Influence of the Mg/MoO₃ additive to diesel fuel on heat output

Full Text

ВВЕДЕНИЕ

Улучшение мощностных, экономических и экологических показателей двигателей внутреннего сгорания не может происходить только лишь путем изменения конструкции силового агрегата и его систем. Важной составляющей совершенствования дизелей является воздействие на процесс тепловыделения. Широкое применение электронных систем управления и развитие систем топливоподачи привело к улучшению топливной экономичности и экологичности современных дизелей. Однако, наблюдаемый сегодня переход на «зеленую» энергетику приводит, в том числе, к необходимости применения как топлив растительного происхождения, так и нефтяных топлив утяжеленного фракционного состава. Их использование ведет к повышенному нагаро- и сажеобразованию, ухудшению индикаторных и эффективных показателей дизеля и увеличению расхода топлива. Решение этих проблем возможно путем предварительной обработки топлива, например, проведению реакции этерификации растительных масел – взаимодействия жирных кислот с метиловым спиртом в присутствии катализатора, или крекинга тяжелых нефтяных топлив. Однако, такая обработка отличается повышенной опасностью как применительно к жизни и здоровью человека, так и по отношению к окружающей среде. Второй путь модификации топлив – использование различного рода присадок и добавок, оказывающих воздействие на протекание процесса тепловыделения в дизелях. Одной из перспективных присадок такого рода является композиционная наноприсадка Mg/MoO₃. Исследование ее влияния на процессы тепловыделения в дизелях является актуальным.

МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

Объектом исследования является атмосферный дизель воздушного охлаждения 4Ч10,5/12 (Д-37Е) производства ОАО ВМТЗ (г. Владимир, Россия), оснащенный штатной системой топливоподачи, включающей в себя топливный насос высокого давления УТН-5 и форсунки ФД-22 производства ОАО НЗТА (г. Ногинск, Московская обл., Россия). Установочный угол опережения впрыскивания составлял θ_впр=23,6 °ПКВ до ВМТ, частота вращения коленчатого вала n =1500 мин^-1.

Для регистрации и обработки индикаторных диаграмм использовался измерительно-вычислительный комплекс для регистрации, накопления и обработки информации о быстропротекающих процессах в ДВС производства АОЗТ “Спектр” (г. Павловский посад, Московская обл., Россия) [1]. Регистрация индикаторных диаграмм проводилась с шагом дискретизации равным 2/3 °ПКВ.

Определение момента начала видимого сгорания проводилось по методике, описанной в [2].

Композиционная наноприсадка к дизельному топливу представляет собой инертный, при нормальных условиях, порошок серого цвета, состоящий из частиц оксида молибдена MoO₃ диаметром 20 нм с включением наночастиц магния Mg. Состав композита в массовых долях $g_{Mg}/g_{Mo{O}_3}=\mathrm{33,5}/\mathrm{66,5}$. Насыпная плотность равняется 2,99 г/см³. При нагревании до температуры выше 180 °С между компонентами композита протекает экзотермическая реакция

$3Mg+Mo{O}_3\to 3MgO+MO.$ (1)

Теплотворная способность композита составляет 4900 кДж/кг.

Массовая доля композита в топливе, в процессе исследований, изменялась в пределах С = 0…0,04.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ И ИХ ОБСУЖДЕНИЕ

Часовой расход топлива и воздуха при работе дизеля на топливе, с различным содержанием наноприсадки, приведены в таблице 1.

 

Таблица 1. Параметры работы дизеля 4Ч10,5/12 / Table 1. The 4Ch10.5/12 diesel engine operation indicators

Массовая доля наноприсадки в топливе, С	Часовой расход топлива, Gт, кг/ч	Часовой расход воздуха, Gв, кг/ч	Коэффициент избытка воздуха, α
0	7,81	184,8	1,63
0,01	7,66	183,3	1,65
0,02	7,74	183,6	1,64
0,03	7,72	183,2	1,64
0,04	7,78	183,0	1,62

 

Данные таблицы 1 показывают незначительное изменение часового расхода топлива в процессе проведения эксперимента. Величина часового расхода воздуха, при этом, остается практически постоянной. Коэффициент избытка воздуха изменяется в пределах α=1,62…1,65 отклоняясь от среднего значения не более чем на 0,97%.

Индикаторные диаграммы, полученные в ходе экспериментальных исследований, представлены на рис. 1.

 

Рис. 1. Индикаторные диаграммы дизеля 4Ч10,5/12 при работе на дизельном топливе с массовой долей наноприсадки C: – 0; ---- – 0,01; ···· – 0,02; –·– – 0,03; — – 0,04; ○ – начало сгорания. / Fig. 1. The 4Ch10.5/12 diesel engine indicator diagrams at operation using the diesel fuel with the nanoadditive mass fraction C: solid line – 0; short-dashed line – 0.01; dotted line – 0.02; dot-dashed line – 0.03; long-dashed line – 0.04; circles – start of combustion.

 

Анализ, представленных на рис. 1, данных, показывает, что применение наноприсадки позволило снизить максимальное давление цикла p_z с 5,32 МПа при работе двигателя на чистом дизельном топливе, до 5,14 МПа при C=0,01 и 5,09…5,10 МПа при C>0,01.

Анализ данных, приведенных в таблице 2, показывает, что с увеличением массовой доли композиционной наноприсадки в топливе максимальная скорость повышения давления (dp/dφ)_max уменьшается на 44,3% с 0,440 МПа/°ПКВ при работе на чистом дизельном топливе до 0,245 МПа/°ПКВ при С=0,04. Уменьшение жесткости процесса сгорания приводит к понижению ударных нагрузок в кривошипно-шатунном механизме и снижению механического и газодинамического шума. Последнее особенно важно для двигателей воздушного охлаждения, т. к. позволяет существенно уменьшить акустическое воздействие силового агрегата на окружающую среду. Необходимо отметить тот факт, что наблюдаемые при использовании наноприсадки величины скорости нарастания давления характерны для дизелей с газотурбинным наддувом.

 

Таблица 2. Результаты обработки индикаторных диаграмм / Table 2. Results of the indicator diagram processing

Массовая доля нано-присадки в топливе, С	Максимальное давление цикла, pz, МПа	Максимальная температура цикла, Tmax, К	Период задержки само-воспламенения ti, мс	Максимальная скорость нарастания давления, (dp/dφ)max, МПа/°ПКВ	Относительный индикаторный КПД, ηiо
0	5,32	1530	1,50	0,440	1,000
0,01	5,14	1566	1,35	0,288	1,096
0,02	5,10	1576	1,35	0,275	1,099
0,03	5,10	1591	1,35	0,253	1,122
0,04	5,09	1603	1,35	0,245	1,100

 

Применение композиционной наноприсадки приводит к увеличению максимальной температуры цикла на 4,7%, с T_max=1530 К при работе дизеля на чистом дизельном топливе до T_max=1603 К при увеличении массовой доли композиционной присадки до С=0,04. Это приводит к ухудшению теплонапряженного состояния деталей цилиндропоршневой группы, что, для дизеля воздушного охлаждения, ведет к необходимости оценки теплового состояния и, возможно, к проведению мероприятий по увеличению эффективности системы охлаждения.

Добавление композиционной наноприсадки Mg/MnO₃ в дизельное топливо ведет к увеличению индикаторного КПД цикла. Результаты определения относительного индикаторного КПД η_iо, определяемого относительно η_i цикла при C=0, (табл. 2) показывают, что с увеличением массовой доли присадки происходит повышение η_iо более чем на 12% при C=0,03. Такой эффект от применения наноприсадки связан с увеличением полноты индикаторной диаграммы [3]. Дальнейший рост C ведет к уменьшению относительного индикаторного КПД. Наблюдаемое при этом уменьшение максимального давления цикла и увеличение максимальной температуры сгорания свидетельствуют об увеличении доли теплоты, подводимой после ВМТ, и, следовательно, к увеличению степени предварительного расширения, что, в свою очередь, ведет к уменьшению эффективности термодинамического цикла, и, как следствие, к уменьшению индикаторного КПД.

Количество теплоты, подводимой с присадкой, составляет от q_ин=2,10 до q_ин=9,03 Дж/цикл (таблица 3), что составляет от 0,10% до 0,45% от общего количества подводимой к рабочему телу теплоты, равного 2024 Дж/цикл. Следовательно, количество подводимой с присадкой теплоты не оказывает существенного влияния на тепловой баланс дизеля.

 

Таблица 3. Результаты обработки индикаторных диаграмм на тепловыделение / Table 3. Results of the indicator diagram processing for heat output

Массовая доля наноприсадки в топливе, C	Теплота, вводимая с наноприсадкой, qин, Дж	Теплота, выделяющаяся в период с начала сгорания qti, Дж
0	0,00	0,00
0,01	2,10	1,60
0,02	4,30	1,71
0,03	8,50	1,73
0,04	9,03	1,76

 

Анализ данных, представленных в таблице 3, показывает, что при использовании наноприсадки, в период от начала сгорания до момента самовоспламенения чистого дизельного топлива (С=0), количество выделяющейся теплоты q_ti остается практически неизменным [3], независимо от массовой доли присадки. Отсюда можно сделать вывод о том, что нанокомпозиционная присадка, равномерно распределенная по объему топлива, при испарении капли попадает на ее поверхность, где нагревается до температуры начала реакции (1). Результатом реакции восстановления молибдена является дробление капель распыленного топлива и возникновение активных центров реакции, приводящих к уменьшению t_i. Незначительное изменение q_ti с увеличением C объясняет постоянную, независимую от массовой доли нанокомпозита в топливе, величину периода задержки самовоспламенения.

Для анализа влияния композитной наноприсадки на характеристику тепловыделения, особенно на начальных стадиях сгорания, использовались параметры модифицированной модели И.И. Вибе [4]. Ее отличие от оригинальной методики заключается в разбиении процесса сгорания на два этапа: кинетическое сгорание – выгорание паров топлива, образовавшихся за период задержки самовоспламенения, и диффузионное сгорание – объединяющее процессы управляемого сгорания на участке топливоподачи, развитое горение и догорание. Такой подход соответствует более сложным и развитым моделям процесса сгорания, учитывающим большее количество факторов, например, [5]. Подобные модификации модели тепловыделения [4], получившие название «двойной функции Вибе», известны и достаточно хорошо описаны в литературе [6–10].

Одной из первых работ, посвященных использованию функции тепловыделения Вибе для расчета процессов совместного выгорания паров топлива, образовавшихся за период задержки самовоспламенения, и сгорания основной дозы, является [6]. В ней описана математическая модель процесса тепловыделения в дизелях, базирующаяся на методике [4], однако учитывающая выгорание паров топлива, образовавшихся в период задержки самовоспламенения. Для этого вводился переменный показатель характера сгорания m, равный

$m=10{\tau }_m(1-{\tau }^{{\tau }_m}),$

где $\tau =t/t_{СГ}$– относительная продолжительность сгорания; t – текущее время сгорания, с; $t_{СГ}=t_i+t_z$– полное время сгорания, начиная с момента начала подачи топлива; t_z – продолжительность процесса сгорания, с; τ_m – относительное время достижения максимальной скорости сгорания.

Уравнение скорости относительного тепловыделения дополняется функцией динамики сгорания [6]

$K_m=1-10{\tau }_m{\tau }^{{\tau }_m}\ln \frac{\tau }{m+1}$

и принимает вид

$\frac{dx}{d\tau }=a(m+1){\tau }^m{e}^{-a{\tau }^{m+1}}\frac{K_m}{t_{СГ}}$,

где $a=\left|\ln \right(1-x_z\left)\right|=\mathrm{6,908}$ для x_z=0,999 – коэффициент полноты выгорания топлива.

Совмещение начала процесса сгорания с моментом начала впрыскивания приводит к необходимости уменьшения доли выделившийся теплоты за время задержки самовоспламенения и увеличения скорости относительного тепловыделения в начальный период сгорания, продолжительность которого оценивается авторами в 0,5t_i.

В работе [7] предложено разделить процесс сгорания на два не связанных друг с другом этапа:

$х={\{}_{1-e_{}^{-a_d{\tau }_z^{m_d+1}},приt_z>t>t_k}^{1-e^{-a_k{\tau }_k^{m_k+1}},приt_k\ge t>0}$,

где a_k, a_d – коэффициенты полноты выгорания топлива в кинетическом и диффузионном процессах сгорания; τ_k – продолжительность кинетического сгорания, с; m_k, m_d – показатели характера кинетического и диффузионного сгорания.

Одна из наиболее распространенных методик описания двухстадийного сгорания в дизелях, используемая в данной работе, предполагает суперпозицию протекающих в камере сгорания независимых процессов тепловыделения [8–10], при этом, процессы кинетического сгорания и начало процесса диффузионного сгорания протекают одновременно. В этом случае характеристика относительного тепловыделения определяется как

$x={\sigma }_k{x}_k+(1+{\sigma }_k)x_d$, (2)

а скорость относительного тепловыделения:

$\frac{dx}{d\tau }=w={\sigma }_k{w}_k+(1-{\sigma }_k)w_d$, (3)

где x_k – относительная теплота, выделившаяся в результате кинетического сгорания; x_d – относительная теплота, выделившаяся в результате диффузионного сгорания; w, w_k, w_d – скорости относительного тепловыделения суммарная, в процессе кинетического и диффузионного сгорания, соответственно; σ_k – доля теплоты, выделившаяся в результате кинетического сгорания;

В выражениях (2) и (3) относительное тепловыделение вычисляется как

$x_k=1-e^{-a_k{\tau }_k^{m_k+1}}$,

$x_d=1-e^{-a_d{\tau }_{}^{m_d+1}}$,

а скорость относительного тепловыделения

$w_k=a_k(m_k+1){\tau }_k^{m_k}{e}^{-a_k{\tau }_k^{m_k+1}}$,

$w_d=a_d(m_d+1){\tau }_d^{m_d}{e}^{-a_d{\tau }_{}^{m_d+1}}$,

где ${\tau }_k=t/t_k$, $\tau =t/t_z$ – относительная продолжительность кинетического и диффузионного сгорания, соответственно.

Определение параметров σ_k, τ_k, m_k и m_d можно осуществлять различными методами. Например, в работе [7], для определения τ_k, τ_z, m_k, m_z используется метод построения логарифмической анаморфозы интегральной характеристики тепловыделения, аналогичный [4], за исключением того, что продолжительность и показатели характера сгорания определяются для каждого периода.

В работе [9] предлагается определять параметры процесса тепловыделения двойной функции Вибе, подобной (2), с помощью одного из двух методов: полного перебора или градиентного спуска. В работе показано, что метод градиентного спуска позволяет определять требуемое сочетание параметров с достаточной точностью при ограниченных вычислительных ресурсах.

В [10], несмотря на использование зависимости (2) для расчета процесса тепловыделения дизеля с турбонаддувом, не делается предположений относительно определения параметров двойной функции Вибе по результатам обработки индикаторных диаграмм, полученных экспериментальным путем.

В работе [11], для определения параметров двойной функции Вибе, используется метод наименьших квадратов, позволяющий обеспечить наилучшее приближение расчетной характеристики тепловыделения к экспериментальной, полученной с помощью обработки индикаторной диаграммы.

Необходимо отметить тот факт, что численные методы, в частности, основанные на решении задачи оптимизации, оказываются достаточно трудоемкими, и требуют не менее 100 итераций для определения такого сочетания параметров двойной функции тепловыделения Вибе, которое обеспечит отклонение расчетной кривой относительного тепловыделения от экспериментальной не более 5% [9].

Использование в чистом виде логарифмических анаморфоз кривой относительного тепловыделения не дает информации о доле теплоты, выделившейся в процессе кинетического сгорания, а определение показателей характера сгорания на каждом из участков тепловыделения может быть осуществлено с достаточно большой погрешностью [4]. В тоже время, наиболее сложной задачей, в процессе нахождения параметров двойной функции Вибе, является именно определение продолжительности кинетического сгорания.

Для определения m_k, m_d, τ_k и σ_k в настоящей работе предлагается использовать следующую последовательность действий:

1. Для экспериментальной индикаторной диаграммы, по методике, подобной [2], определяются углы начала и окончания сгорания.
2. С помощью одной из известных методик обработки индикаторных диаграмм на тепловыделение, подобных реализованной в [1], проводится определение относительного тепловыделения и скорости относительного тепловыделения.
3. По величине относительного времени сгорания, соответствующего максимальному значению скорости относительного тепловыделения [4]

${\tau }_m={\left[a_d(\frac{1}{m_d}+1)\right]}^{-\frac{1}{m_d+1}}$ (4)

определяется показатель характера диффузионного сгорания m_d.

4. Доля теплоты, выделяющейся в процессе кинетического сгорания, определяется по величине

${\sigma }_k=1-\frac{x_{dm}}{x_m}$

или

${\sigma }_k=1-\frac{w_{dm}}{w_m}$,

где w_dm и x_dm – максимальная скорость относительного тепловыделения и относительное количество теплоты в момент τ_m, определяемые в результате обработки индикаторной диаграммы;

$w_m=a_d(m_d+1){\left[\frac{m_d}{a_d(m_d+1)e}\right]}^{\frac{m_d}{m_d+1}}$

и $x_m=1-e^{-\frac{m_d}{m_d+1}}$ – расчетные максимальная скорость относительного тепловыделения и относительное количество теплоты в момент времени τ_m.

5. По логарифмической анаморфозе кривой относительного тепловыделения [4]

$X=\lg \left[-\ln (1-x)\right]-\lg a$,

$Y=\lg \tau$.

определяется продолжительность кинетического сгорания. Ордината точки пересечения прямых, соответствующих участкам диффузионного и кинетического сгорания, Y_k, позволяет определить величину

${\tau }_k={10}^{Y_k}$.

6. Для разности кривых скоростей суммарного (экспериментального) и диффузионного (расчетного, w_d) тепловыделения, в диапазоне 0 < τ < τ_k, определяется относительное время максимальной скорости кинетического сгорания, после чего, с использованием выражения (4), проводится вычисление показателя характера сгорания m_k.

Описанная процедура позволяет с достаточно высокой точностью определить параметры, описывающие теоретическую кривую тепловыделения с учётом двухстадийного сгорания топлива в дизелях.

Результаты определения параметров кинетического и диффузионного сгорания по описанной выше последовательности действий при обработке индикаторных диаграмм дизеля 4Ч10,5/12, работающего на топливе с различным содержанием композиционной наноприсадки, на тепловыделение приведены в таблице 4.

 

Таблица 4. Параметры процесса сгорания при двухфазном тепловыделении / Table 4. Parameters of the combustion process at two-phase heat output

Массовая доля наноприсадки в топливе, С	Доля теплоты, подведенная в процессе кинетического сгорания, σk	Относительная продолжительность кинетического сгорания, τz /τk	Показатель характера кинетического сгорания, mk	Показатель характера диффузионного сгорания, md
0	0,12	15,07	7,56	0,60
0,01	0,09	15,21	1,84	0,61
0,02	0	–	–	0,66
0,03	0	–	–	0,61
0,04	0	–	–	0,60

 

На рис. 2 показаны результаты обработки индикаторной диаграммы двигателя, работающего на чистом дизельном топливе, на тепловыделение, и построенную по формуле (3) кривую скорости относительного тепловыделения по данным таблицы 4 при C=0.

 

Рис. 2. Скорость относительного тепловыделения при работе дизеля 4Ч10,5/12 на дизельном топливе (C=0): ○ – эмпирическая; ···· – верхняя и нижняя огибающие; ---- – среднее значение; — – вычисленная по выражению (3) с параметрами из табл. 4. / Fig. 2. Relative heat output rate at operation of the 4Ch10.5/12 diesel engine using the diesel fuel with C=0: circles – empirical; dotted line – upper and lower boundaries; dashed line – average value; solid line – calculated using the equation (3) with the parameters from Table 4.

 

Следует обратить внимание на то, что на эмпирической характеристике скорости относительного тепловыделения полученной в результате обработки индикаторной диаграммы, на участке развитого горения и догорания присутствуют искажения (см. рис. 2), обусловленные различными причинами, такими как волновые процессы в системе топливоподачи на линии высокого давления, колебания иглы форсунки, периодические процессы при образовании и развитии факела распыленного топлива, колебанием скорости распространения фронта пламени, волновыми процессами в канале датчика давления в цилиндре, погрешностями при регистрации индикаторной диаграммы, в частности при аналого-цифровом преобразовании и осреднении многоцикловой индикаторной диаграммы для последующей обработки, а также погрешностями, вносимыми при обработке индикаторной диаграммы на тепловыделение, характерными для используемых численных схем. Для снижения влияния этих искажений, на участке диффузионного сгорания, производится построение верхней и нижней огибающих характеристики скорости относительного тепловыделения и вычисление среднего значения относительной скорости тепловыделения в каждый момент времени (см. рис. 2).

На рис. 3 представлены кривые скорости относительного тепловыделения полученные экспериментальным и расчетным, по данным таблицы 4, путем.

 

Рис. 3. Скорость относительного тепловыделения: ○ – эмпирическая; — - вычисленная по выражению (3) с параметрами из табл. 4; a – C=0,01; b – C=0,02; c – C=0,03; d – C=0,04. / Fig. 3. Relative heat output rate: circles – empirical; solid line – calculated using the equation (3) with the parameters from Table 4: a – C=0,01; b – C=0,02; c – C=0,03; d – C=0,04.

 

Анализ данных, представленных в таблице 4 и на рис. 2, 3, показывает, что с увеличением доли наноприсадки в дизельном топливе доля теплоты, выделившейся в период кинетического сгорания, уменьшается с 0,12 при работе двигателя на чистом топливе (без присадки) до 0 при массовой доле присадки 2% и более. Анализ эмпирических кривых скорости относительного тепловыделения (см. рис. 3) показывает, что с увеличением доли наноприсадки в топливе первый пик скорости относительного тепловыделения существенно уменьшается, что свидетельствует о снижении доли теплоты, подведенной в процессе кинетического сгорания.

Использование дизельного топлива с массовой доли композиционной наноприсадки C=0,01 приводит к уменьшению, по сравнению с дизелем, работающем на чистом топливе, доли теплоты, выделившейся в кинетической фазе сгорания, до величины σ_k=0,09. Это является следствием, во-первых, выполнения присадкой роли гомогенизирующего агента, заключающейся в дроблении и интенсификации процесса испарения капель распыленного топлива, и, во-вторых, выполнением наночастицами присадки роли центров самовоспламенения, приводящей к увеличению интенсивности процесса сгорания дизельного топлива на ранних этапах процесса подвода теплоты.

Применение композиционной наноприсадки приводит к существенному уменьшению показателя кинетического сгорания (таблица 4). Так, при C=0,01 показатель кинетического сгорания m_k уменьшается с 7,56 до 1,84, что делает процесс выгорания паров топлива, образовавшихся за период задержки самовоспламенения, т.е., сгорания гомогенной топливовоздушной смеси, для которого характерны значения показателя характера сгорания m≥2, более похожей на сгорание дизельного топлива, характеризующегося величинами m<2 [4]. Дальнейшее увеличение C делает процесс кинетического тепловыделения неотличимым от диффузионного. Таким образом, при увеличении доли наноприсадки до C=0,02 и более, процесс сгорания в дизеле становится управляемым на всех стадиях.

В тоже время, применение наноприсадки оказывает незначительное влияние на величину показателя характера диффузионного сгорания. При увеличении доли присадки в топливе до C =0,02 показатель характера диффузионного сгорания m_d увеличивается с 0,60 до максимального значения, равного 0,66 (таблица 4), а при дальнейшем увеличении доли наноприсадки уменьшается до исходного значения m_d =0,60 при C =0,04. Несущественное изменение показателя диффузионного сгорания является следствием малого количества теплоты, подводимого к рабочему телу в камере сгорания дизеля в результате воздействия наноприсадки (таблица 3), и незначительного влияния присадки на развитое сгорание и догорание дизельного топлива.

Добавление композиционной наноприсадки приводит к уменьшению периода задержки самовоспламенения t_i на 0,15 мс, с t_i =1,50 мс при работе двигателя на чистом дизельном топливе до t_i =1,35 мс при добавлении композиционной наноприсадки. Следует отметить тот факт, что увеличение массовой доли наноприсадки в топливе с 0,01 до 0,04 не приводит к сокращению t_i. Следовательно, можно сделать вывод о том, что использование наноприсадки в любой концентрации приводит к образованию достаточного для уменьшения периода задержки самовоспламенения активных центров реакции.

При массовой доле наноприсадки меньшем или равном C=0,01 относительная продолжительность кинетического сгорания τ_d /τ_k практически не изменяется (табл. 4). Незначительный ее рост при увеличении доли наноприсадки в топливе до C =0,01 объясняется сокращением периода задержки самовоспламенения. Увеличение массовой доли присадки до C =0,02 и выше приводит к уменьшению доли теплоты, выделившейся в процессе кинетического сгорания, практически до нуля, а сам процесс сгорания становится неотличим от диффузионного управляемого горения в дизелях.

ВЫВОДЫ

1. Применение композиционной наноприсадки Mg/MoO₃ позволяет улучшить экономические показатели дизеля, о чем свидетельствует снижение минимального часового расхода топлива G_т с 7,81 кг/час при работе дизеля на чистом дизельном топливе до 7,66 кг/ч при C =0,01, сократить максимальную скорость повышения давления на 44,3%, увеличить относительный индикаторный КПД до η_iо = 1,122 при C =0,03, снизить максимальное давление цикла с 5,32 МПа до 5,09 МПа, сократить период задержки самовоспламенения на 0,15 мс.
2. Использование наноприсадки приводит к повышению максимальной температуры цикла на 73К, что может привести к ухудшению теплонапряженного состояния деталей цилиндропоршневой группы, особенно в дизелях воздушного охлаждения.
3. Снижение максимального давления цикла с одновременным увеличением максимальной температуры рабочего тела в процессе сгорания свидетельствует об увеличении степени предварительного расширения в процессе подвода теплоты.
4. Предложенная методика определения параметров двойной функции Вибе, моделирующей процессы кинетического и диффузионного сгорания, базируется на закономерностях, установленных в оригинальной методике описания процесса подвода теплоты, и обеспечивает приемлемую точность при минимальном использовании вычислительных ресурсов.
5. Использование наноприсадки приводит к сокращению доли теплоты, выделяющейся при кинетическом сгорании, σ_k до нуля при C ≥0,02, относительная продолжительность кинетического сгорания, при σ_k >0, остается неизменной, показатель характера диффузионного сгорания изменяется незначительно.
6. Композиционная наноприсадка Mg/MoO₃ выполняет роль гомогенизируещего фактора, способствует разрушению капель распыленного топлива, а также приводит к образованию дополнительных центров самовоспламенения, что позволяет увеличить интенсивность испарения и сгорания топлива на ранних этапах процесса подвода теплоты.

ДОПОЛНИТЕЛЬНО

Вклад авторов. А.Ю. Абаляев ― поиск публикаций по теме статьи, написание и редактирование текста рукописи; А.Б. Люхтер ― редактирование текста рукописи, экспертная оценка, утверждение финальной версии. Авторы подтверждают соответствие своего авторства международным критериям ICMJE (все авторы внесли равноправный вклад в разработку концепции, проведения исследования и подготовку статьи).

Конфликт интересов. Авторы декларируют отсутствие явных и потенциальных конфликтов интересов, связанных с публикацией настоящей статьи.

Источник финансирования. Авторы заявляют об отсутствия внешнего финансирования при проведении исследования.

ADDITIONAL INFORMATION

Authors’ contribution. A.Yu. Abalyaev ― search for publications, writing and editing the text of the manuscript; A.B. Lyukhter ― editing the text of the manuscript, expert opinion, approval of the final version. All authors made a substantial contribution to the conception of the work, acquisition, analysis, interpretation of data for the work, drafting and revising the work, final approval of the version to be published and agree to be accountable for all aspects of the work.

Competing interests. The authors declare that they have no competing interests.

Funding source. This study was not supported by any external sources of funding.

About the authors

Andrey Yu. Abalyaev

Vladimir State University named after A.G. and N.G. Stoletovs

Author for correspondence.
Email: ice_aya@bk.ru
ORCID iD: 0000-0003-0590-321X
SPIN-code: 2180-2769

Dr. Sci. (Tech.), Head of the Heat Engines and Power Plants Department

Russian Federation, 87 Gorkiy street, 600000 Vladimir

Alexander B. Lyukhter

Vladimir State University named after A.G. and N.G. Stoletovs

Email: 3699137@mail.ru
ORCID iD: 0000-0003-1523-0637
SPIN-code: 5633-5549

Dr. Sci. (Tech.), Associate Professor of the Heat Engines and Power Plants Department

Russian Federation, 87 Gorkiy street, 600000 Vladimir

References

Supplementary files