Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia vi nhũ thế hệ mới chế tạo tại Việt Nam tới tính năng kinh tế, kỹ thuật, phát thải và tương thích vật liệu động cơ Diesel

LỜI CAM ĐOAN . i

GIẤY XÁC NHẬN CỦA CHỦ NHIỆM ĐỀ TÀI.ii

LỜI CẢM ƠN .iii

MỤC LỤC. iv

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT .viii

DANH MỤC CÁC BẢNG. x

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ.xiii

MỞ ĐẦU. 1

i. Lý do chọn đề tài. 1

ii. Mục đích nghiên cứu . 2

iii. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu . 2

iv. Phương pháp nghiên cứu . 3

v. Ý nghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn. 3

vi. Tính mới của đề tài . 3

vii. Các nội dung chính luận án. 3

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ PHỤ GIA CHO NHIÊN LIỆU DIESEL . 5

1.1 Đặc điểm tính chất nhiên liệu diesel . 5

1.1.1 Giới thiệu chung. 5

1.1.2 Chỉ tiêu chất lượng của nhiên liệu diesel . 6

1.1.3 Ảnh hưởng của một số thông số chính của nhiên liệu diesel tới chất

lượng hoạt động của động cơ . 7

1.2 Nhiên liệu diesel sinh học . 8

1.2.1 Nguồn nguyên liệu sản xuất diesel sinh học. 8

1.2.2 Chỉ tiêu chất lượng nhiên liệu diesel sinh học . 9

1.3 Phụ gia cho nhiên liệu diesel. 11

1.3.1 Giới thiệu chung. 11

1.3.2 Phụ gia vi nhũ nước trong dầu cho nhiên liệu diesel . 13

1.3.3 Phụ gia nano oxit kim loại/ kim loại cho nhiên liệu diesel. 15

1.3.4 Phụ gia vi nhũ thế hệ mới . 16

1.4 Các công trình nghiên cứu trên thế giới và Việt Nam về phụ gia vi nhũ . 18

1.4.1 Các nghiên cứu trên thế giới . 18

1.4.2 Các nghiên cứu tại Việt Nam. 24

1.5 Kết luận chương 1 . 27

pdf152 trang | Chia sẻ: honganh20 | Ngày: 16/02/2022 | Lượt xem: 332 | Lượt tải: 1download
Bạn đang xem trước 20 trang tài liệu Luận án Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia vi nhũ thế hệ mới chế tạo tại Việt Nam tới tính năng kinh tế, kỹ thuật, phát thải và tương thích vật liệu động cơ Diesel, để xem tài liệu hoàn chỉnh bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên
575 +0,005 8 Phao nhiên liệu Xốp tổng hợp 4,1325 4,1358 +0,08 4,0357 4,0381 +0,06 9 Giấy lọc Sợi 5,3872 5,3931 +0,11 6,1321 6,1412 +0,15 Hình 2.14 thể hiện sự tăng khối lượng chi tiết gioăng làm kín; Phao nhiên liệu; Giấy lọc ngâm trong nhiên liệu DO và DO-Phụ gia so với 0h. Sự thay đổi phần tăng thêm của các chi tiết khi ngâm trong nhiên liệu DO và DO-Phụ gia rất nhỏ từ 0,4mg (chi tiết gioăng làm kín bằng vật liệu cao su) đến 3,2mg (chi tiết giấy lọc bằng vật liệu xốp tổng hợp). Sự tăng khối lượng của các chi tiết có thể giải thích là do sự trương nở chi tiết phi kim. Ống dẫn nhiên liệu bằng vật liệu nhựa HDPE trong hệ thống nhiên liệu thể hiện sự giảm khối lượng trong cả dung dịch ngâm DO và DO-Phụ gia so với 0h. Mức độ giảm khối lượng trong cả hai nhiên liệu bằng nhau và có giá trị nhỏ (3mg). Như vậy, với các kết quả nghiên cứu ở trên cho thấy tác động của nhiên liệu có pha phụ gia và nhiên liệu gốc khi bắt đầu thử nghiệm ngâm và sau khi kết thúc thử nghiệm ngâm là tương đồng nhau. Đồng thời, cả hai loại nhiên liệu đều không có tác động đáng kể đến các chi tiết tiếp xúc với nhiên liệu của phương tiện. Các kết quả này cho phép khẳng định, phụ gia vi nhũ thế hệ mới khi được pha vào nhiên liệu sẽ không gây ra bất kỳ ảnh hưởng nào đối với nhiên liệu. Một cách cụ thể hơn, phụ gia vi nhũ thế hệ mới, khi được pha vào nhiên liệu diesel đạt yêu cầu chất lượng sẽ không 49 0 2 4 6 8 10 Gioăng làm kín Phao nhiên liệu Giấy lọc K h ố i lư ợ n g t ă n g s o v ớ i 0 h ( m g ) Chi tiết DO DO-Phụ gia 1/8000 có bất kỳ tác động xấu nào đến các chi tiết tiếp xúc với nhiên liệu có chất lượng đạt yêu cầu. Hình 2.14 Đồ thị tăng khối lượng chi tiết so với 0h 2.7 Kết luận chương 2 Phụ gia vi nhũ thế hệ mới cho nhiên liệu diesel, được kết hợp từ phụ gia vi nhũ nước trong dầu và phụ gia nano oxit kim loại đã được chế tạo có tính chất và đặc điểm phụ gia như sau: (1) Chất hoạt động bề mặt (HĐBM): Hỗn hợp ethoxylated từ dầu dừa/Hydroxyethyl imidazoline/ polyethylen glycol este của axit béo theo tỷ lệ 3/2/1; (2) Tỷ lệ chất HĐBM: 10,3 %; (3) Hàm lượng nước: 20% và phụ gia nano oxit sắt 220ppm. Kết quả khảo sát và đánh giá tác động của việc pha phụ gia vi nhũ thế hệ mới ở tỷ lệ thể tích 1/8000 cho thấy các chỉ tiêu hàm lượng nhựa thực tế, hàm lượng Fe - Mn sai khác không đáng kể so với nhiên liệu không pha phụ gia. Nhiên liệu sau khi pha phụ gia hoàn toàn đáp ứng các TCVN 5689:2018 về nhiên liệu diesel. Luận án đánh giá ảnh hưởng của nhiên liệu pha phụ gia tới một số chi tiết chính trong hệ thống nhiên liệu động cơ diesel. Kết quả cho thấy tác động của nhiên liệu pha và không pha phụ gia tới các chi tiết tiếp xúc trực tiếp với nhiên liệu là tương đương. Như vậy tỷ lệ pha phụ 1/8000 bước đầu cho thấy phù hợp về các tiêu chí đối với nhiên liệu. Trên cơ sở các kết quả nhận được, luận án tiếp tục thực hiện nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của nhiên liệu pha phụ gia vi nhũ thế hệ mới khi sử dụng trên động cơ diesel ở các chương tiếp theo. 50 CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU MÔ PHỎNG ĐỘNG CƠ KHI SỬ DỤNG NHIÊN LIỆU PHA PHỤ GIA VI NHŨ THẾ HỆ MỚI Để nghiên cứu sơ bộ ảnh hưởng của phụ gia vi nhũ thế hệ mới được giới thiệu ở chương 2 tới các thông số của quá trình cháy cũng như tính năng kỹ thuật và phát thải động cơ diesel. Luận án thực hiện tính toán mô phỏng bằng phần mềm AVL - Boost. Trong nghiên cứu mô phỏng, tỷ lệ pha phụ gia nhiên liệu là 1/8000, đây là tỷ lệ đảm bảo chất lượng nhiên liệu trong quá trình bảo quản được trình bày ở chương 2 và các tỷ lệ lân cận. 3.1 Cơ sở lý thuyết mô phỏng trên phần mềm AVL – Boost 3.1.1 Phương trình nhiệt động học thứ nhất Trong động cơ đốt trong quá trình cháy là quá trình không thuận nghịch biến năng lượng hoá học trong nhiên liệu thành nhiệt năng và sau đó một phần chuyển thành cơ năng. Trạng thái của môi chất trong xy lanh có thể được xác định dựa vào sự kết hợp của định luật nhiệt động học thứ nhất, phương trình cân bằng khối lượng và phương trình trạng thái của chất khí. Theo định luật nhiệt động học thứ nhất, sự thay đổi nội năng của môi chất trong xy lanh bằng tổng lượng nhiệt cấp cho môi chất trừ đi công sinh ra trên piston, nhiệt truyền cho thành vách buồng cháy và nhiệt lượng tổn thất do khí lọt cácte [46]. Hình 3.1 Cân bằng năng lượng trong xy lanh 𝑑(𝑚𝑐𝑢) 𝑑 = −𝑝𝑐 𝑑𝑉 𝑑 + 𝑑𝑄𝐹 𝑑 − ∑ 𝑑𝑄𝑤 𝑑 − ℎ𝐵𝐵 𝑑𝑚𝐵𝐵 𝑑 + ∑ 𝑑𝑚𝑖 𝑑 ℎ 𝑖 − ∑ 𝑑𝑚𝑒 𝑑 ℎ𝑒 − 𝑞𝑒𝑣. 𝑓. 𝑑𝑚𝑒𝑣 𝑑𝛼 (3.1) Trong đó:   d umd c . : biến đổi nội năng bên trong xy lanh (J/độ) d dV pc . : công sinh ra trên đỉnh piston (J/độ) d dQ F : nhiệt lượng cấp vào (J/độ) d dQ w : tổn thất nhiệt qua vách J/độ) Đường biên 51 d dm h BB BB . : tổn thất enthalpy do lọt khí (J/độ) mc : khối lượng môi chất bên trong xy lanh (kg) u : nội năng riêng (J/kg) pc : áp suất bên trong xy lanh (N/m2) V : thể tích xy lanh (m3) QF : nhiệt lượng của nhiên liệu cung cấp (J) Qw : nhiệt lượng tổn thất cho thành (J)  : góc quay trục khuỷu (độ) hBB : trị số enthalpy của khí lọt cácte (J/kg) d dm BB : biến thiên khối lượng dòng khí lọt cácte (kg/độ) dmi : dòng đi vào động cơ (kg) dme : dòng đi ra động cơ (kg) hi : enthanpy riêng của dòng vào (J/kg) he : enthanpy riêng của dòng ra (J/kg) qev : nhiệt lượng bay hơi của nhiên liệu (J/kg) f : phần nhiệt bay hơi từ diện tích xy lanh mev : khối lượng nhiên liệu bay hơi (kg) d dmev : tốc độ bay hơi (kg/độ) Thay đổi khối lượng môi chất trong xy lanh động cơ được mô tả bởi phương trình bảo toàn khối lượng giữa tổng khối lượng môi chất đi vào và tổng khối lượng môi chất đi ra khỏi xy lanh:  d dm d dm d dm d dm d dm evBBeic   (3.2) Quá trình hòa trộn môi chất trong xy lanh được giả thiết như sau: + Nhiên liệu cấp vào trong xy lanh được đốt cháy tức thì; + Hỗn hợp cháy được hoà trộn tức thì với khí trong xy lanh tạo thành hỗn hợp đồng nhất; + Tỷ lệ A/F giảm liên tục từ giá trị cao ở điểm bắt đầu tới giá trị thấp ở điểm kết thúc quá trình cháy. Kết hợp cùng với phương trình trạng thái cccc TRm V p ... 1  (3.3) Giải phương trình (3.1) bằng phương pháp Runge-kutta để xác định nhiệt độ trong xy lanh. Sau khi tính toán được nhiệt độ sẽ xác định được áp suất trong xy lanh thông qua phương trình trạng thái. 3.1.2 Mô hình cháy Mô hình cháy mô tả tốc độ tỏa nhiệt trong xy lanh theo thời gian/góc quay trục khuỷu. Mô hình cháy có thể được định nghĩa trước quy luật (mô hình cháy Vibe) hoặc tính toán tức thời dựa trên lượng nhiên liệu cung cấp và các đặc trưng động lực 52 học dòng chảy của quá trình hòa trộn nhiên liệu với không khí. Luận án sử dụng mô hình cháy AVL MCC để thực hiện nghiên cứu tính toán mô phỏng quá trình của động cơ diesel. Quá trình cháy trong động cơ diesel gồm 4 giai đoạn: cháy trễ (Ignition delay period), cháy nhanh (Premixed combustion phase), cháy chính (Mixingcontrolled combustion phase) và cháy rớt (Late combustion phase) (Hình 3.2) [47]. Tuy nhiên nhiệt lượng do nhiên liệu cháy tỏa ra chủ yếu ở giai đoạn cháy nhanh và cháy chính, còn giai đoạn cháy rớt hầu như không có sự tỏa nhiệt và giai đoạn cháy rớt tốc tỏa nhiệt rất thấp, nhiệt này không sinh công mà chỉ làm nóng các chi tiết. Hình 3.2 Các giai đoạn quá trình cháy [47] Theo mô hình cháy AVL MCC, tốc độ tỏa nhiệt trong quá trình cháy được mô tả như sau: 𝑑𝑄𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝛼 = 𝑑𝑄𝑀𝐶𝐶 𝑑𝛼 + 𝑑𝑄𝑃𝑀𝐶 𝑑𝛼 (3.4) trong đó : dQtotal/d: tốc độ tỏa nhiệt tổng trong xy lanh dQPMC/d : tốc độ tỏa nhiệt trong giai đoạn cháy nhanh (cháy lượng hỗn hợp được hòa trộn trước) dQMCC/d : tốc độ tỏa nhiệt trong giai đoạn cháy chính Giai đoạn cháy nhanh diễn ra ngay sau cháy trễ, phần hòa khí được chuẩn bị trong giai đoạn trước bốc cháy rất nhanh làm cho áp suất và nhiệt độ trong xy lanh tăng vọt. Tốc độ tỏa nhiệt rất lớn trong khi thể tích xy lanh thay đổi ít nên giai đoạn cháy nhanh gần với cấp nhiệt đẳng tích. Tốc độ tỏa nhiệt của giai đoạn này được tính toán theo công thức Vibe: 53 𝑑𝑄𝑃𝑀𝐶 𝑄𝑃𝑀𝐶 𝑑𝛼 = 𝑎 ∆𝛼𝑐 . (𝑚 + 1). 𝑦𝑚 . 𝑒−𝑎.𝑦 𝑚+1 (3.5) Với 𝑦 = 𝛼−𝛼𝑖𝑑 ∆𝛼𝑐 (3.6) Trong đó: QPMC : tổng lượng nhiệt trong giai đoạn cháy nhanh: QPMC = mfuel, id.CPMC mfuel, id : lượng nhiên liệu phun vào trong giai đoạn cháy trễ CPMC : hệ số cháy (-) Δαc : tổng thời gian cháy nhanh CPMC – Dur: hệ số giai đoạn cháy hỗn hợp hòa trộn trước m : thông số hình dạng, m = 2,0 a : thông số Vibe, a = 6,9 - Giai đoạn cháy chính: Giai đoạn này diễn ra tiếp sau giai đoạn cháy nhanh, hòa khí vừa được hòa trộn vừa cháy nên quá trình cháy diễn ra từ từ theo dạng khuếch tán. Tốc độ cháy được quyết định bởi tốc độ hòa trộn nhiên liệu và không khí hay tốc độ chuẩn bị hòa khí, vì vậy quá trình cháy diễn ra êm dịu hơn. Giai đoạn này gần giống với quá trình cấp nhiệt đẳng áp, tốc độ cháy giảm do nồng độ oxy giảm dần. Như vậy, tuy quá trình này diễn ra êm nhưng hiệu quả biến đổi nhiệt thành công không cao (tính kinh tế giảm). Trong thực tế, khoảng 50  60% lượng nhiên liệu của chu trình cháy trong giai đoạn này. Tốc độ tỏa nhiệt trong giai đoạn này được tính toán theo (3.7): 𝑑𝑄𝑀𝐶𝐶 𝑑𝛼 = 𝐶𝐶𝑜𝑚𝑏 . 𝑓1(𝑚𝐹 , 𝑄𝑀𝐶𝐶). 𝑓2(𝑘, 𝑉) (KJ/độ) (3.7) Trong đó: 𝑓1(𝑚𝐹 , 𝑄𝑀𝐶𝐶) = (𝑚𝐹 − 𝑄𝑀𝐶𝐶 𝐿𝐶𝑉 ) (𝑤𝑂𝑥𝑦𝑔𝑒𝑛,𝑎𝑣𝑎𝑖𝑙𝑎𝑏𝑙𝑒) 𝐶𝐸𝐺𝑅 𝑓2(𝑘, 𝑉) = 𝐶𝑅𝑎𝑡𝑒 . √𝑘 √𝑉 3 QMCC : lượng nhiệt tích lũy trong giai đoạn (kJ) CComb : hằng số cháy (kJ/kg/độ) CRate : hằng số tốc độ hoà trộn (s) k : mật độ năng lượng động học rối (m2/s2) mF : khối lượng nhiên liệu phun (kg) LCV : nhiệt trị thấp (kJ/kg) V : thể tích xy lanh tức thời (m3)  : góc quay trục khuỷu (độ) wOxygen,available : khối lượng oxy ở có sẵn tại thời điểm bắt đầu phun (-) CEGR : hệ số luân hồi khí thải (-) Hàm số f1 phụ thuộc vào lượng nhiên liệu phun vào và lượng nhiên liệu đã cháy, hàm số f2 đánh giá sự hòa trộn của không khí - nhiên liệu trong giai đoạn này nên chịu ảnh hưởng lớn bởi năng lượng động học. Năng lượng động học sinh ra bởi tia phun phun xoáy lốc vào buồng đốt. Năng lượng động học của tia phun gồm: năng lượng rối động học và năng lượng tiêu hao. Năng lượng rối động học là phần năng lượng có ích giúp cho sự hòa trộn không khí – nhiên liệu tốt hơn. Năng lượng tiêu hao là phần bị mất đi do có sự trao đổi năng lượng của bề mặt hạt nhiên liệu với không khí bao phủ quanh nó. Tổng năng lượng động học sinh ra bởi tia phun được tính toán theo: 54 𝑑𝐸𝑢 𝑑𝛼 = 𝑑𝐸𝑖 𝑑𝛼 − 𝑑𝐸𝑑𝑖𝑠𝑠 𝑑𝛼 (3.8) Trong đó: Eu : năng lượng động học rối sinh ra bởi tia phun tại một thời điểm góc quay trục khuỷu  Ediss : năng lượng động học tiêu hao Ei : năng lượng động học tổng 𝑑𝐸𝑖 = 𝐶𝑡𝑢𝑟𝑏 . 1 2 . 𝑑𝑚𝑓 . 𝑣 2 − 𝐶𝐷𝐼𝑆𝑆 . 𝐸𝑘𝑖𝑛 1,5 (3.9) Hay 𝑑𝐸𝑖 𝑑𝛼 = 𝐶𝑡𝑢𝑟𝑏 . 18. 𝜌𝑓 . ( 𝑛 𝐶𝑑𝐴𝑛 ) 2 ( 1 𝜌𝑓 𝑑𝑚𝑓 𝑑𝛼 ) (3.10) Trong đó: 𝑑𝐸𝑖 𝑑𝛼 : năng lượng động học của tia nhiên liệu khi phun vào xy lanh (J/độ) Cturb : hằng số đặc trưng cho năng lượng rối động học của tia phun n : tốc độ động cơ f : khối lượng riêng của nhiên liệu Cd : hệ số dòng chảy An : diện tích tiết diện lỗ phun 1 𝜌𝑓 𝑑𝑚𝑓 𝑑𝛼 : lượng nhiên liệu phun vào xy lanh theo góc quay trục khuỷu Năng lượng động học tiêu hao: 𝑑𝐸𝑑𝑖𝑠𝑠 𝑑𝛼 = 𝐶𝑑𝑖𝑠𝑠 6𝑛 . 𝐸𝑢 (3.11) Với Cdiss : hằng số tổn thất, Cdiss = 0,01s-1 Mật độ năng lượng động học rối k tính bằng: 𝑘 = 𝐸𝑢 𝑚𝐹(1+𝜆𝑑𝑖𝑓𝑓𝐴𝐹𝑅𝑠𝑡𝑜𝑖𝑐ℎ) (3.12) Trong đó: AFRstoich : tỷ lệ nhiên liệu / không khí theo lý thuyết của động cơ diesel Diff : hệ số lambda cháy khuếch tán = 1,4 mf : lượng phun nhiên liệu vào - Mô hình giai đoạn cháy trễ: Thời gian cháy trễ được tính toán dựa trên phương trình sau: 𝑑𝐼𝑖𝑑 𝑑𝛼 = 𝑇𝑈𝐵−𝑇𝑟𝑒𝑓 𝑄𝑟𝑒𝑓 (3.13) Trong đó: Iid : tổng tích phân thời gian cháy trễ Tref : nhiệt độ tham chiếu, Tref = 505 (K) TUB : nhiệt độ vùng chưa cháy (K) Qref : năng lượng hoạt động tham chiếu (J) id : thời gian cháy trễ (s) αSOI : thời điểm bắt đầu phun (độ) αid : góc cháy trễ (độ) Khi tổng tích phân Iid = 1, nghĩa là khi năng lượng hoạt động của môi chất trong xy lanh bằng với năng lượng cần thiết để hỗn hợp tự cháy, thì góc id được xác định và thời gian cháy trễ được tính theo công thức: 𝜏𝑖𝑑 = 𝛼𝑖𝑑 − 𝜏𝑆𝑂𝐼 (3.14) 55 Các thông số đặc trưng của giai đoạn cháy trễ là thời gian cháy trễ (s) hay góc cháy trễ (độ), phụ thuộc trước hết vào thành phần và tính chất của nhiên liệu như trị số cetan, độ nhớt Ngoài ra, thời gian cháy trễ còn chịu ảnh hưởng của các yếu tố khác như nhiệt độ và áp suất trong xy lanh tại thời điểm phun, độ phun tơi, mức độ chuyển động rối của môi chất,Do vậy thực tế khó khảo sát cháy trễ bằng tất cả các hệ số, các phương trình liên quan trong quá trình tính toán mô phỏng vì quá phức tạp. Đơn giản hơn với các nhiên liệu khác nhau có thể thay đổi hệ số hiệu chỉnh thời gian cháy trễ (Ignition Delay Calibration Factor), tham số cháy (Combustion Parameter) và hệ số cháy nhanh (Premix Combustion Parameter), tuy nhiên cần kết hợp với kết quả thực nghiệm để lựa chọn các hệ số này một cách hợp lý. Nói chung, các hệ số của các mô hình kể trên đều cần được hiệu chỉnh trên cơ sở các kết quả thực nghiệm. 3.1.3 Mô hình truyền nhiệt 3.1.3.1 Truyền nhiệt trong xy lanh Quá trình truyền nhiệt từ trong buồng cháy qua thành buồng cháy như nắp xy lanh, piston, và lót xy lanh được tính dựa vào phương trình truyền nhiệt sau (3.15):  wicwiwi TTAQ  .. (3.15) Trong đó: Qwi : nhiệt lượng truyền cho thành (nắp xy lanh, piston, lót xy lanh) Ai : diện tích truyền nhiệt (nắp xy lanh, piston, lót xy lanh) w : hệ số truyền nhiệt Tc : nhiệt độ môi chất trong xy lanh Twi : nhiệt độ thành (nắp xy lanh, piston, lót xy lanh) Đối với hệ số truyền nhiệt thì phần mềm AVL-Boost cho phép lựa chọn một trong 4 mô hình sau: Woschni 1978; Woschni 1990; Hohenberg; Lorenz (chỉ dùng cho động cơ có buồng cháy ngăn cách). Qua phân tích các mô hình tính toán hệ số truyền nhiệt, mô hình Woschni 1978 phù hợp cho động cơ diesel. Vì vậy mô hình này thường được lựa chọn cho việc tính toán hệ số truyền nhiệt trong bài toán mô phỏng chu trình công tác của động cơ. Hệ số truyền nhiệt của mô hình Woschni 1978 được tính theo phương trình sau:   8,0 0, 1,1, 1, 21 53,08,02,0 . . . ......130         cc cc cD mccW pp Vp TV CcCTpD (3.16) Trong đó: C1 = 2,28 + 0,308 .cu/cm C2 = 0,00324 đối với động cơ phun trực tiếp C2 = 0,00622 đối với động cơ phun gián tiếp D : đường kính xy lanh cm : tốc độ trung bình của piston cu : tốc độ tiếp tuyến; (cu = .D.nd/60; với nd : tốc độ xoáy của môi chất, nd = 8,5.n) VD : thể tích công tác của 1 xy lanh 56 pc : áp suất môi chất trong xy lanh pc,o : áp suất trong xy lanh khi động cơ quay không (không xảy ra quá trình cháy) Tc,l : nhiệt độ môi chất trong xy lanh tại thời điểm đóng xupáp nạp pc,l : áp suất môi chất trong xy lanh tại thời điểm đóng xupáp nạp 3.1.3.2 Trao đổi nhiệt trên thành xy lanh Trong quá trình làm việc của động cơ luôn có sự trao đổi nhiệt giữa môi chất trong xy lanh và thành vách các chi tiết. Có thể coi trong quá trình nạp, lượng trao đổi nhiệt giữa thành vách xy lanh và khí nạp mới làm giảm thể tích làm việc của động cơ. Từ lượng nhiệt truyền cho môi chất làm mát ta có thể xác định được lượng nhiệt truyền từ sản vật cháy tới thành xy lanh. Để mô phỏng được quá trình trao đổi nhiệt tức thời, thì phương trình cân bằng năng lượng có thể được xác định cho nắp máy, áo nước và piston. Ngoài ra, còn phải kể tới trao đổi nhiệt ở đế xupáp. Để giải phương trình truyền nhiệt 1 chiều, sử dụng lượng nhiệt trao đổi trung bình trong 1 chu kỳ làm điều kiện biên ở thành buồng cháy và là lượng nhiệt truyền cho môi chất làm mát ở bên ngoài. Với những giả thiết trên có thể giải được phương trình truyền nhiệt. 𝑑𝑇 𝑑𝑡 = 𝜆 𝜌𝑐 𝑑2𝑡 𝑑𝑥2 (3.17) Trong đó: T : nhiệt độ thành xy lanh λ : hệ số dẫn nhiệt của vật liệu thành xy lanh ρ : khối lượng riêng của vật liệu c : nhiệt dung riêng của vật liệu Điều kiện biên có dạng sau: 𝑞𝑖𝑛 = −𝜆 𝑑𝑡 𝑑𝑥 (3.18) Trong đó: qin : nhiệt lượng trung bình truyền cho buồng cháy 𝑞𝑜𝑢𝑡 = 𝛼𝐶𝑀(𝑇𝑊𝑂 − 𝑇𝐶𝑀) (3.19) Trong đó: qout : nhiệt truyền cho môi chất làm mát Αcm : hệ số truyền nhiệt ra bên ngoài TWO : nhiệt độ bên ngoài thành buồng cháy TCM : nhiệt độ của môi chất làm mát 3.1.3.3 Trao đổi nhiệt tại cửa nạp và cửa thải Trong AVL-Boost quá trình trao đổi nhiệt tại cửa nạp và thải được mô tả bằng mô hình Zapf.                       w cm A wud TeTTT p p w . .   (3.20) Hệ số trao đổi nhiệt p phụ thuộc vào hướng của dòng chảy vào xy lanh theo phương trình (3.21) và dòng chảy ra theo phương trình (3.22): 57           vi v viuuup d h dmTTCTCC .797.01...... 5.15.044.02654  (3.21)           vi v viuuup d h dmTTCTCC .765.01...... 68.168.033.02987  (3.22) Trong đó: p : hệ số trao đổi nhiệt tại cửa nạp hoặc thải Td : nhiệt độ sau cửa Tu : nhiệt độ trước cửa Tw : nhiệt độ thành cửa Aw : diện tích bề mặt cửa m : lưu lượng khối lượng cp : nhiệt dung riêng đẳng áp hv : độ nâng xupáp dvi : đường kính trong của đế xupáp Các hệ số sử dụng trong các phương trình trên được tra theo Bảng 3.1. Bảng 3.1 Các hệ số của phương trình trao đổi nhiệt tại cửa nạp và thải [46] Xupap thải Xupap nạp C4 1,2809 C7 1,5132 C5 7,0451.10-4 C8 7,1625.10-4 C6 4,8035.10-7 C9 5,3719.10-7 3.1.4 Mô hình tính chuyển vị piston Chuyển vị piston trong cơ cấu khuỷu trục thanh truyền lệch tâm với khoảng cách e, góc lắc  và góc quay bán kính tay quay  (Hình 3.3) xác định theo phương trình (3.23) [48]: 𝑥𝑙𝑡 = 𝑅 [(1 − 𝑐𝑜𝑠𝜑) + 𝜆 4 ] (1 − 𝑐𝑜𝑠2𝜑) − 𝑘𝜆𝑠𝑖𝑛𝜑 + 𝜆2𝑘2 2(1+𝜆) (3.23) xlt : chuyển vị của piston từ điểm chết trên R : bán kính trục khuỷu L : chiều dài thanh truyền =R/L: hệ số kết cấu e : khoảng lệch tâm (e>0 lệch tâm dương và ngược lại) k =e/R : hệ số lệch tâm (thường có giá trị trong khoảng 0,05÷0,28)  : góc quay của trục khuỷu 1 : góc quay của trục khuỷu khi piston ở ĐCT 2 : góc quay của trục khuỷu khi piston ở ĐCD  : góc lắc Hình 3.3 Sơ đồ tính chuyển vị piston 58 Với cơ cấu khuỷu trục thanh truyền loại trùng tâm (e=0), chuyển vị của piston được tính theo phương trình (3.24): 𝑥 = 𝑅 [(1 − 𝑐𝑜𝑠𝜑) + 𝜆 4 (1 − 𝑐𝑜𝑠2𝜑)] (3.24) 3.1.5 Mô hình nạp thải Lượng khí nạp thải được tính toán dựa trên phương trình dòng chảy tiết lưu qua khe hẹp có kể đến các hệ số bóp dòng như sau: 𝑑𝑚 𝑑𝑡 = 𝐴𝑒𝑓𝑓 . 𝑝01. √ 2 𝑅0.𝑇01 . 𝜓 (3.25) dm/dt : lưu lượng khí nạp, thải Aeff : diện tích thông qua p01 : áp suất môi chất trước khi tiết lưu R0 : hằng số chất khí  : hệ số bóp dòng Đối với dòng dưới âm: 𝜓 = √ 𝜅 𝜅−1 . [( 𝑝2 𝑝01 ) 2 𝜅 − ( 𝑝2 𝑝01 ) 𝜅+1 𝜅 ] (3.26) p2 : áp suất môi chất sau tiết lưu  : tỷ số nhiệt dung riêng Đối với dòng âm và trên âm: 𝜓 = ( 2 𝜅+1 ) 1 𝜅−1 √ 𝜅 𝜅+1 (3.27) 3.1.6 Mô hình lọt khí Lượng khí lọt được tính toán theo khe hở piston – xy lanh và áp suất trung bình ở hộp trục khuỷu dựa trên các công thức từ (3.25) đến (3.27). Diện tích lọt khí được tính theo công thức: 𝐴𝑒𝑓𝑓 = 𝐷. 𝜋. 𝛿 (3.28) Aeff : diện tích lọt khí D : đường kính xy lanh  : khe hở piston – xy lanh 3.1.7 Mô hình tính toán hàm lượng các thành phần phát thải Quá trình cháy lí tưởng của hỗn hợp hydrocarbon với không khí chỉ sinh ra CO2, H2O và N2. Do sự không đồng nhất của hỗn hợp một cách lí tưởng cũng như do tính chất phức tạp của các hiện tượng lí hóa diễn ra trong quá trình cháy nên trong khí xả động cơ đốt trong luôn có chứa một hàm lượng đáng kể những chất độc hại như ô xyde nitơ (NO, NO2, N2O, gọi chung là NOx), monô xyde carbon (CO), các hydrocarbon chưa cháy (HC). Nồng độ các chất ô nhiễm trong khí xả phụ thuộc vào 59 loại động cơ và chế độ vận hành. Phần mềm AVL - Boost cung cấp các mô hình tính phát thải CO, NOx và soot được trình bày dưới đây, tuy nhiên mô hình tính HC thì phần mềm chưa đề cập. 3.1.7.1 Mô hình tính lượng phát thải NOx Quá trình hình thành NOx diễn ra chủ yếu ở nhiệt độ trên 2000K. NOx hình thành từ phản ứng oxy hóa nitơ trong điều kiện nhiệt độ cao của quá trình cháy. Thành phần NOx phụ thuộc rất nhiều vào hệ số dư lượng không khí  và nhiệt độ của quá trình cháy. Nồng độ NOx đạt giá trị cực đại tại  = 1,05 1,1 [4]. Tại đây, nhiệt độ của quá trình cháy đủ lớn để oxy và nitơ phân hủy thành nguyên tử có tính năng hoạt hóa cao và nồng độ oxy đủ lớn cho phản ứng oxy hóa, do đó NOx đạt cực đại. Trong khí thải của động cơ đốt trong, mono ô xyde nitơ (NO) chiếm tỷ lệ lớn nhất trong họ ô xyde nitơ (NOx). Cơ chế hình thành phát thải NOx trong động cơ đốt trong dựa trên mô hình động lực học phản ứng cơ sở Pattas và Hafner [46]. Quá trình hình thành NOx được thể hiện qua sáu phương trình phản ứng theo cơ chế Zeldovich (Bảng 3.2). Quá trình tính toán bắt đầu từ thời điểm xảy ra quá trình cháy. Bảng 3.2 Phản ứng hình thành phát thải NOx [46] T T Phản ứng Tốc độ 𝑘𝑖 = 𝑘0,𝑖 . 𝑇 𝑎 . 𝑒( −𝑇𝐴𝑖 𝑇 ) K0 (cm3/mol s) a (–) TA (K) 1 N2 + O↔NO + N r1 = k1.cN2.cO 4,93.1013 0,0472 38048,01 2 O2 + N↔NO + O r2 = k2.cO2.cN 1,48.108 1,5 2859,01 3 OH + N↔NO + H r3 = k3.cN.cOH 4,22.1013 0 0 4 N2O + O↔NO + NO r4 = k4.cN2O.cO 4,58.1013 0 12130,60 5 O2 + N2↔N2O + O r5 = k5.cO2.cN2 2,25.1010 0,825 50569,70 6 OH + N2↔N2O + H r6 = k6.cOH.cN2 9,14.107 1,148 36190,66 Tốc độ phản ứng ri có đơn vị là [mol/cm3.s], nồng độ ci là nồng độ mol trong điều kiện cân bằng với đơn vị [mol/cm3]. Nồng độ của N2O được tính toán theo công thức sau: 𝐶𝑁2𝑂 = 1,1802. 10 −6. 𝑇0,6125. 𝑒( 9471,6 𝑇 ). 𝐶𝑁2. √𝑝𝑂2 (3.29) Tốc độ phản ứng tạo thành NO được tính toán như sau: 𝑟𝑁𝑂 = 𝐶𝑃𝑜𝑠𝑡𝑃𝑟𝑜𝑐𝑀𝑢𝑙𝑡. 𝐶𝐾𝑖𝑛𝑒𝑡𝑖𝑐𝑀𝑢𝑙𝑡. 2. (1 − 𝛼 2) 𝑟1 1+𝛼.𝐴𝐾2 𝑟4 1+𝐴𝐾4 (3.30) Trong đó: 𝛼 = 𝐶𝑁𝑂,𝑎𝑐𝑡 𝐶𝑁𝑂,𝑒𝑞𝑢 1 𝐶𝑃𝑜𝑠𝑡𝑃𝑟𝑜𝑐𝑀𝑢𝑙𝑡 ; 𝐴𝐾2 = 𝑟1 𝑟2+𝑟3 ; 𝐴𝐾4 = 𝑟4 𝑟5+𝑟6 3.1.7.2 Mô hình tính lượng phát thải bồ hóng (soot) Bồ hóng là chất ô nhiễm đặc biệt quan trọng trong khí thải động cơ diesel. Phát thải rắn thường dựa theo cơ chế được đề xuất bởi Hiroyasu và cộng sự [49, 50]. Cơ chế này còn được gọi là cơ chế hai bước, mô tả sự hình thành và oxy hoá của các phân tử bồ hóng bởi hai hoặc nhiều phản ứng. Cơ chế hình thành soot được mô tả bởi hai bước: 60 𝑑𝑚𝑠𝑜𝑜𝑡 𝑑𝜑 = 𝑑𝑚𝑠𝑜𝑜𝑡,𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑑𝜑 − 𝑑𝑚𝑠𝑜𝑜𝑡,𝑜𝑥 𝑑𝛼 (3.31) Trong đó 𝑑𝑚𝑠𝑜𝑜𝑡,𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑑𝛼 = 𝐴𝑓𝑜𝑟𝑚. 𝑑𝑚𝑓𝑢𝑒𝑙 𝑑𝜑 | 𝑑𝑖𝑓𝑓 . ( 𝑃𝑐𝑦𝑙 𝑃𝑟𝑒𝑓 ) 𝑛1 . 𝑒 − 𝑇𝑎−𝑓𝑜𝑟𝑚 𝑇𝑎𝑣𝑒 (3.32) 𝑑𝑚𝑠𝑜𝑜𝑡,𝑜𝑥 𝑑𝛼 = 𝐴𝑜𝑥 . (𝑚𝑠𝑜𝑜𝑡) 𝑛2 . ( 𝑃𝑂2 𝑃𝑂2𝑟𝑒𝑓 ) 𝑛3 . 𝑒 − 𝑇𝑎−𝑜𝑥 𝑇𝑎𝑣𝑒 (3.33) - Aform : hệ số hình thành soot (-) - Aox : hệ số oxy hóa (-) - char : đặc tính thời gian (độ) - mfuel : lượng nhiên liệu đốt cháy -Ta-form : nhiệt độ kích hoạt – hình thành soot (K) - Ta-ox : nhiệt độ kích hoạt – oxy hóa soot (K) - Tave : nhiệt độ trung bình trong xy lanh (K) - pcyl/pref : áp suất tiêu chuẩn trong xy lanh (-) - pO2/pO2ref : áp suất oxy tiêu chuẩn (-) 3.1.7.3 Phát thải CO CO - monoxit cacbon là sản phẩm cháy của C trong nhiên liệu trong điều kiện thiếu oxy. Monoxit cacbon tồn tại ở dạng khí không màu, không mùi. Khi kết hợp với sắt có trong sắc tố của máu sẽ tạo thành một hợp chất ngăn cản quá trình hấp thụ oxy của hemoglobin trong máu, làm giảm khả năng cung cấp oxy cho các tế bào trong cơ thể. Monoxit cacbon rất độc, chỉ với một hàm lượng nhỏ trong không khí có thể gây cho con người tử vong. Trong khí thải của động cơ diesel, tuy λ > 1 và khá lớn (thừa nhiều oxy) nhưng vẫn có thành phần CO mặc dù khá nhỏ là do vẫn có những vùng cục bộ thiếu oxy với λ < 1. Khi λ tăng, ban đầu CO giảm do nồng độ oxy tăng và đạt cực tiểu tại λ ≈ 2. Tiếp tục tăng λ, tỷ lệ tái hợp của CO với oxy trong quá trình giãn nở giảm đi nên lượng CO còn lại trong khí thải tăng lên. Việc tính toán CO có thể dựa trên hai phản ứng sau: CO + OH ↔ CO2 + H CO2 + O ↔ CO + O2 Tốc độ phản ứng tạo thành CO được tính theo công thức: 𝑑[𝐶𝑂] 𝑑𝑡 = (𝑅1 + 𝑅2) (1 − [𝐶𝑂] [𝐶𝑂]𝑒 ) (3.34) trong đó [CO] là hàm lượng cân bằng của CO, các giá trị R1 và R2 là các hệ số được tính theo hai phương trình (3.35) và (3.36): 𝑅1 = 𝑘1 +[𝐶𝑂]𝑒[𝑂𝐻]𝑒 = 6,76. 10 10exp (�

Các file đính kèm theo tài liệu này:

  • pdfluan_an_nghien_cuu_anh_huong_cua_phu_gia_vi_nhu_the_he_moi_c.pdf
Tài liệu liên quan