CC BY
64
УДК 621.43.068.4
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЭНЕРГИИ ПЕРЕПАДА ДАВЛЕНИЯ ГАЗА НА ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ФОРСУНКАХ ДЛЯ УЛУЧШЕНИЯ НАПОЛНЕНИЯ ЦИЛИНДРОВ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ С ВОСПЛАМЕНЕНИЕМ ОТ ИСКРЫ
© 2011 В. А. Шишков
Самарский государственный аэрокосмический университет имени академика С П. Королёва (надионадьный исследовательский университет)
Рассматривается использование энергии перепада давления газового топлива на электромагнитных форсунках для улучшения с помощью эжекции наполнения цилиндров воздушно-тогаивной смесью (выбора места впрыска, его направления и величины перепада давления газа на форсунках). Для оптимизации разработан алгоритм расчёта эжектора. Проведён оценочный растет его работоспособности и дано сравнение с экспериментальными данными.
Электромагнитные газовые форсунки, двигатель внутреннего сгорания, топливовоздушная смесь, коэффициент стехиометрии, газовое топливо, компримированный природный газ.
Как известно, двигатели внутреннего сгорания ОТ^С), работящие на газовом топливе, например, компримированном природном газе (Ю1Г), имеют потери мощности и крутящего момента на уровне 20-28%. Это связано с ухудшением наполнения цилиндров воздухом по объективной причине -объёмный коэффициент стехиометрии для метана и воздуха составляет 9,53. Это говорит о том, что почти 10% объёма занимает газовое топливо и 90% объёма - воздух, поступающий в цилиндр двигателя внутреннего сгорания. Соответственно по сравнению с двигателем, работящим на бензине, минимальные потери мощности и крутящего момента, которые можно получить, находятся на уровне 10%. Поэтому возникает важная задача: минимальными средствами (без использования компрессора для наддува цилиндров с турбо- или элек^юприводом) добиться повышения мощности и крутящего момента двигателя, работящего на газе.
Результаты испытаний автомобилей, работающих на КПГ [1, 2], показали значительное повышение эффективной мощности и крутящего момента (на 2-10% в зависимости от частоты вращения коленчатого вала двигателя) при перепаде давления на форсунках 300 кПа и установке штуцеров впуска газового топлива по потоку воздуха во впускном коллекторе двигателя. Для теоретичес-
кого обоснования данного факта была разработана модель расчёта и выбора оптимальных характеристик форсунок для впрыска газового топлива во впускную систему двигателя внутреннего сгорания в момент открытого впускного клапана камеры сгорания. На рис.1 представлена расчётная схема впрыска газа при впуске смеси в цилиндр.
Расчёт эжектора для заданной геометрии и степени эжекции при различных величинах перепада давления на газовых форсунках
1. Определение скорости движения поршня в процессе всасывания воздушнотопливной смеси в зависимости от частоты вращения коленчатого вала. Получение серии кривых скоростей в зависимости от угла положения и частоты вращения коленчатого вала двигателя.
Скорость движения поршня:
W = Rm<o (sin а + 0,5 5sin 2а),
где Яш - радиус вращения оси шейки шатуна по отношению к оси коленчатого вала двигателя или половина хода поршня, м; а -угол положения коленчатого вала двигателя, начиная с верхней мёртвой точки фМТ), ^ад; со - угловая скорость коленчатого вала, рад/с; 5 - отношение радиуса кривошипа к длине шатуна (принимается для приближённого расчёта 0,3).
<-----------►
Р„
Рис. 1. Расчётная схема впрыска газа при впуске смеси в цилиндр:
Рф - давление за клапанам газовой форсунки; Р - давление газа на выходе из трубки подачи газа во впускную трубу ДВС; Рн - давление воздуха во впускной трубе двигателя; Рс - давление топливной смеси во впускном трубопроводе за эжектором; Р - давление в камере сгорания в процессе всасывания топливной смеси; Ьш - длина трубки от сопла газовой форсунки до входа во впускной трубопровод ДВС, например 200 мм; d - внутренний диаметр газовой трубки перед входам во впускной трубопровод ДВС, например 4 мм; D - внутренний диаметр впускного воздушного трубопровода, например 50 мм
2. Построение серии кривых расхода газовой воздушно-топливной смеси в зависимости от частоты вращения и положения коленчатого вала двигателя (или величины подъема впускного клапана) с учётом коэффициента сопротивления движению на впускном клапане (как дросселирующая шайба) и поворота потока воздуха при его движении из впускного трубопровода в цилиндр ДВС, а также положения дроссельной заслонки.
Принимаем мгновенную линейную вертикальную скорость движения воздушнотопливной смеси, поступающей в цилиндр, равной ^4^ даижения поршня.
Коэффициент^ = 1 - (со^ а)/10 показывает запаздывание нарастания скорости воздушно-топливной смеси от скорости движения поршня на участке от ВМТ до 90° после ВМТ и зависит от проходного сечения впускного клапана и количества впускных клапанов.
Максимальное количество воздушнотопливной смеси, посушившей в цилиндр.
зависит от объёма цилиндра и коэффициента наполнения, который, в свою очередь, зависит от частоты вращения коленчатого вала двигателя и многих других параметров.
Вся интегральная составляющая массы, поступившей воздушно-топливной смеси в цилиндр в процессе всасывания (по времени или по углу положения коленчатого вала двигателя), распределяется примерно по закону синуса, начиная с ВМТ.
Масса воздушно-топливной смеси, поступившей в цилиндр:
M=Vkp ,
• те с
где V- объём цилиндра, м3; к- коэффициент наполнения цилиндра в зависимости от частоты вращения коленчатого вала двигателя; ртес - плотность воздушно-топливной смеси, кг/м3.
Поэтому мгновенный расход воздушнотопливной газовой смеси по времени будет равен:
dG = (dM / Л) sin а (1 - (т? а)/10)
или по углу положения коленчатого вала, начиная с ВМТ:
dGg = (dM / da) sin a (1 - (cos a)/10).
По расходу воздушно-топливной смеси определяется её мгновенная скорость движения в сечении впускного клапана W :
dW = dG / (^ р F ),
к в • твс к
где F - площадь проходного сечения впускного клапана, м2; ju - коэффициент расхода (дм шайб обычно равен 0,6-0,7).
Вычисляем потери полного давления на впускном клапане:
АР = P -P =Ер (dW)2/2,
к с к ~ * твс к к7 ’
где В, - коэффициент сопротивления для шайб.
3. Определение серости движения воздуха во впускном трубопроводе (в сечении подвода газового топлива) в зависимости от положения коленчатого вала двигателя и его частоты вращения.
По расходу воздушно-топливной смеси определяется её мгновенная скорость движения в сечении впускного трубопровода перед впускным клапаном W :
dW = dG / (p F ),
втк в твс втк'
где FgmK - площадь сечения впускного трубопровода перед впускным клапаном.
Вычисляем потери полного давления во впускном трубопроводе от места впрыска газового топлива до впускного клапана:
АР = P - P = Х (L/d )р W2 /2,
с ср с v э7 ~твс втк ’
где X - коэффициент гидравлического трения по формуле Альтшуля при Re<500 dJA равен:
X = 0,11 (68/Re + Шэ )1/4,
где А - шероховатость поверхности впускного трубопроводами; L - расстояние от места впрыска газового топлива до впускного клапана, мм; d - эквивалентный диаметр впускного трубопроводами; P - давление смеси в сечении впрыска газа, кПа; Pc - дав -ление смеси перед впускным клапаном, кПа;
Яе - среднее число Рейнольдса во впускной трубопроводе от иеста впрыска топливного газа до впускного клапана.
4. Определение скорости движения газового топлива на входе во впускной воздушный трубопровод ДВС.
При перепаде давления на клапане газовой форсунки выше критического значения в её иинимальном сечении реализуется скорость звука при заданном давлении и температуре газового топлива Ж = а .
При течении топливного газа в гибком трубопроводе возникает гидравлическое сопротивление АРг, в результате чего скорость газа снижается при входе в воздушный впускной коллектор.
АР = Рл-Р = Х (Ь/Л )р о2 /2,
г ф р ш 4 ш шэ' * твс зв ’
где Хш - коэффициент гидравлического трения по формуле Альтшуля, который при Яе < 500Л М равен:
г шэ ~
X =0,11 (68/Яе + А/Л )1/4 ,
ш к г шэ' ’
где А - шероховатость поверхности топливных шлангов, им; Ьш - расстояние от места клапана газовой форсунки до места входа газового топлива во впускной воздушный коллекторам; Лшэ - эквивалентный диаметр шланга для газового топлива, мм; Р^ - дав -ление газового топлива на выходе из клапана газовой форсунки, кПа, в первом приближении для сверхкритического истечения газа принимаем равным давлению перед клапаном форсунки, для докритического истечения находим по [4]; Р - давление газового топлива при его входе в воздушный впускной коллектор, кПа; Яег - среднее число Рейнольдса в шланге от клапана газовой форсунки до места его выхода во впускной воздушный коллектор.
Определяем давление: Рр= Рф - АРг.
Определяем скорость топливного газа на входе в впускной воздушный коллектор для докритического истечения:
Ж 40-2/р.)ЬР,.
где АРр = Рр -Рн - перепад давления топливного газа при его входе в впускной воздушный коллектор, кПа.
5. Определение по [3, 4] эффективности (серии кривых) эжектора газового топлива (при различных перепадах давления газового топлива на форсунке) для различных режимов работы ДВС, то есть зависимость от частоты вращения коленчатого вала двигателя и его положения.
Определяем достижимую степень сжатия по [3] при заданном коэффициенте ин-жекции и =9,53:
(Р/Р ) 2 = С/ дГ3,
4 с н7 пр2 1С3^
где дсз = д(АС3) - газодинамическая функция смеси газового топлива с воздухом перед входом во впускной клапан камеры сгорания при коэффициенте скорости АС3;
с = (1+ и,/©)/ Р / (Р, д,) + и),
где &=Тн /Т = а2н / (РрТ, ан - температура, К, и местам скорость звука, м/с, соответственно воздушного потока перед смешением его с газовым топливом; ар - темпера-
тура, К, и местам скорость звука, м/с, соответственно газового топлива перед его смешением с воздушным потоком; дрэ = д(Хр) -газодинамическая функция на выходе газа во впускную трубу двигателя при коэффициенте скорости А .
Г рэ
Величина (Р/Р„) определяется из соотношения (1) по [3]:
Рс/Р = (Мр,+ ^3 а + и-!& (к2 АЯ2+
+ <р3 Ь) - (1+^Т© ) ЯС3) / (<Р3ПС3 (а +
+ иТ© с)), (1)
где а = ПРЛПКР к %);Ь =п«2/(пщ,к V»;
с = 1/ к 2);
ПРН = %„2 = И П„2 =
дн2 = д(Ан2) - газодинамические функции для
газа и воздуха соответственно перед их смешением, Л^= 0,52828, показатель адиабаты принимается равным в первом приближении
к1 = к2 = к =1,4;
(р3 = <р(Ас3)=1/( Ас3)2+21п(Ас3) - функция влияния трения при смешении газа с воздухом; П 3 - газодинамические функции для смеси газа и воздуха перед впускным клапаном камеры сгорания.
Принимая предварительно искомое значение (Р /Р )’=(P /Р ) 2, находим газоди-
С W СИ
намическую функцию я„2 по вьфажению из
[3]: "
я,2 = (U.M )/((Р/Р, )(1+
+ VJ& )/ Ясз -П„ / Я„).
Определяем коэффициент скорости Ан2 любым численным методом, при этом должно быть выполнено условие Ая2< 1 из выражения, которое получено из газодинамической функции я(А) - относительной массовой скорости, то есть отношение массовой скорости pW адиабатно движущегося потока в данном сечении к массовой скорости р^азе этого потока в критическом сечении.
А2 k+1 -X2 А 2 k-1 + (2/(k +
н2 max «2 v 4
+1))А2 о 2 k-1= о,
max н2 ’
где Хтах=Ж/азе =у1 0к +1)/0к-1) - приведённый коэффициент скорости (отношение скорости газа при адиабатном течении к критической скорости звука).
02 = А22/А2 =А22 (к-1)/(к+1).
н2 н2 тах н2 4 4
По Аи2 определяем функциюПн2по выражению Пн2 = (1 - А2я2 (к-1 )/(к+1))к/(к-1).
Уточняем значение Р /Р по соотноше-
с н
НИЮ (1). ЕСЛИ (Рс/Рн) > (Рс/Р„)„р2, ТО ПРИНИмаем (Рс/Р„)= (Рс/Р„)„Р2. " Щ’
В противном случае задаются новым значением (Рс/Рн)’ = (Рс/Р„)и повторяют расчёт до тех пор, пока не будет достигнуто:
(РС/РИ)’ - (Рс/Р) < 10 3.
По полученным значениям (Рс/Рн)’ строятся характеристики в зависимости от угла положения и частоты вращения коленчатого вала двигателя, то есть от режима работы двигателя и перепада давления на газовой форсунке.
6. Вычисление интегрального значения эффективности эжектора (Р/Р')’ по углу положения коленчатого вала двигателя на нескольких выбранных частотах вращения коленчатого вала двигателя (от оборотов холостого хода до максимальных оборотов).
220
(р/р.)_, = .(Л 'Г. )• d«.
0
где а - угол положения коленчатого вала двигателя по отношению к верхней мёртвой точке поршня, град; 220 - примерная величина угла по положению коленчатого вала открытия впускного клапана камеры сгорания, град.
7. Оценка влияния эффективности эжектора на наполнение цилиндров воздушно-топливной смесью.
Массовое цикловое наполнение цилиндра воздушно-топливной смесью:
G = J Gtdt,
где Gt - мгновенный расход воздушно-топливной смеси через впускной клапан, кг/с; t - время начала открытия впускного
откр.вп.кл г г j
клапана (или угол положения коленчатого вала двигателя относительно верхней мёртвой точки в момент начала открытия впускного клапана), с или град.; t - время
^ ’ закр.вп.кл ~
начала закрытия впускного клапана (или угол положения коленчатого вала двигателя относительно верхней мёртвой точки в момент начала закрытия впускного клапана), с или град.
Мгновенный расход воздушно-топливной смеси через впускной клапан:
G= р W F.
t * твс к к
Оценка влияния эффективности эжектора на наполнение цилиндров воздушнотопливной смесью определяется разностью циклового наполнения при инжекции воздуха газовым топливом и циклового наполнения без инжекции воздуха с помощью газового топлива, выраженное в процентах:
AG = 100(G - G )/G .
ц 4 цэ ц' цэ
Величина AG определяется в зависи-мосги от частоты вращения коленчатого вала двигателя, а также в зависимости от перепада давления газового топлива на клапанах газовых форсунок, температуры газового
топлива (р^нм скорость звука), диаметра эжектора или скорости газового топлива перед входом в воздушный поток во впускной трубопровод, а также от диаметра впускного коллектора и других геометрических и физических факторов.
8 . Оценга вдиянм повышения наполнения цилиндров воздухом за счёт газового топливного эжектора на крутящий момент и мощность двигателя по внешне-скоростной характеристике в зависимости от частоты вращения коленчатого вала двигателя.
По полученной из предыдущего пункта серии кривых изменения циклового наполнения цилиндров топливной смесью АОц оценивается изменение мощности и крутящего момента, так как его изменение прямо пропорционально вышеназванным величинам, выраженным в процентах:
АМ , %~ 4 О ;
кр’ ч ’
М, %~ АО .
е’ ц
9. Оценка погрешности выполнения расчётов по вышеприведённой методике.
Погрешность выполнения расчетов складывается из погрешности задания расчётных параметров, погрешности выполнения вычислений, погрешности измерения параметров и погрешности управления параметрами.
К параметрам, заданным в расчёте, относятся:
- тригонометрические функции по углу положения коленчатого вала двигателя (точность задания можно выбирать, например,
0,2 %);
- погрешность определения хода поршня (свдадывается из погрешности размерной цепи изготовления конкретных деталей: шейки коленчатого вала двигателя; зазора между шейкой шатуна и коленчатым валом; погрешности изготовления длины шатуна; зазора между пальцем и шатуном; высоты поршня и т.д.) можно принять, например,
0,1 %;
- погрешности изготовления объема камеры сгорания, например, 0,4 %;
- погрешности определения длины впускного канала, например, 0,6 %;
- погрешности диаметра и высоты подъёма впускного клапана, например, 0,2 %.
Погрешность выполнения расчетов определяется:
чисел (оданарной или двойной точности), н^фимер, дта оданарной точности 0,01 %;
- погрешностью результатов, полученных по физическим и эмпирическим зависимостям (число Рейнольдса - Яе; плотности газа и воздуха; газодинамических функций и т.д.), например, 4 %;
- заданной степенью точности расчётов (Р/Рн) в цикле, например, 0,1 %.
Погрешность измерения параметров складывается из погрешностей измерения:
- температуры и давления для вычисления плотности воздушно-топливной смеси, газового топлива и воздуха на впуске, например, дм температуры 2 %^ ^^ давления 3 %, соответственно погрешность определения плотности составит 1,5 %;
- массового расхода воздуха на входе в двигатель (для линейной области расходов воздуха от холостого хода до максимального режима для датчика допуск составляет ±3 %);
- частоты вращения коленчатого вала двигателя (по датчику положения коленчатого вала погрешность составляет половину ширины зуба. Например, при количестве зубьев 64+1 пропуск зуба соответствует 2,76923° по углу положения коленчатого вала или 0,7692 %).
Погрешность управления параметрами включает:
- погрешность дозирования газового топлива электромагнитными форсунками (обычно допуск по линейному диапазону расходной характеристики газовой форсунки составляет ±2 %);
- погрешности подачи воздуха через регулятор холостого хода, например, 3 %.
С учётом того, что погрешности складываются по среднеквадратичному закону, суммарная погрешность определения изменения наполнения цилиндров воздушно-топливной смесью и изменения мощности и крутящего момента будет равна корню квадратному из суммы квадратов всех вышеназ-
ванных погрешностей. В данном примере она составляет 6,439 %, что говорит о достаточности принятых допущений.
Результаты полученных расчётов
Для определения максимальной эффективности эжектора в расчёте принимались следующие условия: звуковое сопло эжекти-рующего газа при перепаде давления газа на форсунке от 300 до 700 кПа (г^одинамичес-кая функция #(А ) = 1) и дозвуковое сопло при перепаде давления газа на форсунке 100 кПа, при этом газодинамическая функция #(Арэ) = 0,6;Т=Тр+10°С, податели адиабаты для воздуха и газа в первом приближении одинаковы и равны 1,4, теплоёмкости для воздуха, газа и та смеси одинаковы.
Например, максимальные значения Р/Р при частоте вращения коленчатого вала для получения максимальной мощности при степени эжекции 9,53 и при перепаде газового топлива на форсунках от 100 кПа до 300 кПа и далее до 700 кПа составляют соответственно от 1,015 до 1,0754 и далее до 1,0891. Увеличение перепада давления на газовой форсунке с 2^й1а (для эжекторных газовых систем первого поколения) до 100 кПа и далее до 300 кПа (для впрысковых газовых систем четвёртого поколения) приводит к увеличению давления топливовоздушной смеси в цилиндре соответственно на
1,5 % и 7,54 %. На эту величину улучшается наполнение цилиндров воздушно-топливной смесью и при этом возрастают мощность и крутящий момент по сравнению с вариантом, где не используется энергия давления газа для инжекции воздуха в цилиндр двигателя. Дальнейшее повышение перепада давления газа на форсунке с 300 кПа до 700 кПа увеличивает давление воздушно-топливной смеси всего на 1,41 %, то есть эффективность эжекции воздуха газом не приводит к существенному улучшению наполнения цилиндров воздушно-топливной смесью.
Наиболее оптимальный перепад давления газа на электромагнитной форсунке с точки зрения получения максимальной мощности двигателя и полной выработки газа из баллона находится в диапазоне 250-400 кПа. Низкий перепад давления газа на форсунке (ниже критического значения) незначитель-
но улучшает наполнение цилиндров воздушно-топливной смесью, при этом увеличение эффективной мощности и крутящего момента двигателя также незначительно (около
1,5 %, что соизмеримо с точностью измерений этих параметров). Высокий перепад давления газа на форсунке снижает выработку газового топлива из баллона из-за необходимости поддержания давления за редуктором (нжример, при давлении 700 кПа при минимально возможном коэффициенте редукции 3 деление на входе в редуктор должно быть не менее 2100 кПа, что соответствует примерно 10% массы КПГ в баллоне). Кроме этого, повышаются требования по прочности и герметичности к газовым форсункам, трубопроводам и их соединениям.
Сравнивая экспериментальные результаты повышения максимальных мощности и крутящего момента на 2-10% во всём диапазоне частоты вращения коленчатого вала двигателя и на 7 % при п = 5600 мин-1 по [1,2] (при этом перепад давления газа на форсунках для эжекции воздуха в цилиндры двигателя составлял 300 кПа) с максимально возможным значением повышения наполнения цилиндров воздушно-топтавной смесью, которое по расчётам для п = 5600 мин4 составляет 7,54 %, можно сказать о хорошем совпадении эксперимента и вышеописанной теоретической модели расчёта.
Выводы
1. Для повышена эффективности наполнения цилиндров воздухом с помощью эффекта эжекции для ДВС с воспламенением от искры необходимо впрыск газового топлива осуществлять с помощью газовой форсунки по направлению движения воздушного потока при сверхкритическом перепаде давления газа на её клапане.
2. Для увеличения скорости выхода газового топлива во впускной воздушный коллектор до местной скорости звука необходимо уменьшать расстояние Ь от сопла газовой форсунки до места его впрыска, а также штуцер впрыска газа выполнять в виде сопла Лаваля для разгона потока газа до скорости звука при входе его в воздушный поток.
3. Увеличение эффективности наполнения цилиндров воздушно-топливной смесью приводит к повышению мощности и крутящего момента двигателя при увеличении перепада давления газового топлива на клапане электромагнитной газовой форсунки до критического значения. Дальнейшее увеличение перепада давления на клапане газовой форсунки выше критического значения приводит к несущественному увеличению эффективности наполнения цилиндров воздухом, снижает выработку газового топлива из баллона и повышает требования к элементам топливной газовой системы.
Библиографический список
1. Шишков, В. А. Особенности алгоритма электронного управления ДВС при минимизации потерь мощности и крутящего момента при работе на сжатом природном газе [Текст]ЛЗ. А. Шишков//Сб. матер. междунар. НТК, 17-19 ноября 2005 г., НГТУ, Нижний Новгород. - С. 211-213.
2. Шишков, В. А. Минимизация потерь мощности и крутящего момента двигателя с электронной системой управления при работе на сжатом природном газе [Текст]Л}. А. Шишков// Сб. матер. междунар. НТК, 17-19 ноября 2005 г., ШГУ, Нижний Новгород. -С. 214-216.
3. Новый справочник химика и технолога. Процессы и шпараты химических технологий [Текст]: 4.I // АНО НПО Шрофес-сионал». - СПб., 2004. - 848 с.
4. Абрамович, Г. Н. Прикладная газовая динамика [Текст]Л". Н. Абрамович. - 3-е изд., перераб. - М.: Наука, 1969. - 824 с.
References
1. Shishkov, V. A. Peculiarities ofthe algorithm of electronic control of internal combustion engines with minimized power and torque losses in case of using compressed natural gas [Text] / V. A. Shishkov // Collection of papers, international science-and-engineering conference / Nizhny Novgorod State Technical University. -Nizhny Novgorod, 2005. - PP. 211-213.
2. Shishkov, V. A. Minimization of power and torque losses of the engine with an electronic control system using compressed natural gas [Text] / V. A. Shishkov // Collection of papers,
international science-and-engineering conference / Nizhny Novgorod State Technical University. -NizhnyNovgorod, 2005. - PP. 214-216.
3. New reference book of chemist and process engineer. Processes and equipment of
chemical technologies [Text]: Part 1. - Saint-Petersburg: "Professional", 2004. - 848 p.
4. Abramovich, G. N. Applied gas dynamics [Text] / G. N. Abramovich. - Moscow: Nauka, 1969. - 824 p.
USING THE ENERGY OF GAS DIFFERENTIAL PRESSURE IN ELECTROMAGNETIC INJECTORS FOR IMPROVED BREATHING OF SPARK-IGNITION INTERNAL COMBUSTION ENGINE CYLINDERS
© 2011 V. A. Shishkov
Samara StateAerospace University named after academician S. P. Korolyov (National Research University)
Using the energy of gas fuel differential pressure in electromagnetic injectors for improved breathing of fuel-air mixture in cylinders by ejection depends on the choice of the place of injection, its direction and gas differential pressure in the injectors. A calculation algorithm is developed on the basis of an elementary scheme for the optimization of these parameters. Its efficiency is estimated, and the results are compared with the experimental data.
Electromagnetic gas injectors, internal combustion engine, fuel-air mixture, stoichiometry coefficient, gas fuel, compressed natural gas.
Информация об авторе Шишков Владимир Александрович, кандидат технических наук, доцент кафедры машиностроения Самарского государственного аэрокосмического университета имени С. П. Королёва (национадьного исследовательского университета); начальник технического отдела ООО «Рекар». E-mail: Vladimir-Shishkov@yandex.ru. Область научных интересов: системы управления ДВС на альтернативных видах топлива.
Shishkov VladimirAleksandrovich, candidate of technical science, associate professor of the department of mashinostroenie, Samara StateAerospace University named after academician S. P. Korolyov (National Research University), Vladimir-Shishkov@yandex.ru. Areaof research: internal combustion engine control systems using alternative kinds of fuel.
