Sauerstoffgrenzkonzentration (limiting oxygen concentration) und Explosionsbereiche von ausgewählten Gasen und Dämpfen

 

Abb. 25.1. Abschätzung der Sauerstoffgrenzkonzentration SGK bei Inertisierung mit Stickstoff als Funktion der oberen Explosionsgrenze OEG, der Molmasse M und der stöchiometrischen Sauerstoffmenge Omin = c+h/4-o/2 für ausgewählte Brenngase. Die Messdaten stammen von E. Brandes und W. Möller in "Safety Characteristic Data", Vol. 1, Wirtschaftsverlag NW, Bremerhaven 2008.

Abb. 25.2. Explosionsbereiche von Alkanen bei p = 1,013 bar und t = 20°C. Bei Flüssigkeiten (ab n-Pentan) wurde die obere Grenzkonzentration OEG von 100°C in 20°C (fiktiver Zustand) umgerechnet. Für den Punkt der Sauerstoffgrenz-konzentration SGK wurde ein Luftverhältnis λ = -0,1253 ln(M/g/mol) + 1,2353 gewählt. Die Messdaten stammen von E. Brandes und W. Möller in "Safety Characteristic Data", Vol. 1, Wirtschaftsverlag NW, Bremerhaven 2008.

Abb. 25.3. Explosionsbereiche von Alkoholen bei p = 1,013 bar und t = 20°C. Alle Werte der oberen Grenzkonzentration OEG wurden von 100°C in 20°C (fiktiver Zustand) umgerechnet. Berechnete Werte der Sauerstoffgrenz-konzentration SGK gelten nach Abb. 25.1. Weitere Angaben siehe Abb. 25.2.

Maximaler Explosionsdruck im Unterdruckbereich von Methanol, Ethanol, Isopropanol, Aceton, Butanon und Cyclohexan

Abb. 22.1. Maximaler Explosionsdruck p_max von Methanol in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p. Messdaten nach D. Pawel und E. Brandes in "Abhängigkeit sicherheitstechnischer Kenngrößen vom Druck unterhalb des atmosphärischen Druckes", Sept. 1998, PTB Braunschweig und Berlin. Berechnung bei isochorer und adiabater Prozessführung (U, V = const.) nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera gemäß den thermodynamischen Eingangsgrößen von A. Burcat und E. Goos, Technikon (Haifa). Alle rechnerischen Drücke sind mit dem Faktor 0,96 angepasst. Der maximale Explosionsdruck liegt bei allen Lösungsmitteln (siehe auch unten) unterhalb des stöchiometrischen Mischungsverhältnisses (λ = 0,71 ... 0,87).

Abb. 22.2. Explosionsdruck p_ex von Methanol in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p und des Stoffmengenanteils x_CH3OH. Die Anfangstemperatur ist 50 °C. Der rechnerische Anpassungsfaktor beträgt 0,95.

Abb. 22.3. Explosionsdruck p_ex von Methanol in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p und des Stoffmengenanteils x_CH3OH. Die Anfangstemperatur ist 100 °C. Der rechnerische Anpassungsfaktor beträgt 0,98.

Abb. 22.4. Gekühlter isochorer Prozessverlauf für Druck p und Temperatur T während der Zündung von einem Methanol/Luft-Gemisch mit atomaren Wasserstoff H des Stoffmengenanteils x_H = 3 %. Die Anfangswerte sind das Luftverhältnis λ = 1,0, der Druck p₀ = 1,013 bar und die Temperatur T₀ = 323,15 K. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera gemäß dem Kinetik-Modell von M. Mehl, H. J. Curran, W. J. Pitz and C. K. Westbrook, "Chemical kinetic modeling of component mixtures relevant to gasoline," European Combustion Meeting, Vienna, Austria, 2009.

Abb. 22.5. Gekühlter isochorer Prozessverlauf für die Stoffmengenanteile x_i der Prozesskomponenten während der Zündung von einem Methanol/Luft-Gemisch mit atomaren Wasserstoff H des Stoffmengenanteils x_H = 3 %. Weitere Angaben siehe Abb. 22.4. 

Abb. 22.6. Maximaler Explosionsdruck p_max von Ethanol und Aceton in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p. Die rechnerischen Drücke von Aceton sind mit dem Faktor 0,934 angepasst, die von Ethanol mit dem Faktor 0,95. Weitere Angaben siehe Abb. 22.1.

Abb. 22.7. Explosionsdruck p_ex von Ethanol in Luft als Funktion des Anfangs-druckes p und des Stoffmengenanteils x_C2H5OH. Die Anfangstemperatur ist 50 °C. Der rechnerische Anpassungsfaktor beträgt 0,96.

Abb. 22.8. Gekühlter isochorer Prozessverlauf für Druck p und Temperatur T während der Zündung von einem Ethanol/Luft-Gemisch mit atomaren Wasserstoff H des Stoffmengenanteils x_H = 1,75 %. Die Anfangswerte sind das Luftverhältnis λ = 1,0, der Druck p₀ = 1,013 bar und die Temperatur T₀ = 323,15 K. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera gemäß dem Kinetik-Modell Kinetik-Modell von M. Mehl, H. J. Curran, W. J. Pitz and C. K. Westbrook, "Chemical kinetic modeling of component mixtures relevant to gasoline," European Combustion Meeting, Vienna, Austria, 2009.

Abb. 22.9. Gekühlter isochorer Prozessverlauf für die Stoffmengenanteile x_i während der Zündung von einem Ethanol/Luft-Gemisch mit atomaren Wasserstoff H des Stoffmengenanteils x_H = 1,75 %. Die Anfangswerte sind das Luftverhältnis λ = 1,0, der Druck p₀ = 1,013 bar und die Temperatur T₀ = 323,15 K. Weitere Angaben siehe Abb. 22.8.

Abb. 22.10. Gekühlter isochorer Prozessverlauf für die Stoffmengenanteile xi während der Zündung von einem Ethanol/Luft-Gemisch mit atomaren Wasserstoff H des Stoffmengenanteils x_H = 1,75 %. Die Anfangswerte sind das Luftverhältnis λ = 1,0, der Druck p₀ = 1,013 bar und die Temperatur T₀ = 323,15 K. Weitere Angaben siehe Abb. 22.8.

Abb. 22.11. Maximaler Explosionsdruck p_max von Isopropanol in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p. Alle rechnerischen Drücke sind mit dem Faktor 0,95 angepasst. Weitere Angaben siehe Abb. 22.1.

Abb. 22.12. Explosionsdruck p_ex von Isopropanol in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p und des Stoffmengenanteils x_C3H8O. Die Anfangstemperatur ist 100 °C. Der rechnerische Anpassungsfaktor beträgt 0,95.

Abb. 22.13. Maximaler Explosionsdruck p_max von Butanon in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p. Alle rechnerischen Drücke sind mit dem Faktor 0,95 angepasst. Weitere Angaben siehe Abb. 22.1.

Abb. 22.14. Explosionsdruck p_ex von Butanon in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p und des Stoffmengenanteils x_C4H8O. Die Anfangstemperatur ist 100 °C. Der rechnerische Anpassungsfaktor beträgt 0,95.

Abb. 22.15. Maximaler Explosionsdruck p_max von Cyclohexan in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p. Alle rechnerischen Drücke sind mit dem Faktor 0,95 angepasst. Weitere Angaben siehe Abb. 22.1.

Abb. 22.16. Explosionsdruck p_ex von Aceton in Luft als Funktion des Anfangsdruckes p und des Stoffmengenanteils x_C3H6O. Die Anfangstemperatur ist 20 °C. Der rechnerische Anpassungsfaktor beträgt 0,95.

Explosion (Detonation) von Wasserstoff und Alkanen (Methan, Ethan, Propan, Butan)

Abb. 21.1. Isochorer Detonationsdruck p von Wasserstoff, Methan und Propan in Luft berechnet für die Stoßwelle der Chapman-Jouguet-Geschwindigkeit als Funktion des Luftverhältnisses λ bzw. des Äquivalenzverhältnisses 1/λ. Die Umrechnung in den Stoffmengenanteil erfolgt nach x = 1 / (1 + λ L_min). Die Ausgangsgrößen sind T₀ = 300 K und p₀ = 1 bar. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera sowie nach S. Kao und J.E. Shepherd gemäß "Numerical Solution Methods for Control Volume Explosions and ZND Detonation Structure", GALCIT Report FM2006.007, July 2004-Revised September 23, 2008.

Abb. 21.2. Isochorer Detonationsdruck p von Alkanen (Methan, Ethan, Propan und n-Butan) in Luft berechnet für die Stoßwelle der Chapman-Jouguet-Geschwindigkeit als Funktion des Stoffmengenanteils x_i. Die Ausgangsgrößen sind T₀ = 293,15 K und p₀ = 1,0 bar. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera sowie nach S. Kao und J.E. Shepherd gemäß "Numerical Solution Methods for Control Volume Explosions and ZND Detonation Structure", GALCIT Report FM2006.007, July 2004-Revised September 23, 2008.

Abb. 21.3. Detonationsdruck p von Wasserstoff, Methan, Ethan, Propan und n-Butan in Luft nach den Schock- und Detonations-Sprungbedingungen berechnet für die Chapman-Jouguet-Stoßwellengeschwindigkeit als Funktion des Luftverhältnisses λ bzw. des Äquivalenzverhältnisses 1/λ. Die Ausgangsgrößen sind T₀ = 298,15 K und p₀ = 1,013 bar. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera sowie nach S. Browne, J. Ziegler und J.E. Shepherd gemäß "Numerical Solution Methods for Shock and Detonation Jump Conditions", GALCIT Report FM2006.006, July 2004-Revised August 29, 2008.

Abb. 21.4. Detonationsdruck p von Methan, Ethan, Propan und n-Butan in Luft nach den Schock- und Detonations-Sprungbedingungen berechnet für die Chapman-Jouguet-Stoßwellengeschwindigkeit als Funktion des Stoffmengenanteils x_i in Luft. Weitere Angaben siehe Abb. 21.3.

Abb. 21.5. Chapman-Jouguet-Geschwindigkeit U_CJ für Methan, Ethan, Propan und n-Butan als Funktion des Stoffmengenanteils x_i in Luft. Weitere Angaben siehe Abb. 21.3.

Abb. 21.6. Detonationsdruck p der reflektierten Stoßwelle für Wasserstoff, Methan, Ethan und Propan in Luft als Funktion des Luftverhältnisses λ bzw. des Äquivalenzverhältnisses 1/λ. Die Ausgangsgrößen sind T₀ = 293,15 K und p₀ = 1,013 bar. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera sowie nach S. Browne, J. Ziegler und J.E. Shepherd gemäß "Numerical Solution Methods for Shock and Detonation Jump Conditions", GALCIT Report FM2006.006, July 2004-Revised August 29, 2008.

Abb. 21.7. Detonationsdruck p der reflektierten Stoßwelle für Methan, Ethan, Propan und n-Butan in Luft als Funktion des Stoffmengenanteils x_i. Die Ausgangsgrößen sind T₀ = 293,15 K und p₀ = 1,013 bar. Weitere Angaben siehe Abb. 21.6.

Verbrennungsprozess im Diesel-Motor

Abb. 20.1. Arbeits-Diagramm eines Diesel-Motors mit Einspritzung von n-Heptan beim Luftverhältnis λ = 1,2 (Volllast). Die Bohrung d beträgt 79,5 mm, der Hub s = 95,5 mm, das Verdichtungsverhältnis ε = 19,5 und die Drehzahl n = 2500 U/min. Zylinderfüllung beim Druck p = 0,949 bar und der Temperatur t = 67,9 °C. Der indizierte Wirkungsgrad beträgt η_i = 48,18 %, das indizierte Drehmoment je Zylinder M_i = 43,37 Nm, der indizierte Mitteldruck p_i = 11,495 bar, die Einspritzdauer Δφ = 35° und der Einspritzbeginn φ = 25° vor OT. Die innere Abgasrückführung bedingt durch das Schadvolumen ist AGR = 5 %. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera. Die Reaktionskinetik der Kohlenwasserstoffe stammt vom Lawrence Livermore National Laboratory (Heptane Detailed Mechanism Vers. 3.1) und die Stickstoffkinetik vom Gas Research Institute (GRI-Mech 3.0). Der Reibmitteldruck wurde Urlaub, A.: Verbrennungsmotoren. Bd. 1, korrigierter Nachdruck Berlin: Springer 1990 entnommen.

Abb. 20.2. Indikator-Diagramm mit Druck p und Temperatur T als Funktion des Kurbelwinkels φ im Dieselmotor der Drehzahl n = 2500 U/min und des Luft- verhältnisses λ = 1,2 (Volllast). Die Einspritzung beginnt φ = 25° vor OT mit der Einspritzdauer Δφ = 35°. Siehe Abb. 20.1 für weitere Angaben.

Abb. 20.3. Reaktionsumsatz im Dieselmotor der Drehzahl n = 2500 U/min und des Luftverhältnisses λ = 1,2 (Volllast). Die Einspritzung beginnt φ = 25° vor OT mit der Einspritzdauer Δφ = 35°. Zu beachten ist, dass der Stoffmengenanteil von N₂ mit 10 dividiert ist und die Stoffmengenanteile von NOx, Heptan und HC mit 10 multipliziert sind. Siehe Abb. 20.1 für weitere Angaben. 

Abb. 20.4. Indikator-Diagramm mit Druck p und Temperatur T als Funktion des Kurbelwinkels φ im Dieselmotor der Drehzahl n = 800 U/min und des Luftver- hältnisses λ = 6,7 bei Leerlauf. Zylinderfüllung beim Druck p = 0,995 bar und der Temperatur t = 28,3 °C. Der indizierte Wirkungsgrad beträgt η_i = 28,11 %, das indizierte Drehmoment je Zylinder M_i = 5,388 Nm, der indizierte Mitteldruck p_i = 1,428 bar, die Einspritzdauer Δφ = 5,4° und der Einspritzbeginn φ = 10° vor OT. Die innere Abgasrückführung bedingt durch das Schadvolumen ist AGR = 5,1 %. Siehe Abb. 20.1 für weitere Angaben.

Abb. 20.5. Reaktionsumsatz im Dieselmotor nach Abb. 20.1 und 20.4 der Drehzahl n = 800 U/min und des Luftverhältnisses λ = 6,7 bei Leerlauf. Zu beachten ist, dass die Stoffmengenanteile von O₂ und N₂ mit 10 dividiert und die Stoffmengenanteile von Heptan und HC mit 10 multipliziert sind. NOx tritt nicht auf.

Abb. 20.6. Indikator-Diagramm wie in Abb. 20.4, doch mit Luftvorwärmung und geänderter Einspritzzeit zur Reduzierung der Rußemission (Leerlauf bei der Drehzahl n = 800 U/min und dem Luftverhältnis λ = 7,0). Zylinderfüllung beim Druck p = 0,995 bar und der Temperatur t = 54,8 °C. Der indizierte Wirkungsgrad beträgt η_i = 32,6 % und der Einspritzbeginn φ = 20° vor OT. Siehe Abb. 20.1 für weitere Angaben zum Motor.

Abb. 20.7. Reaktionsumsatz im Dieselmotor nach Abb. 20.1 und 20.6 der Drehzahl n = 800 U/min und des Luftverhältnisses λ = 7 bei Leerlauf. Zu beachten ist, dass die Stoffmengenanteile von O₂ und N₂ mit 10 dividiert und die Stoffmengenanteile von Heptan und HC mit 10 multipliziert sind. NOx tritt nicht auf.

Abb. 20.8. Indikator-Diagramm mit Druck p und Temperatur T als Funktion des Kurbelwinkels φ im Dieselmotor der Drehzahl n = 2500 U/min, des Luftverhältnisses λ = 1,2 und der äußeren Abgasrückführung AGR = 65 % bei Nulllast. Zylinderfüllung beim Druck p = 0,949 bar und der Temperatur t = 222,5 °C. Der indizierte Wirkungsgrad beträgt η_i = 41,91 %, das indizierte Drehmoment je Zylinder M_i = 8,83 Nm, der indizierte Mitteldruck p_i = 2,341 bar, die Einspritzdauer Δφ = 18,2° und der Einspritzbeginn φ = 20° vor OT. Die effektive massenbezogene Abgasrückführung ist AGR = 66,3 %. Siehe Abb. 20.1 für weitere Angaben zum Motor.

Abb. 20.9. Reaktionsumsatz im Dieselmotor nach Abb. 20.1 und 20.8 der Drehzahl n = 2500 U/min, des Luftverhältnisses λ = 1,2 und der äußeren Abgasrückführung AGR = 65 % bei Nulllast. Zu beachten ist, dass der Stoffmengenanteil N₂ mit 10 dividiert und die Stoffmengenanteile von Heptan und HC mit 10 multipliziert sind.

Abb. 20.10. Einstellung des Drehmomentes M (Leistung: P = 2 π M n) durch das Luftverhältnis λ für den Motor nach Abb. 20.1 mit der Drehzahl n = 2500 U/min. Weitere Angaben sind der Wirkungsgrad η, die eingespritzte Brenn- stoffmasse m und die spezifischen Emissionen E von CO und NOx. Die jeweilige Einspritzung beginnt 20° vor OT, die Einspritzdauer ist Δφ = 36°/λ. Das angenommene Reibmoment je Zylinder beträgt M_R = 8,82 Nm (Reibmitteldruck: P_R = 2,34 bar).

Abb. 20.11. Einstellung des Drehmomentes M (Leistung: P = 2 π M n) durch äußere Abgasrückführung AGR für den Motor nach Abb. 20.1 bei konstantem Luftverhältnis λ = 1,2 und der Drehzahl n = 2500 U/min. Weitere Angaben sind der Wirkungsgrad η, die eingespritzte Brennstoffmasse m und die spezifischen Emissionen E von CO und NOx. Die jeweilige Einspritzung beginnt 20° vor OT, die Einspritzdauer ist Δφ = 30°/(1+AGR). Das angenommene Reibmoment je Zylinder beträgt M_R = 8,82 Nm (Reibmitteldruck: P_R = 2,34 bar).

Abb. 20.12. NOx-Messwerte für den Diesel-Motor mit der Bohrung d = 106 mm, dem Hub s = 127 mm, dem Verdichtungsverhältnis ε = 17 und der Drehzahl n = 1400 U/min nach Karra, P. K.: Parametric study and optimization of diesel engine operation for low emissions using different injectors, Dissertation, Iowa State University (2009). Der indizierte Mitteldruck bei der Brennstoffmasse m_B = 50 mg beträgt etwa p_i = 9 bar (AGR = 0%), die angenommene Einspritzdauer Δφ = 20°. Die innere Abgasrückführung bedingt durch das Schadvolumen ist AGR = 5,81 %. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera. Die Reaktionskinetik von N-Heptan stammt vom Lawrence Livermore National Laboratory (Heptane Detailed Mechanism Vers. 3.1) und die Stickstoffkinetik vom Gas Research Institute (GRI-Mech 3.0). 

Abb. 20.13. Ruß- und NOx-Messwerte für den Diesel-Motor mit der Bohrung d = 137,2 mm, dem Hub s = 165,1 mm, dem Verdichtungsverhältnis ε = 15,1 und der Drehzahl n = 1600 U/min nach Meloni, R. und Naso, V.: An Insight into the Effect of Advanced Injection Strategies on Pollutant Emissions of a Heavy-Duty Diesel Engine, Energies 2013, 6, 4331-4351. Der Motor ist aufgeladen mit den Lufteintrittsgrößen T_L = 310 K und p_L = 1,84 bar. Der indizierte Mitteldruck bei der Brennstoffmasse m_B = 162,2 mg (Volllast) liegt im Bereich p_i = 14,3 ... 15,6 bar, die Einspritzdauer ist Δφ = 21,5°. Die innere Abgasrückführung bedingt durch das Schadvolumen ist AGR = 6,5 %, das Luftverhältnis ist λ = 1,64 entsprechend einem Sauerstoffgehalt von O₂ = 7,78 % im Abgas. Die Rußemissionen sind modelliert nach Hiroyasu, H. und Nishida, K.: Simplified Three-Dimensional Modeling of Mixture Formation Combustion in a Diesel Engine, 1989, SAE paper No. 890269. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera. Die Reaktionskinetik von N-Heptan stammt vom Lawrence Livermore National Laboratory (Heptane Detailed Mechanism Vers. 3.1) und die Stickstoffkinetik vom Gas Research Institute (GRI-Mech 3.0). 

Abb. 20.14. Ruß- und NOx-Messwerte für den Diesel-Motor mit der Bohrung d = 105,0 mm, dem Hub s = 115,0 mm, dem Verdichtungsverhältnis ε = 17,5 und der Drehzahl n = 1800 U/min nach Sabau, A. und Emil, O.: Soot Modeling in Diesel Engine, Proceedings of the 3rd International Conference on Environmental and Geological Science and Engineering (2010). Der indizierte Mitteldruck bei der Brennstoffmasse m_B = 38,6 mg (80% Volllast) liegt bei p_i = 8,7 bar, die angenommene Einspritzdauer ist Δφ = 13,0°. Die innere Abgasrückführung bedingt durch das Schadvolumen ist AGR = 5,65 %, das Luftverhältnis ist etwa λ = 1,7 entsprechend einem Sauerstoffgehalt von O₂ = 8,23% im Abgas. Die Rußemissionen sind modelliert nach Hiroyasu, H. und Nishida, K.: Simplified Three-Dimensional Modeling of Mixture Formation Combustion in a Diesel Engine, 1989, SAE paper No. 890269. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera. Die Reaktionskinetik von N-Heptan stammt vom Lawrence Livermore National Laboratory (Heptane Detailed Mechanism Vers. 3.1) und die Stickstoffkinetik vom Gas Research Institute (GRI-Mech 3.0). 

Verbrennungsprozess im Otto-Motor

Abb. 19.1. Arbeits-Diagramm eines adiabaten Otto-Motors mit dem Kraftstoff Methan beim Luftverhältnis λ = 1. Die Bohrung d beträgt 100 mm, der Hub s = 78,9 mm, das Verdichtungsverhältnis ε = 10,9 und die Drehzahl n = 3000 U/min. Zylinderfüllung beim Druck p = 1 bar und bei der Temperatur t = 60 °C. Der indizierte Wirkungsgrad ist η = 44,4 %, das indizierte Drehmoment je Zylinder M = 69,6 Nm. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera. Die Reaktionskinetik wurde Marinov, N. M., Pitz, W.J., Westbrook, C.K., Hori, M., and Matsunaga, N. "An Experimental and Kinetic Calculation of the Promotion Effect of Hydrocarbons on the NO-NO₂ Conversion in a Flow Reactor," Proceedings of the Combustion Institute, Volume 27, S. 389-396, 1998, entnommen. Einen Dieselmotor findet man hier.

Abb. 19.2. Indikator-Diagramm für Druck p und Temperatur T als Funktion des Kurbelwinkels φ. Siehe Abb. 19.1 für weitere Angaben.

Abb. 19.3. Reaktionsumsatz im adiabaten Otto-Motor mit Zündung eines Methan-Luftgemisches des Luftverhältnisses λ = 1. Der Molanteil von N2 wurde mit 10 dividiert, der von NOx mit 10 multipliziert. Siehe Abb. 19.1 für weitere Angaben.

Abb. 19.4. Arbeits-Diagramm eines adiabaten Otto-Motors mit dem Kraftstoff n-Heptan beim Luftverhältnis λ = 1. Die Bohrung d beträgt 100 mm, der Hub s = 78,9 mm, das Verdichtungsverhältnis ε = 10,9 und die Drehzahl n = 3000 U/min. Zylinderfüllung beim Druck p = 1 bar und bei der Temperatur t = 60 °C. Der indizierte Wirkungsgrad ist η = 44,9 %, das indizierte Drehmoment je Zylinder M = 75,0 Nm. Berechnung nach David G. Goodwin mit dem Programm Cantera. Die Reaktionskinetik wurde M. Mehl, H. J. Curran, W. J. Pitz and C. K. Westbrook, "Chemical kinetic modeling of component mixtures relevant to gasoline," European Combustion Meeting, Vienna, Austria, 2009, entnommen.

Abb. 19.5. Indikator-Diagramm für Druck p und Temperatur T als Funktion des Kurbelwinkels φ. Siehe Abb. 19.4 für weitere Angaben.

Abb. 19.6. Reaktionsumsatz im adiabaten Otto-Motor mit Zündung eines n-Heptan-Luftgemisches des Luftverhältnisses λ = 1. Der Molanteil von N2 wurde mit 10 dividiert, der von NOx mit 10 multipliziert. Weitere Angaben siehe Abb. 19.4.