SVEUČILIŠTE U SPLITU

FAKULTET ELEKTROTEHNIKE, STROJARSTVA I BRODOGRADNJE

POSLIJEDIPLOMSKI DOKTORSKI STUDIJ

„STROJARSTVO”

OPTIMIRANJE RADA BRODSKOG PORIVNOG

DIZELSKOG MOTORA U SVRHU ISPUNJENJA NOVIH

ZAHTJEVA O ISPUŠNIM EMISIJAMA

„KVALIFIKACIJSKI ISPIT”

Nastavnik Student

prof. dr. sc. Gojmir Radica, dipl. ing. Branko Lalić, dipl. ing.

SPLIT, studeni, 2013.

2

SADRŽAJ

SAŽETAK .................................................................................................................... 4

1. UVOD ........................................................................................................................ 5

1.1 Pregled dosadašnjih istraživanja ............................................................................. 5

2. PROPISI O ISPUŠTANJU ŠTETNIH TVARI U ATMOSFERU .................................. 7

3. IZGARANJE U SPOROHODNIM DVOTAKTNIM DIZELSKIM MOTORIMA ....... 12

3.1 Princip rada sporohodnog dvotaktnog dizelskog motora ....................................... 12

3.2 Stehiometrija izgaranja ............................................................................................. 14

3.3 Izgaranje u dizelskom motoru .................................................................................. 26

3.3.1 Tijek izgaranja .............................................................................................. 28

3.3.2 Formiranje mlaza .......................................................................................... 29

3.3.3 Raspad mlaza goriva ..................................................................................... 32

3.3.4 Procesi izgaranja ........................................................................................... 37

3.3.5 Izgaranje homogene smjese .......................................................................... 38

3.3.6 Izgaranje heterogene smjese ......................................................................... 39

3.3.7 Izgaranje po Vibeu ....................................................................................... 41

3.3.8 Adijabatska temperatura plamena ............................................................ 43

4. EMISIJA ISPUŠNIH PLINOVA ................................................................................... 51

4.1 Kemijska kinetika .............................................................................................. 52

4.2 Sumporni oksidi (SOx) .............................................................................................. 56

4.3 Ugljikov monoksid (CO) .......................................................................................... 58

4.4 Udljikov dioksid (CO2) ............................................................................................. 60

4.5 Ugljikovodici (HC) ................................................................................................... 61

4.6 Čestice i čađa (PM) ................................................................................................... 62

4.7 Dušikovi oksidi (NOx) .............................................................................................. 64

4.7.1 Nastanak termičkog dušikovog monoksida (NO) ........................................ 65

4.7.2 Nastanak brzog dušikovog monoksida (NO) ............................................... 70

4.7.3 Nastanak dušikovog monoksida (NO) iz dušik-dva-oksida (N2O) ............. 71

3

4.7.4 Nastanak dušikovog monoksida (NO) iz goriva ......................................... 71

4.7.5 Kontrola nastanka dušikovog monoksida (NO) ........................................ 71

5. TEHNIKE SMANJENJA ŠTETNIE EMISIJE ISPUŠNIH PLINOVA ......................... 71

5.1 Primarne metode smanjenja štetnih elemenata u emisiji ispušnih plinova ............... 72

5.1.1 Optimizacija rada motora ............................................................................. 72

5.1.2 Ovlaživanje ispirnog zraka SAM ................................................................. 76

5.1.3 Emulzifikacija goriva vodom WIF ............................................................... 77

5.1.4 Elektronski regulirano podmazivanje cilindarskih košuljica ....................... 79

5.1.5 Recirkulacija ispušnih plinova EGR ............................................................ 79

5.2 Sekundarna metoda smanjenja štetnih elemenata u emisiji ispušnih plinova ........... 80

5.2.1 Selektivna katalitička redukcija SCR .......................................................... 80

6. ZAKLJUČAK ................................................................................................................ 82

7. LITERATURA .............................................................................................................. 83

4

SAŽETAK

Utjecaja ispušnih plinova na okoliš i onečišćenje zraka s brodova primili su veliku pozornost u

posljednjih nekoliko desetljeća. Zbog karakteristika procesa izgaranja, tipičnog za velike brodske

dvotaktne sporohodne motore, i uporabe teških goriva, svjetska pomorska flota ispušta u atmosferu

značajne količine štetnih tvari kao što su dušikovi oksidi (NOx), ugljični monoksid (CO), ugljični

dioksid (CO2), ugljikovodici (HC), sumporni oksidi (SOx) i čestice čađe (PM). Poznavanje procesa

njihovog nastajanja, nastalih količina i utjecaja emisije ispušnih plinova važan su čimbenik

unapređenja brodskih dvotaktnih sporohodnih motora, a tako i za daljnje postroženje zakonskih propisa

po pitanju ograničenja emisije štetnih tvari.

Ovaj rad se sastoji od tri dijela i to od prvog dijela u kojemu je opisano izgaranje u brodskim

dvotaktnim sporohodnim motorima, od drugog dijela u kojemu je opisan nastanak emisije ispušnih

plinova kao produkata procesa izgaranja i od trećeg dijela u kojemu su opisane poznate tehnike

smanjenja štetne emisije ispušnih plinova koje se danas koriste brodskih dvotaktnih sporohodnih

motora.

Ključne riječi: dvotaktni sporohodni brodski motori, ubrizgavanje i izgaranje goriva, nastanak i

sastav emisija štetnih tvari, tehnike smanjenja štetne emisije

SUMMARY

Impact of exhaust gas emissions on the environment and air pollution from ships have received

considerable attention in the last few decades. Due to the characteristics of the combustion process,

typical for large marine two-stroke low speed engines, and the use of residual fossil fuels, the world's

fleet emits into the atmosphere significant amount of pollutants such as nitrogen oxides (NOx), carbon

monoxide (CO), carbon dioxide (CO2), hydrocarbons (HC), sulfur oxide (SOx) and carbon particles

(PM). Impact assessment of the process of their formation, emitted amounts and the influence of

emission are important factors for decision making in regulation development and also for engine

designers who aim to improve low-speed two-stroke marine engines, for further tightening of

regulations regarding limiting emissions.

This paper consists of three parts: the first section describes the injection and combustion process

in low-speed two-stroke marine engines, the second part describes the formation of the exhaust gas

emissions as a product of the combustion process and the third part in which the known techniques to

reduce harmful emissions that are now used in low-speed two-stroke marine engines are described.

Key words: two-stroke low-speed marine diesel engines, fuel injection, combustion, pollutant

formation and composition, reduction methods

5

1. UVOD

Utjecaja na okoliš i onečišćenje zraka s brodova primili su veliku pozornost u posljednjih nekoliko

desetljeća. Zbog karakteristika procesa izgaranja, tipičnog za velike brodske dvotaktne sporohodne

motore, i uporabe teških goriva, svjetska pomorska flota emitira značajne količine onečišćivača kao što

su dušikovi oksidi (NOx), ugljični monoksid (CO), ugljični dioksid (CO2), ugljikovodici (HC),

sumporni oksidi (SOx) i čestice čađe (PM). Poznavanje nastajanja, količina i utjecaja emisije ispušnih

plinova važan su čimbenik unapređenja brodskih dvotaktnih sporohodnih motora, a tako i za

postroženje zakonskih propisa za ograničavanje emisije štetnih tvari.

1.1 Pregled dosadašnjih istraživanja

Ovaj rad se sastoji od tri dijela i to od prvog dijela u kojem se razmatra procesa izgaranja, od

drugog dijela u kojemu je opisan nastanak štetnih tvari kao produkata procesa izgaranja i od trećeg

dijela u kojemu se opisuju poznate tehnika koje se danas koriste i svrhu smanjenja emisije štetnih tvari

kod brodskih dvotaktnih sporohodnih motora.

U prvom dijelu su spomenuti radovi koji opisuju proces rada dizelskoga motora, u drugom dijelu

navedeni su radovi koji se bave emisijom ispušnih plinova ili pojedinim elementima emisije ispušnih

plinova, a u trećem dijelu su spomenuti radovi koji se bave uređajima i tehnikama smanjenja pojedinih

štetnih elemenata u emisiji ispušnih plinova.

Pri samom početku razvoja motora s unutarnjim izgaranjem uočilo se da poboljšanje i razvoj novih

konstrukcija, koje su temeljene na znanju i iskustvu konstruktora i inženjera, predstavlja dugotrajan,

skup i neučinkovit put. Zbog toga su se razvile metode proračuna u kojima se analitičkim putem

analiziraju utjecajni čimbenici odvijanja radnog procesa i tako dobiju parametri za izradu novih

konstrukcija i sustava upravljanja. Već krajem tridesetih godina postavljeni su temelji proračuna većeg

broja stvarnih fizikalnih procesa u motoru. Osnove proračuna teoretskih procesa motora čine radovi

Lista. Usporedo se razvijaju i metode proračuna visokotlačnog dijela procesa, koje uzimaju u obzir veći

broj parametara stvarnog procesa: Neuman, Zinner i Vibe [16, 58].

Izgaranje, odnosno pretvorbu kemijske energije goriva u toplinsku obrađuju mnogi autori, među njima

su J. Warnatz i U. Maas [46, 49] koji problem isključivo razmatraju preko kemijske kinetike i

termodinamike procesa izgaranja. U prvom se koraku definira mehanizam pretvorbe, pa se posebno,

naročito kod dizelskog motora, analizira turbulentni homogeni plamen i turbulentni difuzijski plamen.

Pretvorba se analizira preko kemijske ravnoteže procesa preko niza elementarnih reakcija. Sve važne

spoznaje bazirane su na eksperimentu, podržane matematičkim pristupom preko jednadžbi očuvanja

mase, količine gibanja i očuvanja energije.

Raspad mlaza goriva proučavao je još davne 1937. godine Ohnesorge uvodeći kategorizaciju raspada

primarnog mlaza goriva, a Reitz i Braccou [12] uvode razlike između prve i druge inducirane struje

raspada mlaza. Primarni raspad goriva na izlazu iz rupice može se podijeliti prema Fathu na više

različitih tipova raspada. On postavlja teoriju da se mlaz dijeli već u mlaznici kroz kavitacijski efekt i

turbulenciju, tako da fina magla kapljica napušta mlaznicu. Prema Obermaieru [40] kavitacija je ovdje

zanemariva, a raspad uglavnom ovisi o utjecaju aerodinamičkih sila. Kapljice izlaze iz stožaste forme

tekuće jezgre i dalje se raspadaju. Kod ovog modela prema Reiu i Mayu [40] kapljice napuštaju

mlaznicu s veličinom promjera rupice i raspadaju se djelovanjem aerodinamičkih sila. Prema

Andrewsu, jezgra mlaza ovdje pokazuje valnu formu s promjenjivim stupnjem djelovanja tekućine s

okolnim plinom od koje se odvajaju veći segmenti koji se dalje raspadaju. Prema Yuleu [40] jezgra

6

mlaza se sastoji iz više odvojenih masa goriva u obliku traka, koje se raspadaju u kapljice. Najnoviji

model predložio je Fath [40]. On počiva na optičkom ispitivanju dvofaznog strujanja, kombiniran s

modelom Obermaiera [40]. Pilicha i Ermana [40, 41] proučavaju sekundarni raspad mlaza u ovisnosti o

Weberovoj značajki, te uvode četri tipa raspada mlaza (raspad mjehura, raspad jezgre, raspad diska i

katastrofičan raspad).

Ofner u svojoj disertaciji [40] proučava raspršenje mlaza goriva ubrizganog u cilindar koristeći

saznanja i drugih autora. Raspad mlaza dijeli se u nekoliko skupina ovisno o tlaku i brzini goriva na

samom izlazu iz mlaznice. Glavni pokazatelj razlika pojedinih grupa su Weberova, odnosno

Reynoldsova značajka. Ukazano je na teškoće podjele raspada mlaza na, te se pokazuje da su čvrste

granice podjela vrlo problematične. Proučavanje raspada kapljice uglavnom se temelji na

eksperimentalnim analizama.

Što se tiče modeliranja dušikovih oksida najčešće se koristi Zeldovichev model [56]. Ovaj model služi

za računanje tvorbe termalnog dušikovog monoksida NO, koji čini najveći dio dušikovih oksida, dok se

ostali mehanizmi najčeše zanemaruju. Ovaj model kasnije su proširili Lavoie i Heywood [57] kako bi

obuhvatili tvorbu termalnog dušikovog monoksida (NO) u uvjetima bogate smjese. Ovakav, takozvani

prošireni Zeldovichev mehanizam, koriste mnogi autori kao što su Škifić, Stiech, Tao, Lavoi.

E. Sher i S. Henningsen u četrnaestom poglavlju svoga rada [60] obrađuju problem zagađenja zraka iz

velikih dvotaktnih sporohodnih motora koji se koriste kako za pogon brodova tako i za pogon

generatora. Također iznose i , za ono vrijeme, aktualne zakonske regulative koje su direktno utjecale na

razvoj motora i smanjenje zagađenja štetnim tvarima kao što su dušikovi oksidi (NOx), čestice čađe

(PM), ugljični dioksid (CO2), sumporovi oksidi (SOx) i neizgoreni ugljikovodici (HC). Nadalje, u ovom

poglavlju svoga rada prezentiraju poznate tehnologije i metode za smanjenje štetnih emisija.

U svom radu [61] Han, Uludogan, Hampson i Reitz su eksperimentalno dokazali da pulsirajuće

(sekvencionalno) ubrizgavanje sa više rasprskača značajno smanjuje emisiju dušikovih oksida i čađe.

Radi što boljeg razumijevanja mehanizma smanjenja štetne emisije izradili su višedimenzionalni model

za dizelski motor sa više pulsirajućih rasprskača. U razmatranje su uzeti različiti načini ubrizgavanja

pri pretpostavljenom tlakom kompresije, brzinom oslobađanja topline, te su proračunate količine čađe i

dušikovih oksida uspoređene sa izmjerenim vrijednostima. Za koncentraciju nastanka dušikovog oksida

u radu koriste model proširenog Zeldovich-ovog mehanizma kojeg je uobličio Heywood [61] u obliku

jedinstvene formule koristeći se konstantantama brzine kemijske reakcije prema Bowmanu [52, 61].

Matematički model je pokazao da pulsirajuće ubrizgavanje omogućuje značajno smanjenje čađe bez

povećanja koncentracije dušikovih oksida, te su došli do zaključka da pulsirajuće ubrizgavanje ima

sličan mehanizam smanjenja dušikovih oksida kao i pojedinačno ubrizgavanje sa odgođenim početkom

ubrizgavanja. Što se tiče samog smanjenja čađe, pokazali su da je smanjenje nastanka čađe uslijedilo

upravo iz činjenice da se glavnina čađe formira u području neposredno oko sapnice, te da se njeno

stvaranje prekida uslijed pulsirajućeg ubrizgavanja jer naknadno ubrizgano gorivo brže izgara i ne

pridonosi formiranju čađe.

Proces izgaranja kao interdisciplinarno područje, koje obuhvaća termodinamiku, kemiju, mehaniku

fluida i prijelaz topline, teško je opisati na jednostavan i uravnotežen način između ovih osnovnih

područja znanosti. McAllister, Chen i Fernandez-Pello [30] u svom radu objedinjuju sve ove discipline

i objašnjavaju stehiometriju izgaranja, adijabatsku temperaturu plamena uz pomoć metode srednja

vrijednost specifičnog toplinskog kapaciteta i metode ravnoteže entalpija. Također, uz pomoć kemijske

kinetike, pojašnjavaju tvorbu štetnih tvari u emisiji ispušnih plinova, tj. sumpornih dioksida (SOx),

ugljikovog monoksida (CO), ugljikovoh dioksida (CO2), ugljikovodika (HC), čestica čađe (PM) i

dušikovih oksida (NOx).

7

U svom radu M.I. Lamas, C.G. Rodriguez [59] analiziraju proces formiranja štetnih tvari u emisiji

ispušnih plinova dvotaktnih sporohodnih brodskih motora i dolaze do zaključka da je najučinkovitija

metoda smanjenja dušikovih oksida (NOx) uporaba selektivnog katalitičkog reaktora (SCR) ali da se

zbog skupoće eksploatacije ovog sustava preporučuje uporaba sistema recirkulacije ispušnih plinova ili

uvođenje vode u proces izgaranja.

2. PROPISI O ISPUŠTANJU ŠTETNIH TVARI U ATMOSFERU

Stalno povećanje gustoće pomorskog prometa uvjetovalo je potrebu uvođenja zakonskih propisa za

ograničavanje emisije štetnih tvari. Onečišćenje zraka uglavnom je regulirano međunarodnim i

regionalnim ugovorima kojima se nadziru emisije štetnih tvari u atmosferu. Uz okvirne odredbe

Konvencije o pravu mora onečišćenjem atmosfere emisijama s brodova posebno se bavi MARPOL

konvencija. Odbor IMO-a za zaštitu morskog okoliša MEPC (eng. Marine Environment Protection

Committee) je na sastanku u Londonu 26. Rujna 1997. usvojio propise u obliku dodatka kojim je

dopunjena Međunarodna konvencija o sprečavanju onečišćenja s brodova MARPOL 1973/78 na način

da je usvojen Prilog VI konvencije kojim se regulira ispuštanja s brodova plinova u atmosferu štetnih

za zdravlje ljudi kao što su NOx, SOx te razni halogeni plinovi CFCs (eng. Chlorofluorocarbon) koji

razaraju ozonski omotač. Prilog VI MARPOL-a je stupio na snagu 19. Svibnja 2005. godine kad ga je

ratificiralo 25 država članica IMO-a, među kojima i Hrvatska, koje su predstavljale 50% svjetske

brodske tonaže [6]. U veljači 2006. Protokol 1997 je ratificiralo 30 država predstavljajući 63,73%

svjetske brodske tonaže. Dana 10. listopada 2008. usvojena je Rezolucija MEPC.176 (58) Amandmani

na prilog Protokola 1997 kojim se mijenja Međunarodna Konvenciju o sprječavanju onečišćenja s

brodova koja je stupila na snagu dana 1. srpnja 2010. Glavne promjene odnose se u regulativi 13 na

progresivnu redukciju emisije dušikovih oksida (NOx) i sumpornih oksida (SOx) u regulativi 14.

Izmjena Priloga VI konvenciji MARPOL 1973/78 s aspekta emisije dušikovih oksida (NOx) sastoji se u

uvođenju dodatna dva razreda na postojeća ograničenja koji su na snazi od 19. svibnja 2005. godine

kako je to prikazano na slici 1:

RAZRED II

n < 130 min-1 → 14.36 g/kWh

130 ≤ n < 2000 min-1 → 44 x n-0.23 g/kWh

n ≥ 2000 → 7.688 g/kWh

RAZRED I

n < 130 min-1 → 17 g/kWh

130 ≤ n < 2000 min-1 → 45 x n-0.2 g/kWh

n ≥ 2000 → 9.8 g/kWh

Predviđeno 80% smanjenja RAZREDA I

BRZINA VRTNJE MOTORA ( min-1)

NO

x (

g/k

Wh

)

RAZRED I

RAZRED II (Global)

RAZRED III (NECA's)

Slika 1 Grafički prikaz IMO krivulja sukladno reviziji Priloga VI konvenciji

MARPOL 1973/78 koji je stupio na snagu 01. 01.2011 g. [1]

Zahtjevi za kontrolu emisije dušikovih oksida (NOx) primjenjuju se za svaki brodski dizelski motor

snage veće od 130 kW ugrađen na brod te svaki brodski dizelski motor snage veće od 130 kW na

8

kojemu se obavljala značajna preinaka dana 1. siječnja 2000. ili kasnije, osim kad se na zadovoljstvo

Pomorske uprave dokaže kako je takav motor identična zamjena za motor kojega se zamjenjuje. Ovi

zahtijevi ne primjenjuju se na brodske dizelske motore namijenjene za uporabu jedino u nužnosti, ili

isključivo za pogon bilo kojih naprava ili opreme koja je namijenjena za uporabu jedino u nužnosti, ili

brodske dizelske motore ugrađene na brodicama za spašavanje koje su namijenjene za uporabu jedino u

nužnosti te na brodske dizelske motore ugrađene na brodovima, koji plove isključivo u vodama pod

suverenitetom ili nadležnosti države čiju zastavu brod vije. Sukladno navedenom brodski dizelski

motor mora ispunjavati sljedeće:

Za brodove građene prije 1. siječnja 2000. moraju se primjenjivati zahtjevi Razreda I;

Za brodove građene dne 1. siječnja 2000. ili kasnije, moraju se primjenjivati zahtjevi na snazi u

vrijeme kada je brod građen.

Iz dijagrama na slici 1 razvidni su zahtijevi koji se postavljaju pred brodski dizelski motor u pogledu

emisije dušikovih oksida (NOx) a koji su svrstani u 3 razreda sa stupanjem na snagu kako slijedi [26]:

Razred I (Tier I) Zabranjuje se rad brodskih dizelskih motora ugrađenih na brod građen dana 1.

siječnja 2000. ili kasnije, a prije 1. siječnja 2011. izuzev kad je ispuštanje dušikovih oksida (NOx) iz

motora (izračunato kao ukupno težinsko ispuštanje (NOx) unutar sljedećih ograničenja:

17,0 g/kWh za n <130 okr/min;

45,0·n-0,2

g/kWh za 130≤ n ≤2000 okr/min;

9,8 g/kWh za n > 2000 okr/min.

gdje je n proračunska brzina vrtnje motora (tj. broj okretaja koljenastog vratila u minuti).

Razred II (Tier II) Zabranjuje se rad brodskih dizel motora ugrađenih na brod građen dana 1. siječnja

2011. ili kasnije, izuzev kad je ispuštanje dušikovih oksida (NOx) iz motora (izračunato kao ukupno

težinsko ispuštanje NOx) unutar sljedećih ograničenja:

14,4 g/kWh za n <130 okr/min;

44,0·n-0,23

g/kWh za 130≤ n ≤2000 okr/min;

7,7 g/kWh za n >2000 okr/min.

gdje je n proračunska brzina vrtnje motora (tj. broj okretaja koljenastog vratila u minuti).

Razred III (Tier III) Zabranjuje se rad brodskih dizelskih motora ugrađenih na brod građen dana 1.

siječnja 2016. ili kasnije izuzev kad je ispuštanje dušikovih oksida (NOx) iz motora (izračunato kao

ukupno težinsko ispuštanje NOx) unutar sljedećih ograničenja:

3,4 g/kWh za n <130 okr/min;

2 9·n-0,2

g/kWh za 130≤ n ≤2000 okr/min;

2,0 g/kWh za n >2000 okr/min.

gdje je n proračunska brzina vrtnje motora (tj. broj okretaja koljenastog vratila u minuti).

Ovo ograničenje odnosi se samo na brodove koji će ploviti u određenim zaštićenim područjima ECA

(eng. Emission Control Area). Izvan tih područja moraju se primjenjivati ograničanja iz Razreda II.

[27]. Izmjena regulative 14 Priloga VI konvenciji MARPOL 1973/78 s aspekta emisije sumpornih

oksida (SOx) i čestica PM (eng. Sulphur Oxides; Particulate Matter) s brodova donosi progresivnu

9

redukciju sadržaja sumpora u brodskom gorivu na način da sadržaj sumpora bilo kojeg goriva koje se

koristi na brodu ne smije prelaziti sljedeća ograničenja:

4,5 % m/m prije 1. siječnja 2012;

3,5 % m/m dana 1. siječnja 2012. i kasnije;

0,5 % m/m dana 1. siječnja 2020. i kasnije.

Revizija normi za sadržaj sumpora u gorivu u iznosu od 0,5% mora biti dovršena do 2018. godine kako

bi se utvrdila dostupnost goriva koje udovoljava navedenim normama, a mora uzeti u obzir sljedeće

elemente: ponudu i potražnju za gorivom sa sadržajem sumpora od 0,5% na svjetskom tržištu koja bude

postojala u vrijeme kad se bude provodila revizija, analizu trendova na tržištima goriva i druga

relevantna pitanja. Sukladno navedenom, IMO mora uspostaviti skupinu stručnjaka, sastavljenu od

predstavnika s odgovarajućom stručnošću na tržištu goriva i ulja, uz prikladne kompetencije za

pomorstvo, zaštitu okoliša, znanost i pravnu struku za provedbu revizije. Ova skupina stručnjaka mora

razviti odgovarajuće informacije kako bi se države potpisnice Protokola 1997. izvijestile za donošenje

odluke. Države potpisnice Protokola 1997. na temelju informacija razvijenih od strane skupine

stručnjaka, može odlučiti je li za brodove moguće udovoljiti datumu 01. siječnja 2020. godine. Ako se

donese odluka da to nije moguće, standard u toj podtočki stupit će na snagu dana 1. siječnja 2025.

Trenutno važeći Prilog VI konvencije MARPOL 1973/78 definira područja SECAs (eng. Sulphur

Emission Control Areas) u kojima se nadzire ispuštanje, a koja obuhvaćaju područje Baltičkog mora te

Sjevernog mora uključujući i Engleski kanal (slika 2).

Slika 2 Kontrolirano područje za nadzor emisije sumpornih oksida (SOx) [1]

Za vrijeme dok brodovi rade u područjima u kojima se nadzire ispuštanje, sadržaj sumpora u gorivu

koje se koristi na brodu brodovima ne smije prelaziti sljedeća ograničenja:

1,50 % m/m prije 1. srpnja 2010;

1,00 % m/m dana 1. srpnja 2010. i kasnije;

0,10 % m/m dana 1. siječnja 2015. i kasnije.

Sukladno Regulativi 18. Priloga VI, Konvencije MARPOL 1973/78 sadržaj sumpora u gorivu

dobavljač mora dokumentirati u dostavnici (engl. bunker delivery note), koja se mora čuvati na brodu,

na pristupačnom mjestu, radi uvida u svako doba. Dostavnica se mora čuvati na brodu najmanje 12

10

mjeseci nakon isporuke goriva na brod. Brodovi koji koriste odvojena goriva radi udovoljavanja

revidiranim zahtjevima Priloga VI, Konvenciji MARPOL 1973/78 po pitanju sadržaja sumpora u

gorivu, a ulaze u područja u kojima se nadzire ispuštanje ili ih napuštaju, moraju imati pisani postupak

koji prikazuje kako se treba provoditi prebacivanje s jednoga goriva na drugo, čime se osigurava

dovoljno vremena da se sustav za dobavu goriva potpuno ispere od svih goriva koja prelaze primjenjivi

sadržaj sumpora naveden u Prilogu VI prije ulaska u područje u kojem se nadzire ispuštanje. Obujam

goriva s niskim sadržajem sumpora u svakom tanku, kao i datum, vrijeme i položaj broda, nakon

dovršetka svake radnje prebacivanja goriva prije ulaska u područje u kojemu se nadzire ispuštanje, ili

započinjanja takve radnje po izlasku iz toga područja, mora se zapisati u brodski dnevnik kako

propisuje Pomorska uprava. Ovlaštena osoba Pomorske uprave države potpisnice Protokola 1997.

može pregledati dostavnice o gorivu na svakom brodu na koji se primjenjuju zahtjevi Priloga VI, u

njenoj luci ili terminalu, kopirati svaku dostavnicu o gorivu, te zahtijevati od zapovjednika broda da

potvrdi da je svaka kopija vjeran prijepis takve dostavnice. Ovlaštena osoba može također provjeriti

sadržaje svake dostavnice uz savjetovanje s lukom koja je izdala dostavnicu. Pregled dostavnica o

gorivu i preuzimanje ovjerenih kopija od strane ovlaštene osobe mora se obaviti u što kraćem roku da

ne uzrokuje nepotrebno zadržavanje broda. Uz dostavnicu o gorivu mora se priložiti tipičan uzorak

goriva koje je isporučeno. Uzorak treba biti zapečaćen i potpisan od predstavnika dobavljača, kao i od

zapovjednika broda ili odgovornog časnika zaduženog za ukrcaj goriva nakon završetka ukrcaja.

Uzorak se treba čuvati pod nadzorom na brodu, dok se gorivo ne potroši, ali u svakom slučaju najmanje

12 mjeseci nakon isporuke.

Sjedinjene američke države i Kanada podnijele su u ožujku 2009. Odboru IMO-a za zaštitu morskog

okoliša MEPC (eng. Marine Environment Protection Committee) zahtjev za uredbu o definiranju

područja pod posebnim nadzorom ECA (eng. Emission Control Area) s aspekta zaštite od nedopuštene

emisije štetnih plinova sa brodova za područje svojih država. Sukladno tom zahtjevu, u pojasu širine

200 nautičkih milja ne bi smjeli ploviti brodovi koji ne udovoljavaju zahtijevima o maksimalnom

sadržaju sumpora u gorivu za zaštićena područja sukladno predstojećoj reviziji Priloga VI konvencije

MARPOL 1973/78 koja je stupila na snagu 1. srpnja 2010. godine (slika 3) [1].

Slika 3 Zaštićeno područje SAD i Kanade u pojasu od 200 NM [1]

Kao zadnja aktivnost IMO-a, u području zaštite okoliša od emisije ispušnih plinova s brodova,

navodimo odluku Odbora za zaštitu pomorskog okoliša (MEPC) o uključivanju novog Poglavlja 4 u

MARPOL, Prilog VI, a koje se odnosi na „Pravila za utvrđivanje i kontrolu energetske učinkovitosti

11

brodova“ EEDI (eng. Energy Efficiency Design Index), koja su stupila na snagu 1.siječnja 2013. i

primjenjuje se na sve brodove preko 400 BT koji obavljaju međunarodnu plovidbu. Sažetak izmjena

MARPOL-a tj. uključenje poglavlja 4 u Prilog VI MARPOL-a ima za cilj poboljšati energetsku

učinkovitost brodova pomoću projektnih i operativnih mjera koje bi rezultirale smanjenjem emisija

ugljičnog dioksida (CO2) nastalog iz goriva procesom izgaranja. Od ukupne količine emisije ugljičnog

dioksida (CO2), koju proizvedu svi načini transporta, na pomorski transport otpada oko 2,7% (Slika 4)

[2, 3].

Slika 4 Emisija ugljičnog dioksida (CO2) po jedinici tereta i vrsti transporta [3]

Jedna od projektnih mjera sadrži i određene modifikacije kao i kontrolu procesa brodskih dizelskih

motora u cilju smanjenja specifične potrošnje goriva a samim tim i smanjenja emisije CO2 što izravno

doprinosi navedenoj regulativi o implementaciji EEDI-a.

Operativne mjere se sastoje od izrade i primjene “Brodskog plana upravljanja energetskom

učinkovitošću” SEEMP (eng. Ship Energy Efficiency Management Plan) kojeg prema Pravilu 22,

Priloga VI, MARPOL-a, moraju imati svi brodovi u međunarodnoj plovidbi, veći od 400 BT, počevši

od 01. siječnja 2013. god. Plan upravljanja energetskom učinkovitošću (SEEMP), treba biti izrađen

prema Smjernicama koje propisuje IMO. Smjernice za izradu SEEMP-a za nove i postojeće brodove

sadrže i naputke “dobre prakse” za učinkovitu eksploataciju broda u smislu uštede goriva, a samim tim

i smanjenje emisije CO2, što je i svrha implementacije EEDI-a.

U radu će biti opisane tehnike smanjenja štetnih elemenata u emisiji ispušnih plinova iz brodskih

sporohodnih dvotaktnih dizelskih motora koje su danas standard prilikom ispunjenja novih zahtjeva o

ispušnim emisijama, sa naglaskom na emulzifikaciju goriva i njenim direktnim utjecajem na smanjenje

sadržaja dušikovih oksida (NOx) u emisiji ispušnih plinova. Također će biti prikazano i optimiranje

rada brodskog porivnog dizelskog motora u smislu pomaka kuta ubrizgavanja goriva u svrhu smanjenja

specifičnog potroška goriva (SFOC), kao jednog od odgovora na zahtjev novog Poglavlja 4, MARPOL

1973/78, Prilog VI, a koje se odnosi na „Pravila za utvrđivanje i kontrolu energetske učinkovitosti

brodova“ EEDI.

12

3. IZGARANJE U SPOROHODNIM DVOTAKTNIM DIZELSKIM MOTORIMA

Istraživanja na dizelskim motorima najčešće su usmjerena ka povećanju snage motora, smanjenju

specifičnog potroška goriva, smanjenju štetnosti emisije ispušnih plinova i općenito poboljšanju rada

motora. Da bi se analizirao rad motora, te pronašao način poboljšanja njegova rada, potrebno je

provesti istraživanje u svrhu promjena parametara motora (konstrukcijski parametri, parametri

regulatora, parametri upravljačkih sklopova, itd...). Sama istraživanja mogu se provoditi empirijsko-

eksperimentalno i simulacijski.

Eksperimentalno istraživanje na realnom radu motora pri eksploataciji, prati odvijanje procesa, te se

mjerenjem dobivaju informacije koje omogućavaju donošenje zaključaka o ponašanju realiteta. Ovim

načinom teško je pratiti odvijanje svih procesa, a često je teško i razgraničiti pojedine utjecaje.

Empirijsko-eksperimentalno prikupljanje informacija o djelovanju svih utjecajnih čimbenika iziskuje

značajna materijalna ulaganja i puno vremena, a prisutan je rizik po zdravlje i živote ljudi.

Kod simulacijskog istraživanja potrebno je izraditi model realiteta, prvo matematički, a zatim

računalno simulacijski model.

Model je pojednostavnjeni prikaz realnoga sustava napravljen kako bi poslužio boljem razumijevanju

i/ili daljnjem proučavanju tog sustava i eksperimentiranju s njim [16]. Ako izrađeni simulacijski model

odgovara fizikalnim značajkama realiteta, tada je moguća analiza koja će pomoći u pronalaženju načina

poboljšanja samog realiteta, a sve to uz minimalna materijalna ulaganja i bez opasnosti po realitet i

ljudske živote.

Matematički model izvodi se na temelju fizikalnog modela, a predstavlja matematički opis realnog

objekta i treba omogućiti dobivanje rezultata istovjetnih onima dobivenim mjerenjem na realnom

objektu. Ovisno o raspoloživim informacijama razlikuju se matematički modeli „bijele“, „sive“ i „crne“

kibernetičke kutije.

Kod matematičkog modela „bijele“ kibernetičke kutije objekt se opisuje skupom matematičkih

ovisnosti koje odgovaraju fizici procesa i ne sadrže nepoznate parametre.

Kod matematičkog modela „sive“ kibernetičke kutije objekt se opisuje skupom matematičkih ovisnosti

koje odgovaraju fizici procesa i sadrži nepoznate ili približno poznate parametre koji se određuju

obradom eksperimentalnih informacija sa realiteta.

Kod matematičkog modela „crne“ kibernetičke kutije matematičke ovisnosti se ne izvode na bazi

fizikalnih zakona koji odgovaraju procesima u realitetu, već se traže jednadžbe za aproksimaciju.

Matematički modeli bijele i sive kibernetičke kutije se izvode na temelju fizikalnih i kemijskih zakona

procesa koji se odvijaju u stvarnom objektu i predstavljaju detaljan opis stvarnog sustava [17]. Ipak,

složeni sustav, kao što je brodski dizelski motor, nije moguće u potpunosti opisati takvim modelima pa

su u pojedinim slučajevima aproksimacijska rješenja u vidu crnih kibernetičkih kutija neizbježna.

3.1 Princip rada sporohodnog dvotaktnog dizelskog motora

Brodski dizelski dvotaktni sporohodni motori su motori sa unutarnjim izgaranjem i spadaju u

red toplinskih strojeva, kod kojih se toplinska energija dobivena izgaranjem goriva pretvara u

mehanički rad. Izgaranje goriva odvija se u cilindru, prikazanom na slici 28. Neka se stap nalazi u

donjoj mrtvoj točki. Cilindar motora ispire se čistim zrakom pod malim predtlakom koji se pomicanjem

stapa prema gornjoj mrtvoj točci (GMT) komprimira, tj. volumen zraka se smanjuje, zbog čega rastu

tlak i temperatura zraka (110 do 160 bara i 600°C do 800°C ovisno o tipu motora). Ovisno o

13

opterećenju motora gorivo se ubrizgava u neposrednoj blizini GMT (neposredno prije ili poslije GMT),

te se zapali na užarenom zraku. Tlak, razvijen za vrijeme izgaranja goriva u cilindru, potiskuje stap

prema donjoj mrtvoj točki (DMT). Ekspanzija plinova u cilindru traje sve dok ne započne otvaranje

ispušnog ventila. Otvaranjem ventila dolazi do naglog smanjenja tlaka i temperature plinova u cilindru,

a nakon otvaranja ispirnih kanala do ponovnog ispiranja cilindra sa zrakom potrebnim za novi radni

ciklus. Tako se kod dvotaktnih dizel motora jedan potpuni proces obavi u dva hoda stapa (dva takta).

Mehanički rad, nastao u ovom procesu, stap predaje koljenastom vratilu, pri čemu ono napravi jedan

puni okretaj. Okretni moment koji nastaje na ovaj način, dalje se prenosi preko prijenosnog mehanizam

na brodski vijak čime se ostvaruje poriv broda. Proces pretvorbe kemijske energije goriva u mehanički

rad odvija se po principu zatvorenog (kružnog) procesa, tijekom kojega se nakon niza uzastopnih stanja

radna tvar vraća u početno stanje. Kod motora s unutrašnjim izgaranjem, tijekom procesa se mijenja

kemijski sastav radne tvari, te početno i konačno stanje nije identično. Naime, kada u jednom ciklusu

sudjeluje konstantna masa istog identiteta, koja se po završetku ciklusa istiskuje i zamjenjuje istom

masom drugog identiteta, tada se promjene stanja mogu promatrati kao u zatvorenom sustavu jednog

ciklusa.

1. Stap

2. Stapajica

3. Križna glava

4. Koljenasto vratilo

5. Ispirni otvori (kanali)

6. Ispušni ventil

7. Rasprskač goriva

V - ukupni volumen cilindra (stap u DMT)

Vk - volumen kompresije (stap u GMT)

Vs – volumen stapaja

k

V

V - stupanj kompresije

Slika 5 Izgled i dijelovi cilindra dvotaktnog dizelskog motora

Na slici 6 prikazana je promjena tlaka plina u cilindru za vrijeme trajanja jednog procesa kod

dvotaktnog dizel motora.

Slika 6 Prikaz teoretskog Sabathe procesa dvotaktnog dizelskog motora u p-V dijagramu [14]

14

Središnji dio svakog motora u kojem se obavlja proces pretvorbe kemijske energije goriva, tj. toplinske

energije koja nastaje izgaranjem goriva na užarenom zraku, u mehanički rad (pomak stapa, koji se

preko koljenastog vratila transformira u zakretanje), je cilindar. Gorivo potrebno za izgaranje u cilindru

motora dobavljaju visokotlačne pumpe goriva, a komprimirani zrak bez kojeg ne bi došlo do izgaranja

dolazi u cilindar motora iz kolektora zraka pod malim nadtlakom. Pritom treba istaknuti da je ovdje

riječ o radnom ciklusu motora u radu. Naime, brodski motori se upućuju komprimiranim zrakom, ali taj

zrak dolazi iz sustava zraka za upućivanje (iz spremnika uputnog zraka). Sustav skladištenja, pripreme i

dobave goriva još je jedan poseban podsustav, što dovoljno govori o složenosti brodskog pogonskog

sustava. Nusprodukt procesa koji se odvija u cilindru (ispušni plinovi) koriste se za pogon turbopuhala

koje vrši prednabijanje čistog zraka u ispirni kolektor preko rashladnika ispirnog zraka. Brodski

dizelski pogonski sustav, rastavljen na osnovne fizičke komponente, prikazan je blok dijagramom na

slici 7, a zapravo predstavlja principijelnu shemu brodskog pogonskog sustava. Zrak ulazi u radijalni

kompresor (K) koje je pogonjeno aksijalnom turbinom (T) na ispušne plinove. Nadalje zrak prolazi

kroz rashladnik ispirnog zraka i ulazi u kolektor ispirnog zraka (KIZ) gdje se u slučaju nedostatnog

tlaka tlači pomoćnim elektropogonjenim puhalom (samo pri vožnji reduciranim brojem okretaja ili

manevriranju broda). Iz kolektora ispirnog zraka zrak sa malim nadtlakom ulazi u cilindar. U cilindru

dolazi do izgaranja goriva, koje se preko visokotlačne pumpe goriva i rasprskača ubrizgava u cilindar.

Kolektor ispušnih plinova sakuplja ispušne plinove koji dalje odlaze u turbinu, gdje obavljaju koristan

rad potreban za pogon puhala. Iz turbine plinovi odlaze u atmosferu.

K T

RZ KIP

M

zrak plin.izg.

qZK

pZK

TZK

pR

TR

pzm

qg

pKIP

TKIP

qIPM

pPT

TPT

TK

M MM

TK

gorivo

MP

,

Slika 7 Principijelna shema brodskog dizelskog motora s turbokompresorom

3.2 Stehiometrija izgaranja

Toplinska svojstva čiste tvari opisana su količinom n , unutarnjom energijom U , entalpijom

H , specifičnim toplinskim kapacitetom pc ... Sustav izgaranja se sastoji od više razlićitih plinova, pa

su toplinska svojstva smjese rezultat kombinacije svojstava svih elemenata smjese. Zakon o idealnim

plinovima primjenjuje se i na mješavinu plinova, podrazumjevajući da se zakoni za idealne plinove

odnose na svaku komponentu smjese zasebno. Ako promatramo smjesu od K različitih idealnih

plinova, ukupna masa smjese g može se izraziti kao suma svih elemenata smjese ili

K

i

i

g g , (1)

gdje ig predstavlja masu i-tog člana smjese. Ukupna masa smjese m predstavljena je izrazom

15

K

i

i

m m , (2)

gdje im predstavlja masu i-tog člana smjese. Maseni udio iy , i količinski udio ix , predstavljaju

relativne količine pojedinih elemenata smjese, a predstavljene su izrazima

ii

gy

g , (3)

ii

mx

m . (4)

Prema definiciji

1K

i

i

y i 1K

i

i

x . (5)

Ako sa iM označimo molekulsku masu i-tog elementa smjese, prosječna molekulska masa smjese M ,

određena je prema izrazu

i i

ii i

i

m Mg

M x Mm m

, (6)

Ako uzmemo u obzir Daltonov zakon („Sveukupni pritisak P smjese predstavlja sumu svih

pojedinačnih, tj. parcijalnih, pritisaka pojedinih sudionika smjese“) i Amagatov zakon („Sveukupni

volumen smjese V plinova je jednak sumi parcijalnih volumena pojedinih sudionika smjese, ako su

temperatura i tlak ostali nepromjenjeni.“) i jednadžbu stanja idealnih plinova, količinski udio pojedinog

sudionika smjese može se odrediti iz izraza za parcijalni pritisak pojedinog sudionika smjese [30]

i i ii

p m vx

P m V , (7)

gdje ip predstavlja parcijalni pritisak i-tog elementa smjese, a P je ukupni pritisak smjese. iv

predstavlja parcijalni volumen i-tog elementa smjese, a V je ukupni volumen smjese. Prosječna

svojstva smjese mogu se odrediti na osnovi količinskog ili masenog udjela. Na primjer, specifična

unutarnja energija smjese u , određena je zbrojem specifičnih unutarnjih energija svakog elementa

smjese, gledajući masene frakcije elemenata smjese.

i i

ii i

i

m uU

u y um m

, (8)

gdje U predstavlja ukupnu unutarnju energiju smjese, a iu specifičnu unutarnju energiju i-tog

elementa smjese. Slično ovome, specifična entalpija smjese je predstavljena izrazom

i i

i

h y h , (9)

a specifični toplinski kapacitet pri konstantnom tlaku po jedinici mase smjese iznosi

16

,p i p i

i

c y c . (10)

Molna, tj. količinska, svojstva smjese često se u literaturi označavaju sa „ ˆ “ poviše oznake svojstva

smjese [30], a određuju se sumom svojstava po molu elementa smjese za svaki element smjese po

molnoj frakciji dotičnog elementa, pa tako na primjer,

unutarnja energija po molu smjese u iznos

ˆ ˆ /i i

i

u x u J kmol , (11)

entalpija h po molu smjese iznos

ˆ ˆ /i i

i

h x h J kmol , (12)

entropija s po molu smjese iznosi

ˆ ˆ /i i

i

s x s J kmolK . (13)

Pretpostavljajući da je unutarnja energija tijekom termodinamičkog procesa konstantna, promjena

unutarnje energije, entalpije i entropije svakog elementa smjese po jedinici mase, može se opisati

slijedećim izrazima

, 2 1i v iu c T T , (14)

, 2 1i p ih c T T , (15)

,22,

1 ,1

ln ln i

i p i i

i

pTs c R

T p , (16)

,1ip i ,2ip obilježavaju parcijalne pritiske i-tog elementa smjese pri stanju 1 i 2, a iR obilježava plinsku

konstantu i-tog elementa smjese ( ˆ / ii u MR R omjer opće plinske konstante i molekulne mase i-tog

elementa smjese). Ukupna promjena entropije za izgaranje smjese iznosi

i i

i

S m s . (17)

Cilj stehiometrije izgaranja je određivanje potrebne količine zraka i goriva da bi se postiglo

potpuno izgaranje. Dakle, potrebno je napisati i izjednačiti kemijsku jednadžbu za pojedino gorivo.

Stehiometriska smjesa sadržava točan omjer goriva i oksidacijskog sredstva (oksidansa) koji nakon

završetka reakcije oksidacije nestaju i prelaze u produkte. Ova idealna smjesa dobiva se pri približno

maksimalnoj temperaturi izgaranja, a sva oslobođena energija koristi se za „proizvodnju“ produkata

izgaranja [30, 31]. Kao primjer se može uzeti reakcija metana (CH4) i zraka (O2)

4 2 2 2 2 2

79? ? ? ?

21CH O N CO H O N

(18)

u kojoj je pretpostavljeno da se zrak sastoji od 21% O2 i 79% N2. Količine reaktanata i produkata su

nepoznate, a koje su predstavljene upitnikom. Sada je prvo potrebno izjednačiti broj atoma s obje

strane jednadžbe. Na primjer odredimo koeficijent ugljikovog dioksida (CO2): na lijevoj strani

17

jednadžbe, tj. na strani reaktanata imamo 1 mol atoma ugljika (C) što znači i da na desnoj strani

jednadžbe, tj. na strani produkata moramo imati 1 mol atoma ugljika (C). Koristeći se istom metodom

mogu se odrediti svi preostali koeficijenti. Ovi koeficijenti se još nazivaju i reakcijski stehiometrijski

koeficijenti. Jednadžba stehiometrijskog izgaranja metana (CH4) i zraka glasi:

4 2 2 2 2 2

reaktanti (metan i zrak) produkti (ugljikovdioksid, voda i dušik)

2 3,76 1 2 7,52CH O N CO H O N (19)

treba imati na umu da je na strani reaktanata, lijeva strana jednadžbe, zastupljeno 2 1 3.76 ili 9,52

molova zraka, što bi odgovaralo molarnoj masi od 28,96 /kg kmol i 1 mol goriva. Stehiometrijsko

izgaranje za opće ugljikovodike (CαHβOy) se može izraziti pomoću slijedeće jednadžbe:

2 2 2 2

stehiometrijska ili teoretska količina zraka

3,76 3,764 2 2 4 2

y

y yC H O O N CO H O

(20)

Količina zraka koja je potrebna za stehiometrijsko izgaranje se naziva stehiometrijska ili teoretska

količina zraka. Gornja jednadžba se može koristiti samo za jednokomponentne ugljikovodike i ne može

se koristiti za višekomponentne ugljikovodike. Ako se radi o višekomponentnim ugljikovodicima

postoje dvije osnovne metode izjednačavanja jednadžbi izgaranja. Za primjer uzmimo

višekomponentnu mješavinu goriva koja se sastoji od 95% metana i 5% vodika.

Prva metoda razvija stehiometrijsko izgaranje koristeći se općim pravilom izjednačavanja jednadžbe

koristeći se načelom da ukupan broj atoma ugljika (C), vodika (H), dušika (N) i kisika (O) mora biti

jednak i na strani reaktanata i strani produkata.

4 2 2 2 2 2 20,95 0,05 1,925 3,76 0,95 1,95 7,238CH H O N CO H O N (21)

Drugi način izjednačavanja smjese goriva i zraka je da se posebno razviju stehiometrijske relacije

posebno za metan (CH4) i posebno za vodik (H2).

4 2 2 2 2 2

2 2 2 2 2

2 3,76 2 2 3,76

0,5 3,76 0,5 3,76

CH O N CO H O N

H O N H O N

(22)

Zatim se pojedinačno pomnože stehiometrijske jednadžbe s kličinskim udjelom sudionika izgaranja, te

se zatim zbroje

4 2 2 2 2 2

2 2 2 2 2

0,95 2 3,76 2 2 3,76

0,05 0,5 3,76 0,5 3,76

CH O N CO H O N

H O N H O N

(23)

4 2 2 2 2 2 20,95 0,05 1,925 3,76 0,95 1,95 7,238CH H O N CO H O N (24)

Metode određivanja količine goriva i zraka u smjesi izgaranja

U praksi goriva često izgaraju s količinom zraka koja je različita od stehiometrijskog omjera. Ako se za

izgaranje koristi manja količina zraka od stehiometrijske, smjesa se u tom slučaju označava kao

„smjesa bogata gorivom ili bogato gorivo“. Ako se za izgaranje koristi veća količina zraka od

stehiometrijske, smjesa se u tom slučaju označava kao „smjesa siromašna gorivom ili siromašno

18

gorivo“. Iz tog razloga prikladno je odrediti količinu smjese izgaranja koristeći se jednom od slijedećih

metoda:

- Omjer goriva i zraka FAR (eng. Fuel Air Ratio)

Omjer goriva i zraka FAR ili f je stvarni omjer mase goriva gm i mase zraka zm

g

z

mf

m (25)

i on obično iznosi 0f

gdje su

gm - masa goriva

zm - masa zraka.

Omjer goriva i zraka za stehiometrijsku smjesu AFRs ili sf predstavljen je izrazom

4,764 2

g g

s

z STz

m Mf

ymM

(26)

gdje su

gM - molarna masa goriva

zM - molarna masa zraka 28,84 /kg kmol .

Za većinu ugljikovodičnih goriva omjer goriva i zraka za stehiometrijsku smjesu iznosi

0,05 0,07Sf .

Omjer zraka i goriva AFR (eng. Air Fuel Ratio) je predstavljen izrazom

1AFR

f (27)

- Omjer jednakosti ( ) je stvarni omjer goriva i zraka f i omjera goriva i zraka za stehiometrijsku

smjesu sf

S

f

f , (28)

a vrijednost mu je 0 .

1 ; 1 za siromašne smjese izgaranja,

1 ; 1 za stehiometrijske smjese,

1 ; 1 za bogate smjese izgaranja.

Pri analizama izgaranja često se još upotrebljava i alternativna varijabla , a koja iznosi

19

1S

S

omjer zraka i goriva AFR f

stehiometrijskiomjer zraka i goriva AFR f

(29)

- Višak zraka (%EA)

Količina viška zraka %EA (eng. Exces Air) koja je veća od stehiometrijske količine zraka naziva se

višak zraka i izražava se u postotcima prema izrazu

% 100 100 1a as a

as as

m m mEA

m m

(30)

U Tablici IV su prikazani odnosi između omjera goriva i zraka ( f ), omjera jednakosti ( ) i viška

zraka %EA. Poznavajući jednu od tri varijable ( f , ili %EA ), druge dvije varijable se mogu dobiti

pomoću izraza datih u tablici i njihovih grafičkih odnosa.

Tablica IV Međusobni odnos varijabli u svrhu određivanja smjese izgaranja [30]

Maseni omjer goriva i zraka ( f ) Omjer jednakosti ( ) Višak zraka (%EA)

Sf f

S

f

f

1% 100EA

100

% 100

SffEA

100

% 100EA

1 /%

/

S

S

f fEA

f f

Prilikom izgaranja, osim glavnih produkata (CO2, H2O, N2, O2) mogu nastati i sporedni produkti (NOx,

SOx, HC, čađa). Pri izjednačavanju stehiometrijske jednadžbe treba upotrijebiti i termodinamičku

ravnotežu. Ako pretpostavimo da je izgaranje bilo potpuno, te da su nastali samo glavni produkti (CO2,

H2O, N2, O2) i višak zraka, Opća jednadžba izgaranja za siromašnu smjesu ( 1 ) glasi

20

2 2

2 2 2 2

13,76

4 2

3,76 11

2 4 2 4 2

y

yC H O O N

y yCO H O N O

(31)

u uvjetima viška zraka omjer jednakosti ( ) zamjenjujemo sa 100

% 100EA, te jednadžba poprima oblik

2 2

2 2 2 2

%1 3,76

100 4 2

% %3,76 1

2 100 4 2 4 2 100

y

EA yC H O O N

EA y y EACO H O N O

(32)

Količina viška zraka može se izvesti i iz mjerenja ispušnih plinova. Omjer količine ugljikovog dioksida

(CO2) i kisika (O2) iznosi

2

2

2

2

% 1

% 100 14 2 100

4 2

CO

O

CO

O

X EA

y EAXXy

X

(33)

Kod izgaranja bogate smjese ( 1 ) produkti mogu biti CO2, neizgoreno gorivo, i druge vrste nastale

razgradnjom goriva. Da bi se postigla kompletna ravnoteža kemijske reakcije potrebne su dodatne

informacije o produktima. Ako pretpostavimo da su produkti samo CO2, H2O, H2, O2 i neizgoreno

gorivo odgovarajuća jednadžba glasi

2 2

2 2 2

13,76

4 2

3,76 11

2 4 2

y

y

yC H O O N

yCO H O N C H O

(24)

Za proučavanje procesa izgaranja goriva potrebno je poznavati sastav goriva. U tu svrhu se obavlja

tehnička i elementarna analiza goriva.

Tehničkom analizom ustanovljuju se slijedeće sastavne komponente goriva: vlaga, hlapljive gorive

materije, čvrste gorive materije i pepeo. Vlaga se određuje sušenjem goriva na temperaturi od 105ºC.

Hlapljive gorive materije dobivaju se žarenjem goriva na temperaturi od 875ºC bez prisutnosti zraka.

Pepeo, odnosno negorive materije u gorivu određuju se žarenjem goriva na temperaturi od 700 do

775ºC uz prisutnost zraka. Količina čvrstih gorivih materija nalazi se kao razlika početne mase goriva i

ostalih izmjerenih komponenata.

Elementarna analiza goriva obavlja se kompleksnim kemijskim metodama, a ustanovljuju sastavne

komponente goriva kao što su [19, 32]

- sadržaj ugljika /c gc kg kg , tj. težinski udio ugljika cc kg po kilogramu goriva gkg ,

- sadržaj vodika /h gh kg kg , tj. težinski udio vodika hh kg po kilogramu goriva gkg ,

21

- sadržaj sumpora /s gs kg kg , tj. težinski udio sumpora ss kg po kilogramu goriva gkg ,

- sadržaj dušika /n gn kg kg , tj. težinski udio dušika nn kg po kilogramu goriva gkg ,

- sadržaj kisika /o go kg kg , tj. težinski udio kisika oo kg po kilogramu goriva gkg ,

- sadržaj pepela /a ga kg kg , tj. težinski udio pepela aa kg po kilogramu goriva gkg ,

- sadržaj vlage /w gw kg kg tj, tj. težinski udio vlage ww kg po kilogramu goriva gkg .

Iz same definicije komponenata koje tvore gorivo mora biti zadovoljena relacija

1c h s n o a w (35)

Od svih komponenata koje sudjeluju u procesu izgaranja goriva i koje daju toplinu pri izgaranju su

ugljik (c), vodik (h) i sumpor (s). Sadržaj sumpora u gorivu je vrlo važan zbog štetnog djelovanja

njegovih spojeva na metalne površine motora. U sadržaju sumpora obuhvaćem je samo onaj udio

sumpora (s) koji pri potpunom izgaranju goriva prelazi u čađu, a ne i onaj dio koji ostaje vezan u

pepelu. Kisik (o) pomaže izgaranju i za onu količinu, koja je već sadržana u gorivu, ga se mora uzeti

manje iz zraka. Dušik (n), pepeo (a) i vlaga (w) su balast u procesu izgaranja. Pepeo može sadržavati

još čitav niz drugih elemenata kao što su barij (Ba), kalcij (Ca), cink (Zn), fosfor (P), vanadij (V) i

drugi elementi. Na slici 8 je prikazan sastav klasičnog brodskog goriva RMG380 (ISO 8217:2010).

Budući da pepeo uglavnom ne sudjeluje u izgaranju, s toplinskog gledišta, nas ne zanima njegov

sastav, međutim sastav pepela može biti važan sa eksploatacijskog gledišta jer nije svejedno je li na

visokim temperaturama on ostaje krut ili se tali [19, 32].

Mehanizam izgaranja vrlo je kompleksan i još nije dovoljno poznat, međutim za praktična računanja

bitan je odnos početnih i konačnih produkata i efekata izgaranja. Za svaku gorivu komponentu iz

elementarne analize goriva razrađene su stehimetrijske jednadžbe izgaranja. Kao što je već ranije

napomenuto gorivi elementi u gorivu su samo ugljik, vodik i sumpor.

Prilikom izgaranja ugljika dolazi do njegovog spoja s kisikom iz zraka, pri čemu nastaje ugljikov

dioksid i oslobađa se toplina, te se mora zadovoljiti stehiometrijska jednadžba reakcije [19, 32]

2 2 33900C

kJC O CO

kg

, (36)

2 21 1 1kmolC kmolO kmolCO ,

množine (količine) pojedinih atoma ugljika (C), kisika (O2) i ugljikovog dioksida (CO2) dobijamo na

slijedeći način

mn m n M

M , (37)

gdje su

n - množina (količina) tvari kmol ,

m - masa tvari kg ,

22

M - molarna masa kg

kmol

.

Molarna masa ugljika (C) je jednaka relativnoj atomskoj masi ugljika Ar C i očita se iz periodnog

sustava elemenata, a ona iznosi 12, pa možemo pisati da molarne mase reaktanata i produkata

jednadžbe (128) iznose:

12kg

M C Ar Ckmol

, (38)

2 2 2 16 32kg

M O Ar Okmol

, (39)

2 2 12 2 16 44kg

M CO Ar C Ar Okmol

. (40)

Uvrštavanjem dobivenih molarnih masa u izraz (37), dobij se masa sudionika:

12

1 12kg

m C n Ar C kmol kgkmol

,

2 2

321 32

kgm O n M O kmol kg

kmol ,

2 2

441 44

kgm CO n M CO kmol kg

kmol .

Uvrštavanjem dobivenih masa tvari u izraz (36) i množenjem cijelog izraza sa 1

12C slijedi

2 2

112 32 44

12kg C kgO kg CO c ,

2 2

32 44

12 12ckg C ckgO cCO ,

2 22,67 3,67ckgC ckgO ckgCO .

Slično prethodnom, prilikom izgaranja vodika (H) vrijede slijedeće jednadžbe

2

2 2 2

1120000

2 H

kJH O H O

kg

, (41)

2 2 2

11 1

2kmol H kmolO kmol H O ,

analogno izrazima (38), (39) i (40) slijedi

2 2 2 1 2kg

M H Ar Hkmol

, (42)

23

2 2 2 16 32kg

M O Ar Okmol

,

2 2 2 1 16 18kg

M H O Ar H Ar Okmol

. (43)

Uvrštavanjem dobivenih molarnih masa u izraz (37) dobivaju se mase sudionika reakcije

2 2 2m H n M H kg ,

2 2 32m O n M O kg ,

2 2 2 18m H O n m H m O kg .

Uvrštavanjem dobivenih masa tvari u izraz (41) i djeljenjem cijelog izraza sa 2h slijedi

2 2 2

322 18 : 2

2kgH kgO kgH O h ,

2 2 2

16 18

2 2hkg H hkgO hkg H O

2 2 28 9hkg H hkgO hkg H O .

Za treći gorivi element iz goriva, tj. sumpor (S), analogne jednadžbe glase

2 2 10500S

kJS O SO

kg

, (44)

2 21 1 1kmol S kmolO kmol SO .

Analogno izrazima (130), (131) i (132) slijedi

32kg

M S Ar Skmol

,

2 2 2 16 32kg

M O Ar Okmol

,

2 2 32 2 16 64kg

M SO Ar S Ar Okmol

.

Uvrštavanjem dobivenih molarnih masa u izraz (37) dobivaju se mase sudionika reakcije

32m S n Ar S kg ,

2 2 32m O n M O kg ,

2 2 64m SO n m S m O kg .

Uvrštavanjem dobivenih masa tvari u izraz (43) i djeljenjem cijelog izraza sa 32s slijedi

24

2 232 32 64 : 32kg S kgO kg SO s ,

2 22skg S skgO skg SO .

Potrebna količina kisika za izgaranje iznosi:

za c kilograma ugljika 2,67 c kg,

za h kilograma vodika 8 h kg,

za s kilograma sumpora s kg.

Teoretska, tj. stehiometrijska količina kisika potrebna za izgaranje 1 kg goriva iznosi:

2min

32 16

12 2

kgOO c h s o

kg goriva

(45)

tj. stehiometrijska količina kisika iznosi

min 2,67 8O c h s o (46)

Ako se jednadžba (45) podijeli molekulskom masom kisika 2

32OM i pomnoži sa 3

22,41nm

kmol,

dobit će se ista vrijednost, ali izražena u volumnim jedinicama

3

2min 1,867 5,603 0,700 0,700

nm OO c h s o

kg goriva

(47)

U izrazu (45) se prikazuje i negativna vrijednost kisika „ o “, koja se po elementarnoj analizi već

nalazi u gorivui za toliko je potrebno dovesti manje kisika za izgaranje. Za uobičajene procese

izgaranja u praksi služi kisik iz zraka. Budući da ga tu ima 23,2% po masi ili 21% po volumenu,

minimalno potrebna količina zraka za izgaranje oA iznosi

2,67 8

0,232o

c h s o kg zrakaA

kg goriva

, (48)

31,867 5,603 0,700 0,700

0,232o

c h s o nm zrakaA

kg goriva

. (49)

Važno je napomenuti da izraz (46) vrijedi kada sastav goriva nije poznat po svojoj kemijskoj formuli.

Stehiometrijski odnos zraka i goriva, na bazi masenih udjela prema [32], glasi

z

masa g

A m

F m

. (50)

Gorivu se u procesu izgaranja mora dovesti veća količina zraka od stehiometrijske jer nije moguće za

svaku česticu goriva dovesti idealnu količinu zraka i idealno ih pomješati da bi uslijedilo potpuno

izgaranje. Izraz (51) predstavlja pretičak ili suvišak zraka koji se dovodi motoru radi što potpunijeg

izgaranja i ispiranja cilindra.

25

z

z steh

m

m (51)

Slika 8 Standardni sastav brodskog goriva RMG380 (ISO 8217:2010)

26

3.3 Izgaranje u dizelskom motoru

Radi pojašnjenja mehanizma tvorbe pojedinih tvari koje nastaju u ispušnim plinovima

dizelskih motora, potrebno je najprije pojasniti upaljivanje i izgaranje goriva. Naime, da bi se

upaljivanje i izgaranje goriva realiziralo, potrebno ga je pomiješati s oksidacijskim sredstvom.

Upaljivanje i izgaranje goriva je kemijski proces, koji je radi boljeg razumijevanja nužno promatrati

kroz kemijsku kinetiku. Po kinetičkoj teoriji plinovi se sastoje iz molekula, koje se u prostoru gibaju

kaotično. Iako se sve molekule ne gibaju istom brzinom, može se uzeti da se one gibaju nekom

srednjom brzinom u određenom prostoru za određene okolne uvjete. Ako se plinu poveća temperatura,

povećat će se i kinetička energija molekula. Ako su molekule goriva i oksidansa pomiješane tako da

među njima nema razlike u lokalnim koncentracijama, onda se takva smjesa smatra homogenom.

Njihova međusobna reakcija, odnosno upaljivanje, nastupit će tek kad dođe do sudara između njihovih

pojedinih molekula. Energija sudara mora biti takva da se razore sve unutrašnje veze u molekuli, a to

znači tek kad se prijeđe prag energije aktivacije E. Broj djelotvornih sudara A može se izraziti prema

izrazu (52), a vrijednost djelotvornih sudara A se kreće unutar intervala [0, 1], tj. (0 < A< 1)

E

R TA e

(52)

Iz izraza (52) je vidljivo da je udio djelotvornih sudara ovisan o temperaturi. Međutim, broj

djelotvornih sudara ovisi još i o koncentraciji reaktanata. Upravo se iz tih razloga razlikuju područja u

kojima će doći do reakcije. Upaljivanje goriva i daljnje izgaranje ovisno je o sastavu gorive smjese,

odnosno o udjelu goriva u zraku. Prema tome goriva smjesa može biti: stehiometrijska, bogata i

siromašna. Kod stehiometrijske gorive smjese omjer goriva i oksidansa je takav da na kraju reakcije ne

ostane neizgorenog goriva niti neupotrebljenog oksidansa. Ako u smjesi nakon završenog izgaranja ima

viška neizgorenog goriva, smjesa je bogata, a o čemu je već bilo govora.

Za stvaranje smjese kod sporohodnog dvotaktnog Dieselovog motora je na raspolaganju vrijeme od

oko 0,05 s, što odgovara 15 – 40º KV, ovisno o broju okretaja motora. Zbog kratkoće vremena nije

moguće postići tako dobro miješanje goriva s zrakom, pa je nužno potreban veći pretičak zraka (λ ≥ 3).

Kod brodskih sporohodnih dvotaktnih Dieselovih motora pretičak zraka je veći od 3 [37].

Kod dizelskog motora ispirni zrak se komprimira do visokih temperatura kako bi moglo doći do

samozapaljenja goriva ubrizganog u cilindar. Proces izgaranja uključuje različite fizikalno kemijske

procese, kao što su: ubrizgavanje, raspršivanje mlaza goriva i raspodjela goriva u sve dijelove

kompresionog prostora, isparavanje kapljica, miješanje para goriva sa zrakom, zakašnjenje paljenja,

samozapaljenje, izgaranje homogene faze, difuzijsko izgaranje i dogorijevanje.

Nakon početka dobave goriva na visokotlačnoj pumpi goriva, dolazi do širenja tlačnog vala i u trenutku

PU počinje ubrizgavanje goriva. Oblik zakona ubrizgavanja ovisi o promjeni hoda klipa VT pumpe

goriva, o izvedbi ventila za ubrizgavanje goriva (injektora), o visokotlačnoj cijevi i ventilu za

rasterećenje. Izborom odgovarajućeg oblika zakona ubrizgavanja može se znatno utjecati na odvijanje

faze izgaranja u motoru, pogotovo kod niskih opterećenja, a kod sporohodnih motora i kod visokih

opterećenja, kako bi se smanjio maksimalni tlak izgaranja. Gorivo se ubrizgava u visoko komprimirani

zrak, koji se u tijeku kompresije zagrije preko temperature samozapaljenja goriva (od 500° do 800 °C).

Fino raspršeno gorivo miješa se sa zrakom, te na rubovima mlaza dolazi do isparavanja. Stvara se

goriva smjesa para goriva i zraka, te dolazi do samozapaljenja stvorene gorive smjese, čime se počinje

oslobađati toplina. Vrijeme od početka ubrizgavanja goriva do početka termičkog paljenja naziva se

zakašnjenje paljenja. Ono se može podijeliti na fizičko i kemijsko zakašnjenje paljenja. Fizičko

zakašnjenje paljenja prouzročeno je fizičkim procesom pripreme goriva (raspršivanje mlaza,

27

isparavanje i miješanje), dok je kemijsko zakašnjenje paljenja ovisno o tlaku i temperaturi u prostoru

izgaranja i o vrsti ubrizganog goriva.

U početku izgaranja dolazi do naglog paljenja homogene smjese ranije isparenog goriva i zraka.

Izgaranje započinje istovremeno na više mjesta (uzrokovano brojem rupica na sapnici i brojem

injektora) i odvija se intenzivno pri čemu dolazi do naglog porasta tlaka i temperature. To razdoblje

naziva se izgaranje homogene faze. Dio toplinske energije koja se oslobađa koristi se za isparavanje

kapljica preostalog goriva. Nastale pare miješaju se sa zrakom i uključuju u reakcije plamena. To

razdoblje izgaranja naziva se difuzijsko izgaranje, jer je brzina izgaranja upravljana procesom difuzije,

miješanja i turbulencije goriva i zraka. Tlak u cilindru pada zbog ekspanzije koja je u tijeku, a

temperatura dostiže svoj maksimum. U završnom dijelu izgaranja brzina odvijanja reakcija pada s

temperaturom, koja se smanjuje tijekom ekspanzije. Usporavanju reakcije doprinosi i sve manja

koncentracija sudionika u reakciji. Završni dio izgaranja traje otprilike polovicu ukupnog trajanja

izgaranja.

Pravilno stvaranje smjese i izgaranje kod dizelskog motora rezultira mirnim radom motora. Dobro

vrtloženje zraka i povoljne značajke sustava ubrizgavanja utječu na potpuno izgaranje. Ako nije dobro

miješanje goriva i zraka, za vrijeme difuzijskog izgaranja dolazi do stvaranja čađe.

Za brodske sporohodne motore koristi se uglavnom teško gorivo, koje isparava pri višim

temperaturama. Vrijeme zakašnjenja paljenja u početku ovisi o nizu parametara. Što je viši tlak

kompresije potrebna je i viša temperatura isparavanja. Viša temperatura uzrokuje brzo zagrijavanje

kapljica goriva, te brzo i potpunije isparavanje. Za vrijeme kemijskog zakašnjenja paljenja brzina

kemijskih reakcija linearno je proporcionalna tlaku i eksponencijalno proporcionalna temperaturi. Viši

tlak znači veću koncentraciju sastojaka i veću brzinu reakcije, tj. kraće zakašnjenje paljenja. Što je

temperatura viša, također je kraće zakašnjenje paljenja. S ekološkog aspekta nastoji se sniziti dugo

vrijeme zadržavanja reakcija u području bogatom kisikom i na visokoj temperature radi povećanja

koncentracije dušikovih oksida (NOx) u emisiji ispušnih plinova.

Na difuzijsku fazu utječe pretičak zraka; što je pretičak veći, lakše će izgorjeti sva količina goriva.

Bolje vrtloženje povoljno utječe na kvalitetnije miješanje smjese i izgaranje, ali uzrokuje veće toplinske

gubitke. Ne smije doći do naknadnog ubrizgavanja goriva (tzv. kapanje ili propuštanje injektora) jer

dolazi do nepotpunog izgaranja goriva, povećanih temperatura ispušnih plinova te dodatnog toplinskog

opterećenja motora.

Pravilan proces stvaranja smjese i izgaranja kod dizelskog motora daje miran i rad motora. Pravilan

oblik prostora izgaranja i dobro vrtloženje zraka daje bezdimno, potpuno i pravovremeno izgaranje, sa

što manjim koeficijentom pretička zraka. Time se postižu optimalne značajke motora u pogonu te

povoljna toplinska i mehanička naprezanja dijelova motora.

Na slici 9 i 10 prikazani su usporedni podaci ubrizgavanja goriva i oslobađanja toplinske energije za

motor s mehaničkim sustavom ubrizgavanja 7S50MC-C i motor s elektronski kontroliranim

ubrizgavanjem 7S50ME-C. Prikazani podaci se odnose na promatrane procese pri 75 % opterećenja

motora.

28

Slika 9 Ubrizgavanje goriva pri 75 % opterećenja za motore 7S50MC-C i 7S50ME-C [22]

Slika 10 Oslobađanje topline pri 75 % opterećenja za motore 7S50MC-C i 7S50ME-C [22]

3.3.1 Tijek izgaranja

Tijek izgaranja goriva se sastoji od slijedećih faza:

- ulazak mlaza goriva kroz rasprskač u prostor izgaranja,

- raspad mlaza u kapljice,

- raspadanje većih kapljica u manje,

- zagrijavanje kapljica (konvekcija i zračenje),

- isparavanje kapljica,

- miješanje para goriva s okolnim zrakom, tj. stvaranje gorive smjese,

- početak pripremnih kemijskih reakcija koje dovode do samozapaljenja,

- istovremeno paljenje gorive smjese na više mjesta,

- nastavak isparavanja kapljica i izgaranje oko kapljica pri čemu brzina izgaranja ovisi samo o

brzini isparavanja kapljica – Difuzijsko izgaranje,

- nastanak čađe prilikom izgaranja u području blizu kapljice (usljied malog pretička zraka i visoke

temperature),

29

- pad temperature i usporavanje reakcija zbog ekspanzije u cilindru,

- dok je temperatura izgaranja još dovoljno visoka, potrebno je da čestice čađe nađu svog reaktanta

(kisik) za završetak reakcije izgaranja.

Faze do istovremenog paljenje gorive smjese na više mjesta, predstavljaju zakašnjelo paljenje.

Zakašnjelo paljenje se može definirati kao vrijeme ili kut zakreta koljenastog vratila koje protekne od

ternutka početka ubrizgavanaja goriva u cilindar motora do početka izgaranja, tj. paljenja smjese.

Razmatranjem i unapređenjem navedenih faza dobivaju se odrednice optimalnog procesa, uz što manje

štetnih komponenti u emisiji ispušnih plinova, a uz bolju iskoristivost goriva.

3.3.2 Formiranje mlaza

Dobra prostorna raspodjela goriva utječe na pravilan, mekan i ekonomičan rad motora.

Za postizanje finoće raspršivanja i dobre prostorne raspodjele goriva u prostoru izgaranja, gorivo se

mora ubrizgati brzinom od 150 - 400 ms-1

[35], kod modernih dvotaktnih sporohodnih motora brzina

ubrizgavanja goriva iznosi oko 250 ms-1

, a što zahtijeva tlakove od preko 80 MPa u sustavu

ubrizgavanja. Kvaliteta raspršivanja uvjetovana je nizom faktora kao što su:

- brzina ubrizgavanja,

- površinski napon goriva,

- viskoznost goriva,

- gustoća plina u cilindru,

- turbulencija i kavitacija u rasprskaču goriva.

Kut otvora, smjer sapnice i veličina rasprskača goriva određuje dubinu prodora, kut i rasprostiranje

mlaza. Boljim prodorom i rasprostiranjem mlaza goriva postiže se bolja turbulencija, miješanje sa

zrakom i izgaranje. Kod velikih dvotaktnih sporohodnih motora dizelskih motora ubrizgavanje se

obično vrši sa tri rasprskača goriva raspoređena po glavi cilindra s otvorima na sapnicama koji

tangencijalno usmjeravaju gorivo u prostor cilindra. Na slici 11 prikazana je kompjutorska simulacija

ubrizgavanja goriva preko tri ubrizgača iz koje se jasno vidi da glavna koncentracija mlaza ne dodiruje

površinu cilindarske košuljice.

Slika 11 Kompjuterska simulacija ubrizgavanja goriva kod Wärtsilä RTA 84T s tri ubrizgača [33]

30

Slika 12 Kompjuterska simulacija ubrizgavanja goriva kod Wärtsilä RTA 96C sa plavo- zelenim područjima stehiometriske

smjese [34]

Na slici 12 je prikazana simulacija putanje ubrizgavanja goriva kod motora Wärtsilä RTA 96C, a plava

i zelena boja prikazuju područja sa stehiometriskom smjesom goriva i zraka.

Mlaz goriva koji izlazi kroz otvore na sapnici u kompresioni prostor cilindra nalazi se pod utjecajem

vanjskih sila aerodinamičkog otpora komprimiranog zraka, sila površinske napetosti i kohezijskih sila

goriva. Pod djelovanjem aerodinamičkog otpora mlaz goriva se širi i raspada u sitne kapljice.

Aerodinamičke sile rastu s brzinom istjecanja i gustoćom komprimiranog zraka, pa se mlaz goriva brže

raspršuje kad je tlak goriva viši i kada je viša kompresija zraka u cilindru. Kohezijske sile i sile

napetosti površine goriva nastoje pri tome sačuvati formu, tj. produljiti kompaktni dio ubrizganog

mlaza goriva. Početak raspršivanja mlaza goriva nastaje uslijed turbulentnog strujanja kroz otvore

sapnica, ali se tek na kraju istjecanja iz otvora na sapnici dijeli u pojedine niti koje se opet raspršuju u

kapljice, slika 13 [35].

Slika 13 Raspršivanje mlaza goriva na izlasku iz otvora na sapnici [35]

Kvaliteta raspršivanja goriva definirana je prosječnim promjerom većeg dijela kapljica što se naziva

sitnoća ili disperzivnost raspršivanja goriva i jednolikošću kapljica što se naziva jednolikost

raspršivanja goriva.

Bolje raspršivanje goriva se postiže sa što manjim promjerom otvora i većim brojem otvora na sapnici

rasprskača, većim tlakm ubrizgavanja i većim tlakom kompresije u cilindru motora. Brzina istjecanja iz

kratkih kanala sapnice 4l

d

može se približno izračunati prema formuli (53):

31

12 u c

g g

g

p pv ms

, (53)

gdje su:

- brzinu ubrizgavanja goriva 1

gv ms ,

- tlak ubrizgavanja up Pa ,

- tlak u cilindru cp Pa ,

- gustoća goriva 3g

kg

m

,

- koeficijent istjecanja 0,7 0,8g .

Najmanji tlak ubrizgavanja predstavljen je jednadžbom

2

2

g g

s u

g

vp p Pa

. (54)

Na početku ubrizgavanja brzina mlaza je najveća, ali je zbog toga i otpor kretanja goriva u

komprimiranom zraku najveći. U tom periodu smanjenje brzine mlaza je najizraženije. Na oblik mlaza

utječu: tlak ubrizgavanja, tlak i temperatura u prostoru ubrizgavanja, vrtloženje goriva pri prolazu kroz

otvor rasprskača i konstrukcija rasprskača. Prodornost mlaza povećava se povećanjem tlaka

ubrizgavanja i otvora na sapnici rasprskača. Na oblik mlaza znatan utjecaj ima strujanje zraka u

cilindru. Nehomogenost mlaza u pogledu veličina kapljica, u slučaju intenzivnog strujanja zraka pruža

bolju mogućnost za ostvarenje dobre smjese. Stupanj iskorištenja zraka govori o kvaliteti stvaranja

smjese, tj. koliko je ona homogena na cijelom prostoru izgaranja.

Sauter [36] je definirao veličinu kapljice prema volumenu prostora izgaranja. Referentni promjer

kapljice (d32) koristi se za opis finoće raspršivanja i ima ista svojstva kao skupina stvarnih kapljica. On

predstavlja odnos izmedu zbroja volumena svih kapi i zbroja površina svih kapi, a definiran je kao

3

32 2

i i

i

i i

i

N d

dN d

(55)

i obično se koristi za definranje atomizacije mlaza goriva. Sauterov srednji promjer (d32) predstavlja

odnos izmedu zbroja volumena svih kapi i zbroja površina svih kapi.

Za dobro izgaranje važnije je ostvariti dobru makrosmjesu, tj. ravnomjerno rasporediti gorivo po zraku,

makar u vidu većih čestica, nego ostvariti fino raspršivanje, tj. ostvariti lokalnu mikrosmjesu, koja

uslijed slabe prodornosti kapljica nije dovoljno izmiješana sa zrakom. S povišenjem temperature

goriva, raspršivanje je bolje (jer je manja viskoznost), širina mlaza se povećava, a duljina se smanjuje.

Stupanj iskorištenosti zraka govori o kvaliteti stvaranja gorive smjese, tj. o homogenosti u cijelom

prostoru izgaranja.

32

3.3.3 Raspad mlaza goriva

Ubrizgavanje goriva se najčešće pokazuje dijagramom dm/dφ, tj. odnosom količine

ubrizganog goriva (dm) po jediničnom kutu (dφ) u funkciji kuta koljenastog vratila (φ). Nakon što se

gorivo ubrizga u prostor izgaranja, mlaz se raspada u kapljice (slika 13). Uzrok tome je visoki tlak

ubrizgavanja te stvaranje turbulentnih vrtloga u mlazu goriva i njihovog sudara s komprimiranim

zrakom. Što se tiče izgaranja, poželjno je da se mlaz goriva raspada u što veći broj što manjih kapljica

goriva. Time se povećava površina u odnosu na masu ubrizganog goriva, a to pospješuje isparivanje.

Na veličinu promjera kapljice utječu veličina tlaka ubrizgavanja goriva, veličina tlaka zraka u cilindru i

promjer otvora na sapnici rasprskača goriva. Kapljica goriva sa svojim parcijalnim tlakom, putujući

kroz komprimirani zrak podvrgnuta je tlaku koji najprije deformira kapljicu dok je potpuno ne

prepolovi. Proces se na njenom putu može ponavljati više puta.

Mlaz ubrizganog goriva koji ima malu turbulenciju dopire daleko u prostor izgaranja i raspršuje se vrlo

slabo. Dok mlaz ubrizganog goriva koji ima veliku turbulenciju ima kraći domet i bolje raspršivanje.

Posljedica kraćeg dometa je da manje kapljice koje se izdvajaju iz osnovnog mlaza imaju manju

kinetičku energiju. Na poboljšanje stvaranja gorive smjese, uvelike utječe strujanje zraka u cilindru, te

se ono namjerno povećava napadnom kutom ispirnih kanala na cilindarskoj košuljici. Ako se stvori

prekomjerno turbulentno strujanje zraka, ono može dovesti do kontakta upaljene kapljice goriva sa

hladnom stijenkom cilindra i njeno gašenje.

Za stvaranje povoljne smjese goriva i zraka u cilindru motora, raspad goriva u kapljice ima izuzetan

značaj. Raspad goriva u kapljice dijeli se na primarni i sekundarni raspad mlaza goriva. Kod primarnog

raspada mlaz se goriva na izlazu iz sapnice obično dijeli u trakaste volumene i kapljice. Sekundarni

raspad opisuje se daljnjim raspadom kapljica, djelovanjem zraka, do tvorbe stabilnog promjera

kapljice.

Kod raspada mlaza tekućeg goriva iz cilindrične rupice u slobodan prostor zraka, razlikuje se više

područja raspada, odnosno mehanizama raspada: Rayleigh raspad, raspad induciranom strujom i

rasprskavanje, kao što je prikazano na slici 14. Prema Reitzu i Braccou [12] raspad induciranom

strujom podijeljen je u dva područja.

Slika 14 Mehanizam raspada mlaza goriva [40]

33

Tri su važne značajke koje klasificiraju raspad mlaza goriva su Reynoldsova značajka eR (56)

Weberova značajka eW (57), i Ohnesorge-ova značajka Oh (58).

- Reynoldsova značajka eR predstavlja odnos sile tromosti i sile deformacije, a definirana je

jednadžbom

g rel

e

g

a uR

(56)

gdje su:

g - gustoća goriva,

a - karakteristična dužina,

relu - relativna brzina,

g - dinamički viskozitet goriva.

- Weberova značajka eW predstavlja odnos sile tromosti okolne struje i kapilarne sile, odnosno

napetosti površine, a definirana je jednadžbom

2

pl rel

e

pg

a uW

(57)

gdje su

pl - gustoća plina,

a - karakteristična dužina,

relu - relativna brzina,

pg - površinska napetost goriva.

- Ohnesorge-ova značajka Oh predstavlja omjer kapilarne sile i površinske napetosti, a definirana

je jednadžbom

ge

e pg g

WOh

R a

(58)

Ohnesorge-ova značajka Oh se još u literaturi spominje kao Laplasov broj, značajka viskoznosti i Z-

značajka.

Ako se, općenito gledajući, Ohnesorge-ova značajka koristi za određivanje kohezione sile goriva

tjekom raspada, mora se pretpostaviti da je viskoznost plina veoma mala u odnosu na viskoznost

goriva, s obzirom da se Ohnesorge-ova značajka odnosi samo na kapljice goriva.

Kategorizacije primarnog raspada na temelju ove značajke uveo je Ohnesorge 1937. godine, a

poboljšao ju je Reitz 1978. godine uvođenjem razlike između prve i druge inducirane struje.

Mehanizmi raspada prikazani na slici 14 imaju sljedeće objašnjenje:

34

- Raspad mlaza prema Rayleighu [40] nastupa u području nižih Reynoldsovih značajki, a realizira se

nakon određene duljine neprekinutog osno-simetričnog kompaktnog mlaza. Veličina kapljice koja se

pri tome formira može imati promjer do 01,8d d ( 0d je promjer mlaznice). Raspad prema

Rayleighu i raspad induciranom strujom zraka postiže se kod vrlo malih Reynoldsovih značajki,

odnosno niskog tlaka ubrizgavanja (p « 80 bar). Nizak tlak je rijedak kod stvarnog ubrizgavanja, a

nema ga kod ubrizgavanja s konstantnim tlakom (Common-Rail). Raspadi su eksperimentalno

potvrđeni za vrijeme zatvaranja igle rasprskača ili neposredno nakon otvaranja igle. Strujanje je jako

prigušeno kod malih podizaja igle. Izlazna brzina i Reynoldsova značajka su male.

- Raspad induciranom strujom (1) nastaje kod povećanih izlaznih brzina. Povećanjem relativne brzine

mlaza u okolni zrak, raste utjecaj aerodinamičkog efekta. Veća gustoća plina pojačava efekt. Granica s

Rayleighovim područjem raspada definira se Weberovom značajkom (We < 0,4). Nastale kapljice

jednake su promjeru rupice.

- Raspad induciranom strujom (2) nastaje kod Reynoldsove značajke koja iznosi pri turbulentnom

strujanju Re > 2300. Rupica mlaznice izvodi se kraća kako bi se izazvala potpuna turbulencija.

Kapljice se odvajaju po cijeloj površini mlaza i dalje se raspadaju. Veličina kapljice je manja od

promjera 0d .

- Rasprskavanje je tehnički najvažniji mehanizam raspada kapljica. Ovaj proces se javlja pretežno kod

ubrizgavanja u Dieselovih motora. Raspad nastaje kod velike Reynoldsove značajke i velikih izlaznih

brzina iz mlaznice. Granica između rasprskavanja i prethodnog mehanizma raspada je prema Miesseu

[40] pri We=40,3, dok je prema Ranzu [40] pri We=13. Raspad počinje odmah na izlazu iz rupice.

Dijagram na slici 15 ne uzima u obzir gustoću okolnog zraka, koja je inače vrlo važan čimbenik

raspada mlaza goriva. Što je veća gustoća okolnog zraka, to je potrebno više pomaknuti zone raspada

mlaza u lijevo [40].

Slika 15 Mehanizam primarnog raspada mlaza goriva u funkciji Reynolds-ove i Ohnesorge-ove značajke [40]

Primarni raspad goriva na izlazu iz rupice može se podijeliti prema Fathu [40, 41] na više različitih

tipova raspada prikazanih na slici 16.

a) Mlaz se dijeli već u mlaznici kroz kavitacijski efekt i turbulenciju, tako da fina magla kapljica

napušta mlaznicu.

35

b) Prema Obermaieru [40] kavitacija je ovdje zanemariva, a raspad uglavnom ovisi o utjecaju

aerodinamičkih sila. Kapljice izlaze iz stožaste forme tekuće jezgre i dalje se raspadaju.

c) Kod ovog modela prema Reiu i Mayu [40] kapljice napuštaju mlaznicu s veličinom promjera

rupice i raspadaju se djelovanjem aerodinamičkih sila.

d) Prema Andrewsu [40], jezgra mlaza ovdje pokazuje valnu formu s promjenjivim stupnjem

djelovanja tekućine s okolnim plinom od koje se odvajaju veći segmenti koji se dalje raspadaju.

e) Prema Yuleu [40] jezgra mlaza se sastoji iz više odvojenih masa goriva u obliku traka, koje se

raspadaju u kapljice.

f) Najnoviji model predložio je Fath [40]. On počiva na optičkom ispitivanju dvofaznog strujanja,

kombiniran s modelima a) i b).

Slika 16 Raspad mlaza kod primarnog raspada mlaza [40, 41]

Na primarni raspad kapljice nadovezuje se djelovanje aerodinamičkih sila koje izazivaju sekundarni

raspad. Na slici 17 predstavljen je sekundarni raspad kapljice goriva u ovisnosti o Weberovoj značajki,

a preuzet je od ispitivanja Pilicha i Ermana [40, 41]. Pri tome su predstavljena četiri tipa raspada.

Slika 17 Raspad mlaza kod sekundarnog raspada goriva prema Pilchu i Erdmannu [40, 41]

36

1. Kada je Weberova značajka niska (12<We<50), oscilaciju kapljice goriva pojačava strujanje

okoline, što dovodi do sporog raspada kapljice na nekoliko segmenata, tj. proces raspada odvija se

pucanjem membrane. Ova pojava se još naziva i raspad kapljice uslijed vibracija. Vrijeme

potrebno za ovakav raspad kapljice znatno je veće nego kod svih ostalih mehanizama raspada.

2. U slučaju da je Weberova značajka kreće u rasponu između pedeset i sto (50<We<100) raspad

jezgre je sličan raspadu mjehura. Oblik kapljice prelazi u oblik diska koji je okomit na smijer

strujanja, a zatim središte diska poprima oblik padobrana. Nakon toga se stup tekućine, tj. sredina

padobrana, koja je paralelna sa strujanjem, raspada u malene kapljice, a odmah se nakon toga

membrana padobrana raspada na nešto veće kapljice.

3. Uz daljnje povećanje Weberove značajke (100<We<350) dolazi do transformacije kapljice u disk

te se daljnji raspad odvija aerodinamičkim raspadom kratkovalnim smetnjama uz odvajanje

malenih kapljica sa perifernih dijelova površine tekućine pa sve do potpunog raspada kapljice.

4. Kada Weberova značajka premaši vrijednost od 350 (350<<We) kapljice se nakon formiranja

oblika diska raspadaju po cijelome volumenu u kaskadnoj formi u sitne dijelove. Ovaj se raspad

još naziva i katastrofičan raspad.

Nakon što se gorivo raspadne u kapljice, slijede tri faze koje teku paralelno i imaju međusobni utjecaj

(zagrijavanje kapljice, isparivanje kapljice, izgaranje) [46].

Zagrijavanje kapljice: Iz tople plinovite mase toplina se prenosi na kapljicu i zagrijava je. Veći dio

energije prenosi se konvekcijom. Nakon početka izgaranja veliki dio topline prelazi zračenjem na

površinu kapljice. Time se povećava temperatura kapljice dok ne dostigne temperaturu isparivanja.

Isparivanje počinje nastankom fazne ravnoteže u graničnom sloju kapljice (promjenom tlaka mijenja se

i temperatura isparivanja).

Isparivanje kapljice: Gorivo isparuje, a pare goriva difuzijom prodiru u okolni plin. Tako nastaje goriva

smjesa oko kapljice. Prema istraživanju Strehlowa (1985.) [46]: kvadrat promjera kapljice smanjuje se

linearno s vremenom, odnosno površina oplošja smanjuje se linearno s vremenom.

Izgaranje kapljice: Nakon upaljivanja isparenog goriva izgaranje mirujuće kapljice se odvija sferno

simetrično laminarnim difuzijskim plamenom. Smanjenje promjera kapljice ne odvija se kao kod

isparivanja, nego je gradijent smanjenja veći.

Upaljivanje kapljice goriva ovisno je od niza čimbenika, te je stoga nužno uočiti vrijeme potrebno da se

gorivo upali, a koje je definirano zakašnjenjem paljenja. Neki autori ovdje razlikuju dvije faze

zakašnjenja paljenja [39] i to: fizičko i kemijsko zakašnjenje paljenja.

Fizičko vrijeme zakašnjenja paljenja podrazumijeva fizičku pripremu goriva (tvorba mlaza goriva,

isparivanje i miješanje s oksidansom).

Kemijsko zakašnjenje paljenja ovisno je o tlaku, temperaturi, prostoru izgaranja i sastavu goriva.

Isparivanje se odvija brže kod većih temperatura u prostoru izgaranja pa prije dolazi do predreakcija.

Zapaljenje se pojavljuje najprije na rubnim dijelovima mlaza i to kod manjih kapljica nakon kemijskog

zakašnjenja paljenja. Time se počinje oslobađati toplina, koja je ovisna o pripremljenosti smjese.

Nakon zakašnjenja paljenja pripremljena smjesa će brzo izgorjeti, a daljnje izgaranje će biti ograničeno

brzinom pripreme gorive smjese (brzina isparivanja preostalog tekućeg goriva).

37

3.3.4 Procesi izgaranja

Kod izgaranja u dizelskom motoru može se načiniti distinkcija u pojedinim fazama

izgaranja, koje je dobro predstaviti dijagramom prikazanim na slici 18.

Proces izgaranja može se podijeliti u 4 faze:

1. Period zakašnjelog izgaranja nema vidljivog odvajanja tijeka tlaka izgaranja od crte kompresije.

2. Period brzog izgaranja pripremljene gorive smjese (homogena faza) čija je karakterizira brz porast

tlaka u cilindru.

3. Period difuzijskog izgaranja uz isparavanje kapljica karakterizira umjeren porast tlaka u cilindru.

4. Period dogorijevanja koji se proteže u proces ekspanzije.

Prva faza definira period zakašnjenja paljenja zp i to od početka ubrizgavanja do početka upaljivanja

goriva. Ovaj period definira: raspršivanje goriva, isparivanje, miješanje i početak reakcije (hladni

plamen do eksplozijskog plamena). U ovom periodu nema većeg oslobađanja topline, već je to

pripremni period gorive smjese. Zakašnjenje paljenja podrazumijeva fizičko i kemijsko zakašnjenje

paljenja. Fizičko zakašnjenje je praktički konstantno, dok je ukupno zakašnjenje ovisno uglavnom o

kemijskom zakašnjenju. Tijekom zakašnjelog paljenja, gorivo temperature od oko 398 K, a što

odgovara preporučenom viskozitetu ubrizgavanja (12 do 16 mm2s

-1), za goriva tipa RMG380 (ISO

8217:2010) se ubrizgava u komprimirani zrak tlaka od oko 11 MPa (ovisno o tipu motora) i

temperature od oko 800K.

Druga faza predstavlja homogenu fazu izgaranja. Određena je početkom izgaranja do znatnog pada

brzine izgaranja. U ovoj fazi dolazi do naglog zapaljenja i izgaranja već pripremljene gorive smjese za

vrijeme zakašnjelog paljenja. Izgaranje započinje istovremeno na više mjesta i odvija se vrlo

intenzivno. Dolazi do naglog porasta tlaka i temperature. Trajanje ove faze izgaranja proporcionalno je

pripremljenoj količini homogene smjese. Širenje plamena je nepravilno u brojnim centrima čestica

goriva, nalik detonacijskom izgaranju. Porast tlaka u drugoj fazi izgaranja ne smije biti prebrz te mora

ostati u granicama od 200-600 kPa za 1 ºKV. Uslijed bržeg porasta tlaka dolazi do udaraca koji u

konačnici mogu dovesti do oštećenja ležaja. Najveći utjecaj na brzinu porasta tlaka ima prva faza, tj.

zakašnjelo paljenje. Što je više goriva ušlo u cilindar za vrijeme prve faze, to brže raste tlak u drugoj

fazi. Za vrijeme druge faze treba se postići najviši tlak izgaranja koji se pojavljuje pri jednom radnom

procesu.

Treća faza je difuzijsko izgaranje, koje se odvija tako da se kapljice goriva isparavaju po površini.

Ispareno se gorivo miješa sa zrakom. Brzina izgaranja je ograničena brzinom isparivanja goriva i

koncentracijom kisika (brzinom stvaranja gorive smjese).

Četvrta faza predstavlja završni dio izgaranja, tj. dogorijevanje, i ona traje otprilike polovinu ukupnog

trajanja izgaranja. Ovdje se reakcije usporavaju zbog ekspanzije (smanjenje temperature i tlaka) i sve

manje količine reaktanata. Dio čađe koji je stvoren za vrijeme izgaranja, ako ne dođe u kontakt s

kisikom, odlazi iz cilindra kao sastavni dio emisije ispušnih plinova. Dogorijevanje se vrši za vrijeme

ekspanzije, što izaziva povišenje temperature ispušnih plinova i odvođenje više topline na rashladni

medij, jer su se rashladne površine već povećale. Znatnije dogorijevanje za vrijeme ekspanzije izaziva

prejako zagrijavanje cilindarskih stijenki, poklopca i ispušnih ventila. Povećani gubici topline ispušnim

plinovima i rashladnom vodom smanjuju ukupnu iskoristivost motora.

38

Slika 18 Faze procesa izgaranja [39]

3.3.5 Izgaranje homogene smjese

U homogenoj smjesi izgaranje se odvija u turbulentnom području. Pri dovoljno maloj

turbulenciji stvaraju se lokalne fronte plamena, koje s vremenom poraste u sveukupni plamen.

Turbulentni plamen homogene smjese, koji zovemo i plamen ranije pomiješane smjese [43], za razliku

od difuzijskog plamena, daje visoke temperature izgaranja bez čađe. Plamen ima slabi intenzitet svjetla,

a boja plamena je plava do plavozelena (emisija svjetla pobuđenih molekula CxHy i C2), [42].

Zapaljenje smjese ugljikovodika je složen proces, koji ni do danas nije u potpunosti razjašnjen. Ako se

nekoj homogenoj smjesi ugljikovodika i oksidansa dovede dovoljna količina topline, u svrhu

dovođenja smjese u područje zapaljenja, zapaljenje smjese će nastupiti tek nakon određenog vremena.

Ovo se vrijeme naziva period indukcije ili zakašnjenje paljenja ( zp ) i ima utjecaja na tvorbu štetnih

sastojaka [44, 45]. Faza zakašnjenja paljenja predstavljena je na slici 19.

Slika 19 Faze reakcije tijekom zakašnjenja paljenja [39]

Povećanjem temperature povećat će se srednja brzina molekula, a time i broj djelotvornih sudara.

Povećanjem tlaka smanjuje se razmak molekula pa je time vjerojatnost sudara veća. Utjecaj tlaka i

temperature može se predstaviti na slici 20.

39

Slika 20 Utjecaj tlaka i temperature na zakašnjenje paljenja [39]

Iz slike 34 je vidljivo da zakašnjenje paljenja ovisi o tlaku i temperaturi, ali je isto tako ovisi i o sastavu

gorive smjese. Prisutnost inertnih plinova usporava širenje plamena. Bogatija ili siromašnija smjesa

ima manju brzinu širenja plamena od stehiometrijske smjese.

3.3.6 Izgaranje heterogene smjese

Izgaranje heterogene smjese definira se kao difuzijsko izgaranje. Ono se odvija u

turbulentnom području strujanja. Plamen kod izgaranja heterogene smjese zrači od intenzivno žute do

bijele svjetlosti zbog toplinskog zračenja užarenih čestica čađe, koje se formiraju u području bogate

gorive smjese [28]. Kod difuzijskog izgaranja miješanje goriva i oksidansa odvija se za vrijeme

reakcije i dijelom neposredno prije reakcije. Uzrok tome je ulazak sudionika reakcije u prostor

izgaranja iz dva različita izvora (para goriva iz površine kapljice goriva, a kisika iz plina u okolini

kapljice). Miješanje se odvija difuzijom molekula i nakon toga dolazi do reakcije. Osnovna razlika

između homogenog i difuzijskog izgaranja jest što kod difuzijskog izgaranja postoji u prostoru

izgaranja velika razlika u lokalnoj koncentraciji reaktanata. Promjena koncentracije kapljice goriva

može se predstaviti dijagramom na silci 21. Dovođenjem topline kapljici nastat će isparivanje goriva, a

koncentracija goriva će se smanjivati udaljavanjem od površine kapljice.

Slika 22 Promjena koncentracije goriva i zraka u funkciji udaljenosti od površine kapljice [26]

Također će se mijenjati i lokalni pretičak zraka, od nule na samoj površini kapljice do beskonačno

dovoljno daleko od površine kapljice. Stoga će se uvijek uspostaviti povoljan odnos λ na nekoj

udaljenosti od površine kapljice, da bi se zapaljenje moglo odviti bez obzira na ukupni pretičak zraka.

40

To je razlog što je kod Dieselovih motora moguće izgaranje u znatno širem području ukupnog pretička

zraka, nego kod motora s čistom homogenom smjesom.

Promatranjem kapljice goriva i njezina zagrijavanja iz zone reakcije, povećat će se broj djelotvornih

sudara. Ako u tom slučaju u neposrednoj blizini kapljice goriva nedostaje oksidans, doći će do reakcije

raspada ugljikovodika. Najprije dolazi do dehidrogenacije, dok ne ostane jezgra od čistog ugljika u

obliku čađe. Difuzijskim miješanjem s oksidansom doći će do izgaranja po obodu kapljice. Ako jezgra

čistog ugljika ne dospije u kontakt s oksidansom, izlazit će s ispušnim plinovima u obliku čađe. Za

difuzijski plamen može se zaključiti:

- heterogena je smjesa, a miješanje se odvija difuzijski tijekom reakcije;

- u zoni reakcije uvijek postoji na nekom mjestu odgovarajući sastav gorive smjese, pogodan za

zapaljenje bez obzira na ukupan pretičak zraka;

- zagrijavanjem bogate smjese na površini kapljice raspadaju se molekule ugljikovodika do strukture

čistog ugljika, odnosno čađe.

Lokalni se pretičak zraka mijenja i u području mlaza goriva. Eksperimentalna istraživanja Kossa [27]

potvrdila su dobro poklapanje isparenog mlaza s proračunom. Istraživanja su vršena s n-heptanom, a

lokalni se pretičak zraka mijenjao kao što je vidljivo iz slike 22. Raspored lokalnog pretička zraka nije

izglađen, ali se ipak dobro uočava kakav je po presjeku mlaza. Time je lakše razumjeti probleme

izgaranja. Stehiometrijsko miješanje je na granici žutog i zelenog područja. Bijelo područje je

ograničeno pretičkom zraka λ=0,33.

Slika 22 Lokalni pretičak zraka u strukturi mlaza goriva (Koss) [27]

U motorima s unutarnjim izgaranjem strujanje u prostoru izgaranja je turbulentno. Kod ovakvog

strujanja miješanje je znatno pojačano. Suprotno laminarnom strujanju, turbulentno strujanje je

karakterizirano brzim kolebanjem: brzine, gustoće, temperature i sastava. Ova su kolebanja posljedica

vrtloga, koji se stvara smicanjem između slojeva fluida. Kod dizelskih motora pojavljuje se homogeno

i difuzijsko izgaranje. Granicu između ova dva izgaranja vrlo je teško definirati. Difuzijski se plamen

uspostavlja na granici između goriva i oksidansa, a održava se difuzijom s obje strane fronte plamena.

Plamen homogene smjese ima izmiješane reaktante s oksidansima s jedne strane fronte plamena, dok se

s druge strane fronte plamena stvaraju produkti izgaranja. Tvorba čađe je locirana u zoni bogate

smjese, odnosno u samoj jezgri glavne plamene zone. budući da u tu zonu dotiče dovoljno kisika,

izgaranje se odvija kod visoke temperature, a time kontinuirano raste tvorba policikličkih aromatskih

ugljikovodika (PAH) i njihova konverzija u čađu. Čađa se ne zadržava u stehiometrijskoj zoni, koja se

nalazi između bogate i siromašne smjese, zbog postojanja aktivnih OH radikala. Prolaskom kroz tu

zonu čađa izgara. NO se formira duž relativno uske granice na strani siromašne smjese glavnog

difuzijskog plamena. Iz razvoja plamena može se zaključiti kakav je razvoj tvorbe, naročito čađe i NO.

41

Kvaliteta goriva (sklonost goriva na samozapaljenju), koja je definirana Cetanskim brojem, također

može značajno utjecati na tvorbu štetnih sastojaka. Prema Literaturi [31] na smanjenje NOx može

utjecati s 10 %, a na smanjenje čađe s 30 %. Kod Dieselovih motora, s obzirom na postojeće propise o

dopuštenoj emisiji u ispušnim plinovima, i na one koji će uskoro uslijediti, najveće probleme stvaraju

dušikovi oksidi i čestice. Stoga im se i posvećuje posebna pažnja radi smanjenja njihovih koncentracija

u ispušnim plinovima motora.

3.3.7 Izgaranje po Vibeu

Za proračun visokotlačnog dijela procesa potrebno je poznavanje tijeka dovođenja

energije izgaranjem goriva gdQ

d. Parametri zakona izgaranja mogu se odrediti eksperimentalno ili se

pak mogu približno odrediti prema Vibe-u [16]. Model obuhvaća izgaranje homogene faze i difuzijske

faze izgaranja. Zakašnjenje paljenja ovisi o tlaku i temperaturi u cilindru. Pretpostavka je da obje faze

izgaranja započinju istovremeno. Homogena faza je intezivnija i kraće traje, a difuzijska faza je sporija

i duže traje. Intenzitet oslobađanja topline i brzina izgaranja prikazuju se ovim izrazima:

g g g izg dQ f x m H (59)

1g PI

g

g izg d TI

Qx C

m H

. (60)

Pri čemu je brzina izgaranja

1

1 exp

m m

g PI PI

TI TI

dxC m C

d

, (61)

pri čemu je 6,901C (za 99,9% izgaranja goriva).

Iz jednadžbe (60) proizlazi, da se oslobađanje topline odvija prema eksponencijalnoj funkciji, pri čemu

Vibeov eksponent m (parametar oblika) određuje mjesto najvećeg intenziteta oslobađanja topline

(slika 23).

Slika 23 Relativni udio izgorenog goriva i brzina izgaranja u funkciji kuta koljena, za različite

parametre oblika m prema Vibe-u [17]

42

Stupanj djelovanja izg uzima u obzir gubitke zbog disocijacije i nepotpunog izgaranja goriva. Vibeov

eksponent m ovisi o radnim parametrima motora. Prema Woschni i Anisits [49 Račić] Vibeov

eksponent ovisi o zakašnjenju paljenja, masi radnog medija i brzini vrtnje motora i to prema jednadžbi

(62), a promjena trajanja izgaranja prema jednadžbi (63).

0,5 0,3

,0 ,0 ,0

0

,0

ZP c c M

ZP c c M

p T nm m

p T n

, (62)

0,50,6

0,0

,0

MTI TI

M

n

n

. (63)

Tijek izgaranja u dizelskom motoru s izravnim ubrizgavanjem, s velikom brzinom izgaranja homogene

faze i relativno sporim izgaranjem difuzijske faze, preciznije se može prikazati pomoću tzv. dvostruke

Vibe-ove funkcije (slika 24).

Slika 24 Prikaz dvostruke Vibe-ove funkcije [17]

Kod približnog određivanja izgaranja dvostrukom Vibeovom funkcijom cijeli se tijek izgaranja dijeli

na dva dijela. Zbroj oba dijela predstavlja ukupni tijek izgaranja:

1 2x x x , (64)

43

1 1

1 1 exp

m

PI

TI

x C

, (65)

2 1

2 1 exp

m

PI

TI

x C

. (66)

Početak izgaranja ovisi o početku dobave visokotlačne pumpe goriva PG , o zakašnjenju početka

ubrizgavanja goriva ZU , i o zakašnjenju paljenja ZP :

PI PG ZU ZP , (67)

ZU - određen je vremenom potrebnim za širenje tlačnog vala goriva u cjevovodu:

ZU ZUO

o

n

n , (68)

Za računanje zakašnjenja paljenja koristi se jednadžba prema Sitkei [23]:

,

3,92782

0,7 1,8 3

, ,0,5 e 0,1332 4,637 10C ZPT

ZP C ZP C ZPP P s

, (69)

3.3.8 Adijabatska temperatura plamena

Ogrijevna vrijednost goriva 1kJ kg ili 1MJ kg je maksimalna količina topline

koja se oslibodi u procesu izgaranja goriva s zrakom pri standardnim uvjetima (t=25ºC; p=101,3 kPa).

Količina topline koja se oslobodi pri izgaranju goriva ovisi o agregatnom stanju vode, a koja je produkt

izgaranja. Ako voda u produktima izgaranja dolazi u plinovitom stanju, vrijednost ukupno oslobođene

topline ima nisku, tj. donju ogrijevnu vrijednost LHV (eng. Lower Heating Value). Ako vodena para

kondenzira u tekućinu, dobivamo dodatnu energiju koja je jednaka latentnoj toplini isparavanja, te

ukupna oslobođena energija ima veću, tj. gornju ogrijevnu vrijednost HHV (eng. Higher Heating

Value). Donja ogrijevna vrijednost LHV se može izračunati iz gornje ogrijevne vrijednosti HHV na

način da se od gornje ogrijevne vrijednosti HHV oduzme količina energije koja se oslobodi prilikom

prelaska vode iz parne u tekuću fazu, odnosno kondenzacije prema slijedećem izrazu

2 2,H O p H O fg

g g

N M hLHV HHV

N M

(70)

gdje su

LHV - donja ogrijevna vrijednost /MJ kg ;

HHV - gornja ogrijevna vrijednost /MJ kg ;

2 ,H O pN - broj molova vode (produkata);

2H OM - molekulska masa vode /g mol ;

44

fgh - latentna toplina vode pri standardnim uvjetima 1 12,44 43,92MJ kg kJ kmol .

U literaturi o izgaranju, donja ogrijevna vrijednost LHV se uobičajeno naziva entalpija H ili toplina

izgaranja iQ i ima pozitivnu vrijednost.

Određivanje gornje ogrijevne vrijednosti za procese izgaranja pri konstantnom tlaku

Za određivanje teoretske ogrijevne vrijednosti za pojedino gorivo služimo se analizom kontrole

volumena pri konstantnom tlaku gdje nema izmjene rada. Pretpostavimo da kmol goriva dovedemo u

reaktor pri konstantnom volumenu pri standardnim uvjetima, te da prilikom izgaranja nastaju produkti.

Maksimalna količina topline može se dobiti kada se produkti ohlade na početnu temperaturu reaktanata

i kada se voda kondenzira. Izraz za očuvanje energije pri konstantnom tlaku nam govori da je ogrijevna

vrijednost goriva razlika entalpije (sadržaja topline) produkata i reaktanata

.konsp R PQ H H (71)

gdje su

pQ - ogrijevna vrijednost pri .konsp , označava se kao entalpija reakcije ili toplina reakcije pri .konsp

kJ ,

RH - entalpija reaktanata kJ ,

PH - entalpija produkata kJ .

Negativan predznak (.konspQ ) ukazuje na prijelaz topline iz sustava na okolinu. U procesima izgaranja

nije jednostavno odrediti entalpije jer vrste koje ulaze u sustav su različite od onih koje izlaze iz

sustava. Entalpija reakcije je povezana i jednaka entalpi izgaranja, tj.

.konsp iQ Q (72)

U procesu izgaranja reaktanti se troše, a produkti nastaju pri čemu oslobađa energija. Oslobođena

energija potječe od pucanja kemijskih veza u reaktantima kako bi nastali produkti. ˆih /kJ mol

označava standardnu entalpiju nastanka vrste i, a ujedno označava i energiju kemijske veze za vrstu i

pri standardnim uvjetima (t=25ºC; p=101,3 kPa). Kapica „ˆ“ iznad oznake entalpije označava količinu

po molu. ˆih označava molarnu entalpiju nastanka vrste i pri standardnim uvjetima i izražava se u

/MJ kmol . Također se sa ˆih označava masena entalpija nastanka vrste i pri standardnim uvjetima i

izražava se u /MJ kg .

Entalpija nastanka je energija koja je potrebna za nastanak te vrste iz njenih konstitutivnih elemenata

pri standardnim uvjetima. Entalpija nastanka elemenata u njihovim najstabilnijim oblicima poput

ugljika (C), vodika (H2), kisika (O2), dušika (N2) iznosi 0. Odstupanje od standardnih uvjeta praćeno je

promjenom entalpije. Za termodinamičke sustave bez kemijskih reakcija, promjena entalpije za idealne

plinove se naziva jedinična ili specifična entalpija ˆsih

45

0

ˆt

si p

t

h c T dT (73)

gdje su

ˆsih - specifična entalpija za vrstu i /kJ mol ,

0t - temperatura pri standardnim uvjetima ºC ,

pc - specifični molarni toplinski kapacitet /kJ kmolK ,

Treba imati na umu da jedinična ili specifična entalpija ˆsih za sve vrste pri standardnim uvjetima iznosi

0. Apsolutna ili ukupna entalpija jednaka je zbroju entalpije nastanka i specifične entalpije vrste

ˆ ˆ ˆi i sih h h (74)

gdje su

ˆih - ukupna entalpija za vrstu i /kJ mol ,

ˆih - entalpija nastanka vrste i pri standardnim uvjetima /kJ mol ,

ˆsih - specifična entalpija vrste i /kJ mol .

Ukoliko dođe do promjene agregatnog stanja neke vrste za vrijeme kemijske reakcije ukupna entalpija

treba sadržavati i latentnu entalpiju, tj. toplinu

.ˆ ˆ ˆ ˆi i si latenth h h h (75)

Ukoliko se reakcija odvija u reaktoru gdje je tlak konstantan, možemo oderediti entalpiju nastanka

vrste prema primjeru sa slike 25.

Slika 25 Shematski prikaz reaktora sa konstantnim tlakom za određivanje entalpije nastanka [30]

1 kmol ugljika (C) reagira sa 1 kmol kisika (O2) pri standardnim uvjetima (25ºC, 101,3 kPa), te kao

produkt nastaje ugljikov dioksid (CO2). Količina topline koja se oslobodi u reakciji odvodi se iz

sustava i zbog toga entalpija nastanka ugljikova dioksida (CO2), tj. produkta ima negativan predznak

2

ˆ 393,52 /COh MJ kmol . Ovo znači da ugljikov dioksid (CO2) pri standardnim uvjetima

sadržava manje energije nego konstitutivni elementi iz kojih je nastao (C i O2), a koji imaju entalpiju

nastanka 0. Entalpija nastanka nema negativan predznak za sve kemijske vrste. Na primjer, standardna

entalpija nastanka dušikovog monoksida (NO) je ˆ 90,29 /NOh MJ kmol što znači da je potrebno

46

90,29 /MJ kmol energije da dušikov monoksid (NO) nastane iz svojih konstitutivnih elemenata

dušika (N2) i kisika (O2).

Adijabatska temperatura plamena ATPT

Jedno od najznačajnijih svojstava u procesu izgaranja je najveća temperatura izgaranja produkata koja

se može postići. Temperatura produkata će biti najveća kada nema gubitaka topline u okolinu i kada se

sva energija koja se oslobodi u procesu izgaranja iskoristi na grijanje produkata izgaranja.

Za računanje adijabatske temperature plamena koristi se analiza izgaranja pri konstantnom tlaku. U

idealnim uvjetima očuvanje energije je

P P R RH T H T , (76)

tj. entalpija nastanka produkata pri određenoj temperaturi produkata P PH T je jednaka entalpiji

nastanka reaktanata pri određenoj temperaturi reaktanata R RH T .

Entalpija produkata jednaka je ukupnoj entalpiji svih produkata kako slijedi

, , , , ,ˆ ˆ

P P i P i P i P i P si P P

i i

H T N H N h h T (77)

gdje su

,i PN - broj molova produkata vrste i ,

,ˆi Ph - entalpija nastanka produkata vrste i pri standardnim uvjetima /kJ mol ,

,ˆsi Ph - specifična entalpija produkata vrste i /kJ mol ,

,i PH - ukupna entalpija produkata vrste i /kJ mol .

Analogno tome entalpija reaktanata jednaka je ukupnoj entalpiji svih reaktanata kako slijedi

,R ,R ,R ,R ,Rˆ ˆ

R R i i i i si R

i i

H T N H N h h T (78)

gdje su

,RiN - broj molova reaktanata vrste i ,

,Rˆih - entalpija nastanka reaktanata vrste i pri standardnim uvjetima /kJ mol ,

,Rˆsih - specifična entalpija reaktanata vrste i /kJ mol ,

,RiH - ukupna entalpija reaktanata vrste i /kJ mol .

47

Slika 26 Grafički prikaz nastanka adijabatske temperature plamena [30]

Slika 26 prikazuje grafičko određivanje adijabatske temperature plamena. pri početnoj temperaturi

reaktanata entalpija smjese produkata je niža od entalpije smjese reaktanata. Energija koja se oslobodi

prilikom izgaranja se koristi na zagrijavanje produkata tako da je zadovoljen uvijet (76). Zadatak je

pronaći temperature produkata poznavajući entalpije reaktanata.

Temperatura produkata se može dobiti putem tri različite metode

- Metode postojećih vrijednosti specifičnog toplinskog kapaciteta pc ;

- Metode ravnoteže entalpije;

- Metode odeređivanja ravnotežnog stanja uporabom računalnog programa (npr. slobodni program

CANTERA; komercijalni program CHEMKIN).

Prve dvije metode se mogu izvesti „ručno“, ukoliko pretpostavimo da se radi o približno potpunom

izgaranju i obje metode daju samo brze procjene podataka. Treća metoda uzima u obzir disocijaciju

produkata pri visokoj temperaturi, te daje točnije rezultate.

1. metoda: Srednja vrijednost specifičnog toplinskog kapaciteta pc

Iz zakona o očuvanju energije slijedi izraz (76), koji se prošireno može napisati kao

, , , ,R ,R ,Rˆ ˆ ˆ ˆ

i P i P si P P i i si R

i i

N h h T N h h T (79)

iz kojeg proizlazi izraz

.

, , , , ,R ,R ,R ,R

,R ,R

ˆ ˆ ˆ ˆ

ˆkons

i P si P P i P i P i i i si R

i i i i

p i si R

i

N h T N h N h N h T

Q N h T

(80)

Uređenjem izraza (80) dobija se adijabatska temperatura plamena PT

48

.0 , 0 , , ,R

ˆkonstP i P pi p P i P P i R si R

i i i

T T N c c T T N Q N h T (81)

Treba pretpostaviti da je voda na strani produkata u plinovitom stanju uslijed visoke temperature

izgaranja, te stoga vrijedi izraz

.konsp g g gQ LHV N M LHV m (82)

za potpuno izgaranje goriva, gdje je

gN - broj molova goriva,

gM - molarna masa goriva,

gm - masa goriva.

Drugi dio jednadžbe (81) predstavlja razliku specifične entalpije između temperature reakcijske smjese

RT i temperature pri standardnim uvjetima 0T . Uz pretpostavku da je specifična entalpija produkata

vrste i približno jednaka specifičnom toplinskom kapacitetu pic i uz uvjet da je specifični toplinski

kapacitet konstantan .pic konst , dobije se slijedeći izraz

.

.

, ,

0

, , ,

ˆkonst

konst

P i R si R RP g gi

P R R

i P pi i P pi i P pi

i i i

Q N h TQ LHV N M

T T T TN c N c N c

(83)

Ako pretpostavimo da su ,R ,i pi R

i

N c i ,P ,Pi pi

i

N c približno jednaki i to primjenimo na izraz (83)

dobije se slijedeće

,R ,R , , 0

0

, ,

ˆ ˆi si R i R si R R

i iR

i P pi i P pi

i i

N h T N h T T

T TN c N c

(84)

Kada reaktanti uđu u reaktor, tj. cilindar motora, pri standardnim uvjetima, jednadžba (84) se reducira

na izraz (83), budući da specifične entalpije reaktanata iznose 0 pri standardnoj temperaturi 0T

0

,

g g

P

i P pi

i

LHV N MT T

N c

(85)

Opisani postupak je općenit i može se primjeniti na bilo kojoj smjesi. Treba imati na umu da je

specifični toplinski kapacitet pic funkcija temperature, stoga točnost ovog postupka uvelike ovisi o

izabranoj vrijednosti specifičnog toplinskog kapaciteta pic .

Ako je poznata ogrijevna vrijednost goriva može se provesti analiza koja se bazira na masi. Početna

masa reaktanata koji ulaze u reaktor, tj. cilindar motora, sastoji se od mase goriva gm i mase zraka zm .

Imajući na umu zakon o očuvanju mase koji kaže da je ukupna masa reaktanata jednaka ukupnoj masi

produkata, masu produkata označavamo kao g zm m . Specifična entalpija produkata tada glasi

49

, , 0s P g z p P Ph m m c T T (86)

gdje je ,p Pc srednja vrijednost specifičnog toplinskog kapaciteta produkata pri prosječnoj temperaturi

reaktanata i produkata , ,p P p Pc c T , gdje je T prosječna temperatura produkata i reaktanata, a

predstavljena je izrazom

2

P RT TT

(87)

Nakon zakašnjenja ubrizgavanja i zakašnjenja paljenja, reaktanti, tj. gorivo, imaju temperaturu

kompresije(2T ) koja je predstavljena izrazom

1

2 1

nT T , (88)

gdje su:

2T - temperatura na kraju kompresije K ,

1T - temperatura na početku kompresije K ,

- stupanj kompresije,

n - eksponent politropske promjene stanja.

Pošto su kod motora volumeni na početku i na kraju kompresije poznati, a tlakovi mjerljivi, eksponent

politrope se može izračunati iz izraza

1 2

2 1

log log

log log

P Pn

V V

, (89)

gje su:

1P - tlak na početku kompresije bar ,

2P - tlak na kraju kompresije bar ,

1V - volumen na početku kompresije, tj. ukupni volumen cilindra 3dm ,

2V - volumen na kraju kompresije, tj. volumen kompresionog prostora 3dm .

Analogno ovome, izraz za specifičnu entalpiju reaktanata glasi

,R ,R 0s g z p Rh m m c T T (90)

gdje je ,Rpc prosječna vrijednost specifičnog toplinskog kapaciteta reaktanata pri prosječnoj

temperaturi reaktanata i standardnoj temperaturi ,R ,Rp pc c T , gdje je T prosječna temperatura

reaktanata i standardne temperature, a predstavljena je izrazom

0

2

RT TT

(91)

50

Prema zakonu o očuvanju energije slijedi izraz

.,P ,R ,Rkonsts P s gi sh Q h m LHV h (92)

koji kaže da je specifična entalpija produkata jednaka zbroju količine topline koja se oslobodi pri

izgaranju i specifične entalpije, gdje su

,Psh - specifična entalpija produkata,

,Rsh - specifična entalpija reaktanata,

.konstPQ - oslobođena toplina,

gim - masa izgorenog goriva,

LHV - donja ogrijevna vrijednost goriva.

Za siromašne smjese 1 , masa izgorenog goriva je jednaka masi goriva gi gm m , budući da ima

dovoljno zraka da izgori svo gorivo.

Za bogate smjese 1 , masa raspoloživog zraka zm je ograničavajući faktor, stoga za bogate

smjese količina izgorenog goriva (zajedno sa zrakom zm ) iznosi g z sm m f , gdje je sf

stehiometrijski omjer mase goriva i mase zraka g

s

z

mf

m .

Adijabatska temperatura plamena ATPT za siromašnu smjesu, tj. kada je omjer jednakosti 1 , glasi

, 0

0

,P,P ,P

,P

1

1

g g z p R R g

ATP R R

pg z p g z p

sR

s p

m LHV m m c T T m LHV f LHVT T T T

f cm m c m m c

f LHVT

f c

(93)

Isto tako, adijabatska temperatura plamena ATPT za bogate smjese, tj. kada je omjer jednakosti 1 ,

glasi

,P ,P1 1

s sATP R R

p s p

f LHV f LHVT T T

f c f c

(94)

Za ugljikovodična goriva stehiometrijski omjer sf je vrlo malen (npr. za metan 0,058sf ). Za

siromašno izgaranje temperatura plamena produkata raste skoro linearno s omjerom jednakosti (vidi

sliku 27). Kako se moglo i očekivati temperatura plamena je najveća pri stehiometrijskom omjeru, tj. u

točki stehiometrije, te zatim opada sa porastom omjera jednakosti.

2. metoda: Ravnotežna entalpija

Precizniji pristup određivanja temperature plamena je određivanje temperature plamena dok nije

zadovoljena relacija P P R RH T H T , odnosno dok entalpija produkata nije približno jednaka

entalpiji reaktanata. Entalpiju produkata možemo izraziti na slijedeći način

51

, , , , , ,R ,Rˆ ˆ ˆ ˆ

P P i P i P i P i P si P P R R i i

i i i

H T N h N h h T H T N h (95)

Uređenjem gornje jednadžbe dolazimo do izraza za specifičnu entalpiju produkata

.

, , , , ,R ,R ,R ,R

, , ,R ,R , , ,R ,R

, , ,P ,R

ˆ ˆ ˆ ˆ

ˆ ˆ ˆ ˆ

ˆ ˆkonst

i P i P i P si P P i i i si R

i i i i

i P si P P i i i P i P i si R

i i i i

i P si P P p i si R

i i

N h N h T N h N h T

N h T N h N h N h T

N h T Q N h T

(96)

Ako pretpostavimo da je temperatura plamena produkata 1PT , odredimo entalpiju produkta za danu

temperaturu prema tablici za svojstva izgaranja idealnih plinova (eng. Properties of Ideal Combustion

Gases) [30]. Ukoliko je entalpija produkata manja od entalpije reaktanata , tj. 1P P R Rh T h T , mora

se uzeti u razmatranje veća temperatura plamena produkata 2PT . Postupak se ponavlja sve dok nije

zadovoljena relacija 1 2P i R R P ih T h T h T . Drugim riječima, entalpija produkata mora biti

približno jednaka entalpiji reaktanata. Temperatura produkata se može procjeniti iz linearne

interpolacije. Ova metoda, iako je točnija, zahtjeva potpuno izgaranje reaktanata u glavne produkte.

4. EMISIJA ISPUŠNIH PLINOVA

Glavni zagađivači u emisiji ispušnig plinova se javljaju kao izravan rezultat procesa izgaranja u

cilindru brodskog motora. Na slici 27 je prikazan tipičan sastav emisije ispušnih plinova. Važnu ulogu

u određivanju sadržaja emisije ispušnih plinova ima kvaliteta goriva koja se koristi, dok se brzina

okretaja motora pokazala kao jedan od glavnih čimbenika koji određuje količinu dušikovih oksida

(NOx) u emisiji ispušnih plinova (Tablica I).

Tablica I Usporedba maksimalnih vrijednosti činioca emisije ispušnih plinova srednjehodnih i sporohodnih

motora prema odrednicama MARPOL-a 73/78, Dodatak VI [28, 47]

Element emisije Srednjehodni motori [g/kWh] Sporohodni motori [g/kWh]

Dušikovih oksida (NOx) 0,2344 n 14,4

Ugljični monoksid (CO) 1.6 1.6

Ugljikovodici (HC) 0.5 0.5

Ugljični dioksid (CO2) 660 660

Sumporni dioksid (SO2) 3,5 x %S (SOx/kWh) 3,5 x %S (SOx/kWh)

S – sadržaj sumpora u gorivu [%]

52

Slika 27 Tipičan sastav emisije ispušnih plinova sporohodnog dvotaktnog motora tipa MAN B&W MC [4]

U narednom tekstu će biti nešto više rečeno o svakom elementu emisije ispušnih plinova, a u Tablici II

je prikazano podrijetlo elemenata.

Tablica II Podrijetlo glavnih elemenata emisije ispušnih plinova [28]

Element emisije Podrijetlo elementa emisije

SOx Funkcija sadržaja sumpora u gorivu.

CO2 Funkcija procesa izgaranja.

CO Funkcija omjera potrebne količine zraka za izgaranje i temperature izgaranja i mješavine

zraka i goriva.

HC Funkcija neizgorenog goriva i ulja za pomazivanje tijekom procesa izgaranja, a u velikoj

mjeri ovisi i o samoj konstrukciji motora.

Čestice (čađa) Funkcija neizgorenog goriva i pepela iz goriva i ulja za podmazivanje.

NOx Funkcija vršnih temperatura izgaranja, sadržaja kisika i dužine trajanja procesa izgaranja.

4.1 Kemijska kinetika

Kemijska kinetika je znanost o brzinama kemijskih reakcija. Posebno je važna brzina pri kojoj

se kemijske vrste troše i nastaju nove vrste, te brzina pri kojoj dolazi do oslobađanje topline. Glavni

čimbenici koji utječu na brzinu kemijske reakcije su: priroda reaktanata, koncentracija reaktanata,

temperatura, površina čvrstih reaktanata, zračenja (valova i čestica), prisutnost stranih tvari

(katalizatora) [30, 51].

Lančane reakcije

U stvarnosti kinetički mehanizam reakcije, koja katalizira proces izgaranja, jako je složen. Na temelju

niza radova sagrađena je suvremena teorija lančanih reakcija. U početku lančane reakcije dolazi do

nastajanja aktivnih središta (atoma i slobodnih radikala) [48]

53

2 2 2 2 2 2;H O H O H H O H HO , (97)

zatim slijedi grananje lanca po shemi

2 2OH H H O H , (98)

2H O OH O , (99)

2O H OH H . (100)

Najsporija reakcija je opisana jednadžbom (99). I upravo njezina brzina određuje brzinu odvijanja

čitavog procesa. U reakcijama (98), (99) i (100) pojavljuju se dva atoma vodika (H) i jedan atom kisika

(O), gdje svaki zasebno može dovesti do nastajanja nove grane. Na stijenkama komore izgaranja dolazi

do prekida lanaca po shemi (H+stijenka), (OH+stijenka) i (O+stijenka), zbog spajanja s drugim istim

atomima i radikalima. Do prekida lanaca može doći i u volumenu tvari koja sudjeluje u reakciji kod

sudaranja s molekulama ili kod rekombinacije dva aktivna središta, npr. 2H H H .

Mehanizam lančastih reakcija kod izgaranja ugljikovodika je jako složen. Ovde se kao osnovni

međuprodukti javljaju aldehidi. O složenosti lančanih reakcija govori i izgaranje smjese metana i zraka,

čiji kinetički mehanizam se sastoji od 400 koraka (reakcija), pri čemu nastaju 53 različite vrste [30, 48].

Brzina kemijske reakcije i konstanta reakcije

Prema danas već „zastarjeloj“ (ali još uvijek u upotrebi) definiciji brzina reakcije je promjena

koncentracije reaktanata ili produkata s vremenom. Kako koncentracija reaktanata opada s vremenom,

a koncentracija produkata raste s vremenom, ta trenutna brzina reakcije s jediničnim koeficjentima,

može se matematički izraziti kao [51]

reaktantadv

dt , (101)

odnosno

produkatadv

dt . (102)

Za reakcije prvog reda, gdje uglavnom sudjeluje samo jedan reaktant, brzina kemijske reakcije glasi

A B v k A (103)

Kod reakcija drugog reda, istovremeno se moraju sudariti dvije čestice, bilo od jednog ili od dva

reaktanta

22A B v k A

A B C v k A B

(104)

Reakcije trećeg reda su malobrojne, jer je vjerovatnost istodobnog sudara više od dvije molekule vrlo

malena

3

2

3

2

A B v k A

A B C v k A B

(105)

54

Uzmimo općenito jednostavnu reakciju pri kojoj molekula tvari A reagira s molekuaom tvari B, pri

čemu nastaju produkti reakcije C i D

aA bB cC dD (106)

gdje su a , b , c i d stehiometrijski koeficijenti.

Prema Guldbergovom i Waageovom Zakonu o djelovanju masa, brzina kemijske reakcije

proporcionalna je koncentraciji reaktanata [51]

a b

v k A B (107)

gdje su

v - brzina kemijske reakcije 3 1mol dm s ,

k - konstanta brzine kemijske reakcije 6 2 1dm mol s ,

A , B - koncentracije reaktanata 3mol dm ,

a , b - stehiometrijski koeficijenti.

Pojednostavljeno brzina kemijske reakcije glasi [30]

a b

v k A B (108)

Konstanta brzine reakcije, odnosno brzina reakcije eksponencijalno raste s porastom temperature.

Arrhenius je eksperimentalno utvrdio da povećanjem temperature sve više čestica ima veću kinetičku

energiju, pa se povećava i brzina kemijske reakcije (slika 28). Konstanta proporcionalnosti naziva se

Arrheniusova konstanta brzine i predstavljena je sljedećim izrazom [30]

a aE T

R T Tk A e A e

(109)

gdje su

A - učestalost sudara molekula,

aE - energija aktivacije koja je potrebna za razbijanje kemijskih veza u molekulama za vrijeme sudara

1J mol ,

R - opća plinska konstanta 1 18314 J kmol K ,

aT - temperatura aktivacije K .

55

Slika 28 Linearni odnos između logk i 1/T za reakciju raspada dušikovog pentoksida (N2O5) [51]

Arrhenisova konstanta brzine je izračunata iz eksperimentalnih podataka brzine reakcije, a vrijednosti

oA i aE su dobivne iz linearnog odnosa između logk i 1/ T . Uvrštavajući Arrheniusovu konstantu

brzine (107) u izraz za brzinu kemijske reakcije (106) brzina reakcije je poprima slijedeći izraz

aE

a b R T

ov A A B e

(110)

Brzina potrošnje reaktanata predstavljena je izrazom

aEa b R T

o

d Aa v a A A B e

dt

(111)

Konstanta ravnoteže

Razmotrimo ponovno općenito jednostavnu reverzibilnu reakciju

aA bB cC dD (112)

Koncentracijska konstata ravnoteže cK glasi

c d

c a b

C DK

A B

(113)

Reakciju u smjeru nazivamo napredujućom reakcijom, a reakciju u smjeru povratnom

reakcijom. Brzina napredujuće kemijske reakcije glasi

a b

v k A B , (114)

a brzina povratne kemijske reakcije glasi

c d

v k C D , (115)

Brzina neke reverzibilne reakcije zapravo je brzina ukupne reakcije tj. razlika između brzina

napredujuće i brzine povratne reakcije.

56

a b c d

f bv k A B k C D (116)

gdje su

fk - konstanta brzine napredujuće reakcije,

bk - konstanta brzine povratne reakcije.

Onog trenutka kada su te dvije brzine jednake, nastupa kemijska ravnoteža v v , tj. vrijedi

a b c d

f br r r rv k A B k C D (117)

gdje su

r

A , r

B - koncentracije reaktanata ravnotežnog stanja,

r

C , r

D - koncentracije produkata ravnotežnog stanja.

Koncentracijska konstata ravnoteže ( cK ) je predstavljena i omjerom konstante brzine napredujuće

reakcije ( fk ) i konstante brzine povratne reakcije ( bk ), tj.

f

c

b

kK

k (118)

Koncentracijska konstata ravnoteže ( cK ) je određena termodinamičkim svojstvima reakcije

101,3

a b c dc d

f r rc pa b

b r r

k C D R TK K T

k kPaA B

(119)

gdje je pK T plinska konstanta ravnoteže i ovisna je isključivo samo o temperaturi, a ona iznosi

A B C Da g b g c g d g

R T

pK T e

(120)

Gibbsov termodinamički potencijal za pojedine kemijske vrste, pri referentnom tlaku (101,3 kPa)

i i ig T h T T s T (121)

se može očitati iz termodinamičkih tablica vrijednosti idealnih plinova izgaranja [30, 51].

4.2 Sumporni oksidi (SOx)

Sumpor (S) je zastupljen do maksimalno 3,5% težinskog udjela u ugljikovodičnim gorivima.

Teška goriva (RMG 380) obično sadrže više sumpora nego drugi naftni derivati budući da imaju

sklonost koncentriranju u talogu zajedno s asfaltenima tijekom rafinacije.

Sumporni oksidi (SOx), koji sudjeluju u procesu izgaranja sastoje se od sumporovog monoksida (SO),

sumporovog dioksida (SO2) i sumporovog trioksida (SO3). Od navedenih vrsta sumporov trioksid (SO3)

ima veliki afinitet prema vodi. Pri niskim temperaturama (temperature ispod točke rosišta), sumporov

trioksid (SO3) se spaja s vodom, te nastaje sumporna kiselina (H2SO4) prema reakciji

57

3 2 2 4SO H H SO (122)

Sumporna kiselina (H2SO4) je odgovorna za koroziju u motorima, te je to, pored zagađenja okoliša,

jedan od glavnih razloga za kontrolu izgaranja sumpora. Prilikom izgaranja goriva koje sadrži

elementarni sumpor ili spoj sumpora, dominirajući produkt u procesu izgaranja je sumporo dioksid

(SO2). Sumporov dioksid (SO2) reagira s kisikom i nastaje sumporov trioksid (SO3). Međutim,

koncentracija sumporovog trioksida (SO3) je općenito veća nego što se očekuje prema vrijednosti

ravnotežne za reakciju

2 2 3

1

2SO O SO (123)

U uvjetima izgaranja bogatog goriva nastaju stabilni produkti: sumporni dioksid (SO2), vodikov sulfid

(H2S), ugljikov disulfid (CS2) i disulfid (S2). Radikal sumporov monoksid (SO) je prijelazna vrsta, koja

je vrlo reaktivana, reagira s kisikom (O) pri visokim temperaturama te prelazi u sumporni dioksid (SO2)

prema sljedećoj reakciji

2 2SO O SO (124)

Sumporov trioksid (SO3) je važan zbog nastanka sumporne kiseline (H2SO4) prema reakciji (95). Kao

što je navedeno u koraku reakcije (96), nastanak sumporovog trioksida (SO3) je vrlo osjetljiv na

početnu koncentraciju kisika (O2). Sumporov trioksid (SO3) nemože nastati u uvjetima izgaranja

bogatog goriva, čak ni kad je izgaranje u blizini stehiometrijske točke. Međutim, ako postoji čak i 1%

viška zraka, opaža se oštro povećanje sumporovog trioksida (SO3). Točka taljenja sumporne kiseline

(H2SO4) je 10ºC, a ako temperatura padne ispod 10ºC može doći do nastanaka aerosola [30].

Konverzija sumporovog dioksida (SO2) u sumporov trioksid (SO3) ovisi o nekoliko čimbenika:

- Višak kisika: Vrijednost omjera jednakosti iznad vrijednosti stehiometrijske točke ne uzrokuje

nastanak sumporovog trioksida (SO3), dok povećanje kisika od 0 do 1% uzrokuje nagli porast

sumporovog trioksida (SO3), te nakon toga nema značajnijeg porasta;

- Sadržaj sumpora u gorivu: Što je manji sadržaj sumpora u gorivu, manja je količina sumporovog

dioksida (SO2) međutim veća je pretvorba u sumporov trioksid (SO3). Pretvorba sumporovog

trioksida (SO3) nije funkcija početne koncentracije sumporovog dioksida (SO2);

- Katalitičke tvari: Navedeno je da prilkom izgaranja ulja za podmazivanje ima ulogu heterogenog

katalizatora i prilikom toga vanadij pentoksid (V2O5) ima važnu ulogu u oksidaciji sumporovog

dioksida (SO2) u sumporov trioksid (SO3). Naslage pepela i drugih čvrstih čestica povećavaju

nastanak sumporovog trioksida (SO3) što je i eksprimentalno dokazano. Kada se uklone naslage

pepela i koksa konverzija se smanjuje, što je dokaz katalitičkog djelovanja tvari;

- Izgaranje i procesi miješanja smjese;

- Vrijeme trajanja izgaranja;

- Oblik izgarnog prostora;

Kao što je već rečeno formiranje sumpornih oksida (SOx) u ispušnim plinovima je uzrokovano

oksidacijom sumpora u gorivu u sumporni dioksid (SO2) i sumporni trioksid (SO3) tijekom procesa

izgaranja. Kao što je navedeno u Tablici II, količina formiranih sumpornih oksida (SOx) u direktnoj je

funkciji sumpora iz goriva koje se koristi, tako da je jedini učinkovit način za smanjenje sumpornih

oksida (SOx) smanjenje sadržaja sumpora u gorivu. Nažalost goriva sa niskim sadržajem sumpora

58

LSFO (eng. Low Sulphur Fuel Oil) su skuplja od standardnih goriva za oko 13% (usporedba za IFO

380 sa 3,5% sumpora i IFO 380 sa 1,0% sumpora na bunker stanici Singapore), a također je zadana i

donja granica sadržaja sumpora prilikom procesa odsumporavanja goriva radi smanjenja mazivosti

goriva što u konačnici može prouzrokovati povećano trošenje elemenata visokotlačnih pumpi i

rasprskača.

Ograničenje sadržaja sumpornih oksida (SOx) je uglavnom u nadležnosti država koje propisuju

područja SECAs (eng. Sulphur Emission Control Areas), a o čemu je bilo više govora u prethodnom

poglavlju.

Osim snižavanjem sadržaja sumpora u gorivu desumporifikacijom emisije ispušnih plinova, uspješno

se provodi i mokrom filtracijom ispušnih plinova. Ispušni plinovi se prvo provode kroz prigušnik gdje

se hlade do temperature zasićenja, a zatim se sumporni oksidi (SOx) ispiru, tj. neutraliziraju uz pomoć

vezanog kalcija u vapnenom mlijeku.

Sumporni oksidi (SOx) koji su se formirali u ispušnim plinovima su korozivni, ali su dijelom

neutralizirani djelovanjem aditiva u cilindarskom ulju za podmazivanjem.

U atmosferi se sumporni oksidi (SOx) vežu s vlagom u obliku sumporne kiseline (H2SO4), koja se

potom izlučuje putem kiselih kiša.

4.3 Ugljikov monoksid (CO)

Ugljikov monoksid CO plin je bez boje, mirisa i okusa, a nastaje uslijed nepotpunog izgaranja

goriva pri kojemu oksidacija nema dovoljno vremena ili nema zadovoljavajuće koncentracije

reaktanata da bi se izgaranje u potpunosti završilo. Kod dizelskih motora formiranje ugljikovog

monoksida (CO) određeno je smjesom goriva i zraka u cilindru, a kako se izgaranja odvija uz znatan

pretičak zraka količina formiranog ugljikovog monoksida (CO) je relativno mala. Nepotpuno izgaranje

može nastati ako su kapljice goriva prevelike ili ako se u cilindru odvija slabo miješanje goriva i zraka.

Prilikom izgaranja ugljikovodika nastaje ugljikov dioksid (CO2), a ugljikovo monoksid (CO) je glavni

među produkt. Znatna količina ugljikovog monoksida (CO) nastane čim se potroše gorivo i među

produkti ugljikovodičnog goriva, koji nastaju izgaranjem istog. Oksidacija ugljikovog monoksida (CO)

u ugljikov dioksid (CO2), nastaje u kasnijim fazama izgaranja uz stavaranje velike količine topline. U

većini sustava u praksi, oksidacija ugljikovog monoksida (CO) u ugljikov dioksid (CO2) se nastavlja

kroz takozvani ”mokri” smjer budući da hidroksid radikali (OH) osiguravaju osnovnu reakciju [30]

381

7 1,3

2 1,51 10fk T

fCO OH CO H k T e

, (125)

Brzina nastajanja produkata reakcije ( fk ) ima neznatno negativanu temperaturu aktivacije ali izraz

1,3T daju reakciji (125) blagi porast temperature, što je vidljivo u grafu ovisnost brzine reakcije o

temperaturi, a što je prikazano na desnom dijelu slike 29. Hidroksil radikal (OH) je odlučujući

čimbenik prilikom oksidacije ugljikovog monoksida (CO). Osim toga, kod spektralnih istraživanja

plamena zamijećeno je prisustvo značajne količine atoma vodika (H) i hidroksid radikala (OH), a to se

objašnjava, da navedena reakcija ide po razgranatom lančanom mehanizmu koji dovodi do

samoproizvoljnog ubrzanja. U početku lančane reakcije dolazi do nastajanja aktivnih središta (atoma i

slobodnih radikala) [48]

2 2 2 2 22 ;H O OH H O H HO (1. korak),

59

zatim slijedi grananje lanca po shemi

2 2OH H H O H (2. korak),

2H O OH O (3. korak),

2O H OH H (4. korak).

Najsporija reakcija je opisana drugim korakom grananja lanca. I upravo njezina brzina određuje brzinu

odvijanja čitavog procesa. Proizvodnja hidroksil (OH) radikala prestaje kada temperatura padne ispod

1,100 K. Drugi korak se zove "suhi" smjer i uključuje sljedeće reakcije [30]

2 2C O CO O , (126)

ostali koraci u oksidaciji ugljikovog monoksida (CO) mogu uključivati

2C O M CO M , (127)

gdje je M inertna molekula (može biti bilo koja).

Reakcije (126) i (125) zahtijevaju visoku temperaturu (iznad 1100 K). Potpuna pretvorba ugljikovog

monoksida (CO) u ugljikov dioksid (CO2) direktno ovisi o dostupnosti kisika (O2). Kod bogatih

smjesa, velika količina ugljikovog monoksida (CO) ostaje nepretvorena u CO2 uslijed niske

temperature i nedovoljne količine kisika (O2). Kod siromašnih smjesa, ugljikov monoksid (CO) ostaje

nepretvoren uslijed niske temperature i dugog trajanja kemijske reakcije. Kao takav, ovisnost emisije

ugljikovog monoksida (CO) o omjeru ekvivalencije ima oblik slova “U” kao što je prikazano na lijevoj

strani slike 29.

Smanjenje emisije ugljikovog monoksida (CO) se može postići povećanjem temperature izgaranja ili

izgaranjem siromašne smjese. Budući da se oksidacija ugljikovog monoksida (CO) značajno smanjuje

pri temperaturama izgaranja ispod 1100 K, vrijedi opće pravilo da je potrebno temperaturu izgaranja

smjese održavati ispod navedene razine, te izbjegavati hladna mjesta (blizina cilindarske košuljice,

stapa i poklopca cilindra). Mala količina dodane vode može pomoći sagorijevanju stvarajući više

hidroksid (OH) radikala, što dovodi do potpune oksidacije ugljikovog monoksida (CO).

Slika 29 Lijevo: Emisija ugljikovog monoksida (CO) je minimalna pri slabom (niskoj vrijednosti) omjera jednakosti;

Desno: Konstanta brzine reakcije (kf ) za "mokru" oksidaciju ugljikovog monoksida (CO) povećava se povećanjem

temperature [30]

60

4.4 Ugljikov dioksid (CO2)

Ugljikov dioksid (CO2) je jedan od osnovnih produkata izgaranja dizelskih motora. Osnovni

način smanjenja emisije ugljičnog dioksida (CO2) je smanjenje specifičnog potroška goriva (SFOC) ili

povećanje toplinske učinkovitosti. Alternativa je uporaba goriva sa niskim omjerom ugljika u odnosu

na vodik, a što uvelike poskupljuje goriva za brodsku uporabu.

Današnji veliki dvotaktni dizelski motori zadovoljavaju propisanu razinu ugljikovog dioksida (CO2),

propisanu konvencijom MARPOL 1973/78, Poglavlje 4, Prilog VI, a buduća postroženja zakonskih

odrednica je još uvijek moguće zadovoljiti tehničkim preinakama.

Većina ispušnih plinova sadrži ugljikov dioksid (CO2) kao posljedicu izgaranja ugljika (C) i kisika (O),

npr. kemijska jednadžba izgaranja metana u zraku glasi

4 2 2 22 2CH O CO H O

Maksimalna koncentracija ugljikovog dioksida (CO2) će nastati prilikom stehiometrijskog izgaranja, tj.

kada sveukupno gorivo reagira sa kisikom iz zraka prilikom izgaranja. Stvarna koncentracija

ugljikovog dioksida (CO2) ovisi o relativnom sadržaju ugljika (C), vodika (H) i drugih gorivih tvari

unutar goriva. U tablici III su prikazane maksimalne vrijednosti ugljikovog dioksida (CO2, max.), za suhe

ispušne plinove, kod uporabe standardnih vrsta goriva.

Za ostala, poznata ugljikovodična goriva maksimalna vrijednost ugljikovog dioksida (CO2, max.) se

može izračunati prema izrazu

22,max.

brojCO molekula nastalih prilikomstehiometrijskog izgaranjaCO

Ukupanbroj molekula nastalihizgaranjem , (128)

za „suhe“ ispušne plinove

2,max. %79,1

2 20,9 4

cCO

h hc c

, (129)

za „vlažne“ ispušne plinove

2,max. %79,1

20,9 4

cCO

hc c

, (130)

gdje je c i h predstavljaju broj atoma ugljika i vodika u svakoj molekuli ugljikovodičnog goriva. Ova

dva izraza se razlikuju jer vlažni ispušni plin uključuje vodu, tj. vodenu paru proizvedenu tijekom

izgaranja. Stvarna izmjerena koncentracija ugljikovog dioksida (CO2) nikada neće odgovarati

računalno dobivenoj maksimalnoj koncentraciji ugljikovog dioksida (CO2, max.), jer izrazi (129) i (130)

ignoriraju niz stvarnih čimbenika kao što su vlaga u gorivu i gubitak ispušnih plinova uslijed

propuštanja na strojnom sustavu. Korištenjem ovih izraza se prilično precizno može izračunati

vrijednost maksimalne koncentracije ugljikovog dioksida (CO2, max.) čak i u slučaju kada se ne koriste

čista ugljikovodična goriva.

61

Tablica III Maksimalni sadržaj ugljikovog dioksida (CO2, max.) u

suhim ispušnim plinovima [54]

Gorivo CO2, max. (%)

Drvo 19,7

Prirodni zemni plin (LNG) 11,9

Laka tekuća goriva 15,5

Teška tekuća goriva (HFO) 15,8

Propan 13,8

Antracit 19,1

Lignit 18,6

Smeđi ugljen 18,4

Prema izrazu (131) se može izračunati koncentracija ugljikovog dioksida (CO2) u emisiji ispušnih

plinova, pod uvjetom da je poznata koncentracija kisika [O2] i maksimalna koncentracija ugljikovog

dioksida (CO2, max.) ili vrsta goriva (tablica III)

2,max. 2

2

20,9

20,9

CO OCO

. (131)

Ako je vrijednost koncentracije molekule kisika 2O posljedica „suhog“ mjerenja, tada se vrijednost

maksimalne količine ugljikovog dioksida 2,max.CO i vrijednost koncentracije ugljikovog dioksida

2CO , također moraju tretirati kao „suhi“ produkti izgaranja. U slučaju da je koncentracije molekule

kisika 2O izmjerena priručnim analizatorom na licu mjesta, tada je nužno potrebno koristiti vrijednost

maksimalne količine ugljikovog dioksida 2,max.CO iz izraza (130) za izračun koncentracije

ugljikovog dioksida 2CO .

4.5 Ugljikovodici (HC) Emisije ugljikovodika (HC) se u dizelskim motorima sastoje od raspadnutih molekula goriva

ili izmjenjenih među-spojeva, a drugi su izvor ulja za podmazivanje. Tijekom perioda zakašnjelog

paljenja smjese ugljikovodici se formiraju kao rezultat prebogate smjese gorivo-zrak ili kao rezultat

nedovoljno izmješane smjese koja se nemože zapaliti i poduprijeti izgaranje. Kod ubrizganog goriva

nakon perioda zakašnjelog paljenja smjese, dolazi do slabog miješanja goriva i produkata pirolize1 sa

zrakom što rezultira prebogatom smjesom i gušenjem procesa izgaranja, a što u konačnici dovodi do

nepotpunog izgaranja i emisije ugljikovodika (HC). Pri radu motora s malim opterećenjem emisija

ugljikovodika je znatna, a isto vrijedi i pri naglom povećanju opterećenja radi prebogate smjese uslijed

tromosti turbopuhala. Primarne zone najveće proizvodnje emisije ugljikovodika (HC) se nalaze po

obodu zone reakcije gdje je smjesa presiromašna da bi gorila; u gorivu koje je zaostalo u sapnici

rasprskača (u tom slučaju gorivo ulazi u cilindar pri veoma maloj brzini, tj. kapa u cilindar pri samome

kraju procesa izgaranja); u jezgri i repu mlaza goriva. U atmosferi su ugljikovodici podvrgnuti

1 Piroliza: endotermni proces koji mijenja molekularnu strukturu goriva uz prisustvo visoke temperature uslijed čega nastaju policiklički aromatski

ugljikovodici PAHs (eng. Polycyclic Aromatic Hydrocarbons) kao preteća čađe.

62

fotokemijskoj reakciji sa dušikovim oksidima (NOx) tvoreći na taj način smog i prizemni ozon. Emisija

ugljikovodika (HC) je normirana kao ukupni ugljikovodik THC (eng. Total HydroCarbons) ili kao

bezmetanski ugljikovodici NMHC (eng. Non-Methane HydroCarbons). Veličina emisije ugljikovodika

(HC) uvelike je ovisna o opterećenju motora, parametrima okoline i o sistemu prednabijanja i

ubrizgavanja. Vidljivo je da postoji čvrsta veza između čađe i ugljikovodika, barem što se tiče

povećanja opterećenja [29].

4.6 Čestice i čađa

Emisija čestica PM (eng. Particular Metters) koja nastaje izgaranjem u dizelskom motoru se

uglavnom sastoji od neizgorenog goriva i ulja za podmazivanje. Veličina čestica se kreće od čak 20 nm

pa do uobičajenih 10 µm što jasno pokazuje da su štetni za respiratorne organe kako ljudi tako i

životinja. Emisija čestica se obično dijeli na topive organske frakcije SOF (eng. Soluble Organic

Fraction) i na netopivu ili suhu frakciju IF (eng. Insoluble or Dry Fraction), a koja se obično koristi za

procjenu količine čađi. Postotak čestica i čađe u ukupnoj emisiji ispušnih plinova varira ali se obično

kreće od 40-50%. Ostali čimbenici emisije čestica i čađe su: neizgoreni dijelovi goriva i ulja za

podmazivanje, voda, čestice metala nastale trenjem strojnih elemenata, pepeo iz goriva i ulja za

podmazivanje i sulfati iz goriva. Na slici 30 je prikazan tipičan sastav emisije čestica i čađe. Količina

frakcije sumporna kiselina-sulfati je otprilike proporcionalna udjelu sumpora u gorivu. Udio čestica

nastao uslijed neizgorenog goriva i ulja za podmazivanje varira od motora do motora, a uvelike ovisi i

o samoj kondiciji motora, a može se kretati od manje od 10% pa sve do 90% masenog udjela

neizgorenog goriva i ulja za podmazivanje [29].

Slika 30 Shematski prikaz sastava emisije čestica i čađe velikih dvotaktnih sporohodnih motora [29]

Tvorba čađe prema Acetilen hipotezi

Slika 31 Shematski prikaz procesa nastanka čađe [29]

63

Slika 31 prikazuje korake u procesu formiranja čađe iz plinske faze u čvrste aglomerirane, tj.

nakupljene čestice. Čađa se formira od neizgorenog goriva koje nukleira iz parne faze u čvrstu faza u

područjima koja su bogata gorivom, pri povišenoj temperaturi. Ugljikovodici ili druge dostupne

molekule mogu se kondezirati ili ih može apsorbirati čađa, ovisno o oklolnim uvjetima. Razvoj tekuće

ili parne faze ugljikovodika do čvrstih čestica čađe, kao i mogući povratak na produkte plinovite faze

uključuje šest uobičajenih identificiranih procesa, a imenovane su kao:

- Piroliza: endotermni proces koji mijenja molekularnu strukturu goriva uz prisustvo visoke

temperature uslijed čega nastaju policiklički aromatski ugljikovodici PAHs (eng. Polycyclic

Aromatic Hydrocarbons) kao preteća čađe;

Najvažniji međuprodukt, tj. prekursor, prilikom nastanka viših ugljikovodika je acetilen (C2H2)

[30]. Neki ugljikovodici, kao što je metan (CH4), ako se koriste kao gorivo nemaju kao produkt

izgaranja čađu upravo zato što je mala vjerojatnost da će se prilikom njihovog izgaranja pojaviti

acetilen. Međutim kod kompleksnijih ugljikovodika, velika je vjerojatnost nastanka acetilena

(C2H2) pa stoga i čađe. Nakon tvorbe, molekule acetilena (C2H2) se kombiniraju u grupama po 3 i

tako nastaju prsteni aromatskog ugljikovodika benzena (C6H6). Zatim se molekule benzena spajaju

te nastaju policiklički aromatski ugljikovodici PAH (eng. Polycyclic Aromatic Hydrocarbons)

[50].

- Nukleacija: spontano formiranje jezgre ili nano čestica od lako hlapljivih supstanci kao što su

ugljikovodici;

- Rast površine: proces dodavanja mase na površinu nukleiranih (jezgrenih) čestica čađe;

- Koagulacija: proces gdje se osnovne čestice sudaraju i stapaju u veće čestice;

- Aglomeracija (nakupljanje): proces u kojem se čestice drže zajedno te formiraju velike skupine

primarnih čestica u lančanim strukturama,

- Oksidacija: proces koji se javlja u svakoj fazi procesa, pri temperaturama višim od 1300º K pri

kojima čađa izgara u prisutnosti oksidirajućih vrsta, te nastaju plinoviti produkti kao što su

ugljikov monoksid (CO), ugljikov dioksid (CO2) i voda (H2O).

Pretvorba preko 50% čađe postiže se pri 1500º K. Pri vršnoj temperaturi od 1700º K može se oksidirati

maksimalno 80 do 90% čađe. Daljnjim povišenjem temperature ne postiže se veća oksidacija, što se

tumači efektom gašenja u blizini hladnih cilindarskih stijenki. Temperatura od 1300º K se naziva

graničnom temperaturom razgradnje čađe. Nadalje, utvrđeno je da prekoračenjem ove granične

temperature postoji određeno vrijeme nakon kojeg počinje razgradnja čađe. To se vrijeme definira kao

vrijeme redukcije [49].

Tvorba čađe prema difuzijskoj hipotezi

Iako je općenito prihvaćeno da čađa nastaje rastom policikličkih aromatskih ugljikovodika PAH, uz

spomenutu hipotezu postoji još niz teorija. Tako na primjer, difuzijska kontrola tvorbe čađe može biti

vrlo logična. Isparivanjem kapljice goriva, koju pojednostavljeno promatramo kao kuglicu, u toplom

okolišu, stvara se u njezinom okruženju plamena zona u koju će daljnjim isparivanjem difundirati

gorivi sastojci kapljice (slika 32). Uz pomoć visoke temperature izgaranja dolazi do pirolitčke reakcije

uz oslobađanje velike količine vodika. zoni izgaranja se dovode nezasićeni ugljikovodici preko

mješavine atoma vodika (H), HC-radikala i ugljika (C). Transport gorivih tvari, od mjesta nastajanja

prema zoni izgaranja, odvija se difuzijom. Difuzija prema zoni izgaranja je definirana koeficijentom

difuzije. U osnovi, atomi vodika imaju manji promjer, manju masu i veći koeficijent difuzije nego

64

spojevi ugljikovodika (HC). Vodik sustiže zonu izgaranja prije ostalih relevantnih elemenata za

stvaranje čađe. Može se uzeti da vodik difundira u plamenu zonu četiri puta brže od svih ostalih

sastojaka pare goriva. Reakcija je kontrolirana difuzijom, a brzina reakcije je proporcionalna

koeficijentu difuzije. Reakcijom oslobođena toplina podupire pirolizu zaostalih ugljikovodika (HC) pri

čemu nastaje novi vodik (H). Oslobođeni vodik (H) se stalno i brže transportira u plamenu zonu te troši

pridolazeći kisik (O) reakcijom u plamenoj zoni. Zaostali HC-radikali u krutom stanju u jezgri mogu

još reagirati samo međusobno brzo stvarati veće molekule. S ovim molekulama se difuzija prema zoni

izgaranja odvija znatno polaganije. Čađa raste čestim međusobim sudarima ovih čestica dok ne dođe do

fronte plamena [50]. Najučinkoviti način smanjenja emisije čestica (PM) je uporaba kvalitetnijeg

goriva, a što iziskuje znatne dodatne troškove. Smanjenje emisije čestica (PM) može se postići

povećanjem tlaka ubrizgavanja goriva što dovodi do kvalitetnijeg miješanja goriva i zraka, a također i

naknadnom obradom emisije ispučnih plinova.

Slika 32 Nastanak čađe prema difuzijskoj hipotezi [50]

4.7 Dušikovi oksidi (NOx) Osim čestica i čađe, dušikovi oksidi (NOx) su najznačajniji zagađivači u emisiji ispušnih

plinova. Dušikove okside (NOx) tvore dušikov monoksid (NO) i dušikov dioksid (NO2). Dušikov

monoksid (NO) je zastupljen s gotovo 90% volumnog udjela, dušikov dioksid (NO2) s oko 5%

volumnog udjela, dok se dušikov (I) oksid (N2O), dušikov trioksid (N2O3) i dušikov pentoksid (N2O5)

javljaju u tragovima. Dušikovi oksidi (NOx) su jako ovisni o temperature izgaranja, lokalnoj

koncentraciji kisika i dužini trajanja procesa izgaranja. Od ostalih ovisnosti valja spomenuti vrijeme

ubrizgavanja goriva, temperatura ispirnog zraka, kvaliteta smjese i kvalitetu goriva. Istaraživanja

pokazuju da se dušikovi oksidi (NOx) većim dijelom formiraju tijekom difuzijskog perioda izgaranja, a

manjim dijelom tjekom homogene faze. Dušikovi oksidi (NOx) mogu također biti uzročnici tvorbe

ozona (O3), odnosno kruga reakcija, kojeg neki autori nazivaju i “vražjim krugom”. Dušikov monoksid

(NO) nastao izgaranjem u cilindru motoru nestabilan je i lako prelazi u dušikov dioksid (NO2). Uz

sunčenu svjetlost, gdje je valna duljina svjetla 429s nm , dušikov dioksid (NO2) se fotoelektrički

ponovno pretvara u dušikov monoksid (NO) i radikal kisika (O) [49].

2

hvNO NO O , (132)

gdje je E h v Plancova jednadžba koja prikazuje najmanji kvant energije.

E - energija kvanta zračenja J ,

65

h - Plancova konstanta 346,626176 0,000036 10 Js ,

v - frekvencija 1s .

Dakle, h v je energija, odnosno, kvant svjetlosti koji je potreban da se dušikov dioksid (NO2) pretvori

u dušikov monoksid (NO) i radikal kisika (O) [51].

Radikal kisika s molekulom kisika iz zraka spaja se u ozon (O3)

2 3O O M O M , (133)

gdje je M inertna molekula (može biti bilo koja).

Dušikov monoksid nastao izgaranjem u motoru reagira s ozonom (O3) na način

3 2 2NO O NO O . (134)

Ovaj ciklus se može ponavljati beskonačno. Dušikov monoksid može reagirati i s peroksi radikalima i

hidroksi radikalima, te tako konvertirati u dušikov dioksid (NO2).

2 2 2RO NO RO NO , (135)

gdje je 2RO organski peroksi radikal,

2 2HO NO OH NO , (136)

gdje je 2HO hidroksi radikal ili hidroperoksi radikal,

2 3NO OH HNO . (137)

Iz prethodnih triju jednadžbi vidljiva je moguća tvorba nitratne kiseline (HNO3), koja kod određenih

uvjeta u atmosferi uzrokuje vlažne depozite [49].

Zbog pretežne tvorbe dušikova monoksida (preko 90 %) pri izgaranju u dizelskim motorima, razmatra

isključivo tvorba dušikovog monoksida (NO). Kod mjerenja obično se mjeri samo emisija dušikovog

monoksida (NO). U procesu izgaranja dušikov monoksid (NO) može nastati na četiri različita načina

[30, 49, 50]:

- kao termički dušikov monoksid (NO);

- kao brzi, tj. promptni dušikov monoksid (NO);

- kao dušikov monoksid (NO) iz dušik (I) oksida (N2O);

- kao dušikov monoksid (NO) iz goriva.

4.7.1 Nastanak termičkog dušikovog monoksida (NO)

Za nastajanje dušikovog monoksida (NO) odgovorne su tri reakcije. Prve dvije se

temelje na Zeldovič – mehanizmu, koji je nazvan po ruskom znanstveniku, 1939. godine [30, 56, 57].

1

38370

14

2 1 1,8 10k TN O NO N k e

, (138)

66

2

4680

10

2 2 1,8 10k TN O NO O k T e

, (139)

3

450

13

3 7,1 10k TN OH NO H k e

. (140)

U uvjetima izgaranja u dizelskom motoru reakcije proširenog Zeldovičeva mehanizma odvijaju se

sporo u usporedbi s reakcijama izgaranja ugljikovodika. Stoga se za njih kaže da teku kinetički. To

znači da u uvjetima koji vladaju pri izgaranju u dizelskom motoru (pri lokalnim temperaturama i

lokalnim pretičcima zraka, kao i pri kratkim vremenima zadržavanja tijekom izgaranja) neće biti

postignuta kemijska ravnoteža za koncentraciju dušikovih oksida [50].

Prve dvije reakcije odgovaraju tvorbi dušikovog monoksida (NO) u području siromašne smjese, a

zadnja pri tvorbi bogate smjese.

Prva reakcija određuje brzinu reakcije zbog njene visoke temperature aktivacije od oko 38000 K.

Visoka energija aktivacije je potebna za razbijanje trostruke veze u molekuli dušika : :N N , koja

se odvija pri visokim temperaturama. Stoga i slijedi naziv Termički dušikov monoksid (NO).

Nakon što dušikov atom (N) nastane putem reakcije (138), isti se odmah potroši u reakciji (139).

Reakcija (143) je važna u područjima jake fronte plamena. Možemo pretpostaviti da je atom dušika (N)

u takozvanom kvazi stacionarnom stanju. Brzina nastanka dušikovog atoma je približno jednaka brzini

trošenja [30]. Reakcija je vrlo spora, pa se i ravnoteža postiže kasnije nego što je obično zadržavanje u

području blizine fronte plamena. Iz jednadžbi (138), (139) i (140) dobiva se zakon brzine odvijanja

reakcije (141):

1 2 2 2 3 0

d Nk N O k N O k N OH

dt , (141)

gdje su:

2N - koncentracija molekule dušika,

N - koncentracija atoma dušika,

2O - koncentracija molekule kisika,

O - koncentracija atoma kisika,

OH - koncentracija hidroksil radikala.

Budući da se može uzeti da je broj atoma dušika (N) kvazistacionaran, zbog brzih reakcija (141), može

vrijediti:

0

d N

dt (142)

Iz jednadžbe (141) možemo izračunati koncentraciju atoma dušika (N) kakao slijedi:

1 2

2 2 3

k N ON

k O k OH

, (143)

Iz jednadžbi (138), (139) i (140) izraz za brzinu nastanka dušikovog monoksida (NO) glasi:

67

1 2 2 2 1 22

d NOk N O k N O k N O

dt , (144)

gdje su:

NO - koncentracija molekule dušikovog monoksida,

2N - koncentracija molekule dušika,

O - koncentracija atoma kisika.

Iz ovoga se može zaključiti da je smanjenje emisije dušikovog monoksida (NO) moguće: smanjenjem

konstante brzine reakcije, a to znači sniženjem temperature izgaranja, smanjenjem koncentracije kisika

(O) i dušika (N). Ovo je moguće ako se za izgaranja koristi kisik (O) umjesto zraka koji sadrži dušik

(N2).

Budući da dušikov monoksid (NO) nastaje samo pri visokim temperaturama (T>1800 K), pretpostavlja

se da se radikal kisika (O) nalazi u djelomičnoj ravnoteži s molekulom kisika (O2) kako slijedi:

2 2O O (145)

Koncentracija atoma kisika (O) je određena izrazom

2

1

2O P OP K P (146)

gdje su OP i 2OP parcijalni tlakovi atoma kisika (O) i molekule kisika (O2). Plinska konstanta ravnoteže

PK ovisi samo o temperaturi i određena je izrazom

2 2O O

G G

R T R T

PK e

(147)

gdje je G Gibbsov potencijal pri standardnom tlaku. Opća plinska jednadžba za idealne plinove glasi

p v n R T (148)

gdje su:

p - tlak Pa ,

v - volumen 3m ,

n - količina tvari mol ,

R - opća plinska konstanta 1 18314 J kmol K ,

T - apsolutna temperatura K .

Izraz za množinsku koncentraciju glasi

nc

v (149)

gdje su:

68

c - množinska koncentracija 3mol m ,

n - množina tvari mol ,

v - volumen 3m .

Uvrštavanjem izraza za množinu koncentracije (149) u opću plinsku jednadžbu (148) dobije se slijedeći

izraz

3

cP molc

R T m

. (150)

Konstanta koncentracije cK za izraz (149) glasi

2

2

c

OK

O (151)

gdje je:

cK - koncentracijska konstanta ravnoteže,

2O - koncentracija molekule kisika,

O - koncentracija atoma kisika.

Uzimajući u obzir izraz (150) koncentraciju kisika možemo izračunati kako slijedi:

1 1

2 22 2

p

c

KO K O O

R T

. (152)

Imajući na umu da konstanta koncentracije cK ovisi isključivo o temperaturi, vrijedi sljedeći izraz

29150

4,1 T

cK e

. (153)

Koristeći se izrazom (151) koncentracija radikala kisika O se određuje prema izrazu

29150

1 1

2 22 2 4,1 T

cO K O O e

. (154)

U konačnici izraz za brzinu nastanka dušikovog monoksida (NO) glasi

1 2

675201

15 3 12

2 2

2

1,476 10 T

d NOk N O

dt

N O e mol cm s

(155)

Nastanak dušikovog monoksida (NO) se često označava u 1ppms , tj. milijuntnih dijelova u sekundi

(eng. part per milion per second). Jednadžba količinskih udjela promatranih vrsta glasi

69

2 2

1675201

221 21,476 10 TNO

N O

dn Pn n e

dt R T

(156)

Gornja analiza je primjenjiva kada je razina dušikovog monoksida (NO) niska. Kad dušikov monoksid

(NO) nastane pri dovoljno visokoj razini, važna je obrnuta reakcija i nastanak čistog dušikovog

monoksida (NO) je smanjen. Slika 33 prikazuje usporedbu koncentracije kisika [O] dobivenu

korištenjem jednadžbe (154) naprama onim koncentracijama koje su dobivene iz računa jednakosti, s

dobrim podudaranjem.

Slika 33 Analitička usporedba količiniskog udjela atoma kisika (točkasta linija) dobivenog iz izraza ravnoteže (30) i računa

jednakosti (puna linija) koja pokazuje dobro podudaranje prilikom izgaranja smjese vodika i zraka [30]

Upotrebljavajući izraz (157) može se dobiti skoro savršeno podudaranje

29150

3,8 T

cK e

. (157)

Na slici 34 je ucrtana odgovarajuća brzina nastanka dušikovog monoksida (NO) u odnosu na

temperaturu izgaranja, za široki raspon omjera jednakosti, te je vidljivo da vrlo mala količina

ugljikovog monoksida (NO) nastaje kada je temperatura izgaranja ispod 1800 K.

Slika 34 Prikaz nastanka dušikovog oksida (NO) u ovisnosti o koncentraciji smjese i visini temperature izgaranja [30]

70

Glavne utjecajne veličine na tvorbu termičkog dušikovog monoksida (NO) su:

- lokalne temperature u prostoru izgaranja iT ,

- tlak (utjecajem na koncentraciju sastojaka),

- lokalni pretičak zraka i ,

- vrijeme zadržavanja i promatranog djelića mase smjese u području s uvjetima iT i i .

Iz ovoga se može zaključiti da je smanjenje emisije dušikovog monoksida (NO) moguće: smanjenjem

konstante brzine reakcije, a to znači sniženjem temperature izgaranja, smanjenjem koncentracije kisika

(O) i dušika (N).

Prema Bowmanu, kinetičkom analizom, izraz za ukupnu brzinu formacije termičkih dušikovih oksida

(NOx) izvodi se prema izrazu [52]:

69090160,5

2 20,5

6 10x Td NO

e N Odt T

, (158)

gdje su:

T - apsolutna temperatura K

2N - množinska koncentracija molekule dušika 3mol cm ,

2O - množinska koncentracija molekule kisika 3mol cm ,

xd NO

dt - brzina nastanka dušikovih oksida 3 1mol cm s .

4.7.2 Nastanak brzog dušikovog monoksida (NO)

Dušikovi oksidi mogu nastati vrlo brzo u fronti plamena, uz prisustvo ugljikovodičnih

radikala (CH), dok međuprodukti nastaju u fronti plamena pri relativno niskoj temperaturi. Dušikovi

oksidi nastali na ovaj način se nazivau brzi, tj. promptni dušikovi oksidi, što je predložio Fenimore.

Ugljikovodični radikali (CH) reagiraju s molekulama dušika prema sljedećim reakcijama

2CH N HCN N , (159)

HCN N NO . (160)

Atom dušika (N) dobiven iz reakcije (159) može reagirati s molekulom kisika (O2) te tako nastaje

dušikov monoksid (NO). Dušik (N) reagira s radikalima ugljikovodika (CH) tvoreći cijanovodik

(HCN), te dalje cijanovodik (HCN) reagira s dušikom (N) tvoreći dušikov monoksid (NO) (160),

putem niza među koraka. Temperatura aktivacije za reakciju (159) iznosi oko 9020 K. Za razliku od

termalnih mehanizama koji imaju temperaturu aktivacije oko 38000 K, reakcija (160), nastanaka brzog

dušikovog monoksida (NO) može početi pri niskim temperaturama od oko 1000 K.

71

4.7.3 Nastanak dušikovog monoksida (NO) iz dušik (I) oksida (N2O)

Pod visokim tlakom, može doći do tvorbe dušik (I) oksida (N2O) kroz reakciju

povezivanja triju reaktanata

2 2N O M N O M . (161)

Zbog naravi triju reaktanata, važnost reakcije (161) se povećava s porastom tlakom. Čim nastane dušik-

dva-oksida (N2O), on reagira s kisikom (O) prema reakciji (162)

2N O O NO NO . (162)

Reakcija (162) ima temperaturu aktivacije od oko 11670 K te stoga dušikovog monoksida (NO) može

nastati pri niskim temperaturama izgaranja od oko 1200 K.

4.7.4 Nastanak dušikovog monoksida (NO) iz goriva

Dušikov monoksid (NO) iz goriva, i to najčešće iz krutog goriva, nastaje oksidacijom dušika koji je

kemijski vezan u molekuli goriva. Dospije li ovakva molekula goriva u frontu plamena, pretvara se u

radikale, odnosno spojeve cijanida, koji u području plamena dijelom oksidiraju u dušikov monoksid

(NO). Ovako nastali dušikovi monoksidi se u literaturi još označavaju FBN (eng. Fuel-Bound

Nitrogen).

4.7.5 Kontrola nastanka dušikovog monoksida (NO)

Budući da je nastanak termičkog dušikovog monoksida (NO) vrlo osjetljiv na

temperaturu izgaranja, smanjenje maksimalne temperature plamena, tj. izgaranja, je osnovni

mehanizam za smanjenje dušikovog monoksida (NO). Kod temperature izgaranja iznad 1800 K,

smanjenje temperature izgaranja za oko 70 K može smanjiti nastanak dušikovog monoksida (NO) za

polovinu. Smanjenje vršnih temperatura izgaranja je vrlo učinkovito sredstvo za smanjenje

koncentracije emisije dušikovih oksida (NOx).

Ako izgara bogata smjesa, istoj treba dodati još zraka kako bi se postiglo potpuno izgaranje. Zbog

poteškoća koje nastaju pri brzom mješanju bogatih smjesa izgaranja s zrakom, dušikovi oksidi (NOx)

nastaju kada smjesa prijeđe stehiometrijsku točku. Takav sustav izgaranja se zove bogato izgaranje,

brzo miješanje i siromašno izgaranje RQL (eng. Rich-burn, Quick-mix, Lean-burn) i smatra se kao

potencijalnim sredstvom za smanjenje dušikovih oksida (NOx) u različitim sustavima izgaranja.

O samim tehnikama smanjenja koncentracije dušikovih oksida (NOx) će biti više govora u narednom

poglavlju.

5. TEHNIKE SMANJENJA ŠTETNE EMISIJE ISPUŠNIH PLINOVA

Regulativa Međunarodne pomorske organizacije glede koncentracije dušikovih oksida (NOx) u

emisiji ispušnih plinova je glavna razvojna vodilja proizvođača brodskih motora. Emisija dušikovih

oksida (NOx) se može smanjiti primarnim ili sekundarnim metodama ili kombinacijom obiju metoda.

Primarnim metodama se nazivaju sve konstrukcijske promjene motora, a sekundarnim metodama se

nazivaju sve metode obrade ispušnih plinova.

72

U najvažnije primarne metode smanjenja koncentracije dušikovih oksida (NOx) u emisiji ispušnih

plinova spadaju:

Promjena parametara, tj. optimizacija rada motora (eng. Performance adjustment);

Ovlaživanje ispirnog zraka SAM (eng. Scavenge Air Moistening);

Emulzifikacija goriva vodom WIF (eng. Water-in-Fuel emulsion);

Recirkulacija ispušnih plinova EGR (eng. Exhaust Gas Recirculation);

dok u najvažnije sekundarne metode smanjenja koncentracije dušikovih oksida (NOx) u emisiji

ispušnih plinova spadaju:

Selektivna katalitička redukcija SCR (eng. Selectiv Catalytic Reduction).

5.1 Primarne metode smanjenja štetnih elemenata u emisiji ispušnih plinova

5.1.1 Optimizacija rada motora

Koncept smanjenja koncentracije dušikovih oksida (NOx) uslijed optimizacije rada

motora podrazumijeva promjenu jednog ili više parametara kao što su: vrijeme ubrizgavanje goriva,

sekvence ubrizgavanja goriva, vrijeme otvaranja ispušnog ventila, rasprskač goriva i oblik njegove

sapnice, tlak ubrizgavanja goriva, omjer kompresije, te tlak i temperatura ispirnog zraka.

Navedeni parametri su podložni izmjenama kod svih velikih proizvođača brodskih dvotaktnih

sporohodnih dizelskih motora kao što su MAN B&W, Wärtsilä Sulzer i Mitsubishi Heavey Industries

Ltd. kako bi se zadovoljili zakonske odrednice.

- Rasprskač goriva i oblik njegove sapnice

Današnji dvotaktni sporohodni brodski motori imaju dva ili tri rasprskača goriva koji se nalaze na

samom rubu komore izgaranja. Svaki rasprskač ima sapnicu sa određenim brojem rupica. Interakcija

između pojedinih mlazeva goriva iz rupica pojedinih sapnica ima značajan utjecaj na količinu nastalog

dušikovog oksida (NOx), pa tako postoji i optimalan broj rupica na svakoj sapnici uslijed koga dolazi

do smanjenja količine nastalog dušikovog oksida (NOx) [9]. Na slici 35 je prikazana šablona formiranja

mlaza goriva kod četverotaktnog i dvotaktnog motora. Kod malog broja rupica na sapnici rasprskača

zakašnjela interakcija visokih temperatura izgaranja i kisika u zonama između pojedinih mlazeva

goriva dovodi do povećanja količine nastalog dušikovog oksida (NOx). Kod srednjeg broja rupica na

sapnici rasprskača formiraju se zone visokih temperatura između pojedinih mlazeva goriva, ali su one

bliže jedna drugoj pa preostaje manje kisika iz okolnih neizgorenih plinova. Kod velikog broja rupica

na sapnici rasprskača pojedini mlazevi izgaraju ranije tvoreći visoke temperature izgaranja uslijed čega

u tim zonama uzrokuju nastajanje velikih količina dušikovog oksida (NOx).

Prema provedenim istraživanjima tvrtke Wärtsilä Sulzer, položaj zone izgaranja u odnosu na metalne

površine klipa i glave cilindra je od iznimne važnosti prilikom kontrole nastanka dušikovih oksida

(NOx) kod srednjohodnih motora. Na slici 36 se lako da uočiti da su najtoplija mjesta zone izgaranja

upravo najbliža površini klipa i glave cilindra. Snižavanjem vršnih temperatura izgaranja poboljšanim

hlađenjem klipa i glave cilindra postiže se redukcija sadržaja dušikovih oksida (NOx) u emisiji ispušnih

plinova. S druge strane pretjerano hlađenje dovodi do povećanja sadržaja čađe. Rezultat njihovog

istraživanja je pokazao da se sa optimalnom redukcijom sadržaja dušikovih oksida (NOx) postiže i

optimalan sadržaj čađe u emisiji ispušnih plinova.

73

Slika 35 Šablona formiranja mlaza goriva kod četverotaktnog i dvotaktnog motora [9]

Slika 36 Raspored temperatura u zoni izgaranja srednjokretnog motora [9]

Tvrtka MAN B&W Diesel danas kao standardne rasprskače na svim velikim dvotaktnim sporohodnim

brodskim motorima koristi rasprskač kliznog tipa (eng. slide-type injection valve) čiji je volumen

prostora unutar sapnice rasprskača (eng. „sac“ - predstavlja prazni prostor ispod površine igle ventila i

dna sapnika) sveden na nulu. Na ovaj način se onemogućava da gorivo ostaje unutar sapnice nakon

izvršenja ubrizgavanja što direktno dovodi do redukcije koncentracije dušikovih oksida (NOx),

ugljikovog monoksida (CO) i ugljikovodika (HC). U Tablici IV je prikazan efekt uvođenja kliznog tipa

rasprskača, a na slici 37 je prikazana razlika između standardnog i kliznog tipa rasprskača.

Tablica IV Efekt promjene oblika rasprskača goriva [10]

Rezultati NOx CO Čađa ΔSFOC

Mjerne jedinice ppm/15%O2 ppm/15%O2 BSN6 g/kWh

Standardni

rasprskač / sapnica 1594 109 0,35 0,0

Sapnica sa 6 rupica 1494 108 0,23 +0,29

Klizni rasprskač 1232 87 0,18 +1,34

BSN6 – Bosh-ov broj mjeren nakon 6 ubrizgavanja

74

Slika 37 Prikaz razlike novog kliznog rasprskača i standardnog rasprskača za motor MAN B&W K98MC [10]

Testiranjem rada kliznog tipa rasprskača na svom motoru 12K90MC (55MW kod 94 o/min, 90%

MCR), tvrtka MAN B&W Diesel je došla do spoznaje da se upotrebom ovog tipa rasprskača postiže

23%-tno smanjenje sadržaja dušikovih oksida (NOx) u odnosu na stare standardne rasprskače goriva uz

1% povećanja specifične potrošnje goriva (SFOC).

- Elektronski kontrolirani motori

Novi elektronski kontrolirani motori omogućuju veliku fleksibilnost optimizacije procesa izgaranja duž

cijelog režima rada. Neke značajke elektronski kontroliranih motora su dostupne i kod konvencionalnih

motora ali elektronski upravljani motori dopuštaju vrlo veliku operativnu fleksibilnost. Glavne

značajke elektronski kontroliranih motora su kontrola kuta ubrizgavanja goriva VIT (eng. Variable

Injection Timing), oblik ubrizgavanja, kontrola tlaka ubrizgavanja i kontrola zatvaranja ispušnog

ventila VEC (eng. Variable Exhaust valve Closing). Sa kontrolom zatvaranja ispušnog ventila dobija se

mogućnost promjene tlaka kompresije. Uz pomoć kontrole kuta ubrizgavanja goriva (VIT) i kontrole

zatvaranja ispušnog ventila (VEC) omogućena je interakcija pomaka kuta ubrizgavanja i tlaka

kompresije duž cijelog režima rada motora, tj. omogućeno je postizanje maksimalnih tlakova izgaranja

pri malim opterećenjima, a izbjegavanje previsokih tlakova izgaranja pri velikim opterećenjima

motora. Elektronski kontrolirani motori omogućuju visoke tlakove ubrizgavanja, a time i kvalitetno

raspršivanje goriva čak i pri malim opterećenjima motora.

- Početak ubrizgavanje goriva

Nastanku dušikovih oksida (NOx) pogoduju vršne temperature izgaranja i dužina trajanja izgaranja.

Ispušni plinovi nastali izgaranjem prije postizanja maksimalnog tlaka izgaranja se praktički

komprimiraju uslijed porasta tlaka izgaranja sve dok tlak izgaranja ne postigne svoj maksimum. Što

znači da ovi plinovi izgaranja ostaju pod utjecajem vršnih temperatura izgaranja relativno dug

vremenski period u usporedbi sa preostalim vremenom izgaranja, a što u konačnici omogućuje više

vremena za stvaranje dušikovih oksida (NOx). Odgađanje ubrizgavanja goriva dovodi do nižih

maksimalnih tlakova i temperatura tijekom većeg dijela izgaranja. Odgađanje ubrizgavanja povećava

specifičnu potrošnju goriva (SFOC) zbog kasnijeg završetka izgaranja i većih toplinskih gubitaka.

Također dolazi i do povećanja sadržaja čađe uslijed nižih temperatura izgaranja i lošijeg izgaranja.

75

- Oblikovanje procesa ubrizgavanja

Na slici 38 su prikazana tri načina ubrizgavanja elektronski kontroliranog dvotaktnog sporohodnog

dizelskog motora RT-Flex tvrtke Wärtsilä.

Slika 38 Tri načina ubrizgavanja goriva kod Wärtsilä RT-Flex motora [11]

Prilikom predubrizgavanja i trostrukog ubrizgavanja sva tri rasprskača su u funkciji i rade istovremeno,

dok je kod sekvencijalnog ubrizgavanja moguće isključiti iz rada jedan ili dva rasprskača goriva.

Prilikom predubrizgavanja jedan manji dio goriva se ubrizgava prije glavnog mlaza dok se prilikom

trostrukog ili pulsirajućeg ubrizgavanja gorivo ubrizgava u odvojenim kratkim mlazevima. Kod

sekvencionalnog načina ubrizgavanja svaka od tri mlaznice se aktivira neovisno. Sekvencionalno

ubrizgavanje rezultira 20%-tnim smanjenjem koncentracije dušikovih oksida (NOx) i sa 7%-tnim

povećanjem specifične potrošnje goriva (SFOC) [11, 61].

- Omjer kompresije, vrijeme ubrizgavanja i količina ubrizganog goriva

Najčešće se optimiranje rada motora vrši uz pomoć povećanja stupnja kompresije uz promjenu početka

ubrizgavanja goriva. Na slici 39 je prikazana odnos povećanja stupnja kompresije i momenta

ubrizgavanja goriva kod sporohodnih motora.

Slika 39 Odnos povećanja stupnja kompresije i promjene početka ubrizgavanja kod sporohodnog motora [9]

76

Maksimalni tlak izgaranja je jednak kao i kod klasičnog motora i javlja se pri istom kutu koljenastog

vratila iako izgaranje započinje kasnije, gledajući klasični motor, što bi značilo da preostaje manje

naknadne kompresije plinova uslijed ranije započetog izgaranja što rezultira nižim vršnim

temperaturama izgaranja, uspoređujući sa klasičnim motorom, te su plinovi izgaranja manje vremena

izloženi vršnim temperaturama izgaranja. Povećanje stupnja kompresije u konačnici kompenzira

povećani specifični potrošak goriva (SFOC) izazvan zakašnjelim, tj. odgođenim ubrizgavanjem

ubrizgavanjem. Firma Caterpillar Motoren je istraživanjem došla do spoznaje da ako se kod

srednjekretnih motora stupanj kompresije poveća sa 15,5 na 17, istovremeno odgađajući početak

ubrizgavanja u svrhu ograničavanja porasta maksimalnog tlaka izgaranja u cilindru za oko 20 bara,

dolazi do smanjenja koncentracije dušikovih oksida (NOx) sa 12 na 8 g/kWh bez porasta specifičnog

potroška goriva [13]. Slično ispitivanje, ali na sporokretnim motorima, je provela firma Wärtsilä Sulzer

te se došlo do spoznaje da se kombinacijom povećanja stupnja kompresije i odgađanja ubrizgavanja

goriva postiže smanjenje koncentracije dušikovih oksida (NOx) maksimalno za oko 25% uz

istovremeni porast specifičnog potroška goriva za oko 1% [12]. Povećanje omjera kompresije se može

postići preinakama kompresionog prostora ili ranijim zatvaranjem ispušnog ventila uslijed čega dolazi

do povećanja mase plinova izgaranja unutar samog cilindra. Ovo povećanje mase plinova omogućuje

snižavanje vršnih temperatura izgaranja ali i povećanje količine kisika (O2) koja je na raspolaganju

prilikom formiranja dušikovih oksida (NOx). Tvrtka Wärtsilä Sulzer je također došla do spoznaje da

povećanjem tlaka ispirnog zraka uz istovremeno odgađanje ubrizgavanja goriva može rezultirati

povećanjem ili smanjenjem koncentracije dušikovih oksida (NOx), a što ovisi o samoj konstrukciji

motora [12]. Ako se stupanj kompresije poveća smanjenjem kompresionog prostora, izgarni prostor će

biti plići, što može rezultirati boljim hlađenjem plamene fronte izgaranja preko metalnih površina

kompresionog prostora. Ovakav način povećanja stupnja kompresije za posljedicu ima povećanje

koncentracije čađe (PM) i dodatno smanjenje koncentracije dušikovih oksida (NOx).

- Temperatura ispirnog zraka, „Miller-ov“ ciklus

Snižavanje temperature ispirnog zraka dovodi do smanjenja vršnih temperatura izgaranja a samim time

i do smanjenja koncentracije dušikovih oksida (NOx). Za svakih 3°C sniženja temperature ispirnog

zraka koncentracija dušikovih oksida (NOx) se snižava za oko 1% [12]. Snižavanje temperature

ispirnog zraka rezultira snižavanjem temperature izgaranja i toplinskih gubitaka, a što utječe na

poboljšanje toplinske učinkovitosti motora. Pretjeranim hlađenjem ispirnog zraka dolazi do povećanje

koncentracije čađe PM uslijed smanjenja oksidacije čestica nastalih u procesu izgaranja. Uslijed

ograničenih mogućnosti standardnih metoda sniženja temperature ispirnog zraka na srednjokretnim

motorima može se primijeniti koncept „Miller“ ciklusa kako bi se postigle niže temperature ispirnog

zraka. Upotrebom turbopunjača koji mogu osigurati više tlakove ispiranja od standardnih, omogućeno

je da se usisni ventil zatvori prije nego klip dođe u donju mrtvu točku BDC (eng. Bottom Dead Center)

u taktu ispiranja. Ispirni zrak tada ekspandira unutar cilindra motora uslijed kretanja klipa prema donjoj

mrtvoj točki uzrokujući sniženje temperature ispirnog zraka. Primjenom Millerovog ciklusa može se

postići i do 20% manje koncentracije dušikovih oksida (NOx), a bez povećanja specifičnog potroška

goriva.

5.1.2 Ovlaživanje ispirnog zraka SAM

Kod primjene ovlaživanja ispirnog zraka SAM (eng. Scavenge Air Moistening), u

struju vrućeg ispirnog zraka, nakon turbopuhala, se ubrizgava desalinizirana morska voda koja ga na taj

način ovlažuje i hladi ali negativna strana je sadržaj soli od oko 3,2%. Sadržaj soli se u daljnjem

procesu smanjuje na oko 0,02% uporabom dvostepenog ispiranja slatkom vodom, vidi sliku 40 [3].

77

Uporaba SAM sistema povećava toplinski kapacitet ispirnog zraka koji omogućava veću apsorpciju

topline u procesu izgaranja, ali s druge strane smanjuje sadržaj kisika u ispirnom zraku. Krajnji rezultat

je snižavanje vršnih temperatura izgaranja što u konačnici dovodi do 50%-tnog smanjenja sadržaja

dušikovih oksida (NOx) u emisiji ispušnih plinova.

Slika 40 Vrijednosti sadržaja soli pri 100% opterećenja i ISO uvjetima okoline [3]

5.1.3 Emulzifikacija goriva vodom WIF

Kod korištenja tehnike emulzifikacije goriva vodom WIF (eng. Water-in-Fuel

emulsion), voda se kontinuirano dodaje gorivu prilikom njegove potrošnje, a homogenost smjese se

osigurava mehaničkim putem tretmanom u homogenizatoru. Kada se emulzija ubrizga u motor dolazi

do oduzimanja topline izgaranja radi zagrijavanja vode do točke ključanja, isparavanja i pregrijavanja,

a što dovodi do snižavanja vršnih temperatura izgaranja i kvalitetnijeg raspršivanja goriva, što u

konačnici dovodi do oko 1%-tnog smanjenja sadržaja dušikovih oksida (NOx) u emisiji ispušnih

plinova za svakih 1% dodane vode [7]. Da bi se postiglo optimalno raspršivanje goriva u cilindra

motora, veličina kapljica vode u gorivu nakon procesa emulzifikacije mora biti maksimalno 5 µm [10].

Prema rezultatima ispitivanja tvrtke MAN B&W Diesel A/S, ovu veličinu kapljica vode je moguće

postići u homogenizatoru ultrazvučnog tipa. Smještaj homogenizatora u brodskom sistemu goriva je

prikazan na slici 41.

Dodavanjem vode teškom gorivu postupkom homogenizacije emulziji se povećava viskoznost, kao što

je to prikazano na slici 42. Kako bi se zadržao propisani viskozitet u vrijednostima od 12 do 15 mm2/s

(maksimalno 20 mm2/s) potrebno je povisiti temperaturu emulzije na 150ºC pa čak i više ako se

povećava udjel vode u emulziji (170ºC za 50% vode) [7,10]. Također je potrebno povećati i tlak

cirkulacijskog kruga sustava goriva.

Zbog dodavanja vode gorivu i ovisnosti viskoziteta emulzije o postotku udjela vode nužno je potrebno

povećati radni tlak dobavnih pumpi goriva sa 4 na 9 bara. Voda koja se uvodi u homogenizator nužno

je potrebno da bude destilirana, te se strogo mora poštivati gornja dopuštena koncentracija natrijevog

klorida (NaCl) u gorivu jer natrij može reagirati sa vanadijem iz goriva tvoreći naslage na vretenu i

sjedištu ispušnog ventila uzrokujući propuštanja ispušnih plinova.

78

Slika 41 Položaj homogenizatora u sustavu goriva glavnog motora [10]

Slika 42 Ovisnost viskoziteta u udjelu vode u emulziji [10]

Iz spomenutog razloga voda koja se koristi u homogenizaciji mora biti proizvedena u brodskom

generatoru slatke vode. Uporaba emulzije kod elektronski kontroliranih motora (ME/ME-C) nudi

dodatne prednosti kao što su:

- Optimalno oblikovanje ubrizgavanja pri bilo kojem sadržaju vode u emulziji;

- Kontrolirano ubrizgavanje kod elektronski kontroliranih motora omogućuje ubrizganje emulzije i

sa visokim udjelom vode i kod niskih opterećenja motora jer se predubrizgavanjem može

kompenzirati zakašnjenje ubrizgavanja.

79

5.1.4 Elektronski regulirano podmazivanje cilindarskih košuljica

Kod dvotaktnih dizelskih motora cilindarska ulja za podmazivanje imalu direktan

utjecaj na porast emisije čestica i čađe. Istaraživanja provedena od strane tvrtke MAN B&W Diesel

A/S pokazuju da se prilikom smanjenja specifičnog potroška cilindarskog ulja za podmazivanje

smanjuje i emisija čestica i čađe, a što je i prikazano na slici 43.

Slika 43 Emisija čestica i čađe u funkciji potroška cilindarskog ulja ua podmazivanje [4]

Potrošnja cilindarskog ulja predstavlja značajan trošak u formiranju budžeta brodovlasnika pa se

smanjenje specifičnog potroška cilindarskog ulja ističe kao veoma važna razvojna tema. Tehnološki

razvoj sustava podmazivanja cilindarskih košuljica, osim ekološkkih elemenata, mora zadovoljiti i

dostatno podmazivanje tribološkog sustava „cilindarska košuljica-stapni prsten-stap“ kako bi se

osiguralo zadovoljavajuće podmazivanje tribološkog sustava i produžilo vrijeme održavanja sustava.

Zbog ovih ekoloških i eksploataciskih potreba najveći svjetski proizvođači velikih brodskih dvotaktnih

sporohodnih dizelskih motora su razvili visokotlačni elektronski kontrolirani sustav ubrizgavanja

cilindarskog ulja u unaprijed određenom trenutku i položaju stapa koji osigurava optimalno

podmazivanje u svakom režimu rada motora, a što nije bilo moguće kod klasičnog podmazivanja

cilindarskih košuljica. “Alpha ACC” (Adaptive Cylinder oil Control) tvrtke MAN Diesel ili „Pulse

Lubricating System“ tvrtke Wärtsilä Sulzer predstavljaju danas standardne lubriikatore koji se koristi

za podmazivanje cilindarskih košuljica.

5.1.5 Recirkulacija ispušnih plinova EGR

Sistem recirkulacije ispušnih plinova EGR (eng. Exhaust Gas Recirculation)

podrazumijeva recirkulaciju samo dijela emisije ispušnih plinova, vidi sliku 44. Nakon odstranjivanja

čađe i sumpornih oksida dio ispušnih plinova se miješa sa svježim ispirnim zrakom prije ulaska u

rashladnik ispirnog zraka. Prisutnost povećane koncentracije ugljičnog dioksida (CO2) i vode (H2O)

povećava toplinski kapacitet nastale smjese. Nadalje, koncentracija kisika (O2) se smanjuje što znači da

se motor mora snabdjeti većom količinom mješavine pročišćenih ispušnih plinova i sviježeg ispirnog

zraka za potpuno izgaranje iste količine goriva. Pošto se povećavaju i toplinski kapacitet i masa ispirne

smjese kao rezultat se javlja smanjenje vršne temperature izgaranja (toplina izgaranja se raspršila na

veće količine plina sa nižom ukupnom vršnom temperaturom izgaranja), a samim time i nižom

koncentracijom dušikovih oksida (NOx) u emisiji ispušnih plinova.

80

Slika 44 Shematski prikaz sistema recirkulacija ispušnih plinova EGR [3]

Od svih navedenih metoda EGR sistem ima najbolje predispozicije u smislu zadovoljenja novih

zahtjeva o sadržaju dušikovih oksida (NOx) prema granici Razreda III (Tier III). Gledajući tehnike

ovlaživanja ispirnog zraka SAM i emulzifikacije goriva vodom WIF kao samostalne metode, ni jedna

ni druga samostalno nemaju potencijal da zadovolje ograničenje Razreda III.

5.2 Sekundarna metoda smanjenja štetnih elemenata u emisiji ispušnih plinova

5.2.1 Selektivna katalitička redukcija SCR

Selektivna katalitička redukcija SCR (eng. Selectiv Catalytic Reduction) je najučinkovitija

metoda za odstranjivanje dušikovih oksida (NOx) iz emisije ispušnih plinova. Metoda se zasniva na

ubrizgavanju amonijaka (NH3), kao redukcijske supstance, u emisiju ispušnih plinova pri temperaturi

od 300 do 400ºC. Nakon ubrizgavanja amonijaka (NH3) smjesa se prevodi preko katalizatora. Nužno je

potrebno napomenuti da se redukcija dušikovih oksida (NOx) korištenjem SCR-a mora odvijati unutar

gore spomenutih temperaturnih granica, jer će u protivnom, ako je temperatura reakcije suviše visoka

(iznad 490ºC) amonijak (NH3) izgorjeti, te neće reagirati sa dušikovim monoksidom (NO) i dušikovim

dioksidom (NO2). Pri niskim temperaturama reakcije učinak smanjenja dušikovih oksida će biti malen,

a prijeti i opasnost da se kondenzacijom amonijevog sulfata (eng. amonija slip) uništi katalizator [3,8].

Na slici 45 je prikazan shematski prikaz selektivnog katalitičkog reaktora.

Ako se reakcija odvija unutar dozvoljenih granica amonijak (NH3) reagira sa dušikovim dioksidom

(NO2) te dolazi do formiranja dušika (N2) i vode (H2O) prema slijedećim jednadžbama:

3 2 2 24 4 4 6NO NH O N H O

2 3 2 26 8 7 12NO NH N H O

81

Slika 45 Shematski prikaz Selektivnog katalitičkog reaktora SCR [3]

Količina ubrizganog amonijaka (NH3) u emisiju ispušnih plinova određuje se i kontrolira pomoću

računalnog programa prema količini proizvedenih dušikovih oksida (NOx) u funkciji opterećenja

motora. Uporabom selektivne katalitičke redukcije SCR, postiže se 90%-tno smanjenje dušikovih

oksida (NOx). Prema nekim izvorima (Eyring, Köhler, Lauer, and Lemper, 2005.) uz pomoć ovog

sustava moguće je postići smanjenje dušikovih oksida (NOx) za 90-99%, ugljikovodika HC (eng.

Hydrocarbons) za 80-90%, ugljičnog monoksida CO za 80-90% i čađe za oko 30-40%. Životni vijek

katalizatora je od tri do pet godina ako se koriste tekuća goriva, a ako se koristi zemni plin i duži.

Selektivni katalitički reaktor (SCR) je konstruktivni dodatak motoru što znači da on nema veze sa

samom konstrukcijom motora i ne ovisi o proizvođaču motora. Najveće mane sustava su visoka

nabavna cijena i visoka nabavna cijena amonijaka.

82

6. ZAKLJUČAK

U posljednjih nekoliko desetljeća ubrzano se razvijala brodarska industrija i pomorski promet. Sa

ekonomskog stajališta taj trend, koji traje i danas, ima vrlo pozitivne utjecaje na razvoj gospodarstva,

ali sa druge strane vrlo negativne utjecaje na okoliš s aspekta onečišćenja atmosfere. Kad se govori o

onečišćenju zraka s brodova, prvenstveno se misli na emisije štetnih plinova kao što su dušikovi oksidi

(NOx), sumporni oksidi (SOx) i krute čestice koji su produkt izgaranja fosilnih goriva u brodskim

dizelskim motorima i kotlovima. Danas svi proizvođači velikih brodskih sporohodnih dvotaktnih

dizelskih motora proizvode motore koji zadovoljavaju zahtjeve Konvencije MARPOL 1973/78.,

Priloga VI, tj. ograničenje maksimalne dozvoljene koncentracije dušikovih oksida (NOx), sumpornih

oksida (SOx) i čađe u emisiji ispušnih plinova sa brodova. Kao zadnja aktivnost IMO-a, u području

zaštite okoliša od emisije ispušnih plinova s brodova, je odluka Odbora za zaštitu pomorskog okoliša

(MEPC) o uključivanju novog Poglavlja 4 u MARPOL, Prilog VI, a koje se odnosi na „Pravila za

utvrđivanje i kontrolu energetske učinkovitosti brodova“ EEDI (eng. Energy Efficiency Design Index),

koja su stupila na snagu 1.siječnja 2013., a ima za cilj poboljšati energetsku učinkovitost brodova

pomoću projektnih i operativnih mjera koje bi rezultirale smanjenjem emisija ugljičnog dioksida (CO2)

nastalog iz goriva procesom izgaranja.

U radu je obrađen nastanak zagađivača u emisiji ispušnih plinova kao što su dušikovi oksidi (NOx),

ugljični monoksid (CO), ugljični dioksid (CO2), ugljikovodici (HC), sumporni oksidi (SOx) i čestice

čađe (PM). S ciljem smanjenja navedenih zagađivača u emisiji ispušnih plinova iz brodskih pogonskih

strojeva predložene su i implementirane različite metode koje su predstavljene u ovom radu.

Zadovoljenje ovih propisa se postiže prikazanim i opisanim primarnim i sekundarnim metodama.

Primarne metode uključuju konstrukcijske promjene motora i optimizaciju rada motora, a koja obično

uključuje vrijeme ubrizgavanje goriva, sekvence ubrizgavanja goriva, vrijeme otvaranja ispušnog

ventila, rasprskač goriva i oblik njegove sapnice, tlak ubrizgavanja goriva, omjer kompresije, te tlak i

temperatura ispirnog zraka. Sekundarnim metodama se nazivaju sve metode obrade ispušnih plinova.

U radu je posebno naglasak stavljen na brzinu nastanka koncentracije termalnog dušikovog monoksida

(NO), kao najvećeg čimbenika emisije dušikovih oksida (NOx), te utjecaja temperature plamena na

povećanje brzine njegove koncentracije.

Ostaje imperativ, kako u sadašnjosti, a tako i u budućnosti, daljnji razvoj optimiranja parametara

motora kako bi se unaprijedio njegov rad i zadovoljili sve stroži ekološki standardi.

83

7. LITERATURA

[1] ............, “Report of the marine environment protection committee on its fifty-eighth session“,

International Maritime Organization, MEPC 58/23, 16 October 2008.

[2] A. Andreasen, K. B. Nyggard, „Water-in-fuel emulsion as marine engine fuel for reduced NOx

and particulate emissions“, Environmental Protection Agency Danish Ministry of the

Environment, 2010.

[3] ............, „Exhaust Gas Emission Control Today and Tomorrow“, MAN Diesel & Turbo,

Copenhagen, Denmark, 2008.

[4] ............, „Emission control, two-stroke Diesel engines”, MAN B&W Diesel A/S, Copenhagen,

December 2002.

[5] ............, „NOx control in practice and demands made on owners and engine builders”, MAN

B&W Diesel, March 2000.

[6] ............, „MARPOL 73/78 Annex VI - Regulations for the prevention of Air Pollution from ships

- Technical and Operational implications“, Det Norske Veritas, Høvik, Norwey, May 2009.

[7] B. Lalić, I. Komar, Z. Kulenović, R. Antonić, „Water-in- fuel emulsion as a primary method to

remove NOx from diesel engine exhaust gas”, 13th

International Research/Expert Conference

TMT 2009, Hammamet, Tunisia, 16-21 October 2009.

[8] I. Komar, R. Antonić, P. Matić, “Selective catalytic reduction (SCR) as a secondary method to

remove NOx from diesel engine exhaust gas”, IFAC Conference on Control Applications in

Marine Systems, Bol, Croatia, 18-21. 09.2007.

[9] L. Goldsworthy, „Design of ship engines for reduced emissions of oxides of nitrogen“, Faculty of

Maritime Transport and Engineering, Australian Maritime College.

[10] ............, „Emission Control MAN B&W Two-stroke Diesel Engine“, MAN B&W Diesel A/S,

Copenhagen, Denmark, 2009.

[11] D. Brown, R. Holtbecker, „Next steps in exhaust emissions control for Wärtsilä low-speed

engines“, Wärtsilä Sulzer, Switzerland.

[12] R. Holtbecker, M. Geist, "Emissions Technology, Sulzer RTA Series, Exhaust Emissions

Reduction Technology for Sulzer Marine Diesel Engines", Wartsila NSD, 1998.

[13] U. Schlemmer-Kelling, M. Rautenstrauch, "The New Low Emissions Heavy Fuel Engines of

Caterpillar Motoren (MaK)", 23rd CIMAC Congress, 2001.

[14] A. Pažanin, „Brodski motori“, Školska knjiga Zagreb, 1987.

[15] M. Grljušić, „Motori s unutrašnjim izgaranjem“, FESB, Split, 2000.

[16] I. I. Vibe, „Brennverlauf und Kreisprozess von Verbrenungsmotoren”, VEB Verlag Technik,

Berlin, 1970.

[17] R. Jankov, „Matematičko modeliranje strujno-termodinamičkih procesa i pogonskih karakteristika

dizel motora, kvazistacionarni modeli , I i II deo – osnovi“, Naučna knjiga, Beograd 1984.

[18] G. Radica, „Ekspertni sustav za dijagnostiku stanja i optimiranje rada brodskog dieselovog

motora”, doktorska disertacija, Sveučilište u Zagrebu, FSB, Zagreb 2004.

84

[19] F. Bošnjaković, „Nauka o toplini 1. dio“, Tehnička knjiga, Zagreb, 1970.

[20] W. Pflaum, K. Mollenhauer, “Wärmeübergang in der Verbrennungs-kraftmaschine”, Serija: List-

Pishinger - Die Verbrennungskraftmaschine, Band 3, Springer-Verlag, Wien, New York, 1977.

[21] G. Woschni, “Die Berechtung der Wandverluste und der thermischen Belastung der Bauteile von

Dieselmotoren”, MTZ Nr. 12, 1970, 491-499.

[22] ............, „ME Engines-the New Generation of Diesel Engines“, Technical Papers, MAN Diesel

A/S Copenhagen, Denmark, 2003.

[23] G. Sitkei, “Kraftstoffaufbereitung und Verbrennung bei Dieselmotoren”, Springer Verlag, Berlin,

1964.

[24] ............, “Super-VIT fuel pumps - SL 87-223“, MAN B&W Diesel A/S, Copenhagen, September

1987.

[25] B. Lalić, I. Komar, R. Antonić, Z. Kulenović, G. Belamarić, “Emulzifikacija goriva kao primarna

metoda smanjenja dušikovih oksida (NOx) u ispušnim plinovima sporohodnih dizel motora“, 2nd

International Marine Science Conference IMSC2009, 57-58, Split: HHI, 2009.

[26] ............, “ Dio 22 Pravila za statutarnu certifikaciju pomorskih brodova“, Hrvatski Registar

Brodova, Split, 2009.

[27] ............, “Report of the marine environment protection committee on its fifty-seventh session“,

International Maritime Organization, MEPC 57/21, 11 April 2008.

[28] D. DeMers, G. Walters, „Guide to Exhaust Emission Control Options“, Land & Sea Systems,

Bristol, UK.

[29] C. D. Rakopoulos, E. G. Giakoumis, „Diesel Engine Transient Operation - Principles of

Operation and Simulation Analysis“, Springer-Verlag Ltd., London, UK, 2009.

[30] S. McAllister, Jyh-Yuan Chen, A. C. Fernandez-Pello, „Fundamentals of Combustion Processes“,

Springer Science+Business Media, 2011.

[31] F. El-Mahallawy, S. El-Din Habik, „Fundamentals and technology of combustion“, Elsevier

Science Ltd, Oxford, UK, 2002

[32] http://marjan.fesb.hr/~fbarbir/PDFs%20Termoenergetska%20postrojenja/04b%20Izgaranje%20-

%20teorija.pdf

[33] ............, „Wärtsilä RT-flex 84T and Wärtsilä RTA 84T Technology review“, Wärtsilä

Corporation, 2007.

[34] ............, „ Wärtsilä RTA 84C and Wärtsilä RTA 96C Technology review “, Wärtsilä NSD

Switzerland Ltd, Winterthur, 1997.

[35] J. Šretner, “Brodski motori s unutarnjim izgaranjem”, Fakultet strojarstva i brodogradnje,

Sveučilište u Zagrebu, Zagreb, 1970.

[36] M. Volmajer, B. Kegl, “Biodizel i otpadno jestivo ulje kao alternativna goriva: analiza s aspekta

procesa ubrizgavanja“, Goriva i maziva, 42, 3 : 177-197, 2003.

[37] http://webserver.dmt.upm.es/~isidoro/bk3/c15/Fuel%20properties.pdf

[38] ............, „Emission Control Two-Stroke Low-Speed Diesel Engines“, Technical Papers, MAN

Diesel A/S Copenhagen, Denmark, 2003.

85

[39] G. Woschni, “Verbrennungsmotoren”, Technische Universität München, Lehrstuhl und Institut

für Vebrennungskraftmaschinen und Kraftfahrzeugen, München, 1988.

[40] B. Ofner, “Dieselmotorische Kraftstoffzerstäubung und Gemischbildung mit Common-Rail

Einspritzsystemen”, Dissertation, Technischen Unversität München, München 2001.

[41] C. Krugler, “Validierung eines 1D-Spraymodells zur Simulation der Gemischbildung in

direkteinspritzenden Dieselmotoren”, Dissertation, Technischen Hochschule Achen.

[42] A. Urlaub, “Verbrennungsmotoren (Grundlagen, Verfahrenstheorie, Konstruktion)”, Springer-

Verlag; Berlin, Germany, 1995.

[43] G. L. Borman, K. W. Ragland: „Combustion Engineering“, McGraw-Hill, Singapore, 1998.

[44] V. I. Golovichev, N. Nordin: „Detailed Chemistry Spray Combustion Model for the Kiva Code“,

User’s Group Meeting at the SAE Congres, Detroit,MI, 2001.

[45] T. Ishiyama, M. Shioji, T. Ihara: „Prediction of Ignition Processes in Fuel Sprays Includings

Turbulent Mixing and Reduced Chemical Reaction Models“, (COMODIA 2001), Nagoya, 2001,

77-84.

[46] J. Warnatz, U. Maas, “Technische Verbrennung: Physikalisch-chemisch Grundlagen,

Modellbildung, Shadestoffentstehung”, Springer-Verlag, Berlin, Germany, 1993.

[47] ............, „Report of the marine environment protection committee on its fifty-eighth session“,

MARINE ENVIRONMENT PROTECTION COMMITTEE 58/23 Add.1, 17 October 2008.

[48] Z. Guzović, „ Komore izgaranja plinskoturbinskih postrojenja i mlaznih motora“, Sveučilište u

Zagrebu, Fakultet strojarstva i brodogradnje, Zavod za energetska postrojenja, Zagreb, 1995.

[49] N.Škifić, „Analiza utjecajnih parametara opreme na značajke dizelskog motora”, Doktorska

disertacija, Sveučilište u rijeci, Tehnički fakultet, Rijeka, 2003.

[50] T. Senčić, “Analiza mogućnosti smanjenja emisija čađe i NOx na suvremenim sporohodnim

dizelskim dvotaktnim motorima“, Doktorska disertacija, Sveučilište u rijeci, Tehnički fakultet,

Rijeka, 2010.

[51] I. Filipović, S. Lipanović, „Opća i anorganska kemija, I dio“, Školska knjiga, Zagreb, 1995.

[52] C.T. Bowman, „Kinetics of Pollutant Formation and Destruction on Combustion“, Progress in

Energy and Combustion Science, Volume 1, Issue 1, Pages 33-45, 1975.

[53] K. Ražnjević, „Handbook of Thermodynamic – tables abd charts“, McGRAW-HILL, London,

UK.

[54] ............, „Technical Bulletin - Combustion Calculations, Normalisations and Conversions“, Q

Instrument Services Limited, Bishopstown, Cork, Ireland.

[55] ............, „Exhaust Gas Turbochargers - Programme 2013“, MAN Diesel & Turbo, Augsburg,

Germany.

[56] Y. A., Zeldovich: „The Oxidation of Nitrogen in Combustion and Explosions“, Acta

Physicochim. URSS 21: 577-628, 1946.

[57] G. A., Lavoie, J. B., Heywood, J. B., J. C. Keck,: „Experimental and Theoretical Investigation of

Nitric Oxide Formation in Internal Combustion Engines“, Combustion Science Technology 1,

313-326, 1975.

86

[58] I. I., Vibe,: „Novoe o rabočem cikle dvigatelei“, Mašgiz, Moskva-Sverdlovsk, 1962.

[59] M.I. Lamas, C.G. Rodriguez: „Emissions from Marine Engines and NOx Reduction Methods“,

Journal of maritime research Vol. IX. No. 1 (2012), pp. 77 - 82, ISSN: 1697-4040

[60] E., Sher: „Handbook of Air Pollution from Internal Combustion Engines - Pollutant Formation

and Control“, ACADEMIC PRESS, San Diego, USA, ISBN: 0-12-639855-0, 1998.

[61] Z. Han, A. Uludogan, G.J. Hampson, R.D. Reitz: „Mechanism of Soot and NOx Emission

Reduction Using Multiple-Injection in a Diesel Engine“, SAE 960633, Engine Research Center,

University of Wisconsin-Madison.