 0,122 МПа. Ниже 250 ℃ соединение стабильно, однако энергия образования гидрида слишком высока — 61,2 кДж/моль Н2. Разложение этого гидрида начинается при температуре выше 250 ℃. 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- ©обствует увеличению сорбируемого водорода. Частичное за- Мщение железа другим переходным металлом практически не _..^меняет количество сорбируемого водорода, а лишь вызывает
ного гидрида величина), либо экспериментально-калориметри*И смещение изотерм равновесного давления, что дает возмож- ческим способом. Ее величина для известных гидридов колеб-И ность регулировать равновесное давление водорода над гид- лется в довольно широких пределах (табл. 8). Как показываете Ридом в нужном направлении. Это может иметь большое прак- практика, для оптимизированного водородного аккумулятора,|И тическое значение для создания гидридов с заданными свойст- работающего в энергоустановке с ДВС, энергия образования вами, однако экспериментальных материалов по сорбции боль-
О,Ог—^-i1] J1 ‘ — L
42o,6*
6
быть определена либо
R -
аналитически qs
газовая постоянная водорода, В —
=2,3 RTB [11] (где постоянная для дан-|
Таблица 8. Основные характеристики металлогидридовj
Характеристика
Ti,Ni—Hz5
Ti№-H
FeTi-H?
VH7H
Сорбционная способность
1(61
0,94
1,87
по водороду, % массы сплава
Теплота десорбции 柒， кДж/г Н2
15,8
15,30
14,92
19,12
Равновесное давление при 20 ℃ (зарядка), МПа
0,55
0,46
0,29
0,21
Гидрирование
Температура десорбции, ℃ при р, МПа
1
0,15 Распространенность металлов
Легкое
Легкое
Легкое
Легкое
34
—3 Часто
38
—1 Часто
52
7
Очень часто
53
15 Очень
Безопасность
Стабильный
Стабильный
Стабильный
редко Стабиль
Эквивалент 1 л бензина, кг
16,75
28,8
14,45
ный 14
Масса сплава для 2,5 кг Н2 Масса системы хранения на 2,5 кг Н2 (коэффициент конструк- UHH “онстр = 0,4)
155
207
266
134
138
139
182
1
шлх количеств водорода тройными системами сравнительно мало.
Система FeTi—Н2 имеет характеристики, наиболее подходящие для аккумуляторов водорода. Энергия образования 9To「° гидрида не превышает 30 кДж/моль Н2, его сорбционная способность около 0,02 массовых долей, равновесное давление водорода при температуре 0 ℃ составляет примерно 0,15 МПа, а при температуре 50 ℃ — 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 ■ °™ нмеют 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 0,4% массовых долей магния и соответивующий формуле MgzCu
Пропса сорбции водорода этим сплавом идет при темперз* туре примерно 250 ℃ и давлении 1,5 МПа. Скорость сорбции 84
NBH-NBH,
VNB-H
Mg2Cu—Н3
MgNi—H,
Mg-H2
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 образу-
Не образу-
Не образу*
ется
ется
ется
Очень
Легкое
Легкое
Тяжелое
Тяжелое
Очень тяже-
легкое
лое
73
82
93
318
350
562
21
38
52
249
267
296
Редко
Очень редко
Очень редко
Часто
Часто
Часто
Стабиль-
Стабильный
Стабильный
Пожаро-
Стабильный
Пожаро-
иый
опасный
опасный
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 На.
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 вы- сокнх скоростей реакций.
В табл. 8 приведено большинство известных гидридов и их °сновные характеристики. Эти гидриды можно разбить на две гРуппы: низкотемпературные с давлением десорбции 1,0 МПа в интервале температур 20—100 ℃ и высокотемпературные ^ давлением десорбции 0)1 МПа при температурах выше
В ряду низкотемпературных гидридов интерес представля< ет группа бинарных систем на основе титана, среди которых максимальную сорбционную способность и наименьшую сто« имость имеет гидрид TiFe《-Н3. Он нашел наибольшее распро、 странение в экспериментальных образцах автомобильных аккумуляторов [47, 51, 64].
Гидрид LaNis ♦ Нб.7, относящийся к гидридам с общей формулой RNis——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. 7
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 ℃; 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 во殴
рода, необходимого для обеспечения пробега 350'км автомобиля 「АЗ-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; Mg2Ni— 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 ℃. В общем виде энергобаланс автомобильной энергоустановки с гидридным аккумулятором водорода может быть представлен таким образом!
比 + Me МеН2 + Q$ ■> отвод
подвод> Qs + MeH2 -> Me + H2'■♦■
1 моль Н2 + % моля О2 -> 1 моль Н2О + 246 кДж
% система% ОГх/з полезная
охлажденияработа
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 Qд ——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 柒=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 бьнв 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. 1t
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 де1 сорбции даже для гидрида Mg——Н2 (самого энергоемкого) н《 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
балансе не учтена рабочая температура гидрида. Поэтому при анализе баланса энергии необходимо рассматривать не полную ,иергию ОГ, а располагаемую, т. е. когда температура ОГ ^ВНа или выше изотермы гидрида при заданном равновесном давлении водорода. Для ДВС с внешним смесеобразованием рабочее давление водорода в системе питания не должно быть \1Л^е 0,1—0,15 МПа, при внутреннем смесеобразовании с по・ ；аией водорода на такте впуска оно должно быть не менее 0,3— О 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 устзновки 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 (Лог— /20г)廟鼠，(4・6)
где бог — количество ОГ, кг; Ср — теплоемкость ОГ, кДж/кг * К； бог И f20r ——температура ОГ на входе в аккумулятор и на выходе из него; тр — время режима ездового цикла, с.
Энергия десорбции необходимого количества водорода из гидрида определяется согласно выражению
Qs ==仃乩依 Збб，(")
где Gh2 — 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 = R 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 аккуму- 〃只тор водорода при испытаниях автомобиля по ездовому ^иклу согласно ОСТ 37.001 ・54—74. Дянный ездовой цикл
Рис. 48. Изменение параметров двигателя ГАЗ-24 Д по режимам ездового цикла.Рис. 48. Изменение параметров двигателя ГАЗ-24 Д по режимам ездового цикла.
Рис. 48. Изменение параметров двигателя ГАЗ-24 Д по режимам ездового цикла.
Рис. 48. Изменение параметров двигателя ГАЗ-24 Д по режимам ездового цикла.
татов стендовых испытаний двигателя ЭМЗ-24 при работе н@1 смеси бензина с водородом. Суммарный расход водорода за ездовой цикл составляет 15,6 г, причем максимальный расх^ имеет место на режимах II и III передач (соответственно 0,6/ 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 реЖ^е ездового цикла для различных температур ОГ на выходе из гйД* ридного аккумулятора (0； 50; 100; 140； 200; 260; 320 ℃).印
р^с. 49 показаны соотношения располагаемой энергии ОГ и ^обходимой для десорбции водорода по режимам ездового цикла для гидридного аккумулятора на сплавах FeTi и Mg2Ni. Для низкотемпературного гидрида (/20г = 50 ℃) 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 AIgzNi——Н4 (/2ог = 260 ℃) располагаемой энергии достаточно только лишь на режимах движения с постоянной скоростью.
Обеспечить постоянную температуру на выходе из теплообменника —гидридного бака ——невозможно, так как темпера- тура продуктов сгорания изменяется в широких пределах — 120—480 ℃ (см. рис. 48) в зависимости от режима ездового Цикла. При постоянной поверхности теплообмена в гидр ид- ном баке с ростом температуры продуктов сгорания на входе R теплообменник также повышается температура на выходе, ?т。приводит к снижению располагаемого тепла в цикле, 【акая зависимость приведена на рис. 50, где показано необ- Хоаимое количество тепла для десорбции водорода за цикл 乩口只 ряда гидридов в интервале равновесных температур при Явлениях 0,15—1,0 МПа. Как видно из рисунка, для низко- ^мпературных гидридов располагаемое количество тепла в 2— 3 Раза превышает необходимое. Избыток тепла во избежание перегрева гидридного бака и увеличения давления водорода
%, s*/y%, s*/yРис. 51. Зависимость располагаемого тепла от температуры ОГ на установившихся режимах движения автомобиля ГАЗ-24 (/—/Р — ступени коробки передач).Рис. 51. Зависимость располагаемого тепла от температуры ОГ на установившихся режимах движения автомобиля ГАЗ-24 (/—/Р — ступени коробки передач).ХарактеристикаFeTiFeTi — 0,7Mg?Ni — 0,3FeTi -0,6 Mg2Ni — 0」FeTi —0,7 Mg2H-0,3FeTi — 0,6Mg*H —0,4FeTi 一 0,5Mg*H - 0,5Масса на 2,5 кг Н2, кгВыигрыш в массе по188160150140146132118уравнению с FeTi, %0152025,522,53037ХарактеристикаFeTiFeTi — 0,7Mg?Ni — 0,3FeTi -0,6 Mg2Ni — 0」FeTi —0,7 Mg2H-0,3FeTi — 0,6Mg*H —0,4FeTi 一 0,5Mg*H - 0,5Масса на 2,5 кг Н2, кгВыигрыш в массе по188160150140146132118уравнению с FeTi, %0152025,522,53037Таблица 9. Характеристики гидридных систем на 2,5 кг вод吧Таблица 9. Характеристики гидридных систем на 2,5 кг вод吧
%, s*/y
%, s*/y
Рис. 51. Зависимость располагаемого тепла от температуры ОГ на установившихся режимах движения автомобиля ГАЗ-24 (/—/Р — ступени коробки передач).
Рис. 51. Зависимость располагаемого тепла от температуры ОГ на установившихся режимах движения автомобиля ГАЗ-24 (/—/Р — ступени коробки передач).
Характеристика
FeTi
FeTi — 0,7
Mg?Ni — 0,3
FeTi -0,6 Mg2Ni — 0」
FeTi —0,7 Mg2H-0,3
FeTi — 0,6
Mg*H —0,4
FeTi 一 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
25,5
22,5
30
37
Характеристика
FeTi
FeTi — 0,7
Mg?Ni — 0,3
FeTi -0,6 Mg2Ni — 0」
FeTi —0,7 Mg2H-0,3
FeTi — 0,6
Mg*H —0,4
FeTi 一 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
25,5
22,5
30
37
Таблица 9. Характеристики гидридных систем на 2,5 кг вод吧
Таблица 9. Характеристики гидридных систем на 2,5 кг вод吧
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—Н&7, 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-
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 ℃.
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, G холостым ходом, где избыток тепла практически отсутству- 计,целесообразно использовать избыточное тепло других участков цикла для накопления водорода с последующим его испольЗованием на переходных режимах. Это достигается установкой
накопительной емкости. Кроме того, в процессе выделения ва дор ода из гидрида возможно дополнительное увеличение объема накопительной емкости за счет уменьшения объема гидри. да, что значительно повысит динамические качества системы питания двигателя. Наличие накопительной емкости необходимо также для обеспечения запуска двигателя.
Рассматривая возможность применения высокотемператур. ных гидридов магниевой группы в качестве автомобильных ак. кумуляторов 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, не- смотря на его более низкую сорбционную способность. Так как температура выделения водорода из гидрида этого сплава при одинаковых давлениях почти на 40 ℃ ниже, то располагаемая теплота (см. рис. 50) достаточна для выделения 24 ■% суммар' ного расхода водорода в ездовом цикле, а в реальных условиях городской эксплуатации доля эюго сплава в комбинированно11 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 сК°‘
)ости 70 км/ч, а при скорости 80 км/ч появляется даже 30 %- 巾由 избыток тепла (см. рис. 51).
Таким образом, наиболее приемлемой следует считать ком・ минированную (FeTi + Mg2Ni) систему хранения, позволяю- иметь минимальные массовые характеристики. ,
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•期 стемы охлаждения двигателя или ОГ. В схемах с высокотемпе-
Ратурным гидридом ——только ОГ, а в комбинированных схе- "貶—и то и другое в соответствии с температурными блоками.
Принципиальная схема энергоустановки с гидридным ак- Умулятором водорода и подводом тепла от ОГ показана на J& 52. ОГ двигателя J через распределитель 9 поступают ；гидридный бак 6, где часть тепла отдают гидридным элемен- :М8・ Теплота, воспринятая гидридом, расходуется на процесс ^орбции водорода. Вследствие того что в схемах с низкотем- ；Ратурннм гидридом энергия ОГ на большинстве режимов ра- ；；* двигателя значительно превышает необходимую для дис- 、*кавдн гидрида, во избежание перегрева бака и увеличения
давления в нем выше расчетного ее избыток необходимо с6р& сывать через глушитель 10. Это достигается установкой ра& пределителя ОГ 9, который количественно регулирует расход ОГ через гидридный бак и тем самым обеспечивает его нормальную работу при температурах значительно превышающие диссоциацию гидрида для заданного равновесного давления, На случай отказа распределителя ОГ на водородной магистра-
Рнс. 53. Принципиальная схема энергоустановки с гндридным аккумулятором водорода, использующим тепло системы охлаждения ДВС:Рнс. 53. Принципиальная схема энергоустановки с гндридным аккумулятором водорода, использующим тепло системы охлаждения ДВС:/』一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; 〃 - накопительная емкость; /2, /3 — заправочные вентили; 14 — предохранительный клапан./』一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; 〃 - накопительная емкость; /2, /3 — заправочные вентили; 14 — предохранительный клапан.
Рнс. 53. Принципиальная схема энергоустановки с гндридным аккумулятором водорода, использующим тепло системы охлаждения ДВС:
Рнс. 53. Принципиальная схема энергоустановки с гндридным аккумулятором водорода, использующим тепло системы охлаждения ДВС:
/』一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; 〃 - накопительная емкость; /2, /3 — заправочные вентили; 14 — предохранительный клапан.
/』一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; 〃 - накопительная емкость; /2, /3 — заправочные вентили; 14 — предохранительный клапан.
ли высокого давления устанавливается предохранительный клапан //, 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 отклю* чается от системы питания двигателя вентилем 4.
Зарядка гидрида водородом производится через вентиль ^ при этом охлаждение может осуществляться либо проточной водой, либо воздухом. В процессе заправки водород вступает в реакцию с интерметаллидом, образуя гидрид. При этом °° вобождается теплота в количестве, пропорциональном 口。「刃" щенному водороду:
Q, = mqs,俨
96#
r/ie 加——масса поглощенного водорода, кг; qs ——тепловой эффект реакции образования гидрида, кДж/кг Н2.
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 ℃, то в этом случае количество тепла, подлежащее удалению
Рис. 54. Принципиальная схема комбинированной энергоустановки с ДВС н гидриднымн аккумуляторами водорода:
'—ДВС; 2 — дозирующий орган; 3 一 редуктор; 4 — распределитель теплоиоси- т^пя, 5, 6 ——вентили подвода охлаждающей жидкости при заправке； 7 ——низко- ■емпературиые гидриднке блоки; 8,9— заправочные вентили； 10 — высокотем- ^ературный гидридиый блок; // — накопительная емкость; 12 — распределитель °「； /3 — система выпуска ОГ; 14 — предохранительный вентиль.
心 гидридного бака, составит
△Qs = Qs — т*pkt = 20 475 кДж,(4.9)
где Ср ——массовая теплоемкость (согласно работе [89] для FeTi Ср = 0,63 кДж/кг • К); 俑 一 масса интерметалли- 題，кг； А/ — изменение температуры в процессе заправки.
Таким образом, без внешнего охлаждения может быть по кощено до 15 % общего количества водорода и, следовательно, 85 % тепла нужно выводить из гидридного аккумулятора в процессе заправки.
Схема энергоустановки с подводом тепла к гидриду из си- стемн охлаждения двигателя (рис. 53) аналогична предыдущей
схеме. Принципиальное ее отличие состоит в конструктивно^ 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 высоко- температурным 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
сульфидно- литиевый
<150
<250
70
105
175
серебряно- цинковый
<150
80
120
Металлогидриды: FeTiHi*
510
2040
35
178
712
M%NiH& MgH2
1100
1650
35
385
578
2332
2100
35
816
735
FeTiHi* +
805
1845
35
280
645
50%
+ M网 NiH, 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 металл^- гидридов в качестве автомобильных аккумуляторов водород3 показывает, что для реализации этого направления имеются достаточно обоснованные предпосылки: простота и надежность конструкций; высокая степень безопасности в эксплуатации； относительно низкая стоимость. И хотя массовые показатели этого типа аккумуляторов еще достаточно высоки, все *&
сравнивая энергетические характеристики электрохимических п металлогидридиых аккумуляторов водорода (табл. 10), можно констатировать, что последние имеют в несколько раз более высокую массовую и объемную энергоемкости, а это значит, qro уже в ближайшем будущем представляется целесообразным применение водородных автомобилей для городского и местного транспорта, а также для специальных целей.
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 металлогидридиых 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 интерметал- лнд ——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 ——интерме- Таллнд является определяющим для процесса обратимой сорбции. Фазовый переход сопровождается практически мгновенном выделением больших количеств тепла (например, для LaNi6 1,55 • 106 Дж/кг Н2)я в результате чего фактором,
лимитирующим скорость сорбции — десорбций, становится скорость теплопередачи в гидриде. Таким образом, исследова* ние тепломассообмена в слое мелкодисперсного металлогидри- да является важнейшей задачей для оптимальной организации теп^опереноса и, следовательно, управления скоростью выде^ ления 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 дифферен- циальных уравнений, описывающих все виды переноса тепла и 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 знергмн, второго начать термодинамики. Применительно к данной задаче метод был дополнен внутренним источником тепла, обусловленным фазовым переходом гидрид — интерметаллид [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-
Поскольку характерные размеры слоя значительно превосходят диаметр частиц (6》dj, слой мелкодисперсного металлогидрида рассматривается как сплошная однородная среда с эффективными значениями теплофизических свойств-
Частицы монолитны (без вторичной пористости), имеют сферическую форму, одинаковый размер и образуют плотную хаотическую упаковку (структуру первого порядка [181)» соответствующую, согласно имеющимся экспериментальным
данным [5], пористости П = 0,375. Это допущение необходимо для выбора зависимостей, аппроксимирующих теплофизические свойства слоя.
九純=/ (Т), а СЭф = / (X%), поскольку для рассматриваемых условий, по имеющимся литературным данным [5, 25],
(4.10)(4.10)° 九孙%ф . °%ф °'эф
(4.10)
(4.10)
1Т" А ' ~дТ~》^Й7
℃箍 0% ОС"0 c帅
0Х& 衣 дт ，0Х$ » др
При этом в интервале температур и давлений, характерных для процессов обратимой сорбции в металлогидридах, можно допустить
0х乩0х乩争=о； др争=о； др(4.11)(4.11)
0х乩
0х乩
争=о； др
争=о； др
(4.11)
(4.11)
где КЭф — эффективная теплопроводность слоя; Сэф — эффективная теплоемкость слоя; рТ ——давление и температура водорода в слое; Хн? ― концентрация водорода в гидриде.
Теплота фазовых переходов учитывается введением в модель процесса равномерно распределенных в слое объемных ис- гочников тепла.
Фазовый переход от нулевой до максимальной концентрации водорода в гидриде соответствует области так называемого плато на кривой р = f (Хн) (см. рис. 47) [26]. При этом давление и температура фазового перехода связаны зависимостью:
IgP =^~ + -^~ ,(4.12)
где A//, AS — изменение свободной энтальпии и энтропии 1 моля водорода при фазовом переходе; R — газовая постоянная Для Н2.
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 тепло- проводности, аналогичных рассматриваемой. Допущения 3, 6,
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 неодаород| ном гранулометрическом составе слоя. На рис. 55 представлен вид частиц LaN5 при 500-кратном увеличении. Очевидно, прн・ пятая модель в значительной степени абстрагируется от реаль ной структуры. Однако на основании данных, приведенных в в работе [44], полагаем, что форма частиц не влияет на теп-
дующем виде:
Qf + 4=d,(4.14)
где Qi ——тепло, поступившее в слой за время Дт;乙 ——тепло, выделенное (поглощенное) за это время внутренними источниками; Gj ——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 6 W 1:
7 т；
Рис. 55. Вид частиц гидрида LaN^H* при 500-кратном увеличении.
Рис. 56. Тепловая схема расчета.
лофизические свойства дисперсного вещества. Средний размер частиц по результатам наблюдений составляет 3——4 мкм. Со-； гласно работе [18], в системе, состоящей из частиц такого раз-' мера, при свободной засыпке неизбежно присутствует вторичная пористость, которая может существенно влиять на тепло- физические 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 (Хн) В настоящее время такой подход неизбежен, поскольку в литературе имеются достоверные дан* ные лишь по участку др!дХ& = 0 [36], который описывается уравнением (4.12).1f
На рис. 56 представлена тепловая схема для расчета. Слои、 толщиной 6 разбивается на элементарные участки AZ. Теплофизические параметры слоев сосредогочиваются в расчетных точках с номерами i = 1, 2, 3,…, л.
При этом
(4.13)
Уравнение теплового баланса для Z-го слоя запишется в ел®-
102А
A/+i
+
7点户， (7\一1力+ 7叶1,疝 + (1 一^^W^ k/(rM>/-rl7)
2aik^ \ т t
位卩丿?柒+
外加「
,(4.15)
где aik ——эффективная температуропроводность слоя, 〃雜= = ~—;九住,Cik —— соответственно эффективные теплопро- водность и теплоемкость; рсл — насыпная плотность слоя; Ат — расчетный шаг по времени; тг — масса газа, сорбированного единицей массы металлогидрида; k — номер расчетного интервала времени Атт,々=1,2, 3,…
Формула (4.15) позволяет по известным температурам в момент времени 七々=йДт рассчитывать распределение температуры в слое в момент времени т々十！=(々 + 1) Дт. При этом учитывается механизм фазовых переходов и нелинейность тепло-
физических свойств.
Допущения 5 и 6 приводят к следующим ограничениям в уравнении (4.15): если 7\в
九+i н TQ; если Л =
1%, то полагается, что
Ат
С比Ps(AZ产
2 褊①-1,/—т“)> 器'
то полагается, что
4=崙.
Начальные
Граничные
при этом
условия
7\о = То；
Go = С。； условия
Tift = Тн;
Tik = Тн；
脑为=九п； С th = Сц・
(4.16)
(4.17)
(4.18)
Допущение 1 делает особенно существенным определение эффективных теплофизических свойств слоя. К сожалению,
103
в литературе пока отсутствуют достоверные сведения по этому |即口 рассмотрении уравнения (4.15) с позиций второго начала вопросу, имеющиеся же данные весьма ограничены. Этот факт Термодинамики получаем значение максимально возможного вынуждает априорно аппроксимировать эффективные значениещага во времени для расчета: теплопроводности и теплоемкости приведенными ниже зависи] мостями.I
Значения эффективной теплопроводности 九％ для темпер ату! ры Т/ рассчитывалось по формуле, предложенной в работе
[23] для порошкообр азных средств с пористостью П > 0,3:
△tmax
%ах)
2°/ max
(4.23)
-5,8(1 一口)2
也
Rn 誥• - 1一等)+1,
Кроме того, из условий сходимости решения получаем дополнительное условие
△Zmax
2\-й min (^н — То) Дтшах 竹
% 加 грел
(4.24)
々=1
(4.19)
где Хм, Хг — теплопроводность соответственно металлического каркаса и газонаполнителя.
Зависимости Хм = % (Т) н % = % (Л брались из работ [8, 39].
При расчете эффективного значения теплоемкости полагалось, что вклад каждого из компонентов в теплоемкость прямо пропорционален его массовой доле:
—См + 加 гС"Г
1 +加г
(4.20)
где См, С* — соответственно теплоемкость металлогидрида и газонаполнителя.
По формуле (4.20) определялось начальное и конечное значения теплоемкости Со и Сп, значения 0乂 и Срг также брались из работ [8, 39]. С учетом допущения b было получено выражение для текущего значения теплоемкости слоя
Расчетный шаг по времени и величина участка AZ выбираются ИЗ условий Ат V Аттах, AZ V Д2тах.
С помощью уравнения (4.15) были рассчитаны температуры процесса разогрева слоя металлогидрида LaNi5Hx при сорбции водорода-. Толщина слоя в расчете взята 10 мм, температурный перепад Тн — То = 25 К. В расчете полагалось, что температура слоя до начала нагрева То связана с давлением 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, отличаюгцимся безразмерной координатой Z/6. Кривая 6 построена для тех же условий, что и /, но без внутренних источников тепла, т. е. описывает разогрев слоя для координаты Z/6 = 0,091 в отсутствие фазового перехода метал логидр ид — интерметаллид.
Немонотонный ход кривых /—5 связан с процессом фазового перехода в данном элементарном слое (участки, соответству-
С/ = со — (Со — Сп)
Лт
^Рсл^г (AZ)2
…if). (4.21)
Формула для Cik справедлива только для значений R, соответствующих процессу фазового перехода в слое 厶 Поэтому в
алгоритм расчета вводится следующее ограничение: V Сп принимается C(k Сп.
Предварительная оценка показала, что для
при С侵 <
заданных
условий изменение эффективной теплопроводности за время процесса составляет до 10 %, а теплоемкости ——до 50 % (вслед- ствие высокой теплоемкости водорода). Из сказанного следует, что учет нелинейности теплофизических свойств в расчете необходим.
Насыпная плотность слоя определялась как Рсл = р (1 — П) ~ const.
ющие 0
Участки 吁 более
=^——^2- = о)или соседних с ним слоях (пологие кривых). В интервале Fo = 2,15 + 2,30 наблюдает- интеисивный рост температуры элементарных слоев,
что связано с завершением фазового перехода по всей толщине слоя 6. Следовательно, измеряя температуру какой-либо одной точки фиксированной произвольной координатой, можно до- статочно точно определить момент завершения фазового перевода во всем слое. Критерием такой оценки, исходя из вида кри-
弘lx /—5, может быть условие
:—I 0Fo )max
02®
=0.
На рис. 58 представлены результаты расчета в иной ннтер- пРетации. Показана зависимость 0 = / (Z/6) для различных Моментов времени. Участки с 0 = 0 на кривых 1—4 соответст-
турн внутри плоского слоя металлоги-турн внутри плоского слоя металлоги-Дрида:1, 6 — z/б =： 0,091； 2 1 名/6 и 0,182; $ — №()75纟'2'况 4 一次 0 0,364; 5 - z/孑.Дрида:1, 6 — z/б =： 0,091； 2 1 名/6 и 0,182; $ — №()75纟'2'况 4 一次 0 0,364; 5 - z/孑.
турн внутри плоского слоя металлоги-
турн внутри плоского слоя металлоги-
Дрида:
1, 6 — z/б =： 0,091； 2 1 名/6 и 0,182; $ — №()75纟'2'况 4 一次 0 0,364; 5 - z/孑.
Дрида:
1, 6 — z/б =： 0,091； 2 1 名/6 и 0,182; $ — №()75纟'2'况 4 一次 0 0,364; 5 - z/孑.
вуют фазовому переходу, как и на рис. 57. Кривые 5—7 од. сывают разогрев слоя после того, как фазовый переход за< вершен.
С учетом допущения 6 была определена масса водорода, выделенная слоем металле гидр и да толщиной 6 = (2м ——1) AZ км» менту времени тй = fe/Дт [5J. Расчет производился по формул
9Л п k
检從=加rPsAZ + ■ —(^ 巨曰 J"(TU — Т力(4.25) Масса всего водорода, содержащегося в слое до начала процесса (в расчете на 1 м2 сечения)：
(4.26)(4.26)/Исл =削 грсл&
(4.26)
(4.26)
Разделив вьтражение (4.25) на (4.26), получим безразмерное значение М. = М^/М^ характеризующее долю водорода, десорбированного слоем：
М = Х7 =年 + %s仅窜必Z ;S 2 儿"i/・一T"・).(4.27)
Для анализа скорости десорбции водорода через единицу поверхности слоя введем безразмерный комплекс
G =黑' =『(F。)，(4.28)
который позволяет оценить характер изменения диссоциации гидрида во времени, что представляет значительный интерес при проектировании автомобильных аккумуляторов водореза，
Приведенная выше методика, модифицированная для цилиндрического слоя и дополненная расчетом теплообмена с ОГ, была использована для расчетно-теоретического анализа конструктивных особенностей и режимных характеристик ме- таллогидридных элементов автомобильных аккумуляторов во
дорода.
Сопоставление данных расчета и эксперимента, проведенного на физической модели металлогидридного элемента, по
из связанного состоянияиз связанного состоянияРис. 59. Зависимость времени десорбции водорода от диаметра мет ал л ог ид р идн ого элемента.Рис. 59. Зависимость времени десорбции водорода от диаметра мет ал л ог ид р идн ого элемента.казало удовлетворительное совпадение не только времени окон
из связанного состояния
из связанного состояния
Рис. 59. Зависимость времени десорбции водорода от диаметра мет ал л ог ид р идн ого элемента.
Рис. 59. Зависимость времени десорбции водорода от диаметра мет ал л ог ид р идн ого элемента.
чания фазового перехода водорода 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 зависит от значения температуры теплоносителя, уровня ко-
эффициента теплообмена и геометрических размеров слоя ме- таллогидрида. 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, призван- .Ной обеспечить устойчивую работу двигателя при пуске из холодного состояния и на переходных режимах.
Стремление улучшить условия теплопереноса за счет более Потной упаковки слоя гидрида повышает гидравлическое со- противление и затрудняет доступ водорода в зону реакции.
На основании данных экспериментального исследования Процессов массопереноса на физических моделях металлогид- Ридных систем можно сделать вывод о том, что существует определенная толщина слоя, превышение которой вызывает замет- н°е возрастание гидравлического сопротивления для протока Водорода к периферийным зонам. Так, для металлогидрида
вида LaNi6Hx с насыпной плотностью р = (3,7 + 3,9) 乂 X 103 кг/м3 влияние геометрического фактора представ- лено в виде отношения длины металлогидридного элемента / к проходному сечению, выраженному через эквивалентный диаметр d, проявляется при значениях Hd > 20. Сокращение длительности сорбционных процессов только за счет интенсификации теплопереноса не осуществимо, так как в этом случаевида LaNi6Hx с насыпной плотностью р = (3,7 + 3,9) 乂 X 103 кг/м3 влияние геометрического фактора представ- лено в виде отношения длины металлогидридного элемента / к проходному сечению, выраженному через эквивалентный диаметр d, проявляется при значениях Hd > 20. Сокращение длительности сорбционных процессов только за счет интенсификации теплопереноса не осуществимо, так как в этом случаеот да W ^ ^ ЧЛ-от да W ^ ^ ЧЛ-350能40200>«-nJignduIK инпппиад IsmquaEngHUJQ даAwад- ^350能40200>«-nJignduIK инпппиад IsmquaEngHUJQ даAwад- ^Рис. 60. Характер изменения температур по длине гидридиого элемента и давления водорода в и ем по мере разрядки.лимитирующей стадией является массоперенос водорода вРис. 60. Характер изменения температур по длине гидридиого элемента и давления водорода в и ем по мере разрядки.лимитирующей стадией является массоперенос водорода вРис. 61. Динамика заправки гид- ридного аккумулятора водородом: / и 2 — интенсивность поглохценн兄 водорода соответственно с охлаждением н без охлаждения: /' н 2' — изменение температуры на поверхности гндридно- го элемента соответственно с охлаждением и без охлаждения-Рис. 61. Динамика заправки гид- ридного аккумулятора водородом: / и 2 — интенсивность поглохценн兄 водорода соответственно с охлаждением н без охлаждения: /' н 2' — изменение температуры на поверхности гндридно- го элемента соответственно с охлаждением и без охлаждения-
вида LaNi6Hx с насыпной плотностью р = (3,7 + 3,9) 乂 X 103 кг/м3 влияние геометрического фактора представ- лено в виде отношения длины металлогидридного элемента / к проходному сечению, выраженному через эквивалентный диаметр d, проявляется при значениях Hd > 20. Сокращение длительности сорбционных процессов только за счет интенсификации теплопереноса не осуществимо, так как в этом случае
вида LaNi6Hx с насыпной плотностью р = (3,7 + 3,9) 乂 X 103 кг/м3 влияние геометрического фактора представ- лено в виде отношения длины металлогидридного элемента / к проходному сечению, выраженному через эквивалентный диаметр d, проявляется при значениях Hd > 20. Сокращение длительности сорбционных процессов только за счет интенсификации теплопереноса не осуществимо, так как в этом случае
от да W ^ ^ ЧЛ-
от да W ^ ^ ЧЛ-
350能40200
>«-nJignduIK инпппиад IsmquaEngHUJQ да
Awад- ^
350能40200
>«-nJignduIK инпппиад IsmquaEngHUJQ да
Awад- ^
Рис. 60. Характер изменения температур по длине гидридиого элемента и давления водорода в и ем по мере разрядки.
лимитирующей стадией является массоперенос водорода в
Рис. 60. Характер изменения температур по длине гидридиого элемента и давления водорода в и ем по мере разрядки.
лимитирующей стадией является массоперенос водорода в
Рис. 61. Динамика заправки гид- ридного аккумулятора водородом: / и 2 — интенсивность поглохценн兄 водорода соответственно с охлаждением н без охлаждения: /' н 2' — изменение температуры на поверхности гндридно- го элемента соответственно с охлаждением и без охлаждения-
Рис. 61. Динамика заправки гид- ридного аккумулятора водородом: / и 2 — интенсивность поглохценн兄 водорода соответственно с охлаждением н без охлаждения: /' н 2' — изменение температуры на поверхности гндридно- го элемента соответственно с охлаждением и без охлаждения-
металлогидриде.
Зависимость динамики выхода водорода из металлогидрида LaNi5Hx 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 металлогид- ридного 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 раз, рядки 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-
нЬ1Й 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- торая 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 ℃, 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 ℃. Для повторной заправки гидрид должен быть охлажден до температуры 15-20 ℃.
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 аккуму- ^ятора, 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 пара- фафе.
На основании расчетно-экспериментальных исследований & ИПМаш АН УССР было спроектировано и изготовлено несколько образцов металлогидридных аккумуляторов на 2,5 кг водорода, которые прошли испытания на опытных автомо 6н〃ЯХ・ -
Глава пятая
ВОДОРОДНЫЕ АВТОМОБИЛИ
Исходя из принципиальной возможности исполь зования 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.
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 Лос-Анжелесе [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 состав* ляла 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 °’ дополнительного вала. Расход водорода регулировался сп&
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.
■1яла 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 нро- 6едена некоторая его модификация, заключавшаяся в снижении степени сжатия с 11,9 до 8,9, в установке ограничителя температуры водородовоздушной смеси до 71 ℃, в изменении фаз газораспределения. Для предотвращения обратных вспышек 5°дородовоздушной смеси на впуске, снижения жесткости ра- °°чего процесса и уменьшения эмиссии окислов азота была применена 25 %-ная рециркуляция отработавших газов.
Испытания автомобиля UCLA на топливную экономичность "токсичность ОГ по методике CVS-73 показали: расход топли- Ва составляет 1 кг водорода на 35 км, а запас водорода обеспе- "нвает без заправки пробег всего лишь около 100 км; в ОГ от- сУтствуют такие компоненты, как СО, СО2 и СН, а количество
NO* составляет около 0,205 г/км, что ниже Федерального стад дарта США на 1976 г. По динамическим качествам водородный автомобиль близок к базовому.
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.
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.二
По заказу почтового ведомства США в Калифорнийском университете на базе серийного почтового автомобиля с двигателем рабочим объемом 3,8 л был разработан проект автомобиля н 1 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 сфе- ре, а другое — на наружной таким образом, что в статической состоянии между ними сохраняется радиальный зазор 1,58 мм， В контакт они вступают только при динамических горизонтальных воздействиях. Горизонтальная допустимая нагрузка на кольцо 20g. Применение стеклопластика для горловины " опорных колец в сочетании с глубоким вакуумом 133- 10一 口' в пространстве между наружной и внутренней сферой позво*
лило разработчикам достичь относительно низких потерь водорода за счет испарения — не более 3,3 % в сутки.二
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 криогенном баке создается за счет подогрева жидкого водорода специальным электрическим подогревателем (рис. 63), изготовленным из нихромовой проволоки. Проволока диа- иетром 4 мм намотана конусом на четырех пенопластовых опорных стойках, укрепленных эпоксидной смолой на конце отводной трубки. Диаметр проволоки подогревателя подбирался из условий достижения поверхности, необходимой для пузырькового <ипения водорода. Давление разообразного водорода в кри-
Рис. 63. Схема электрического по- ^гревателя-испарителя:
J — цепь датчика уровня топлива; 2 — ■(епь нагревателя; 3 — эпоксидная смо- 噺 4 — отверстие для вентиляции при заполнении; 5 — подача и отбор жидкости; 6 — реле давления н манометра; ? - Днод.
огенном баке поддерживаете
с помощью реостата, имеющего обратную связь по давлению. Во избежание повреждения внутренней части криогенного бака при отсутствии в нем жидкого водорода подогреватель снабжен защитой посредством параллельного включения специального Низкотемпературного диода.
Криогенный бак установлен в задней части автомобиля, Оделенной от пассажирского салона перегородкой из нержа- ^еющей стали толщиной 1,5 мм, что обеспечило определенную Защиту пассажиров в аварийных ситуациях. Сброс водорода "з сосуда Дьюара в случае превышения в нем давления выше Допустимого осуществляется через отверстие в крыше автом。- 5н〃я в каталитический дожигатель, установленный на крыше.
Перевод стандартного автомобиля на водород потребовал Некоторой модернизации двигателя. Мероприятия по модер-
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 нс・ парителю.
Система питания двигателя состоит из двух стандартных raj зовых регуляторов YMPCO модели PEV и двух смесителей СА 125 и СА 300 той же фирмы (рис. 64), Водород из теплооб-- менника-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 условий
достижения максимального эффективного КПД и минималь- ной эмиссии NO*. Второй смеситель вступает в работу после полного открытия дроссельной заслонки первого. Состав топливовоздушной смеси второго смесителя также постоянный, ни с коэффициентом избытка воздуха значительно меньше единицы (а « 1). Потоки первого и второго смесителей перемешиваются во впускном коллекторе, образуя топливовоздушную
)2)22020qs м"а /5qs м"а /5Рис. 65. Схема водородного автомобиля «Датсун В-2Ю»:Рис. 65. Схема водородного автомобиля «Датсун В-2Ю»:/ — впускные клапаны; 2 ——двигатель; 3 ——трубопровод подачи водорода： 4, 5 — регу шторы подачи водорода; 5 ——вакуумный насос; 7 — диафрагма регуля < ирк 8 — запорный клапан; 9, 12, 17 ——манометры; /0, /5 ——предо хранительные клапаны： // ——водородная магистраль; /3 — заправочный патрубок; 14— криогенный бак; 16 — разрывная мембрана; 18 — водородный насос; /9 — теплообменник; 20 — магистраль I; 21 — магистраль II./ — впускные клапаны; 2 ——двигатель; 3 ——трубопровод подачи водорода： 4, 5 — регу шторы подачи водорода; 5 ——вакуумный насос; 7 — диафрагма регуля < ирк 8 — запорный клапан; 9, 12, 17 ——манометры; /0, /5 ——предо хранительные клапаны： // ——водородная магистраль; /3 — заправочный патрубок; 14— криогенный бак; 16 — разрывная мембрана; 18 — водородный насос; /9 — теплообменник; 20 — магистраль I; 21 — магистраль II.
)2
)2
20
20
qs м"а /5
qs м"а /5
Рис. 65. Схема водородного автомобиля «Датсун В-2Ю»:
Рис. 65. Схема водородного автомобиля «Датсун В-2Ю»:
/ — впускные клапаны; 2 ——двигатель; 3 ——трубопровод подачи водорода： 4, 5 — регу шторы подачи водорода; 5 ——вакуумный насос; 7 — диафрагма регуля < ирк 8 — запорный клапан; 9, 12, 17 ——манометры; /0, /5 ——предо хранительные клапаны： // ——водородная магистраль; /3 — заправочный патрубок; 14— криогенный бак; 16 — разрывная мембрана; 18 — водородный насос; /9 — теплообменник; 20 — магистраль I; 21 — магистраль II.
/ — впускные клапаны; 2 ——двигатель; 3 ——трубопровод подачи водорода： 4, 5 — регу шторы подачи водорода; 5 ——вакуумный насос; 7 — диафрагма регуля < ирк 8 — запорный клапан; 9, 12, 17 ——манометры; /0, /5 ——предо хранительные клапаны： // ——водородная магистраль; /3 — заправочный патрубок; 14— криогенный бак; 16 — разрывная мембрана; 18 — водородный насос; /9 — 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 hOvThom 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 за- с^онки, он всегда пропорционален коэффициенту избытка воздуха и соответственно мощности двигателя. Испытания автомобиля на шоссе показали, что расход воды составил примерно 200 мл на 50 миль. Однако из-за аварии автомобиля нс- Пь1тания прекращены, каких-либо данных по топливной эко- ^омичности и уровню токсичности ОГ не было получено.
Существенно отличная схема водородного автомобиля была Разработана исследовательской лабораторией двигателей тех- дологического института в Токио [61]. Нарис. 65 показана ком-
砍
поновочная схема и элементы системы питания жидким"водорй родом автомобиля «Датсун В-210» с четырехцилиндровыЛ двигателем рабочим объемом 1,4 л. Этот автомобиль был noJ готовлен для участия в ралли SEED, проводимых в США. иЭ ходя из возможности заправки автомобиля жидким водородов 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 во дорода. 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. Конструк. ция рассчитывалась на нагрузки до 10 g н обеспечивала довольно 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 двигателе были установлены специальные тройные маслосъемные кольца. Особо следует отметить, что, несмотря на распространен： ное мнение о повышенной склонности водородовоздушной смеси к детонационному сгоранию, степень сжатия двигате卅 была увеличена с 8,5 до 9,5.
Особенностью системы питания двигателя водородом является то, что водород в двигатель подавался при температур' —130 ℃. Это обеспечивало существенное увеличение коэфф^' циента наполнения двигателя и заметное снижение эмиссии окислов азота. Для поддержания заданного температурного уровня газообразный водород из криогенного бака подавал^ 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 осушке%
|
лЯлась при избыточном давлении 0,6 МПа. Это давление в га- зовом объеме криогенного бака поддерживалось регулирова- нием 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 испаре- нмя 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 н 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 I в пересчете на бензиновый эквивалент составила 5,7——6,5 л на I 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 NO% 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 вероят- .ность 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 куль” тури обсл ужи в а ющего 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.—
АВТОМОБИЛИ С МЕТАЛЛОГИДРИДНЫМИ Я АККУМУЛЯТОРАМИ ВОДОРОДА Я
Наибольший практический интерес представляет аккумулирование водорода в обратимых металлогидридах, В сравнении с газобаллонными и криогенными аккумуляторами 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-
【0【0хлопиые трубы;хлопиые трубы;Рис. 66. Размещение металлогидридной системы аккумулирования водо; рода на автобусе «Виннебего»:|Рис. 66. Размещение металлогидридной системы аккумулирования водо; рода на автобусе «Виннебего»:|1 — двигатель; 2 — регуляторы давления; 3 — гидридиые аккумуляторы; 4 — вн；；5 — глубитель： 6 — заправочная магистраль.*1 — двигатель; 2 — регуляторы давления; 3 — гидридиые аккумуляторы; 4 — вн；；5 — глубитель： 6 — заправочная магистраль.*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.
【0
【0
хлопиые трубы;
хлопиые трубы;
Рис. 66. Размещение металлогидридной системы аккумулирования водо; рода на автобусе «Виннебего»:|
Рис. 66. Размещение металлогидридной системы аккумулирования водо; рода на автобусе «Виннебего»:|
1 — двигатель; 2 — регуляторы давления; 3 — гидридиые аккумуляторы; 4 — вн；；
5 — глубитель： 6 — заправочная магистраль.*
1 — двигатель; 2 — регуляторы давления; 3 — гидридиые аккумуляторы; 4 — вн；；
5 — глубитель： 6 — заправочная магистраль.*
Принципиальные схемы металлогидридных систем аккумулирования, получивших распространение на экспериментальных автомобилях, п введены 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/夕 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. На рис. 67 показан характер изменения давления в гидрвдном 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 темпе-
ратуры гидрида, связано со снижением скорости выделения водорода из гидрида при понижении степени его зарядки. Ми-
-200-200ViooVioo500-300500-300^60-5Q~50^20^60-5Q~50^20Р, м"0务,也2го…Р, м"0务,也2го…°5215202530 充 4G 45 务 HUM°5215202530 充 4G 45 务 HUMРис. 67. Характер изменения давления водорода ,и температуры ОГ в гидридном аккумуляторе по мере его разрядки:1 — равновесное давление водорода; 2, 3 — температура ОГ соответственно на вхсде в аккумулятор и на выходе из него.—Рис. 67. Характер изменения давления водорода ,и температуры ОГ в гидридном аккумуляторе по мере его разрядки:1 — равновесное давление водорода; 2, 3 — температура ОГ соответственно на вхсде 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.
-200
-200
Vioo
Vioo
500
-300
500
-300
^60
-5Q
~50
^20
^60
-5Q
~50
^20
Р, м"0务,也
2го…
Р, м"0务,也
2го…
°5215202530 充 4G 45 务 HUM
°5215202530 充 4G 45 务 HUM
Рис. 67. Характер изменения давления водорода ,и температуры ОГ в гидридном аккумуляторе по мере его разрядки:
1 — равновесное давление водорода; 2, 3 — температура ОГ соответственно на вхсде в аккумулятор и на выходе из него.—
Рис. 67. Характер изменения давления водорода ,и температуры ОГ в гидридном аккумуляторе по мере его разрядки:
1 — равновесное давление водорода; 2, 3 — температура ОГ соответственно на вхсде в аккумулятор и на выходе из него.—
При конвертации автобуса базовый двигатель «Додж» ра~ бочим объемом 7,2 л был подвергнут некоторой модернизации, включавшейся в повышении степени сжатия до 12, замене кар-
боратора на газовую систему питания
YMPCO и примененииYMPCO и примененииспециального индукционного корректора
YMPCO и применении
YMPCO и применении
зажигания. Регули-зажигания. Регули-Рованне двигателя осуществлялось дросселированием при незначительном изменении коэффициента избытка воздуха (а = 0 1,43 4- 1,67). Для снижения эмиссии оксидов азота был при- К1*нен прерывистый впрыск воды с помощью специальной сис- темы —.электрического насоса с электромагнитным клапаном,
зажигания. Регули-
зажигания. Регули-
119
Пр и этом использовалась вода, конденсируемая из ОГ в「鼻
ридном аккумуляторе.J
Корпорацией энергетических исследований «Биллингс (BERC) была проведена также конвертация на водород легк(
Рис. 68. Компоновочная схема водородного автомобиля «Понтиак Гранд Вилл»:.
/ — гидридиый аккумулятор; 2 — подача и слив воды; 3 — глушитель； ? 4 — регулировочные клапаны; 5 — системы контроля и управления;仁— регулятор; 7 — двигатель.
жения зажигания 10° до ВМТ остается постоянным на всех режимах работы двигателя.
Основные характеристики металлогидридиых аккумуляторов BERC приведены в табл, 11.
Схема гидридного аккумулятора водорода с подогревом гид
двигателя реализо-
рида жидкостью из системы охлаждения
аккумулятора микро-
Рис. 69. Конструктивная схема гидридного автобуса L-30.
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
Характеристика
Автобус «Виннебего»
Автомобиль «Понтиак Гранд. Вилл»
Полная масса аккумулятора, кг
1416
■7
333,4:
Масса гидрида, кг
1016'
197,8
Емкость по водороду, кг
12,8
2,4 J
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 1
Максимальная скорость, км/ч
Активный коэффициент аккумулиро-
144,8 Я
вания водорода, %
0,7
0,56 事
Таблица 11. Основные характеристики металлогидридиых аккумулятороз
вана фирмой «Даймлер Бенц» на микроавтобусе L-30 (массг 2,4 т) [51]. На автобусе установлен четырехцилиндровый дви гатель М 115 рабочим объемом 2,4 л мощностью 44 кВт при час готе 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 н пары воды.
Гидридный аккумулятор емкостью 65 л на 200 кг гранулированного интерметаллида титан — железо размещался в
%M704。0
трубок, заполненных интерметалл и дом 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 исключением того, что вспрыск воды осугцествляется упрощенны^ карбюратором и отсутст вует коррекция зажигания. Угол опере-
Рис. 70. Характер изменения давления водорода и температуры воды в гидридном аккумуляторе мик- .роавтобуса L-30 по мере выработки водорода:
1 — температура воды на входе; 2 — температура воды на выходе; 3 — частота вращения коленчатого вала дви- 「ателя； 4 — равновесное давление во- борода.
沙
破
5P 纟0 如， 2。 %。
0-
Ю0 90 80 70 60 50
4。 W
20 10
0
с, мин 6000
5500 5000 4500 4000 3500
3000 2500
2000 1500 1000 500 О
40
80 /20 /60 %мин
полном гидриро-
самом автобусе под одним рядом сидений. При一
ванпп интерметаллид мог поглотить около 48 м3 водорода, "о обеспечивало автобусу пробег 100—150 км. Для подогрева .
Гидрида в процессе работы и для охлаждения в процессе зарядки внутри аккумулятора был установлен змеевик, питаемый
121
в рабочем режиме от системы охлаждения двигателя, а при1Ш рядке ——от водопровода (рис. 69). Скорость зарядки определ, ется интенсивностью отвода теплоты реакции.I
Наиболее интересные результаты испытаний автобуса coJ стояли в том, что при постоянном подогреве гидрида водой и3| системы охлаждения двигателя давление в нем было выще( 0,5 МПа на протяжении 90 % времени полного пробега (рис. 70), при этом температура гидрида к концу испытаний повышалась до 80 ℃. Повторная заправка бака водородом при давлении менее 5,0 МПа оказалась невозможной. Однако после охлаждения гидрида проточной водой до температуры окру, жающей 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.|
ВОДОРОДНЫЕ АВТОМОБИЛИ, РАЗРАБОТАННЫЕ ИНСТИТУТОМ ПРОБЛЕМ МАШИНОСТРОЕНИЯ АН УССРI
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 кремннд_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 реакюров установлено по 4 форсунки для подачи воды в зону реакции. Зарядка реактора 3PolгкомрддРО! 受竺у)ую!цепэ сплава) осуществляется через загрузочное от- верстие с герметичной пробкой в крышке реактора, а выгрузка продуктов реакции — через отверстие в днище, В каждый реактор загружается по 1"「зкти卩нр〈)внннс「с 力开匕呼巾口修只 При полноте реакции 0,6—0" это количество алюминия может
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
Рис. 71. Компоновочная схема автомобиля «Москвич-412» с бортовым реак- 'ором водорода.
еодорода в реакторе. При достижении давления 2,0 МПа насос отключается, включение происходит при падении давления до 。,5 МПа. Таким образом, давление водорода в реакторе поддерживается автоматически в пределах 0,5——2,0 51Па. Из реактора □ерез фильтр, влагоотде^итель 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, "то в процессе получения водорода из воды с помощью гпдроре- "нруЕОщнх сплавов часть воды, подаваемой в реактор, превращается в пар в результате теплового эффекта реакции； Причем
На рис. 72На рис. 72системысистемы1515ЯЯРис. 72. Принципиальная схема системы питания бензоводородного авто- мобнля с металлогидридньш аккумулятором водорода:/ — двигатель; 2 — карбюратор-смеситель; 3 — регулятор расхода водорода; 4 — редуктор давления; 5 — гидридный аккумулятор; 6 — элемент гидридного акку- ■г； лятора; 7 ——накопительная емкость; 8 — электронный блок управления： 9 — ■：whR электромагнитный клапан; !0 — рабочий электромагнитный клапан; // — ■инод заслонки смесителя; 12 — датчик давления; 13 — Датчик положения Дроссельной заслонки карбюратора; 14 ——тумблер включения блока управления; /5 — вк зажигания; 16 — регулятор расхода ОГ; /7 — глушитель； 18 — манометр;八'——указатель температуры ОГ в гидридном аккумуляторе; 20 ——заправочный вентиль; 21 — регулируемый жиклер холостого хода; 22 — запорный вентиль; 23 一 клапан аварийного сброса давления； 24 — продувочный вентиль; 25 — контрольная лампа; 26 ——заправочный штуцер.Рис. 72. Принципиальная схема системы питания бензоводородного авто- мобнля с металлогидридньш аккумулятором водорода:/ — двигатель; 2 — карбюратор-смеситель; 3 — регулятор расхода водорода; 4 — редуктор давления; 5 — гидридный аккумулятор; 6 — элемент гидридного акку- ■г； лятора; 7 ——накопительная емкость; 8 — электронный блок управления： 9 — ■：whR электромагнитный клапан; !0 — рабочий электромагнитный клапан; // — ■инод заслонки смесителя; 12 — датчик давления; 13 — Датчик положения Дроссельной заслонки карбюратора; 14 ——тумблер включения блока управления; /5 — вк зажигания; 16 — регулятор расхода ОГ; /7 — глушитель； 18 — манометр;八'——указатель температуры ОГ в гидридном аккумуляторе; 20 ——заправочный вентиль; 21 — регулируемый жиклер холостого хода; 22 — запорный вентиль; 23 一 клапан аварийного сброса давления； 24 — продувочный вентиль; 25 — контрольная лампа; 26 ——заправочный штуцер.топливной Перевод двигателя с бензина на смесь бензина с водородомтопливной Перевод двигателя с бензина на смесь бензина с водородом
На рис. 72
На рис. 72
системы
системы
15
15
Я
Я
Рис. 72. Принципиальная схема системы питания бензоводородного авто- мобнля с металлогидридньш аккумулятором водорода:
/ — двигатель; 2 — карбюратор-смеситель; 3 — регулятор расхода водорода; 4 — редуктор давления; 5 — гидридный аккумулятор; 6 — элемент гидридного акку- ■г； лятора; 7 ——накопительная емкость; 8 — электронный блок управления： 9 — ■：whR электромагнитный клапан; !0 — рабочий электромагнитный клапан; // — ■инод заслонки смесителя; 12 — датчик давления; 13 — Датчик положения Дроссельной заслонки карбюратора; 14 ——тумблер включения блока управления; /5 — вк зажигания; 16 — регулятор расхода ОГ; /7 — глушитель； 18 — манометр;
八'——указатель температуры ОГ в гидридном аккумуляторе; 20 ——заправочный вентиль; 21 — регулируемый жиклер холостого хода; 22 — запорный вентиль; 23 一 клапан аварийного сброса давления； 24 — продувочный вентиль; 25 — контрольная лампа; 26 ——заправочный штуцер.
Рис. 72. Принципиальная схема системы питания бензоводородного авто- мобнля с металлогидридньш аккумулятором водорода:
/ — двигатель; 2 — карбюратор-смеситель; 3 — регулятор расхода водорода; 4 — редуктор давления; 5 — гидридный аккумулятор; 6 — элемент гидридного акку- ■г； лятора; 7 ——накопительная емкость; 8 — электронный блок управления： 9 — ■：whR электромагнитный клапан; !0 — рабочий электромагнитный клапан; // — ■инод заслонки смесителя; 12 — датчик давления; 13 — Датчик положения Дроссельной заслонки карбюратора; 14 ——тумблер включения блока управления; /5 — вк зажигания; 16 — регулятор расхода ОГ; /7 — глушитель； 18 — манометр;
八'——указатель температуры ОГ в гидридном аккумуляторе; 20 ——заправочный вентиль; 21 — регулируемый жиклер холостого хода; 22 — запорный вентиль; 23 一 клапан аварийного сброса давления； 24 — продувочный вентиль; 25 — контрольная лампа; 26 ——заправочный штуцер.
топливной Перевод двигателя с бензина на смесь бензина с водородом
топливной Перевод двигателя с бензина на смесь бензина с водородом
количество водяного пара в составе пароводорода на выходе реактора может достигать 0,98 массовых долей. Установк 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 гидр о р еа г и р ующи х 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 водородз и универсальной системы питания, обеспечивающей работу' серийного двигателя как на смеси бензина с водородом, так и бензине.
бензоводородного автомобиля с гидридным аккуму月乎'осуществляется включением тумблера /4, однако это возможно тором водорода, по которой была проведена опытная кон вер- | ^ншь в случае, если давление в наполнительной емкости выш^ тация четырех автомобилей ГАЗ-24 «Волга». Водород на] Л МПа. При более низком давлении реле давления /2 блоки автомобиле транспортируется в аккумуляторе 5 в связанном с。] РУет включение электромагнитного блока и исключает возмож- стоянии в виде гидрида FeTiH* При подогреве гидридных пау "ость перевода двигателя на смесь бензина с водородом.бензоводородного автомобиля с гидридным аккуму月乎'осуществляется включением тумблера /4, однако это возможно тором водорода, по которой была проведена опытная кон вер- | ^ншь в случае, если давление в наполнительной емкости выш^ тация четырех автомобилей ГАЗ-24 «Волга». Водород на] Л МПа. При более низком давлении реле давления /2 блоки автомобиле транспортируется в аккумуляторе 5 в связанном с。] РУет включение электромагнитного блока и исключает возмож- стоянии в виде гидрида FeTiH* При подогреве гидридных пау "ость перевода двигателя на смесь бензина с водородом.представлена принципиальная схема
бензоводородного автомобиля с гидридным аккуму月乎'осуществляется включением тумблера /4, однако это возможно тором водорода, по которой была проведена опытная кон вер- | ^ншь в случае, если давление в наполнительной емкости выш^ тация четырех автомобилей ГАЗ-24 «Волга». Водород на] Л МПа. При более низком давлении реле давления /2 блоки автомобиле транспортируется в аккумуляторе 5 в связанном с。] РУет включение электромагнитного блока и исключает возмож- стоянии в виде гидрида FeTiH* При подогреве гидридных пау "ость перевода двигателя на смесь бензина с водородом.
бензоводородного автомобиля с гидридным аккуму月乎'осуществляется включением тумблера /4, однако это возможно тором водорода, по которой была проведена опытная кон вер- | ^ншь в случае, если давление в наполнительной емкости выш^ тация четырех автомобилей ГАЗ-24 «Волга». Водород на] Л МПа. При более низком давлении реле давления /2 блоки автомобиле транспортируется в аккумуляторе 5 в связанном с。] РУет включение электромагнитного блока и исключает возмож- стоянии в виде гидрида FeTiH* При подогреве гидридных пау "ость перевода двигателя на смесь бензина с водородом.
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 /6, имеющего обратную связь по давлению
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 £ электронного блока отключения подачи водорода 8 с электромагнитными клапанами 9 и /0 и регулируемого жиклера хо- лостого хода 2/.
Заправка гидридного аккумулятора производится газооЯ разным водородом при давлении 2——3 МПа. После подключения! к штуцеру 26 водородопровода от водородной станции во из] бежание попадания воздуха в гидрид вся магистраль предвари? тельно продувается водородом через вентиль 24, а затем уж^
открывается вентиль 20 подачи водорода в аккумулятор. В процессе заправки гидридные патроны охлаждаются проточной водой.
Рис. 73, Общий вид металлогидрндного аккумулятора беизоводород- ного автомобиля «Волга».Рис. 73, Общий вид металлогидрндного 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.
Рис. 73, Общий вид металлогидрндного аккумулятора беизоводород- ного автомобиля «Волга».
Рис. 73, Общий вид металлогидрндного аккумулятора беизоводород- ного автомобиля «Волга».
Гидридыый 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 улучшения теплоотдачи от ОГ к гидридным патронам внутри бака установлены дефлекторы, которые одновременно являются
опорными элементами. Корпус аккумулятора изготовлен из тонколистовой нержавеющей стали, с торцов он закрыт фланцами.
Для контроля температуры ОГ на входе и выходе из аккуму- яятора на патрубках установлены термопары, а для охлаждения гидридных патронов водой в процессе зарядки в верхнюю “асть аккумулятора вмонтирован ороситель струйного типа.
Гидридный патрон выполнен в виде трубки из нержавеющей 门али длиной 1060 мм, диаметром 30 н 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 слелано отверстие с пробкой для засыпки гидрида.
Основные характеристики гидридного ниже:
Масса, кг： гидридного бака гидрида
一 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, ℃ Время зарядки, мии.
бака приведеныбака приведены35 I1452,50,6-0,70,82,010—1520—2535 I1452,50,6-0,70,82,010—1520—257*%夕7*%夕Распределитель О Г. Распределитель ОГ служит 二】я 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 расположен^ заслонки. Один из патрубков сообщен с гидридным аккумулятором, другой ——с глутите- лем, свободный от заслонок патрубок тройника соединен с выхлопной трубой двигателя. Заслонки посредством рычажного механизма соединены со штоком пневмопривода.
бака приведены
бака приведены
35 I
145
2,5
0,6-0,7
0,8
2,0
10—15
20—25
35 I
145
2,5
0,6-0,7
0,8
2,0
10—15
20—25
7*%夕
7*%夕
В случае отсутствия давления产 аккумуляторе (например, колодный гидрид) мембрана пневмопривода находится в край- нем правом положении, при этом заслонка подачи ОГ в аккумулятор полностью открыта, а заслонка глушителя закрыта. ОГ, пРоходя через аккумулятор, отдают свое тепло гидриду, ко- т°Рхй, нагреваясь, начинает диссоциировать, в результате че- Го Давление водорода в системе возрастает. Мембрана пневмо- пРивода под действием давления водорода, преодолевая жест- к℃ть возвратной пружины, перемещается влево, воздействуя "а привод заслонок. Заслонка на входе ОГ в аккумулятор прн・ кРывается, а заслонка в патрубке глушителя приоткрывается.
Полное изменение положения заслонок происходит при давле- нии водорода в аккумуляторе 0,6—0,7 МПа. Этот момент определяется жесткостью возвратной пружины.
Такая схема распределителя ОГ позволяет полностью автоматизировать регулирование теплового режима гидридного аккумулятора, что является определяющим для поддержания
ог из двеог из двеРис. 74. Распределитель ОГ:/ — корпус распределителя; 2 — заслонки; 3 — чувствительный элемент；4 — возвратная пружина; 5 — рычажный механизм.Рис. 74. Распределитель ОГ:/ — корпус распределителя; 2 — заслонки; 3 — чувствительный элемент；4 — возвратная пружина; 5 — рычажный механизм.
ог из две
ог из две
Рис. 74. Распределитель ОГ:
/ — корпус распределителя; 2 — заслонки; 3 — чувствительный элемент；
4 — возвратная пружина; 5 — рычажный механизм.
Рис. 74. Распределитель ОГ:
/ — 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 口倣吟 жали разработке, были карбюратор-смеситель, вакуумный
ЕСережимный регулятор расхода водорода и электронный блок Управления [27]. ,
Карбюратор-смеситель (рис. 75) [27] представляет собой вер- тикальный 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 перекры
вать 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 Л 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 х ар актер ис- ,тики до а = 3,5 + 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 коэффициент та избытка воздуха. При этом определяющим является степень открытия дроссельной заслонки карбюраторной камеры, в ре- зу〃ьтате чего происходит перераспределение воздушных потоков между смесителем и карбюратором и соответствующее им Изменение падения давления на диффузоре смесителя. Величи- 9 3-1266 129
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 I при отключении подачи водорода (при этом заслонка смеситель-
Рис. 76. Компоновочная схема бензоводородного автомобиля «Волга»:
/ ——гидридиый аккумулятор; 2 — накопительная емкость; 3 — редуктор давления; 4 ——всережнмный 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 гюз； волило 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 конвертиро* ванного автомобиля «Волга» ГАЗ-24 (по такой же схеме бы"
кснвертирован'и автомобиль «Жигули» ВАЗ-2101). Гидридный 62K расположен в передней части багажного отсека и с помощью металлорукава соединен с распределителем О Г, 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- жпмный 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 бько условие снижения инерционности регулятора расхода Водорода за счет уменьшения длины трубопровода, соединяющего вакуумный канал диффузора смесителя с вакуумной кайрой регулятора.
Трубопровод с вентилем для заправки гидридного бака во Городом и патрубок подвода охлаждающей воды при заправке выведены в багажный отсек, а предохранительный клапан сбро- Са водорода при повышении давления в гидрядном 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 из- Мерення 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 гидр^^ пробеговых испытаний совместно с Минавтопромом СССР, ным аккумулятором водорода бензоводородного автомобиля,"八&
а в табл, 12 приведены его характеристики в сравнении схарак： теристиками серийного автомобиля «Волга» ГАЗ-24.
а также эксплуатационных испытании в условиях городской
эксплуатации. Цель стендовых испытаний заключалась в оценке уровня токсичности ОГ на холостом ходу по fOCT 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» J
Серийный
Эксперимента льный
Масса снаряженного автомобиля, кг Запас топлива, кг:
1420
1610
бензина
38,5
231
водорода
一
,2,5 Т
Масса системы хранения водорода, кг
—
180
Пробег автомобиля, км
400
зоо
Увеличение массы автомобиля, %
0
13 ■
токсичность и
топливную
Таблица 12. Сравнительные характеристики серийного и бензоводородного автомобилей ГАЗ-24 «Волга»
6
86
76
22
CH+NW
2。
Рис. 78‘ Номограмма уровня токсичности ОГ бензоводородного автомобиля «Волга»;
/ — проект ЕЭК ООН; 2 — ОСТ 37.001.054—74 (норма иа 1981 — 1982 гг.);
3 — с пуском двигателя из холодного состояния： 4 6G пуском двигателя из прогретого состояния-
Питание
Концентрация со. %
Выброс вредных веществ, г/исп
Расход топлива^ л на 100 км
к
X
А
я / в
О
X
3t N
Бензин + водород
Бензин (карбюратор
0,04
0,01
5
4,6
2,0
6,8 л бен- знна'+ +L56 Н2
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—
14
L0
—
—
1982 гг.
—
—
76
7,0
10,3
—
Соответствует %2 л бензина
данном
автомобилей. На
Таблица 13. Данные испытаний на экономичность
%
Испытания экспериментальных .
этапе работ в задачу испытаний экспериментальных автомоби-
лей входило: оценка работоспособности систем питания дви・гателя, систем аккумулирования водорода и систем регулиро*
движении автомобиля на прямой передаче g 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 стандартов ГОСТ 17.2.2 03—77, ОСТ 37.001.054—74 и 37.001.018—78 На стенде с беговыми роликами и инерционными массами, обо-
вания; оценка компоновочных решений с точки зрения пассив” । Рудованном приборами и устройствами в соответствии с тре- “-бованиями указанных стандартов. Результаты испытаний при-
БеДены в табл. 13 и на рис. 78. Результаты испытаний автомо ^иЛя по методике ОСТ 37.001.054—74 с пуском двигателя из
ной безопасности автомобиля; оценка ездовых качеств, а также
топливной экономичности двигателя и токсичности ОГ.
Программой предусматривалось проведение стендовых ”
Табл и ца 14. Показатели токсичности ОГ при пуске двигателя из прогретого состояния
прогретого состояния при， ведены в табл. 14.
Следует отметить, что относительно высокий ур& вень выбросов СН, веро-
Питание
Выброс вредных веществ, г/исп. (ОСТ 37.001.054—74)
СО
сн
1 NO*
ятно, является следствием повышенного угара масла в двигателе. Автомобиль к моменту испытаний имел пробег более 120 тыс. км.
Результаты и спытаний автомобиля на постоянных скоростях движения приведены в табл. 15
шые подтверждают значите- экономических характерис- отающим на смеси бензина
Бензин + водород Бензин (карбюратор ИПМаш АН УССР)
Бензин (карбюратор К-126Г)
Приведенны тельное улучши тик автомобиле
2
28
40
е в та шие т
с дв
1,6
7,2
7,3
5л. 13 зкснчс игател
0,4
11,0
8,6
—15 даь
+СКИХ и ем, раб
Таблица 15. Показатели токсичности ОГ в зависимости от скорости движения автомобиля на прямой передаче
Питание
Режимы Движения^ км/ч
Концентрация в^еАннХ веществ
со, %
СН, ч.н.м]
1 NO*, 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
100
850
АН УССР)
60
1450
50
1620
50
3000
Бензин (карбюратор К-126Г)
0,03
150
820
0,11
150
1200
0,81
120
1500
0?1
ПО
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, поСНв 1,5 раза, по NOt в 5 раз (см. рис. 78), а улучшение топливной экономичности по сравнению со стандартным автомобилем составляет около 20 % (при пересчете водорода по теплотворной способности на бензин), при этом экономия бензина составляв ет около 55 %.
Дорожно-лабораторные испытания проводились в соответ* ствии 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
刀纤伊伶w/2-步5夕夕2刀纤伊伶w/2-步5夕夕2s asH * goeog QOXQUas asH * goeog QOXQUaРис. 79. Зависимость расхода топлива автомобилем «Волга» ГАЗ-24 ог скорости движения: / — бензин (серийн ый автомобиль); 2 — бензин; 3 — водород (бензоводородный).
刀纤伊伶w/2-步5夕夕2
刀纤伊伶w/2-步5夕夕2
s asH * goeog QOXQUa
s asH * goeog QOXQUa
карбюраторе и модернизированном карбюраторе (бензиновый контур карбюратора- смесителя) —14,1 л; -,
при работе на смеси .2° "° 6。 зо юо ил км/ч
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 ак- кУмулятора. 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 дополни- тельного топлива для бензиновых двигателей позволяет поднять эксплуатационную экономичность на 20—25 %, снизить эксплуатационный расход бекзина на 35—40 % и достичь очень Низкого уровня токсичности ОГ*
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
L Алемасов 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.'
Андреев В. И., Горячий 牙 В., Морозов К. А,, Черняк 5. Я. Смесеобразование в карбюраторных двигателях.— М. : Машиностроение. 1975.— 176 с.
Артеменко А. Н., Варшавский И. Л., Соловей В. В. Исследование тепломассообмена в металлогидридных элементах теплоиспользующих установок.— В кн.: Пробл. использ. вторичных энергоресурсов хим. предприятий для получения холода, тепла и электроэнергии. (Ленин- ■ гра& 1979 г.) : Тез. докл. Л. : Технол. ин-т холодил, пром-сти, 1979, с. 123—125.
Артеменко А. Н., Варшавский И. 〃.，Соловей В. В. Исследование тепломассообмена в слоях металлогидрида при десорбции водорода.—— Вопр. атом, науки и техники. Сер. Атом, водород, энергетика и технология, 1981, выл. 2, с. 98—99.
Артеменко А. Н., Дьяченко Е. И., Попович В. В. и др. Решение численными методами задач тепломассопереноса для расчета металлогидрид- них элементов водородных энерготехнологических установок. — В кн.: Тепло- и массоперенос в электрических генераторах энергии. Минск: Ин-т тепломассопереноса, 1981, с. 34—44.
Артеменко А. Н., Соловей В. В. Исследование тепломассообмена в пло ском слое металлогидрида при десорбции водорода.— Пробл. машиностроения, 1982, вып. 15, с. 91—95.
Ваничев А. П. Приближенный метод решения задач теплопроводности в твердых телах.— М, 1947, № 25, с. 1—62.
Варгафтик Н. Б. Справочник по теплофизическим свойствам газов и жидкостей.—М. : Наука, 1972.— 72 с.
9jJ Варшавский И. Л., Ми也еккс^ГТГ, Макаров А. А., Талда Г. Б. Анализ работы поршневого двигателя на водороде.——Изв. вузов. Машиностроение,10, с. 110—114.
ВаршавскийМищенко А. И., Талда Г. Б. Детонационная стойкость ^одородовоздушных смесей.— Автомоб. пром-сть,竺厶 № Ю, 1L Варшавский И. 〃.，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-
一 установок, W7. вып. 4, с. 91—94.
Варшавский Я.方：，Трошенькин Б. А., Путинцева В. Е. Экономические аспекты производства водорода для транспорта и энергетики. — Харь- ков, 1979.— 24 с.— (Препринт / АН УССР. Ин-т пробл. машиностро6- ния; № Ю4).-
Варшавский И. Л. Энергоаккумулирующие вещества и их использование.—Киев : Наук, думка, 1980.— 240 с.
Войнов А. Н. Сгорание в быстроходных поршневых двигателях.— М.: Машиностроение, 1977.— 277 с.
Генкин К. И., Ренков А, С, Сгорание и рабочий процесс двигателя на водородосодержащих смесях.— В кн.: Всесоюзн. конф, по защите воздушного 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.
Генкин К. И. Газовые двигатели.— М. Машиностроение, 1977.— 193 с. Гуляев Д. И. Тепловая изоляция для низких температур.— В кн.: жидкий водород. М. : Мир, 1964, с. 247—280.
Дульнев Г. Н., Заричняк Ю. П. Теплопроводность смесей и композиционных материалов.— Л.; М. : Энергия, 1974. — 264 с.
Заслонко И. С. Физическая химия быстрых реакций.-—М. : Мир, 1976.— 256 с.
Звонов В. А. Токсичность двигателей внутреннего сгорания.— М. : Ма
шиностроение, 1981.— 160 с.
Зельдович Я. 6, Садовников П.牙，Франк-Каменецкий Д. А. Окисление азота при горении.— М. : Изд-во АН СССР, 1947.— 147 с.
Пост В. Взрывы и горение в газах.— М. : Изд-во иностр, лит., 1952.— 687 с.
Каганер М. Г. Тепловая изоляция в технике низких температур.— М.: Машиностроение, 1968.— 275 с.
Лавров Б. Е., Хмыров В. И. Некоторые результаты исследования рабочего процесса поршневого двигателя на водороде.— Тр. АН КазССР, 1960,2, с. 326—332.
Лыков А, В. Тепломассообмен : Справочник.— М. : Энергия, 1972.— 560 с.
Майер Р. Перспективы применения двигателя Стирлинга в танспорт- ных системах.— В кн.: Двигатели Стирлинга. М. : Мир, 1975, с. 310— 348.■
Мищенко А. И., Белогуб А. В. А. С. 670739 (СССР). Карбюратор для'двигателя внутреннего сгорания.— Опубл, в Б. И.,卅禺 № 24.
Мищенко А. И., Черкашин Ю. В. К вопросу выбора типа гидрида для автомобильного аккумулятора водорода.— Автомоб. пром-сть, 1980, № 9, с. 5—7.
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.
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. Arnaud.—Опубл. 8.07.76.
Подгорный A. H., Варшавский И. Л. Водород — топливо будущего.— Киев : Наук, думка, 1978.— 134 с.
Равич М. Б. Газ и ^т^^именение в народном хозяйстве.— М. : Наука, 1974.— 368 с.
■ Семиненко К. Н., Малышев А П , Петрова Л. А. Взаимодействие с водородом.—Неорган. материалы, 1977, 13, № 11, с. 2009—2012.
Смаль Ф. А, Арсенов £. Е Перспективные топлива для автомобилей М. : Транспорт, 1979.— 151 с.
Стечкин Б. С., Генкин К- ", Золотаревский В. Си др. Индикаторная диаграмма, динамика тепловыделения и рабочий цикл 6ь1строхо_дно1о поршневого двигателя,— М. : Изд-во АН СССР, I960.— 199 с.
Таблицы физических величин : Справочник / Под. ред. И. К・ Кикоина.—М. : Атомиздат, 1976.— 1006 с.
Шатров Е. В., Раменский А. Ю., Кузнецов В. ЛГ Исследование мош. ностных, экономических и токсических характеристик двигателя, работающего на_ бензоводородных смесях.— Автомоб. пром-сть, 1979 JMs 1 1, & 3—D.'
Фельдман Ф. Г. Гигиеническая сцена автотранспорта как источника загрязнения атмосферного воздуха.— М. : Медицина, 1975.— 20 с.
Хмыров А 〃.，Лавров Б. Е. Водородный двигатель.— Алма-Ата : Наука, 1981.— 108 с.у
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.'
Чудновский А. Ф. Теплофизические характеристики дисперсных материалов,— М. : Физматгиз, 1962,— 456 с.
Amelotii W. R Combustion of Hydrogen as Related to Knock.— Ind. and Eng. Chem., 1954, 46, N 6.
Bernard Sale. Lzevolution des convertisseurs d^nergie de petite moyenne puissance.— Rev. gen. therm., 1977, 16, N 181, s. 31—44.
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.
Bosep O. Hydrogen sorption in LaNi5.— J. Less-Common Metals, 1976 46, p. 91—99.
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.
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).
Buchner H. The hydrogen / hydride energy concept.— Int. J. Hydrogen Energy, 1978, 3, N 4, p. 385-406.
Buchner H., Souffer H. Wasserstoff als Alternativkraftstoff fur Ottomo- toren.— Automobil. techn Z., 1976, 78, N 4, S. 161 — 162.
De Boer P. С. T., Me Lean, W.丄，Fogelson 丄丄 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.
Eberius H. Institut fiir Reaktionskinetik der DEVLR.— Stuttgart, 1963.
Erren R. Der Erren^Wasserstoffmotor.— Automobil. techn. Z・，1939, 19, S. 523.
Escher W. J. D. Survey and assessment of contemporary US hydrogen fueled internal combustion engine projects,— In： 10th intersoc. energy cor- vers, eng. conf. (New. York, Dec. 1975). New York, 1975, p. 1143—1155.
Fine go Id J. D The UCLA Hydrogen Car : Design Construction and Pe「 formance.— Trans. SaF, 1973, paper 730507, p. 1626—1627.
Finegold J. D., Van Vorst IF. D. Hydrogen Engine Technology.— I" FISITA, Paris, 1974.
Finegold 丄 D., Van Varst W. D. Crash Test of a Liquid Hydrogen Automobile.—In: 1st world hydrogen energy conf. Proc.: In 3 vol. (Miami Beach, Florida, 1—3 March 1976), 1976, vol. 3, p. 6C—97; 6C—1П*
Furuhama S. Combustion Characteristics of Hydrogen Fueled Spark Ignition Engine.— Bui. ISAE, 1976, N 6, p. 1—10.
Furuhama S., Hiruma M.t 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. 6C27—6C—58.
Fating, Kuhn. Komponentenerprobung, III. Stufe Typenpriifung.— GfK — Behalter Bolkow (MBB), 1966, N 10.
Hattingen U., Jordan W, Wasserstoff als Zusatzkraftstoff.— VDI— Nachr., 1974, 28, S. 5.
Henriksen D. L, Mackay D. A, Anderson V. R. Prototype hydrogen automobile using a metal hydride.— In: 1st world hydrogen energy conf. proc. (Miami Beach., Florida, I—3 March 1976) : In 3 vol. 1976, 3, p. 7C—7C—12.
Homan H. S., Reynolds R. K・,De Boer P. C. 7. ei a/. Hydrogenfueled diesel engine without timed ignition.— Int. J. Hydrogen Energy, 1979, 4, p. 315—325.
Hoehn 尸.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’
Callahan J. M. Evidence: the cost of clean air.— Automob. int., 1974, N 1, p. 37—40.
Km'm G. A., K/af S. R. The knock and autoignition characteristics of some gaseous fuels and their mixtures.— J. Inst. Fuel, 1966, N 3, p. p. 109—116..
King R. 0., Wallace W. A., Mahapatra B. The hydrogen engine and the nuclear theory of ignition.— Can. J. Res., 1948, N 26, p. 264.
King R* 0., Rand M. The oxidation, decomposition, ignition and detonation of fuel vapors and gases. The hydrogen engine*— Can. Techn., 1955, N 33.
Kuijpers £ A. Intermetallic compounds.— J. Less-Common Metals, 1973, 32, N 2, p. 289—296.
Lohner K・,Muller H. Gemischbildung und Verbrennung in Ottomotoren.— Springer, 1967.
Marchetti C. Hydrogen and Energy.— Chern. Econ. and Eng. Rev., 1973, 5t N 1, p. 7—25.
May H.t Hattingen U*, Jordan W. Thermodynamische Untersuchung des Ottomotoren-Prozesses mit Wasserstoff als Zusatzkraftdtoff.— Mot. Techn. Z., 1976, 37, N 4, S. 149—150.
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.
Newhall H. K・，Shahed S. Л4. Thirteenth symposium (international) on Combustion.— Pittsburgh 1971.— 381 p.
Oehmichen M. Wasserstoff als Motortreibmittel.— Dtsche Kraftfahrt- forsch, 1942, 68, S. 1 —30.
Ozaki S,, ^arematsu K・ Study on the emission control of gasoline Engine by Hydrogen addition.— J. Meeh. Eng. Lab., 1978, 32, N 3, p. 12—22. Perkins W. E・，Frainier R. J. Practical storage and distribution of Liquid Hydrogen and Helium.— Adv. Cryog. Eng., I960,5,
p. 69.
Reilly 丿.丄，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.丄，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・
Swain M. R., Adt R. R. The Hydrogen — Air Fueled Automobile.— In：e Intersoc. energy conv. eng. conf., 1972 (pap.; 729217), p. 194—197.1
The Erren Combustion Cycle : A new Method of utilising gaseous Fuel，一 j Automob. Eng., 1937, 27, N 9, p. 319—322.t
Universitai Kaiserslautern : Verbesserung des Wirkungsgrades und der' Schadstoffemissionen von Ottomotoren durch Wasserstoff als Zusatzkraft- stoff.— Rev. Beige. Trans., 1975, N 2, S. 32—33.
Watson H. C , Milkins E. E., Deslandes J. K. Efficiency and emissions of a hydrogen of methane fueled spark-ignition Engine.— In: FISITA Paris, 1974, p. B-l-9.'
Watson H. C.t Milkins E. E. Hydrogen and methane — automotive fuels of the future? — SAE — Australia, 1975, 3/4, p. 17 —19.
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.
Williams L. 0. Hydrogen powered automobiles must useliquid hydrogen.— Cryogenics. 1973, 12, p. 693—698.
Yu IF. S., Suuberg E., Waide C Modeling studies of fixed-bed metall- 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
「лава первая. Моторные свойства водорода и предпосылки его использования в качестве топлива для ДВС . .8
Моторные свойства водорода . , 8
Основные реакции и реакционная кинетика ...18
Предпосылки использования водорода в качестве топлива для автомобильных двигателей 21
Глава вторая. Энергоэкологические показатели водородного ДВС 25
Методика расчета теоретического цикла ....25
Состав продуктов сгорания 31
Энергетические показатели теоретического цикла 34
Глава третья. Рабочий процесс автомобильных двигателей на водороде и смеси бензина с водородом 38
Особенности рабочего процесса ДВС на водороде 39 2. Особенности рабочего процесса ДВС на смеси беи- ' зина с водородом 51
Эффективность рабочего процесса .56
Токсичность отработавших газов 66
Глава четвертая. Аккумулирование водорода на борту автомобиля
23-4-523-4-51. Аккумулирование в баллонах высокого давления Аккумулирование жидкого водорода Аккумулирование с помощью ЭАВ Аккумулирование в обратимых металлогидридах Схемы транспортных энергоустановок с гид-
23-4-5
23-4-5
ридными аккумуляторами водорода 95
Тепломассообмен в металлогидридном аккумуля- ,、торе водорода 99
「Лава пятая. Водородные автомобили НО
Автомобили с баллонными аккумуляторами водородаПО
Автомобили с криогенными аккумуляторами водорода 112
Автомобили с металлогидридными аккумуляторами водорода118
Водородные автомобили, разработанные Инсти
тутом проблем машиностроения АН УССР . . . 122
Спнсок литературы°136
АКАДЕМИЯ наук украин
р
ЛЕМ МАШИНОСТРОЕНИЯ -
空yK и. МИЩЕНКО
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 рабочегЬ 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.
:с. 136—140:с. 136—140Ил, 79. Табл. 16. Библиогр.: с. 136——140 (89 назв.).
:с. 136—140
:с. 136—140
Ответственный редактор Л. Н. Подгорный
Рецензенты
4 П, Кудряш, 〃・ К. Шокотов
Редакция технической литературы
м 2303020200-006
М -М221 (04Й4 "Л
© Издательство «Нау ков а думка», 1984
Г 一 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 141]. 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 бедующие 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- кн, использующие электрохимические источники энергии — аккумуляторные батареи и электрохимические генераторы.
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 причц. нам. Во-первых, для таких автомобилей нет надежных, лег. ких и, главное, достаточно энергоемких электрохимических ис- точников тока. Удельная мощность и энергоемкость аккумуля. торных 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 электроэнер- гии на подзарядку аккумуляторов. В промышленно развитых странах суммарная мощность автомобильных двигателей в несколько раз превышает мощность всех электростанций. Кроме того, подавляющая часть электроэнергии вырабатывается 叩唯 сжигании ископаемых топлив, поэтому энергоэкологическая? проблема была бы перенесена из автомобильной сферы в сферу тепловых электростанций.:
Разработка и применение для автотранспорта новых тнпов" 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 ка пита ловложени й. 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 обезвреживания 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 значительный затратами. Только в США общие расходы по снижению токсичности отработавших газов автомобилей с 1968 по 1974 г. составили примерно 3 млрд, долларов, а в период с 1975 по 1978 г， ожидалось их увеличение до 30 млрд. [67]. Кроме того, возра-
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 н 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 чистотой, неограниченностью и возобновляемостью сырьевых запасов, низкими затратами на транспортировку и, наконец, прекрасными моторными свойствами, что открывает возможность 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 возможно* стн перевода на водород современных бензиновых двигателей; исследование особенностей рабочего процесса этих двигателей при работе на водороде; определение оптимальных способов Регулирования рабочего процесса, обеспечивающих минималь- нУю токсичность отработавших газов и максимальную топлив- ную экономичность; разработку систем питания и эффективных способов хранения водорода на борту автомобиля, а также
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 перепек- тивным 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, LaNi5H6 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
расчетном базовом режиме и обеспечит получение относительно дешевого водорода.
С начала 70-х гг. в нашей стране, США, Японии и ряде дру- гнх 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 ин фр а* структура, 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