CC BY
9Алгоритм получения закономерностей сгорания альтернативных топлив путем обработки индикаторных диаграмм поршневых ДВС
С.В. Гусаков,
профессор, заведующий кафедрой РУДН, д.т.н.
Подробно рассмотрен алгоритм обработки индикаторных диаграмм поршневых ДВС и дана ссылка на разработанную автором компьютерную программу с открытыми кодами в соответствии с принципом свободного программного обеспечения. Особое внимание уделено возможности исследования сгорания альтернативных видов топлива различного элементарного состава.
Ключевые слова: двигатель внутреннего сгорания, индикаторная диаграмма, альтернативное топливо, закономерности сгорания, полезная работа, внутренняя энергия, тепловые потери, алгоритм, компьютерная программа, программа с открытыми кодами.
Algorithm to obtain the laws of combustion of alternative fuels, by treating the indicator diagrams of internal combustion piston engines
S.V. Gusakov
Discussed in detail the algorithm processing the indicator diagrams of piston engines and reference is made to the author developed a computer program with open source software, in accordance with the principle of free software. Particular attention paid to the possibility of investigating the combustion of alternative fuels of various elemental compositions.
Keywords: internal combustion engine, the indicator diagram, an alternative fuel combustion patterns, useful work, internal energy, heat loss, algorithm, computer software, program open source.
Индицирование поршневых двигателей внутреннего сгорания (ДВС) остается одним из самых информативных методов экспериментального исследования внутри-цилиндровых тепловых процессов [1]. Сами индикаторные диаграммы дают ценную информацию об особенностях организации рабочего процесса двигателя, а обработанные с целью получения функции тепловыделения они становятся источником уникальных данных об инициализации и протекании процесса сгорания топлива в цилиндре ДВС. Получаемые в результате обработки диаграмм закономерности выгорания топлива имеют особое значение при исследовании сгорания нетрадиционных или альтернативных топлив, для которых пока нет достаточного объема накопленных теоретических знаний и практического опыта их применения в ДВС.
Регистрация с высокой точностью текущего давления в цилиндре при использовании современного исследовательского оборудования не представляет принципиальных трудностей, за исключением установки датчика давления в головке двигателя. Несмотря на малые размеры датчиков давления определение подходящего месторасположения канала, удовлетворяющего условиям минимальных паразитных объемов и удобства доступа к датчику, в 4-клапанной головке цилиндров малогабаритного автомобильного двигателя является далеко не простой задачей. Малые размеры характерны для датчиков фирмы Kistler (Англия) модели 6351Л1 [2], фирмы AVL (Австрия) модели GH14D [3] - вплоть до размера установочной резьбы М5, а также для датчиков AVL GH13P - диаметр 4,3 мм.
Оборудование для индицирования может быть специализированным (например, комплекс AVL Indimaster 671) и скомплектованным из универсальных элементов: пье-зокварцевого датчика давления AVL, Kistler и др.; усилителя заряда Kistler Type 5011B Charge Amplifier или РШ2731Э производства ЗАО «Руднев-Шиляев» (Россия) [4]; аналого-во-цифровых преобразователей (АЦП), например, платы для установки в компьютер ЛА-2М5РС1; персонального компьютера для накопления и последующей обработки экспериментальных данных.
К преимуществам универсального АЦП, кроме более низкой стоимости, относится возможность модернизации алгоритмов и программ обработки экспериментальных данных, что, как правило, исключается при использовании специализированного оборудования. Это особенно важно при исследовании сгорания нетрадиционных топлив, теплофизические характеристики которых могут существенно отличаться от соответствующих показателей традиционных моторных топлив. Если экспериментатор самостоятельно разрабатывает программу для обработки индикаторных диаграмм с целью определения функции тепловыделения, то он может воспользоваться рассмотренным в этой статье базовым алгоритмом.
Предполагается, что в распоряжении исследователя имеются полученные экспериментально массивы
чные разработки и исследования
значений текущего давления в цилиндре р. (МПа) и соответствующих углов поворота коленчатого вала ф. (°ПКВ), а также ряд конструктивных и режимных параметров двигателя. Как показали исследования, на результаты обработки в большой степени влияет точность определения верхней мертвой точки (ВМТ) положения коленчатого вала и привязки к ней давления [5]. Так, погрешность определения ВМТ в 1 °ПКВ приводит к 10%-й погрешности определения среднего индикаторного давления и 25%-й погрешности расчетной оценки тепловыделения на такте расширения [6].
Проверку точности положения ВМТ и требуемую корректировку можно сделать, опираясь на достоверные данные о механических потерях двигателя, развиваемом им крутящем моменте или использовать другие методы, например [7].
Равномерность шага регистрации текущего давления р. по углу ПКВ принципиального значения не имеет. Важно, чтобы в период активного тепловыделения угол ПКВ между замерами Дф = ф. - ф;-1 был достаточно мал (желательно, менее 1°ПКВ). Отличные параметры имеет оптоэлектрон-ный угловой отметчик модели AVL 364С с разрешением 0,1° ПКВ.
В основу расчета тепловыделения на тактах сжатия и рабочего хода положено уравнение сохранения энергии в цилиндре в дифференциальной форме относительно угла поворота коленчатого вала. Для численной обработки экспериментальных данных уравнение записано через конечные разности
А(2 _ АЬ | АТ^ | АЦ | к Атош ^
Аф Аф Дф Аф т Аф ' где ДО - количество теплоты, выделившейся в камере сгорания при выгорании доли топлива Дх на расчетном шаге Дф, кДж; - изменение полезной работы на расчетном шаге, кДж; Д^ - тепловые потери от рабочего тела в стенки камеры сгорания, кДж; Ди - изменение внутренней энергии рабочего тела на расчетном шаге, кДж; ^ - удельная энтальпия рабочего тела, кДж/кг; ДтоМ - утечки рабочего тела через поршневые кольца на расчетном шаге, кг.
За исключением особых случаев, потери рабочего тела через поршневые кольца незначительны, и утечками в формуле можно пренебречь. В силу малости шага расчета Дф принимаем допущение о постоянстве усредненных параметров на расчетном шаге.
В конечных разностях на /-м расчетном шаге вычисляем работу газовых сил
ЬЬ, = Р^ = [у(ф.)-У(ф^)].
Значения текущего давления в цилиндре р. берутся непосредственно из индикаторной диаграммы, а значения текущего объема рабочего тела V. вычисляются для заданного угла ф по известным зависимостям для криво-шипно-шатунного механизма (КШМ). За нулевое значение угла ПКВ принята ВМТ конца сжатия, нижняя мертвая
точка (НМТ) начала сжатия соответствует углу -180 °ПКВ, НМТ конца расширения углу 180 °ПКВ.
Текущий объем цилиндра по зависимости для КШМ равен
1 - сое ф+0,5 (1 - сое 2ф)
^ри
где Ос!1 - диаметр цилиндра двигателя, м; - ход поршня от нижней до верхней мертвой точки, м; е - геометрическая степень сжатия в цилиндре; 1гос1 - длина шатуна, м.
При известной полезной работе газовых сил за весь рабочий ход можно вычислить среднее индикаторное давление
где Vh - рабочий объем цилиндра двигателя, м3; 7 - число точек регистрации текущего давления на участке сжатие -расширение (рабочий ход).
После определения условного давления механических потерь рт и вычисления по тормозному моменту среднего эффективного давления ре можно скорректировать положение ВМТ, добившись равенства
Л(Фвмт) = Ре+Рт-
При оценке изменения внутренней энергии рабочее тело рассматривается как идеальный газ, для которого удельная внутренняя энергия является функцией только температуры Т и состава идеального газа и, следовательно, на /-м расчетном шаге она равна к
где т к. - средняя масса к-го компонента рабочего тела на /-м расчетном шаге, кг; Аик{г^=ик{г^-и ^(т^!) - изменение удельной внутренней энергии к-го компонента рабочего тела на /-м расчетном шаге, кДж/кг.
Средняя термодинамическая температура рабочего тела может быть определена через текущее давление в цилиндре р (МПа), объем цилиндра V(м3) и массу т (кг) рабочего тела по уравнению состояния
т Ру тЯ
где К = 8,314 - универсальная газовая постоянная, кДж/(кмоль^К); ц г - условная молекулярная масса рабочего тела (кг/кмоль).
Для газовой смеси условная молекулярная масса вычисляется, как сумма произведений объемных долей гк на молекулярную массу цк компонентов рабочего тела
к к м
к=1 к~\ М Г
где М к - количество к-го компонента рабочего тела, кмоль/кг топлива; М г - удельное количество рабочего тела, кмоль/кг топлива.
Масса рабочего тела т изначально складывается из массы воздуха, поступившего в цилиндр т . , топлива
(цикловая подача) тш и продуктов сгорания от предыдущего цикла т ехЬ , оставшихся в цилиндре естественным путем или принудительно поданных на такте впуска при организации рециркуляции отработавших газов. Эти величины рассчитываются по экспериментальным данным
. Gair .
30 icUn
4 fuel
— ; mexh = {mair + mfuel )rexh '
30 iciln
где ваГг - массовый расход двигателем воздуха, кг/ч; вы - массовый расход двигателем топлива, кг/ч; гехЬ - массовая доля продуктов сгорания в цилиндре перед началом сжатия; / сИ - число цилиндров двигателя; п - частота вращения коленчатого вала двигателя, мин-1.
Для вычисления удельной внутренней энергии компонентов рабочего тела используются следующие аппроксимирующие зависимости [8]
мС02 = 1,54 • 1()Л2 + 0,79071 -14,02;
исо = 9,337 • Ю-512 + 0,74041 - 2,033;
и н 0= 3,096 КГ* 12+1,371 -1,847 ;
ин2 = 7,878 ■ 10^ г2 + 9,845 г + 41,77;
м0г = 8,138 • 10~5 + 0,6958 г -5,553;
и м = 8,052 • 10~5 f2 + 0,7363 í + 2,373,
где t - температура, °С.
Для углеводородного топлива (бензин, керосин и т.п.) внутренняя энергия составит иы = 2,1 t [9]. Состав рабочего тела зависит от типа смесеобразования (внешнее или внутреннее), вида топлива, коэффициента избытка воздуха а и доли выгоревшего топлива х.
Для полного сгорания топлива требуется теоретически необходимое количество воздуха, определяемое через элементарный состав топлива, задаваемый массовыми долями углерода С, водорода Н и кислорода О в топливе С + Н + О = 1.
Массовый состав при известной точной химической формуле топлива С^Н Ог определяется по следующим зависимостям
wHc + У^н + гЦо
-; н =
УЦн
^Ис + УН-н + гНо
0 =
wUc + ^H + ZH-o где ц C = 12, ц H = 1 и ц O = 16 - атомарные массы углерода, водорода и кислорода соответственно, кг/кмоль.
Если топливо - смесь различных углеводородов, и его средний массовый состав определен экспериментально, как это характерно для традиционных моторных топлив (табл. 1), то условные стехиометрические коэффициенты не являются целыми числами. Их можно определить по следующим формулам при w =1:
Цс 1-С-Н н(гц0+у цс) ц0' С • У цн(1-Н) ' Если для альтернативного жидкого топлива известен элементарный состав, то низшая теплота сгорания (кДж/кг) приближенно может быть найдена по эмпирической формуле Д.И. Менделеева
Ни = 34010 С + 125600 Н - 10900 (О - S) - 2512 (9 Н + W), где C, Н, O, S, W - массовые доли углерода, водорода, кислорода, серы и воды в топливе.
Ошибка между теплотой сгорания, полученной экспериментальными методами, и рассчитанной по формуле незначительна (см. табл. 1).
В сложных случаях можно воспользоваться тем, что при сгорании тепловыделение определяется полным термодинамическим дифференциалом, поэтому теплота реакции не зависит от пути, по которому идет процесс горения топлива. Если окисление топлива происходит в несколько стадий, то согласно закону Г.И. Гесса результирующая теплота реакции будет равна сумме теплот (с соответствующим
Таблица 1
Характеристики традиционных и альтернативных моторных топлив
Топливо Химическая Элементарный массовый состав топлива Низшая теплота сгорания, кДж/кг
формула C H O Полученная экспериментально По формуле Менделеева
Бензин СН2,035 0,855 0,145 0 4,40104 4,40-104
Дизельное топливо СН O 1,738 0,0035 0,870 0,126 0,004 4,25104 4,25-104
Метан СН4 0,768 0,240 0 5,03104 5,08-104
Пропан С3Н8 0,818 0,182 0 4,65104 4,66-104
Спирт метиловый С2Н5ОН 0,375 0,125 0,500 2,03104 2,02-104
Спирт этиловый СН3ОН 0,522 0,130 0,348 2,76103 2,74-104
Диметилэфир СН3ОСН3 0,522 0,130 0,348 2,89104 2,74-104
Рапсовое масло (РМ) - 0,77 0,12 0,11 3,73104 3,75-104
Метиловый эфир РМ СН O 1,87 0,102 0,775 0,12 0,105 3,78104 3,76-104
ые разработки и исследования
знаком в зависимости от эндо-или экзотермического характера стадии), выделившихся на каждой стадии процесса.
Можно использовать закон Г.И. Гесса для расчета теплоты реакции, воспользовавшись двумя способами [10]. Первый основан на использовании теплоты образования индивидуальных веществ. При известных стандартной теплоте образования топлива и элементов продуктов сгорания, а также их стехиомет-рических коэффициентах V ! можно вычислить теплоту реакции в стандартных условиях
¡=1 М 1
По традиции энтальпию экзотермических реакций, как
«потерянную» системой энергию, в термодинамике принято записывать со знаком «минус», а если в результате эндотермической реакции система поглощает энергию, то энтальпия химической реакции записывается со знаком «плюс». Существуют таблицы, в которых приведены стандартные теплоты образования веществ [11].
Второй подход состоит в использовании значений энергии разрыва химических связей, которую нужно затратить, чтобы отделить друг от друга два атома (или две группы атомов), соединенных этой связью. Значения энергии в стандартных условиях также приведены в соответствующих таблицах [11].
При достаточном количестве окислителя и полном сгорании топлива в продуктах сгорания содержатся пары воды, диоксид углерода, неиспользованные при сгорании кислород и азот. Если окислителя недостаточно для полно-
Рис. 1. Текущий состав рабочего тела в ДВС различного типа
кислород и, кроме продуктов полного сгорания Н2О и СО2, присутствуют СО и Н2 . По опытным данным, в продуктах сгорания богатых смесей углеводородных топлив соотношение между количествами СО и Н2 можно принять К=МН2 / МСО = 0,5. Текущий состав рабочего тела в соответствии с табл. 2 можно вычислить с учетом коэффициента избытка воздуха, который равен т....
а =
т№ 10
где 10 - масса воздуха, теоретически необходимая для полного сгорания 1 кг топлива, кг.
1 (8
0,23
^С+8Н-0
Текущая масса каждого из компонентов рабочего тела тк может быть определена через массу топлива ты (цикловая подача, кг), удельное количество к-го компонента в
Таблица 2
Расчетные соотношения для компонентов рабочего тела, кмоль/кг топлива
го сгорания топлива, то в продуктах сгорания отсутствует
Избыток окислителя а > 1
Недостаток окислителя а < 1
, ЛС Н О ,, Л
Мп = (ос - ж) —I----, есликаи Мп = 0, еслих> ос;
°2 4 \12 4 32/ °2
„ 0,79 ^С Н О) „ 1-*
2 0,21 {12 4 32
Мсо=0;Мн =0;
м —^ х • м х со2 — 22 ' н2° — 2
(С Н О ^ 2 (1 - а)
^со=1 —+——
12 4 32) 1 + ЛГ С х
мсо2 = ^~мсо<мв.2=Кмсо>
рабочем теле Mk (кмоль/кг топлива) и молекулярную массу компонента цк (кг/кмоль) как
тк =mfu*l Мк Р-к-
Однако, кроме поступивших топлива, воздуха и продуктов их сгорания, в цилиндре содержится некоторое количество остаточных газов от предыдущего цикла.
Их состав может быть рассчитан также по зависимостям, приведенным в табл. 2, но при доле выгоревшего топлива х = 1 при а > 1 и х = а при а < 1.
Предыдущее выражение для остаточных газов преобразуется следующим образом
m'k=reAmfuel М*к\>-к-
В программе расчета следует учитывать особенности протекания рабочих процессов и различие составов рабочего тела в рабочем цикле дизеля и двигателя с искровым зажиганием (рис. 1).
На начало такта наполнения в цилиндре двигателя находится некоторое количество остаточных газов ма-сой mexh , к которым в процессе наполнения добавляется в дизеле чистый воздух mair , а в двигателе с искровым зажиганием - топливно-воздушная смесь mair + mfuel. В дизеле топливо впрыскивается вблизи ВМТ, и его текущая масса mfuel (<р) может быть рассчитана по простейшей зависимости
mJuelW = m'
■tel при условии фщ/ < Ф < (фщ + Аф««/) .
Лфш;
где т°£е1 - цикловая подача топлива, кг; ф> - угол начала впрыскивания топлива, °ПКВ; Дф.п. - продолжительность топливоподачи, °ПКВ.
При избытке окислителя сгорание топлива не зависит от типа рабочего процесса. В этом случае в продуктах сгорания присутствует остаточный воздух. При недостатке окислителя (мощностные режимы работы двигателей с искровым зажиганием) продукты сгорания теоретически не содержат кислорода, но в них присутствует молекулярный водород и оксид углерода. Это должно учитываться в программе обработки индикаторных диаграмм.
Тепловые потери от рабочего тела в стенки камеры сгорания вычисляются на основе закона Ньютона
где Т - средняя термодинамическая температура рабочего тела на расчетном шаге, вычисляемая по данным эксперимента, К; ^ - усредненная температура огневой поверхности камеры сгорания, задаваемая по экспериментальным данным или определяемая по эмпирическим зависимостям, К; Г - площадь поверхности теплообмена, как правило, с учетом ее изменения при движении поршня, м2; аЕ - усредненный по поверхности камеры сгорания нестационарный коэффициент теплоотдачи, кВт/(м^К).
Для оценки аЕ предложено большое число зависимостей, полученных различными авторами путем обработки
Рис. 2. Коэффициенты теплоотдачи аЕ , Вт/(м2Ж), в функции угла ПКВ, вычисленные по различным формулам [12].
Цвет линий: Зеленый - а™; охра - ацапф' синий - аиуссельт' КраСный - ^рилинг' фиОлетОвЫЙ - лилОвЫЙ - аромн6л„; ГОлубОЙ - аВ[
коричневым - а
'Хохенберг
н н
ые разработки и исследования
экспериментальных данных для определенного типа двигателей (рис. 2).
Видно, что в условиях камеры сгорания ДВС различные формулы неоднозначно описывают характер изменения интегрального коэффициента теплоотдачи по углу ПКВ. Впрочем и другие параметры, входящие в формулу, описывающую теплоотдачу, имеют невысокую точность определения, например, температура стенки. Поэтому при обработке индикаторных диаграмм воспользуемся одной из простейших формул для вычисления коэффициента теплоотдачи az - формулой Эй-хельберга, учитывающей его зависимость от текущего давления р, температуры Ти средней скорости поршня c . = S . n / 30 (м/с) [13]
pis pis \ / L J
a£ = 7,79-10^ fiÔjT
Следует отметить, что неточность вычисления тепловых потерь влияет на конечный результат анализа незначительно, так как теплоотдача в стенки в поршневом двигателе составляет около одной пятой от выделившейся теплоты, и ошибка в определении тепловых потерь в 10 % дает только 2%-ю погрешность в тепловом балансе. Поэтому тепловые потери, как самое «ненадежное» слагаемое с точки зрения обеспечения точности, могут быть использованы для корректировки доли выгоревшего топлива на конец рабочего хода х = 1 при условии отсутствия дефицита окислителя а > 1. В качестве корректируемого параметра может быть использована усредненная температура поверхности теплообмена T .
1 w
Поверхность теплообмена в поршневом двигателе складывается из огневой поверхности поршня
огневой поверхности головки цилиндра ^0,25 я О*,
и поверхности гильзы цилиндра, контактирующей с рабочим телом,
L
F pis = k Pis 0,25 л Dcil,
175
150
125
100
75
50
25
■25
1 - cos Ф+0,5 (1 - сов2ф)
где кр1и кЬеаё - множители, учитывающие увеличение площадей огневых поверхностей поршня и головки за счет их неплоскостности, соответственно; hgap - надпоршневой зазор, м.
Таким образом, количество теплоты, теряемой в стенки камеры на /-м расчетном шаге, равно
Преобразуем уравнение сохранения энергии в расчетное для вычисления доли топлива, выгорающего на вычислительном шаге,
АЬ^АУУ^А и,
Ах=
{Ни-Ши)т%1
Угол начала сгорания
Чллл
r^J 1 V и 1 30 45 Угол поворота коленчатого вала, апкв
Рис. 3. Определение начала сгорания топлива по кривой скорости тепловыделения
где АИи = МСО (282800 + 240900 К) - неиспользованная в связи с недостатком окислителя теплота топлива при а < 1, кДж/кг.
В процессе обработки вычисляется и относительное количество выгоревшего топлива x = ХД x..
Для корректного отображения результатов расчета следует позиционировать кривую относительного тепловыделения. В ходе сжатия происходит теплообмен между рабочим телом и стенками камеры сгорания. Для исключения его влияния на функцию тепловыделения приравниваем относительное тепловыделение к нулю х = 0 при угле ПКВ, соответствующем началу впрыскивания топлива в дизеле или подаче искры зажигания в двигателе с принудительным воспламенением смеси.
За начало сгорания в дизеле (рис. 3) принимается угол ПКВ, при котором после впрыскивания топлива и регистрации отрицательной скорости тепловыделения, связанной с затратами теплоты на испарение топлива, результирующая скорость становится равной нулю (скорость тепловыделения от химических реакций окисления топлива становится равной затратам теплоты на испарение топлива и теплоотвод в стенки камеры сгорания).
Описанный выше алгоритм реализован в виде программы для персонального компьютера в среде Microsoft Visual Basic 6.0. Коды программы открыты [11] в соответствии с принципом свободного программного обеспечения, при реализации которого пользователь располагает правами
б
Рис. 4. Влияние точности установки ВМТ (а) и усредненной температуры стенок камеры сгорания (б)
на вычисляемые в ходе обработки индикаторной диаграммы показатели рабочего процесса. а: синяя линия - индикаторное среднее давление; красная
- относительные тепловые потери; зеленая - доля выгоревшего топлива; б: синяя линия - доля выгоревшего топлива; красная
- относительные тепловые потери
Литература
на неограниченные установку, запуск, свободное использование, изучение, распространение и изменение (совершенствование) программы без всякой оплаты.
На рис. 4 приведены результаты численного эксперимента, проведенного с использованием данной программы.
Была обработана индикаторная диаграмма дизеля Д-245 ММЗ на режиме номинальной мощности Ме = 79 кВт при п =2200 мин-1, а затем были внесены корректировки углового положения ВМТ в диапазоне ± 1 °ПКВ и температуры огневых поверхностей камеры сгорания в диапазоне от 350 до 700 К. Из приведенных графиков видно, что использование первого параметра для уточнения вычисляемого значения среднего индикаторного давления и второго параметра для корректировки доли выгоревшего топлива вполне оправданно.
1. Гусаков С.В., Патрахальцев Н.Н. Планирование, проведение и обработка данных экспериментальных исследований ДВС: учебное пособие. - М.: Изд-во РУДН, 2004.
- 168 с.
2. Kistler: Меаsure, Analyze, Innovate // Сайт компании.
- http://www.kistler.com (28.11.2011).
3. AVL Testing Equipment. Оборудование для испытаний фирмы AVL // Сайт компании: https://www.avl.com/testing-equipment (28.11.2011).
4. ЗАО «Руднев-Шиляев». - Разработка измерительных систем // Сайт компании: http://www.rudshel.ru (28.11.2011).
5. Гусаков С.В. Методика анализа погрешностей регистрации и обработки индикаторных диаграмм: Тезисы докладов на международной конференции «Двигатель
- 1997». - М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 1997. - С. 13.
6. Pipitone E., Beccari A., Beccari S. The Experimental Validation of a New Thermodynamic Method for TDC Determination // SAE Paper. - 2007. - № 24-0052.
7. Варбанец Р.А., Морозов А.И., Михайлов Д.Ю. Определение фазы начала сгорания топлива в задачах математического моделирования рабочего процесса двигателей внутреннего сгорания // Авиационно-космическая техника и технология. - 2008. - № 2 (49). - С. 65-72.
8. Александров А.А. Теплофизические свойства рабочих веществ теплоэнергетики: справочник / А.А Александров, К.А. Орлов, В.Ф. Очков. - М.: Издательский дом МЭИ, 2009. - 224 с.
9. Болгарский А.В., Мухачев Г.А., Щукин В.К. Термодинамика и теплопередача. - М.: «Высшая школа», 1975.
- 495 с.
10. Гусаков С.В. Физико-химические основы процессов смесеобразования и сгорания в ДВС. Основы теории горения: Учебное пособие. - М.: Изд-во РУДН, 2001. - 134 с.
11. http://web-local.rudn.ru/web-local/prep/rj/index. php?id=491&p=19494 (Гусаков С.В.: личный кабинет автора на сайте РУДН, 09.12.2011).
12. Кавтарадзе Р.З. Локальный теплообмен в поршневых двигателях: учеб. пособие для вузов. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2001. - 592 с.
13. Богославцев Р.В. Тепловая напряженность цилинд-ропоршневой группы дизельного двигателя, конвертируемого в газовый: Автореф. дис. канд. техн. наук. - М.: ООО «Газпром ВНИИГАЗ», 2009. - 20 с.
Вниманию читателей!
В статье «Выбор гибридной силовой установки мобильных транспортных средств» авторов П.П. Петрова, А.М. Савенкова, А.И. Савицкого, С.П. Петрова, опубликованной в № 6 (24) 2011 г., на с. 63 в третьей колонке начало второго абзаца следует читать так: «По сравнению с дизелями с КШМ КПД КСПД также заведомо выше».
