Исследование процесса сгорания и показателей дизельных двигателей и HCCI двигателей

Тип работы:
Реферат
Предмет:
Общие и комплексные проблемы технических и прикладных наук и отраслей народного хозяйства


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

В. Г. Камалтдинов, В. А. Марков
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА СГОРАНИЯ И ПОКАЗАТЕЛЕЙ ДИЗЕЛЬНЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ И HCCI ДВИГАТЕЛЕЙ
Южно-Уральский государственный университет,
Московский государственный технический университет им. Н. Э. Баумана
(e-mail: vkamaltdinov@yandex. ru, markov@power. bmstu. ru)
Показаны преимущества реализации рабочего цикла HCCI двигателя. Представлена математическая модель процессов, протекающих в цилиндре двигателя внутреннего сгорания. Приведены результаты расчетных исследований процесса сгорания диметилового эфира, метана и их смеси.
Ключевые слова: дизельный двигатель, компрессионное воспламенение однородной смеси, диметиловый эфир, метан.
The advantages of HCCI Engine working cycle characteristics are demonstrated. Mathematical model of the process occurring in the internal combustion engine cylinder has been presented. Results of the calculation research of the process of combustion of the dimethyl ether, methane and their mixture have been given.
Keywords: diesel engine, homogeneous charge compression ignition, dimethyl ether, methane.
Основным фактором, определяющим пути разование монооксида азота в КС происходит
дальнейшего совершенствования рабочего про- с поглощением теплоты, основное влияние на
цесса двигателей внутреннего сгорания (ДВС), эмиссию NO с ОГ оказывает температура сго-
являются ужесточающие требования к токсич- рания. Причем, наибольшая концентрация NO
ности отработавших газов (ОГ). Наиболее имеет место в локальных зонах камеры сгора-
сложная проблема снижения токсичности ОГ ния (КС) с низкими коэффициентами избытка
дизельных двигателей — необходимость суще- воздуха, а и максимальными температурами
ственного уменьшения выбросов с ОГ оксидов сгорания. Поэтому эффективным средством
азота NOx. При этом более 90% объема окси- снижения выбросов NOx в атмосферу является
дов азота, содержащихся в ОГ, приходится на реализация мероприятий, направленных на сни-
долю монооксида азота NO [1]. Поскольку об- жение максимальных температур в КС ДВС.
К этим мероприятиям относится и рециркуляция ОГ. При организации рециркуляции ОГ в цилиндры двигателя вводятся инертные компоненты (газы), препятствующие образованию оксидов азота в КС. В качестве этих инертных газов используется часть выхлопных газов, которые подаются из выпускной системы двигателя в его впускную систему. При этом основными инертными компонентами ОГ являются азот, углекислый газ (диоксид углерода СO2) и водяной пар. Содержание углекислого газа и паров воды в ОГ дизелей достигает соответственно 12 и 9% (по массе). Концентрация азота в ОГ изменяется в пределах от 74 до 78%, а содержание кислорода колеблется от 2 до 18% (состав воздуха: азот — около 78%, кислород -около 21%, углекислый газ — 0,03−0,04%, аргон, водород и другие инертные газы — примерно 0,94%) [1]. Этот метод снижения эмиссии оксидов азота эффективен не только в традиционных дизельных двигателях, но и в перспективных двигателях, работающих на гомогенной рабочей смеси, т. е. при реализации рабочего цикла HCCI (Homogeneous Charge Compression Ignition) [2, 3].
Указанные работы, в основном, посвящены экспериментальному исследованию рабочего цикла HCCI двигателей. Известны работы, посвященные моделированию рабочего процесса поршневого двигателя с самовоспламенением гомогенного заряда [4]. Однако недостаточно исследованным является вопрос о влиянии содержания инертных компонентов в рабочей смеси на показатели HCCI двигателей. Для проведения такого исследования разработана математическая модель сгорания, основанная на положениях, описанных в работе [5]. Согласно принятой схеме процесса сгорания топлива его скорость определяется по выражению:
w =¦
dN = ZE dx т"
(1)
где — общее количество молекул топлива в рассматриваемом объеме V- EA — энергия активации- R — универсальная газовая постоянная- Т — температура смеси. Условную продолжительность реакции окисления активных молекул топлива ту предложено определять по выражению:
X, = -
const • K • K2 • V • Cp • C (
V
(3)
где ЛУ — изменение количества вещества в результате реакции- Лт — интервал времени- ZE -количество активных молекул топлива, энергия которых выше энергии активации, и составляющих группу одновременно реагирующих молекул- ту — условная продолжительность реакции окисления активных молекул топлива. Количество активных молекул топлива определяется по известному закону Аррениуса
const • K1 • K2 • ZTp 1 • Z (
где const — константа, учитывающая количество активных соударений молекул реагирующих веществ в единицу времени в единице объема- K — коэффициент загазованности окислителя, учитывающий влияние инертных составляющих рабочего тела и продуктов сгорания. Коэффициент турбулентности K2 введен для возможности моделирования (при необходимости) влияния движения горючей смеси. Он учитывает турбулентность внутри КС (K2 & gt- 1, при моделировании HCCI процесса сгорания принималось К2 = 1) — CT = ZT/V и С0^ = ZQ^ IV — концентрации всех молекул топлива ZT и кислорода ZO2 в объеме V соответственно- p, q — показатели степени, причем p + q = n — кинетический порядок реакции, n = 2. Для получения значений скорости сгорания в любой момент времени достаточно определить количество активных, одновременно реагирующих молекул топлива и разделить его на условную продолжительность реакции окисления этой группы. В модель процесса сгорания введена зависимость, учитывающая влияние коэффициента загазованности окислителя К на условную продолжительность реакции окисления активных молекул топлива ту. Коэффициент K определяется по формуле, отражающей зависимость периода задержки воспламенения (ПЗВ) тг- топлива от концентрации кислорода в окислителе С02, показанной на рис. 1 [6]:
Ki = 1 — (1 —
ZO
7 + Z
-^H2O ^ -^CO
)6, (4)
ZE = ZT • e RT
(2)
где ZN2, ZCO2, ZH2O, ZCO — соответственно количества молекул азота, диоксида углерода, воды и оксида углерода в расчетном объеме V.
По уточненной модели исследовано влияние различных параметров горючей смеси на скорость сгорания топлива в КС с самовоспламенением гомогенной смеси при сгорании диме-
E
A
Рис. 1. Влияние концентрации кислорода в окислителе на относительную величину периода задержки воспламенения [6]
тилового эфира (ДМЭ). Моделировалось сгорание в КС постоянного объема при следующих начальных параметрах топливно-воздушной смеси: коэффициент избытка воздуха ав = 2,0, давление р = 1,5 МПа, температура Т = 700 К. Объем смеси соответствовал объему КС НСС1 двигателя на базе 4 ЧН 13/15 производства ООО «ЧТЗ-Уралтрак» при геометрической степени сжатия е = 14. Постоянный объем КС принимался для исключения влияния на процесс сгорания поджатия или расширения в результате движения поршня. Полученные результаты приведены на рис. 2−5. Характер изменения коэффициента загазованности окислителя Кь определяемого по выражению (4), приведен на рис. 2. На рис. 3, а видно, что без учета загазованности окислителя инертными газами (АГ1=1) условная продолжительность реакции окисления активных молекул топлива (линия 2) в период задержки воспламенения на 25% меньше, чем при учете загазованности окислителя коэффициентом К1 (К1=уаг). Это
приводит к повышению частоты образования и окисления активных молекул топлива, и соответственно, увеличению скорости сгорания ДМЭ, определяемой по выражению (1), в начальный период продолжительностью 0,4−10−3 с (рис. 4, а). На рис. 2 видно, что в течение развития сгорания по мере увеличения инертных компонентов (ZCO2 и ZH2O) в рабочем теле,
изменение количества которых приведено на рис. 3, б, коэффициент К1 уменьшается от 0,74 до 0,52, то есть в 1,42 раза. В результате условная продолжительность реакции окисления активных молекул топлива, определенная с учетом коэффициента К1, не только больше на 25% в ПЗВ, но и в процессе сгорания увеличивается быстрее, чем без учета загазованности окислителя инертными газами (см. рис. 3, а).
Рис. 2. Изменение коэффициента К1 в процессе сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема: ав = 2,0, р = 1,5 МПа, Т = 700 К
0. 00Е + 00
20 40 00 30
время. 0. 01 ис
а
100
2"0Е +21
О 1,50Е +21
У
ы
О 1Д)0Е+21
х
ы
5"0Е +20 МОЕ +00
|1-: сог- 2- юг- з -гг- - 3021
V 7 & gt-
4 '- /, 1
3 / І г
/
5. 00Е + 21 4. 00Е + 21
3. 00Е + 21 О
2. 00Е + 21 1. 00Е + 21
20 40 00 80 100
время, 0. 01 м"
б
Рис. 3. Результаты расчета сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема: ав = 2,0, р = 1,5 МПа, Т = 700 К- а — изменение условной продолжительности окисления группы активных молекул ДМЭ- б — изменение содержания в смеси количеств молекул топлива ZT, кислорода 2а, воды Zя 0 и диоксида углерода 2со — 1 — К1 = уаг (рис. 2) — 2 — К1 = 1
Характер изменения количества активных молекул ДМЭ в группе ZE, определяемого по выражению (2), приведен на рис. 4, б. Видно, что в начальной фазе сгорания увеличение количества активных молекул ДМЭ в группе со-
гласуется с ростом температуры смеси (см. рис. 5, б). В дальнейшем по мере выгорания ДМЭ (уменьшения ZT) и расходования на этот процесс молекул кислорода (уменьшения Z0^, см. рис. 3, б) происходит увеличение условной про-
должительности реакции окисления активных молекул топлива ту, определяемой по выраже-
0 20 40 ео 90 100
время, 0,01 мс
а
нию (3) (см. рис. 3, а), и снижение количества активных молекул ZE (см. рис. 4, б).
время, 0,01 мс
б
Рис. 4. Результаты расчета сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема: а = 2,0, р = 1,5 МПа, Т = 700 К- а — изменение скорости сгорания ДМЭ- б — изменение количества активных молекул ДМЭ в группе-
1 — К1 = уаг (рис. 2) — 2 — К = 1
Максимальная величина ZE без учета загазованности окислителя инертными газами (К1 = 1) достигается раньше. Это объясняется более ранним развитием сгорания с соответствующим увеличением тепловыделения, давления (рис. 5, а) и температуры рабочего тела (рис. 5, б) в КС. В результате развития самоускоряющейся реакции сгорания температура смеси повышается быстрее и до более высокого уровня (2041 К против 1944 К за 1 мс), что приводит к увеличению максималь-
ной скорости сгорания ДМЭ примерно в 1,6 раза. Далее вследствие увеличения условной продолжительности реакции окисления активных молекул топлива ту (рис. 3, а) и снижения количества активных молекул ZE (см. рис. 4, б), несмотря на продолжающийся рост температуры (см. рис. 5, б), происходит снижение скорости сгорания, как в случае учета загазованности окислителя инертными газами коэффициентом Кь так и без учета загазованности (при К = 1).
время, 0,01 мс
а
20 40 60 80
время, 0,0 I мс
б
100
Рис. 5. Результаты расчета сгорания воздушной смеси ДМЭ в камере постоянного объема: ав = 2,0, р = 1,5 МПа, Т = 700 К- а — изменение давления- б — изменение температуры- 1 — К = уаг (рис. 2) — 2 — К = 1
Таким образом, введение коэффициента загазованности окислителя К1 в выражение для определения условной продолжительности реакции окисления активных молекул топлива ту позволило корректировать количество активных соударений молекул реагирующих веществ (в единицу времени в единице объема) за счет увеличения количества инертных молекул, образующихся при сгорании. В результате сгорание становится более «мягким» и растянутым
во времени: расчетный максимум скорости сгорания уменьшился примерно в 1,6 раза и сместился по времени примерно на 30%.
Разработанная математическая модель сгорания топлива в ДВС включает модель процесса диссоциации С02, образующегося при сгорании топлива в ДВС в условиях нестационарного тепло- и массообмена. Эта модель, включает уравнения для определения степени диссоциации для квазиравновесного состояния
по рекомендациям В. В. Померанцева [7], количества молекул С02, распавшихся на монооксид углерода и кислород, а также затрат энергии на этот процесс. При снижении температуры в зоне горения принимается, что диссоциация идет в обратную сторону с выделением теплоты за счет окисления оксида углерода.
Количество молекул диоксида углерода
распавшихся за шаг расчета, определя-

(-3 — 4Р) 2 + 2р
а3 +а2------+ а^----------= 0, (5)
1 — Кр р 1 — Кр р 1 — Кр р
где р — давление в цилиндре- Кр — константа равновесия реакции, определяется из выражения
0,169−10−3Т — 0,324 '-10- 9,495
2 29 791
1§ к2 = -
т
[8]- Р = & quot-К2

Н20
N
отношение суммарного
* С02
числа молей азота КМ2 и воды МН0 к суммарному числу молей диоксида углерода КС02. Уравнение (5) для реакции 1Ч2+Н20+2С0+02 «• ^+Н20+2С02 получено после установления равновесия. Обозначим кС02 — количество молей С02 в исходной смеси, №_ - количество молей азота в ис-
ходной смеси. Тогда КС0 = аЫС
Кс02 =
= (1 -а) N
С02
N0 =а №
С02
Р=-
NN

Н20
N
С02
= NC02
+ Nco + N0 + NN + N
0
а
(1 — а) + а + - + Р
N2
N002 =11-
'Н20
а
& quot-2"-
РІN
С02
Мольные доли основных компонентов обозначаются:
N
Х.
С02
1 -а
а
С02
1 + а/2 + Р а/2
ХС0 ='
Хъ. = -
1 + а/2 + Р
Х№ =¦
1 + а/2 + Р Р
1 + а/2 + Р
Для реакции С0 + ~02 ^ С02 справедли-
во уравнение [7]:
ХС02 ¦ %2
Х ¦ Х½ ¦ Х ЛС0 л02 ^2
= КР / Р
, 1+1-(1+½+1) _
= КР /Р1/2 = КРР½
ется через степень диссоциации, а при текущих давлениях, температурах и составе рабочего тела. Степень диссоциации, а определяется при решении кубического уравнения:
После его преобразования получаем (1 — а) ¦(! + а/2 + Р) ^(1 + а/2 + Р)
½
½
= КрР
½
(1 + а / 2 + Р) • а (а / 2)
Это уравнение используется совместно с уравнением (5). Затраты энергии на диссоциацию этих молекул диоксида углерода определяются по выражению
=со2со2 • А) • Еа, где №со2 — молекулярная масса диоксида углерода- Ес1 — энергия, затрачиваемая на диссоциацию одной молекулы диоксида углерода.
График изменения степени диссоциации С02, определенный по выражению (5), в зависимости от температуры приведен на рис. 6. Он построен по результатам расчета сгорания метановоздушной смеси в КС постоянного объема при коэффициенте избытка воздуха ав = 0,807, давлении р = 2,5 МПа, температуре Т = 1250 К. На этом режиме достигается максимальная температура сгорания 3100 К при повышении давления до 6,28 МПа и максимальная степень диссоциации, а = 0,357. Расчетный график степени диссоциации хорошо согласуются с известными данными работы [7]. Присутствие инертных добавок в метано-воздушной смеси в виде молекул азота и воды заметно увеличивает степень диссоциации С02, что проявляется в приближении расчетной кривой 4 (построенной для давления от 2,5 до 6,28 МПа, см. рис. 6) к кривой 2 (построенной для давления 0,1 МПа).
Суммарное число молей после частичной диссоциации диоксида углерода определяется выражением:
Рис. 6. Зависимость степени диссоциации диоксида углерода, а от температуры Т и давления: р = 0,001 МПа- 2 — р = 0,1 МПа- 3 — р = 10 МПа без инертных добавок [7]- 4 — расчетная кривая по выражению (5), полученная с инертными добавками при повышении давления от 2,5 до 6,28 МПа
1
2
Важность учета степени диссоциации диоксида углерода, а при сгорании смесей с коэффициентом избытка воздуха менее ав = 2,5 показывает рис. 7. Здесь видно, что при максимальных температурах сгорания Ттах менее 1800 К исключение учета диссоциации СО2 и затрат на это энергии практически не влияет на результаты расчета: повышения максимальной температуры сгорания не происходит (ДТтах = 0). При максимальных температурах более 2000 К степень диссоциации становится заметной и превышает 0,01. В результате затраты энергии на этот процесс существенно снижают максимальную температуру сгорания. Если не учитывать степень диссоциации С02, то прирост максимальной температуры ДТтах при сгорании ДМЭ может достигать 170 К, а метана — до 290 К, что составляет 6,3% и 10% соответственно.
300 «•200 & lt- 100 о
7
б
S 5
з 2
1 1,5 2 2,5 3 3,5 ав
Рис. 7. Влияние состава воздушных смесей метана и ДМЭ на параметры процесса сгорания в камере постоянного объема:
1 — метано-воздушная смесь, р = 1,5 МПа, Т = 900 К- 2 — ДМЭ-воздушная смесь, р = 1,5 МПа, Т = 700 К- ДТтах — повышение максимальной температуры смеси при отсутствии диссоциации
Здесь следует отметить, что уровень температуры сгорания (2100−2200 К), при которой становится заметной величина степени диссоциации диоксида углерода (а = 0,01−0,02, рис. 7), определенная по разработанной модели, практически совпадает с температурой (2150−2200 К), при которой начинают образовываться оксиды азота К0х. Это указывает на связь процессов диссоциации СО2 и образования К0х. Причем диссоциация диоксида углерода происходит независимо от присутствия азота в горючей смеси. Для протекания этого процесса требуется высокая температура горения.
Для образования оксидов азота кроме высокой температуры требуется присутствие молекул кислорода. Очевидно, что, чем активнее будут молекулы (атомы) кислорода, тем интенсивнее будет процесс образования NOx. Отсюда логично вытекает, что атомарный кислород, выделяющийся при диссоциации СО2, будет активно реагировать с молекулами азота с образованием NOx. Следовательно, процесс диссоциации СО2 способствует образованию оксидов азота. Тогда однозначно прослеживается связь между повышением максимальной температуры сгорания в цилиндре, увеличением степени диссоциации СО2 и повышением содержания NOx в ОГ ДВС.
Как показывают расчетные данные, приведенные на рис. 7, учет степени диссоциации СО2 позволяет точнее определять температуру сгорания, что особенно важно с точки зрения образования оксидов азота. При температуре горения выше 2200 К образование NOx резко увеличивается, а уже при температуре 2400 К концентрация NOx достигает уровня 5000 ppm. Поэтому для обеспечения малотоксичного рабочего цикла HCCI двигателя очень важно ограничивать максимальную температуру сгорания на уровне 2150−2200 К. Таким образом, моделирование процесса диссоциации СО2, образующегося при сгорании топлива, с учетом затрат энергии на этот процесс позволяет точнее определять максимальную температуру сгорания в цилиндре и контролировать ее на уровне 2150−2200 К, исключающем образование NOx. Для такого моделирования на кафедре «Двигатели внутреннего сгорания» ЮУрГУ разработана программа расчета рабочего цикла с воспламенением от сжатия, которая включает в себя модель процесса горения топлива, модель процесса диссоциации СО2 и уточненную методику расчета параметров рабочего тела переменной массы в цилиндре при нестационарном тепло- и массообмене в течение всего цикла [9]. Результаты расчета рабочего цикла по разработанной программе могут быть использованы как для двигателей с самовоспламенением от сжатия гомогенного заряда (HCCI-двигателях), так и в дизелях.
Расчетные исследования выполнены применительно к перспективному HCCI-двигателю, конвертированному из дизеля 4Ч13/15 ООО «ЧТЗ-Уралтрак», который должен отвечать экологическим требованиям Евро-4 и Tier-4. В качестве топлива использовалось экологически чистое смесевое топливо, состоящее из ди-
метилового эфира (ДМЭ) и природного газа (ДМЭ) с массовой долей ДМЭ фдмэ = 0,27.
Для оценки влияния степени рециркуляции ОГ в #СС/-двигателе на показатели его рабочего цикла исследована зависимость этих показателей от коэффициента остаточных газов уост. Следует отметить, что этот коэффициент оказывает сравнительно небольшое, но практически одностороннее влияние на процессы воспламенения и сгорания [10]. При его увеличении от 0 до 0,3 суммарный коэффициент избытка воздуха смеси топлив асм линейно снижается примерно на 29%, а угол максимальной
скорости сгорания перемещается на линию расширения вплоть до полного прекращения воспламенения (рис. 8, а). Одновременно основные параметры рабочего цикла ухудшаются, кроме максимальной скорости нарастания давления в цилиндре, которая заметно снижается. Уменьшение температуры в начале сжатия при увеличении коэффициента остаточных газов до 0,3 для оптимизации сгорания позволяет снизить отрицательное влияние повышенного содержания ОГ в свежем заряде (рис. 8, б). Ухудшение индикаторных показателей в этом случае составляет около 2,9%.
О 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3
Уост---------
а
^ max
МПа
10
Pm ax 9
8 МПа i
6
IV/I max 4
4 МПа/град, п.к. в
2
Wcr max
град. П К.В. '-A 0,47
390
0. 46
380
0,45
370
raon,
360 К
370
350
360
350
340
P max

T max

Wp max

Pi
4,
Z,


Гаопт


CM
max
к
2100
2000
0. 62 Р, МПа
0,61
0,60
190
180 170 2,2 '- 1.8 1. 4
г/(кВт-ч)
0 0,05 0.1 0,15 0,2 0. 25 0. 3
^ост
б
Рис. 8. Влияние коэффициента остаточных газов уост на состав рабочего тела, показатели процесса сгорания (а) и на индикаторные показатели рабочего цикла при оптимальной температуре в начале сжатия (б):
1 — Та = 350 К- 2 — Та = 360 К- 3 — Та = 370 К- 4 — граница стабильного воспламенения
Результаты исследования влияния на процесс сгорания температуры стенок цилиндра Tw, проведенные в работе [5], показывают, что для получения приемлемых индикаторных показателей HCCI-двигателя при рециркуляции ОГ необходимо повышение температуры стенок цилиндра в сочетании с пониженными температурами в начале сжатия. Это комплексное воздействие на рабочий цикл HCC/-двигателя оказывает стабилизирующее влияние на процессы воспламенения и сгорания.
Работа проводилась при финансовой поддержке Министерства образования и науки Российской Федерации.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Марков, В. А. Токсичность отработавших газов дизелей / В. А. Марков, Р. М. Баширов, И. И. Габитов. — М.: Изд-во МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2002. — 376 с.
2. Yao M., Chen Z., Zheng Z. et al. Effect of EGR on HCCI Combustion Fuelled with Dimethyl Ether (DME) and Methanol Dual-Fuels // SAE Technical Paper Series. 2005. -№ 2005−01−3730. P. 1−8.
3. Zheng Z., Yao M., Chen Z. et al. Experimental Study on HCCI Combustion of Dimethyl Ether (DME) / Methanol Dual-Fuel // SAE Technical Paper Series. 2004. № 2004−12 993. P. 1−9.
4. Flowers D., Aceves S., Smith R. et al. HCCI in a CRF Engine: Experiments and Detailed Kinetic Modeling // SAE Technical Paper Series. 2000. № 2000−01−0328. P. 1−13.
5. Камалтдинов, В. Г. Влияние температуры огневой поверхности цилиндра на процесс сгорания и показатели рабочего цикла HCCI двигателя / В. Г. Камалтдинов, В. А. Марков // Грузовик. — 2010. — № 12. — С. 38−47.
6. Pahl. Beitraage zur Erforschung des Zundproblenmes flussiger Brennstoffe. Munchen. 1927.
7. Основы практической теории горения: учеб. пособие / под ред. В. В. Померанцева. — Л.: Энергия, 1973. 263с.
8. Краткий справочник физико-химических величин / под ред. А. А. Равделя и А. М. Пономаревой. — Л.: Химия, 1983. — 232 с.
9. Камалтдинов, В. Г. Методика расчета процесса сгорания в двигателях с воспламенением от сжатия при нестационарном тепло- и массообмене / В. Г. Камалтдинов, Г. Д. Драгунов, В. А. Марков // Сборник научных трудов Международной конференции Двигатель-2010, посвященной 180-летию МГТУ им. Н. Э. Баумана. — М.: МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2010. — С. 226−230.
10. Камалтдинов, В. Г. Влияние рециркуляции отработавших газов на процесс сгорания и показатели рабочего цикла НСС1-двигателя / В. Г. Камалтдинов, В. А. Марков, С. С. Никифоров // Вестник Южно-Уральского государственного университета: Машиностроение. — 2011. -№ 11. — С. 50−55.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой