Современные ДВС с кривошипно-шатунным механизмом принципиально не могут обеспечивать высокий термический КПД, который достигается при высоких степенях сжатия из-за возможной детонации, разрушающей подшипники коленчатого вала и срывающей масляную пленку с зеркала цилиндра.

Для достижения высоких степеней сжатия, и соответственно высокого КПД, требуется двигатель, обладающий следующими ключевыми свойствами:

- не имеет механической связи поршня с выходным валом, по крайней мере, в области высоких давлений цикла,

- отсутствует боковая нагрузка поршня на стенку цилиндра, и поэтому может работать без жидкой смазки в горячей зоне.

Таким двигателем является двухцилиндровый двухтактный двигатель, предложенный автором в [1].

Уплотнительные кольца поршней предполагается изготавливать из графитового композита, что позволит отказаться от жидкой смазки. Отсутствие боковой нагрузки достигается благодаря соосности линии движения поршня и оси ротора. Связь поршня с ротором только магнитная, а в области высоких давлений (мертвых точек) она отсутствует. Схема двигателя представлена на рис.1.

 

Преобразователь возвратно-поступательного движения во вращательное является бесконтактным, основанным на магнитной связи магнитов штока поршня и вращающегося ротора [2].

Наличие нежесткой магнитной связи предполагает нетривиальную кинематику поршня и ротора, рассмотрение которой является целью данной работы.

Исходя из модели кинематики поршня, необходимо оценить диапазон рабочих частот, оптимальную частоту вращения ротора, мощность двигателя, параметры продувки.

Анимацию работы основных узлов двигателя можно посмотреть в [3].

Расчетные значения будут представлены для двухцилиндрового двигателя конструкции, аналогичной [1], но с магнитом ротора в виде плоских пластин, расположенных под углом 90 градусов (см. рис.2)

Экспериментальные данные по горению в режиме HCCI взятые из работы [4], показывают, что для достижения точки самовоспламенения, степень сжатия при использовании низкооктанового бензина должна составлять 23-24 единицы (рис. 3, данные для n-пентана, бедная смесь 0.335 от стехиометрической).

В предложенном двигателе степень сжатия переменная, зависит от условий каждого цикла сжатия и последующего сгорания.

Одним из модельных предположений будем считать адиабатичность процессов сжатия топливовоздушной смеси и расширения продуктов сгорания.

Значения х_min – минимальная координата поршня и x_max – максимальная координата, вообще говоря, различны для каждого цикла и зависят как от вида топлива, частоты движения поршней, так и от условий каждого акта воспламенения и сгорания. При этом эти значения должны соответствовать минимальным необходимым для самовоспламенения степеням сжатия. Очевидно, что х_min > 0, x_max - х_min ≤ L, где L – максимальная длина хода поршня.

В момент наибольшего сжатия смеси противодействующая сила со стороны магнитов ротора на магниты штока не действует. Поэтому большие усилия, возникающие в двигателе, в т.ч. при детонации смеси, в обычных ДВС передаются на шейку коленчатого вала и корпус двигателя, а в предложенном двигателе эти усилия лишь разгоняют противолежащие поршни, движущиеся фактически свободно. Существенную нагрузку растяжения при этом испытывает лишь стенка цилиндра и диагональные связи (штанги) поршней. Таким образом, прочность корпуса двигателя должна соответствовать не силам начальной стадии сгорания или детонации, а на порядок меньшим усилиям, передаваемым на выходной вал. Поэтому двигатель может выдерживать большие давления цикла без существенного утяжеления конструкции.

При адиабатическом расширении газа давление, а вместе с ней сила, падают очень быстро, поэтому пройдя небольшое расстояние, поршень испытывает уже вполне умеренные силы давления.

Для опытного образца в номинальном режиме работы сила уменьшается за время движения поршня от точки максимального давления до точки захвата магнитной силой в 5 раз.

Магнитные силы в двигателе

Изготовление магнитов ротора волнообразной формы [1] достаточно сложно с технологической точки зрения. Намного проще изготовить сборный магнит ротора из пластин, с торцевыми полюсами, установленными под углом (см. рис. 2).

Развертка поверхности полюсов на плоскость выглядит следующим образом (рис.4):

Рис.4 Развертка внутренних полюсов магнитов ротора на плоскость. Кружками обозначен полюс магнита штока при его возвратно-поступательном движении. Слева схематично указан график магнитной силы в зависимости от положения полюса магнита штока. d – толщина магнита, ∆ – толщина разделителя магнитов, h – ширина магнита, L – расчетная длина хода поршня

Рассмотрим силы, действующие на магнит ротора в осевом направлении.

Сила давления продуктов сгорания топлива F_Д направлена вдоль оси движения поршня, а сила, направленная на вращение ротора F_В - перпендикулярно ей (см. рис.6)

 

Касательной силы, действующей на магнит ротора нет, т.к. при перемещении полюса магнита штока вдоль полюса ротора сила не возникает. Механическая аналогия – тело на клине без трения, где на клин действует только нормальная сила со стороны тела.

Уравнения сил:

, 

Максимальная сила давления, передаваемая магнитами, составит:

.

Остальные магниты ротора и штока взаимодействуют аналогично, вклад каждого «слоя» магнитов в итоге суммируется.

Расчет в программе FEMM двумерной модели [2] показал для опытного образца вращающий момент системы магнитов М=2.07 Нм для каждого слоя магнитов. В каждом штоке и роторе опытного образца имеется 8 слоев. Таким образом, для всей системы имеется 16 слоев, и общий максимальный передаваемый вращающий момент составит М_двиг = 33.12 Нм.

Для одного ротора вращающий момент опытного двигателя M_ротор= 16.6 Нм, при плече силы R=5.8×10^-2 м. Тогда максимальная магнитная вращающая сила одного ротора F_В= M_ротор/R ≈ 286 Н.

Максимальная сила давления газов для угла в=90° составит F_Д=2F_B=572 Н

При расчете режимов двигателя в дальнейшем считаем, что внешняя нагрузка является максимальной, т.е. соответствующей максимальной магнитной силе. В этих режимах будет развиваться максимальная мощность двигателя.

Кинематика прохода мертвой точки

Поскольку полюса крайнего магнита штока и крайнего магнита ротора имеют противоположную полярность, при проходе поршнем мертвых точек, магнитная сила меняет свой знак. При этом возникает эффект «свободного хода» поршня.

Считаем, что полюс поршня до некоторой точки «С» движется по средней линии разделителя магнитов. В этой точке «С» проекция скорости поршня на линию полюса ротора становится меньше проекции скорости ротора на эту же линию. При этом полюс поршня сходит со средней линии разделителя магнитов. Точку «С» назовем точкой сброса.

После точки сброса поршень тормозится силами давления сжимаемой топливо-воздушной смеси (ТВС), вплоть до полной остановки в точке х_min. При этом он проходит некое расстояние х_С. Затем происходит самовоспламенение ТВС, поршень движется до средней линии разделителя магнитов, проходя некое расстояние x_A (см. рис.7). Назовем точку «А» выхода поршня на эту линию точкой захвата. Отметим, что на средней линии разделителя магнитов на магнит штока (и жестко связанный с ним поршень) действует максимальная магнитная сила.

На рис.7 изображен фрагмент магнитной системы ротора, кружками обозначено положение полюса магнита штока в точках сброса (т.С), в мертвой точке (т.ВМТ) и в точке захвата (т.А)

Рис. 7 Схема движения полюса штока относительно полюсов ротора вблизи мертвых точек. Система отсчета связана с внутренней поверхностью ротора, стрелкой указано направление движения ротора. Взаимодействующие полюса магнитов ротора и штока имеют различную полярность. Полярность магнитов ротора и штока чередуется в направлении движения штока. Точка О – начало координат, удобное для рассмотрения термодинамических процессов, точка О₂ – начало координат для рассмотрения кинематики.

При синхронном движении полюс штока движется вдоль полюса ротора. Поэтому проекции скоростей полюсов штока и ротора на линию перпендикуляра к полюсу ротора должны иметь одинаковые значения (рис.8).

 

Приравнивая значения проекций, получим:

, (1)

где в – угол между полюсами ротора.

Таким образом, поршень «сбрасывается», когда скорость поршня становится меньше , и «захватывается» при достижении скорости . Обозначим скорости поршня, при которых происходит захват и сброс соответственно U_З и U_C.

Если угол между полюсами магнитов ротора в=90⁰, скорости поршня и ротора при захвате одинаковы.

Качественная зависимость скоростей ротора и поршня от времени в приближении равноускоренного движения, для угла разворота полюсов в=90⁰ показана на рис. 9

 

Запишем основные кинематические соотношения для свободного хода поршня, считая движение равноускоренным с некоторым средним ускорением:

, 

Приближенно будем считать, что , где а_{сжат.мах} - ускорение, действующее на поршень в конце такта сжатия, а_{расш.мах} – ускорение, действующее на поршень в начале такта расширения. Тогда , . Более точно время рассчитывается путем численного решения дифференциального уравнения типа с соответствующими краевыми условиями.

Во время свободного хода поршня, скорость ротора меняется в соответствии с (1) от значения  до . Приближенно считаем это движение равноускоренным, тогда средняя скорость ротора составит:

Расстояние, пройденное точкой на внутренней поверхности ротора за время свободного пробега:

 (2)

Но, из рис.7 видно, что <О₂СМ = <O₂АК = в/2.

Тогда

Для расстояния, которое прошел ротор (а в системе отсчета ротора – расстояние пройденное полюсом магнита штока):

Сокращая , получаем условие для корректного прохождения мертвой точки:

.

Как видим, от угла между пластинами магнита ротора соотношение не зависит. Введем обозначение:

Тогда окончательно получим условие:

 (3)

Значение величины д для каждого режима двигателя определяется с помощью численного исследования. С точки зрения физики процесса, д показывает, во сколько раз ротор движется быстрее, чем это нужно для того, чтобы поршень «успел» попасть на среднюю линию разделителя полюсов магнитов ротора. Для максимально эффективной работы эта величина должна быть равна 1.

Огибающая линия полюсов ротора может быть и не в виде ломаных прямых, а более сложной. Например, линия полюсов может быть волнистой линией или состоять из ломаных прямых с «плато» в области мертвых точек. Тогда расчет параметра д должен будет рассчитываться исходя из того, чтобы после прохождения поршнем расстояния он попадал на среднюю линию разделителя полюсов магнитов ротора.

Силовой расчет сечения поршня 
В режиме передачи мощности тормозящий магнитный момент должен быть меньше или равен максимальному магнитному моменту. Для этого, после прохождения поршнем пути «свободного пробега», давление должно упасть до величины p_раб = F_Д/S.

Для простоты, будем рассматривать термодинамические процессы только в одной половине цилиндра. В силу симметрии, величины работы, давления и силы одинаковы. Для получения итоговых значений мощности, полученные значения необходимо будет удвоить.

Считаем падение давления адиабатическим с показателем г=7/5:

p_маx (V_маx)^г = p_раб (V_раб)^г

Тогда, сокращая площадь поршня, получим:

p_маx = p_раб ((x_А+ x_мin)/x_мin)^г,

где x_А – часть длины свободного пробега поршня, его разбег, x_min – координата внутренней мертвой точки. Начало координат находится в центре цилиндра двигателя.

После окончания свободного пробега сила давления газов должна быть равна силе магнитной связи, в данном случае максимальной силе давления газов:

p_раб S = F_Д, тогда

 (4)

Механизм передачи мощности.
С точки зрения передачи мощности поршня к ротору, движение поршня состоит из трех фаз, повторяющихся каждый цикл.

Фаза А Первоначальный разгон поршня силами расширения сгоревшего (сдетонировавшего) топлива (1-2 на рис.10). Поршень движется без взаимодействия с ротором. Ротор немного снижает скорость под внешней нагрузкой. Точка захвата определяется силой магнитов, начальным давлением газов и текущей частотой ротора.

Фаза В Идет передача мощности за счет торможения ротором поршня. Движение поршня до некоторой конечной скорости «сброса» U_c, при которой ротор начинает обгонять поршень и передача мощности прекращается (2-3 на рис.10).

Фаза С Торможение поршня силами сжимаемой ТВС, вплоть до его остановки (3-4 на рис.10). Ротор немного снижает скорость под внешней нагрузкой.

 

Считаем расширение газов адиабатическим с показателем г, то есть, где p_MAX – максимальное давление цикла при достижении внутренней мертвой точки, V_MIN – объем Ѕ цилиндра при достижении внутренней мертвой точки. Тогда, учитывая, что сечение цилиндра не меняется, зависимость давления расширения от координаты будет иметь вид:

 (5)

Аналогично, адиабата сжатия имеет вид , где p_A – атмосферное давление, V_СЖАТИЯ – объем Ѕ цилиндра при начале сжатия в соседнем цилиндре. Тогда зависимость давления сжатия от координаты будет иметь вид

,

где z – координата поршня в соседнем цилиндре.

Так как сжатие осуществляется в соседнем цилиндре, но из-за жестких «диагональных» связей – штанг, энергетически происходит за счет расширения в текущем цилиндре. Для учета в текущей координате x необходимо преобразование координат:

Тогда зависимость давления, действующего со стороны соседнего цилиндра, будет:

 (6)

Полная работа расширения, для Ѕ цилиндра, учитывая (5):

 (7)

Полная работа сжатия, для Ѕ цилиндра, учитывая (6):

 (8)

Для расчета скоростей захвата и сброса необходимо также рассчитать работы фазы А и фазы С соответственно, для Ѕ цилиндра. Исходя из численных расчетов, x_A < b, x_C >b. Поэтому, учитывая работу сжатия в соседнем цилиндре:

,

В этих фазах вся работа газов переходит в кинетическую энергию поршня и наоборот:

, 

Скорости захвата и сброса, соответственно, составят: , .

Максимальная работа, которая может быть совершена «половиной» цилиндра за рабочий такт двигателя:

А_{внеш мах} = F_Д(L – x_A – x_C) (9)

Отметим, что небольшие силы действуют также в фазах С и А, однако в рамках данной модели мы их не рассматриваем.

Передача мощности происходит в результате непосредственной работы газов в фазе B, а также за счет изменения скорости поршня. Это изменение скорости определяет неравномерность хода ротора. Коэффициент неравномерности:

Расчеты для опытного образца показывают, что коэффициент неравномерности вращения в области рабочих частот близок к единице.

Энергетический расчет сечения поршня
Из уравнения энергетического баланса, в случае отбора максимальной мощности:

А₊ + А_- = А_{внеш мах}

Используя (7) и (8), а также (9), получим:

Раскрывая скобки, получим площадь сечения поршня:

 (10)

Необходимо отметить, что в формуле не учитываются потери двигателя на трение, потери давления в уплотнениях поршневых колец, потери на образование вихревых токов в магнитах и металлических частях двигателя. Однако эти потери должны быть невелики, в пределах 1-2 % мощности двигателя.

Расчет зависимости интервалов разгона и торможения
Для двигателя необходимо одновременное выполнение условий (4) и (10). Из решения получим, обозначив :

Обозначим .

Тогда условие соблюдения энергетического баланса и силы примет вид:

 (11)

Расчет мощности на номинальной рабочей частоте
Мощность, развиваемая Ѕ цилиндра двигателя при условии полного использования магнитной силы:

Поскольку за один оборот ротора поршень совершает 2k ходов (для опытного образца 2k=9), а работают 2 половины цилиндра, мощность двигателя составит:

 (12)

Таблица 1 Вводные значения численного исследования

Расстояние от середины цилиндра до внутренней мертвой точки	Xmin, мм	0,6
Расстояние от середины цилиндра до внешней мертвой точки	Xmax, мм	19,1
Ход поршня	L, мм	18,5
Атмосферное давление	Pa, Па	101325
Максимальное давление цикла	Pmax, Па	15000000
Длина выпускных окон по зеркалу цилиндра	b, мм	3,0
Показатель адиабаты воздуха и ТВС	г	1,4
Внутренний радиус ротора	r, мм	58,0
Масса поршня	m, кг	0,7
Максимальная сила, передаваемая магнитной системой	Fд, Н	572
Угол разворота магнитных полюсов ротора	в	90
Степень сжатия	ж	26,8
Термический КПД цикла	з	73,2

Таблица 2. Результаты численного исследования

Ха,мм	Хс,мм	Диаметр цилиндра D, мм	UЗ, м/с	UС , м/с	Частота n, мин-1	Uз/Uc	Мощ-ность N, Вт	N, л.с.	Рабочий объем, см3	Удель-ная мощ-ность, кВт/л	д
0,1	16,1176	7,7627	0,4265	1,2298	856,7	0,3	107	0,1	3,5016	29	0,339
0,2	15,5485	8,5233	0,6314	1,3469	1023,2	0,5	154	0,2	4,2213	35	0,404
0,3	14,9552	9,2558	0,8047	1,4586	1170,6	0,6	208	0,3	4,9781	40	0,457
0,4	14,3395	9,9642	0,9624	1,5655	1307,5	0,6	269	0,4	5,7693	45	0,504
0,5	13,7027	10,6517	1,1105	1,6678	1437,0	0,7	337	0,5	6,5929	49	0,550
0,6	13,0460	11,3206	1,2516	1,7660	1560,8	0,7	414	0,6	7,4470	53	0,594
0,7	12,3704	11,9730	1,3875	1,8600	1679,7	0,7	498	0,7	8,3300	57	0,639
0,8	11,6768	12,6105	1,5191	1,9501	1794,4	0,8	590	0,8	9,2407	61	0,686
0,9	10,9660	13,2345	1,6472	2,0360	1905,1	0,8	690	0,9	10,1778	65	0,736
1,0	10,2387	13,8461	1,7722	2,1177	2012,0	0,8	798	1,1	11,1402	69	0,789
1,1	9,4955	14,4463	1,8946	2,1948	2115,2	0,9	913	1,2	12,1270	72	0,847
1,2	8,7369	15,0360	2,0146	2,2670	2214,6	0,9	1036	1,4	13,1373	76	0,912
1,3	7,9636	15,6160	2,1324	2,3337	2310,0	0,9	1166	1,6	14,5703	79	0,984
1,4	7,1759	16,1869	2,2484	2,3937	2401,1	0,9	1302	1,8	15,7253	82	1,066
1,5	6,3744	16,7493	2,3626	2,4459	2487,1	1,0	1444	2,0	16,3017	85	1,160
1,6	5,5593	17,3037	2,4751	2,4879	2567,1	1,0	1590	2,2	17,3987	88	1,270
1,7	4,7311	17,8506	2,5861	2,5165	2639,3	1,0	1740	2,4	18,5159	91	1,400
1,8	3,8901	18,3904	2,6957	2,5257	2700,7	1,1	1890	2,6	19,6526	93	1,556
1,9	3,0367	18,9235	2,8040	2,5048	2745,9	1,1	2035	2,8	20,8085	94	1,742
2,0	2,1712	19,4502	2,9111	2,4304	2762,9	1,2	2163	2,9	21,9830	95	1,963
2,1	1,2937	19,9709	3,0169	2,2392	2718,7	1,3	2244	3,1	23,1758	93	2,191
2,2	0,4047	20,4858	3,1217	1,6332	2459,4	1,9	2136	2,9	24,3863	84	2,147

Параметры Таблице 1 выбирались исходя из расчетов в программе Дизель-РК [5], экспериментальных данных [4], а также параметров магнитной системы, рассчитанных в [1].

Для получения расчетных данных Таблицы 2 использовался диапазон значений x_A от 0.5 мм до 2.2 мм с шагом 0.1 мм. Верхний предел обусловлен неотрицательностью x_С, в соответствии с соотношением (11). Расчет производился по формулам (5)-(12).

Выделены строки, значения в которых подходят для номинального режима работы с д=1. В этом режиме приемлемая неравномерность ч=0.9, при необходимости ее можно скомпенсировать эксцентриковыми шкивами.

Для опытного образца была выбрана номинальная частота вращения ротора 2400 об/мин, при этом мощность составит 1300 Вт. Диаметр поршней 16,2 мм, а рабочий объем всего двигателя около 16 куб. см, при удельной мощности 82 кВт/л. Расчетный термический КПД составил 73,2%.

Регулирование мощности
Поскольку количество воздуха в каждом такте практически неизменно, а частота вращения, как мы видели, не должна меняться, регулирование мощности производится изменением степени обогащения топлива. Применительно к рассматриваемой модели, меняться будет максимальное давление цикла. Считаем при этом, что степень сжатия не изменяется.

Таблица 3 Зависимость расчетных параметров от максимального давления цикла

Pmax, Па	Ха	Хс	Частота n, мин-1	Uз/Uc	Мощность N, Вт	д
10000000	0,8971	10,9868	2329,4	0,8	842	0,864466
11000000	1,0026	10,2198	2352,6	0,8	935	0,894955
12000000	1,1053	9,4554	2370,9	0,9	1028	0,929544
13000000	1,2057	8,6935	2384,8	0,9	1121	0,96905
14000000	1,3038	7,9337	2394,8	0,9	1212	1,014347
15000000	1,4000	7,1759	2401,1	0,9	1302	1,066451
16000000	1,4944	6,4200	2403,6	1,0	1390	1,126582
17000000	1,5870	5,6657	2402,0	1,0	1476	1,196226
18000000	1,6782	4,9129	2395,7	1,0	1559	1,277162
19000000	1,7679	4,1616	2383,4	1,1	1637	1,371403
20000000	1,8562	3,4116	2363,1	1,1	1708	1,480821
21000000	1,9434	2,6629	2330,8	1,1	1769	1,605703
22000000	2,0293	1,9154	2278,1	1,2	1811	1,739342
23000000	2,1141	1,1690	2182,7	1,4	1815	1,844677
24000000	2,1979	0,4236	1953,8	1,9	1695	1,706957

Определившись с номинальным режимом работы и определив диаметр поршня, можем из (4) получить значение x_A:

 (13)

Формулы (11) и (13) позволяют рассчитать мощность в зависимости от максимального давления. Результаты расчетов для опытного образца двигателя представлены в таблице 3.

Из таблицы 3 видим, что возможно регулирование мощности путем изменения состава ТВС, в пределах 900 – 1500 Вт, при неизменной степени сжатия. Меньшие значения мощности соответствуют степени сжатия, при которой не гарантируется самовоспламенение смеси.

Расчет газообмена
Двигатель имеет прямоточно-щелевую продувку, встречные поршни движутся строго в противофазе. При этом выпускные окна открываются раньше впускных и позже закрываются, что обеспечивается большей длиной выпускных окон по зеркалу цилиндра. Для расчета формы и оптимального сечения окон использовалась программа Дизель-РК [5], а также работа [6].

Двигатель, предложенный в [1], является с точки зрения программы Дизель-РК нестандартным, но мы можем считать, что он аналогичен встречно-поршневым дизелям с теми же размерами камеры сгорания.

Пути совершенствования двигателя
В предложенном двигателе противоположные поршни двигаются в противофазе, в отличие от классических двигателей со встречно-движущимися поршнями, где фазы продувочных и выпускных поршней сдвинуты для возможности использования наддува.

Поэтому более раннее закрытие выпускных окон необходимо обеспечивать, при необходимости, например, наддува, дополнительным устройством – гильзовым клапаном или заслонкой в выпускном коллекторе, с соответствующим управлением. Управление гильзами или заслонками проще всего осуществить от возвратно-поступательного движения соединительных штанг. Тогда продувочный насос будет работать также как нагнетатель. Использование турбонаддува представляется нецелесообразным из-за высокой степени сжатия, и, следовательно, расширения. При этом температура и скорость выхлопа не будут большими.

Одним из путей увеличения литровой мощности двигателя может быть увеличение частоты, что достигается увеличением длины хода L и силы магнитов F_Д. Кроме того, форсирование по частоте может быть применено путем изменения геометрии магнитов ротора, в частности, «плато» (см. рис.13)

Благодаря увеличенному пути ротора, при том же пути поршня, можно соблюсти условие (3) для более высоких мощностей и частот вращения.

В силу отсутствия масляной пленки на зеркале цилиндра и химической пассивности графитовых колец, перспективным представляется непосредственный впрыск топлива в цилиндр вместе с водой или растворами активных веществ. В качестве активного вещества можно использовать карбамид, свойства его как поглотителя оксидов азота и серы хорошо изучены [7,8].

Выводы
Двигатель по своим характеристикам подходит для нагрузок с постоянной частотой вращения:

- гибридные транспортные средства,

- генераторы электроэнергии,

- крупнотоннажные суда и локомотивы,

- привод компрессоров и другого оборудования.

Исходя из расчетов, двигатель обладает высоким для тепловых машин термическим КПД и высокой удельной мощностью. Благодаря своим конструктивным особенностям, нейтрализация оксидов азота и серы в двигателе может производиться непосредственно в цилиндре.

Библиографический список

1. Сухаревский В.В. Преобразователь возвратно-поступательного движения во вращательное и двухцилиндровый двигатель на его основе // Современные научные исследования и инновации. 2014. № 10 [Электронный ресурс]. URL: http://web.snauka.ru/issues/2014/10/39944 (дата обращения: 22.10.2015)
2. Youtube, http://www.youtube.com/watch?v=CGNBFX1FHgA
3. Заявка РСТ/RU 2014/000486 от 30.06.2014
4. Van Blarigan P., Goldsborough S. Homogeneous charge compression ignition free piston linear alternator. Sandia report SAND99-8206, November 1998
5. Программа Дизель-РК http://www.diesel-rk.bmstu.ru/Rus/
6. Орлин. Расчет сечений органов распределения двухтактных быстроходных двигателей. – М:Труды ЦИАМ, Выпуск 28, 1938, с. 62
7. Фролов С.Г., Росляков А.Д. Уменьшение вредных выбросов транспортных дизелей путем нейтрализации оксидов азота // Вестник Самарского государственного аэрокосмического университета, 2009, №3(19), с. 138-142
8. Демидов А.А., Надарейшвили Г.Г. Контроль концентрации аммиака в системах селективного восстановления оксидов азота дизелей // Механика машин, механизмов и материалов. 2015. № 3 (32), с. 43-46

---

Количество просмотров публикации: Please wait

Все статьи автора «Сухаревский Владимир Владимирович»