Luận án Nghiên cứu cải thiện một số tính chất của dầu thực vật nguyên chất sử dụng làm nhiên liệu cho động cơ Diesel - Hoàng Anh Tuấn

ng để tính toán thiết kế và chế tạo hệ thống hâm sấy dầu thực vật nguyên chất bằng năng lượng điện – khí xả. 50 CHƯƠNG 3 PHƯƠNG PHÁP TÍNH THIẾT BỊ HÂM VÀ ÁP DỤNG ĐỂ TÍNH THIẾT BỊ HÂM DẦU DỪA NGUYÊN CHẤT DÙNG CHO ĐỘNG CƠ D243 3.1. Xác định nhiệt độ hâm sấy hợp lý cho dầu thực vật nguyên chất Kết quả phân tích tại mục 2.3 cho thấy, mục đích của việc hâm sấy dầu thực vật nguyên chất là làm giảm khối lượng riêng, độ nhớt và sức căng bề mặt đến giá trị gần với nhiên liệu diesel nhằm cải thiện khả năng phun sương, khả năng hình thành hỗn hợp nhiên liệu – không khí và do đó tác động tích cực đến quá trình cháy. Sự phụ thuộc đặc tính phun vào tính chất của nhiên liệu và do đó phụ thuộc vào nhiệt độ hâm sấy nhiên liệu cần được kiểm chứng thêm bằng thực nghiệm để có thể xác định nhiệt độ hâm sấy hợp lý cho mỗi loại dầu thực vật nguyên chất khác nhau, đồng thời làm cơ sở cho việc tính toán thiết kế và chế tạo hệ thống hâm sấy nhiên liệu kiểu tích hợp điện - khí xả. 3.1.1. Xây dựng các thuộc tính của dầu thực vật nguyên chất theo nhiệt độ Như mục 2.2 đã phân tích sự cần thiết của việc xác định các thuộc tính của dầu thực vật nguyên chất theo nhiệt độ. Tuy nhiên, việc xác lập các biểu thức toán học này cần dựa vào thực nghiệm. Trên cơ sở đó, các thiết bị đo các thuộc tính của nhiên liệu như khối lượng riêng, độ nhớt và sức căng bề mặt cần đáp ứng được các tiêu chuẩn và độ chính xác. Để đảm bảo độ chính xác, mỗi thông số của nhiên liệu lỏng tại mỗi giá trị nhiệt độ được đo 3 lần và lấy giá trị trung bình. Nhiên liệu được sử dụng để đo thực nghiệm các thuộc tính gồm: dầu dừa nguyên chất (CO100), dầu hạt hướng dương nguyên chất (SuO100) và dầu đậu nành nguyên chất (SoO100). Các thuộc tính như khối lượng riêng, độ nhớt và sức căng bề mặt được đo thực nghiệm trong dải nhiệt độ từ 400C đến 1100C và so sánh đối chứng với nhiên liệu DO ở nhiệt độ 400C. Thiết bị đo được sử dụng theo tiêu chuẩn ASTM 1298 để đo khối lượng riêng 51 của chất lỏng từ 0,7 đến 1,0 g/cm3 với độ chính xác 1/1000. Nhiên liệu được đưa vào thiết bị điều nhiệt nhằm đảm bảo nhiệt độ của tại giá trị cần đo khối lượng riêng. Bể điều nhiệt có thể thay đổi nhiệt độ của công chất trong phạm vi từ 400C đến 1100C. Tỷ trọng kế sẽ đo khối lượng riêng của nhiên liệu tại mỗi giá trị nhiệt độ hâm sấy. Thiết bị đo sử dụng theo tiêu chuẩn ASTM D445 được dùng để đo khối độ nhớt của chất lỏng. Độ nhớt động học được xác định bằng phương pháp đo thời gian t(s) của một lượng nhiên liệu xác định tại một nhiệt độ xác định chảy qua nhớt kế. Hằng số nhớt kế k phụ thuộc vào từng loại nhớt kế, độ nhớt động học của chất lỏng được tính thực nghiệm µ = kt (cSt) với sai số 0,02. Sức căng bề mặt của chất lỏng được xác định bằng nhiều phương pháp như: vòng Du Nouy; đĩa Whilhelmy; giọt xoay tròn; giọt Pendant; áp suất; StalagmometricTuy nhiên, phương pháp vòng Du Nouy được sử dụng rộng rãi hơn trong đo đạc thực nghiệm. Thiết bị đo sức căng bề mặt được dựa trên tiêu chuẩn ASTM D971. Theo phương pháp này, một vòng đồng được đưa vào trong lòng nhiên liệu được hâm đến nhiệt độ cần đo và được kéo lên theo phương thẳng đứng. Khi vòng đồng được kéo lên qua bề mặt, lực căng bề mặt được đo liên tục và lấy giá trị lớn nhất. Giá trị này chính là sức căng bề mặt của nhiên liệu tại nhiệt độ tương ứng. ρ_SuO100 = -0,635T + 930,8 (R2 = 0,997) ρ _SoO100 = - 0,662T + 931,1 (R2 = 0,999) ρ_CO100 = - 0,66T + 929,3 (R2 = 0,999) Hình 3.1. Mối liên hệ giữa khối lượng riêng và nhiệt độ 52 µ_SuO100 = 78,05.e-0,02T (R2 = 0,990) µ_SoO100 = 68,93.e-0,02T (R2 = 0,986) µ_CO100 = 83,57.e-0,02T (R2 = 0,993) Hình 3.2. Mối liên hệ giữa độ nhớt và nhiệt độ σ_SuO100 = -0,108T + 40,68 (R2 = 0,995) σ_SoO100 = -0,103T + 39,28 (R2 = 0,998) σ_CO100 = -0,108T + 38,12 (R2 = 0,996) Hình 3.3. Mối liên hệ giữa sức căng bề mặt và nhiệt độ 3.1.2. Mô hình thử nghiệm đặc tính phun Quá trình phân rã, phá vỡ chùm tia phun và hình thành hỗn hợp phụ thuộc vào thông số hình học của chùm tia phun, loại nhiên liệu và động cơ. Kết quả tính toán (bảng 3.1) cho thấy sự ảnh hưởng tính chất vật lý của nhiên liệu đến các thông số hình học của chùm tia phun nhiên liệu lỏng ở nhiệt độ môi trường giữa nhiên liệu DO và dầu thực vật nguyên chất (có tính chất đã trình bày ở chương 1) trong cùng điều kiện tính toán như: vòi phun 1 lỗ có đường kính Do= 0,25mm, áp suất phun P = 200 bar, áp suất môi trường Po = 1bar. 53 Bảng 3.1. Thông số hình học của chùm tia phun nhiên liệu ở nhiệt độ môi trường Thông số Kí hiệu Thứ nguyên Công thức Nhiên liệu DO Dầu thực vật nguyên chất Chiều dài phân rã Lb mm 2.29 66 69 - 71 Chiều dài chùm tia S mm 2.18 207 261 - 280 Tỉ lệ Lb/S ψ 0,32 0,25 - 0,26 Đường kính trung bình hạt nhiên liệu d32, SMD µm 2.25 30 60 - 112 Góc nón chùm tia θ độ 2.23 21,5 10 - 12 Bảng 3.1 cho thấy sự ảnh hưởng của tính chất đến thông số hình học của chùm tia phun nhiên liệu lỏng. Cụ thể là, so với nhiên liệu DO, dầu thực vật nguyên chất có: - Chiều dài phân rã Lb của dầu thực vật nguyên chất lớn hơn khoảng 8%. Chiều dài S của chùm tia dầu thực vật nguyên chất lớn hơn khoảng 26%. - Đường kính trung bình hạt nhiên liệu d32 (SMD) của dầu thực vật nguyên chất lớn hơn khoảng 4 - 8 lần. - Góc phun θ của nhiên liệu DO lớn gấp khoảng 2 lần góc phun θ của dầu thực vật nguyên chất. - Tỉ lệ Lb/S của nhiên liệu DO lớn hơn của dầu thực vật nguyên chất khoảng 20%. Tỉ lệ này đánh giá khả năng phân rã và phân tán chùm tia nhiên liệu trong không khí và do đó ảnh hưởng đến thời gian và chất lượng hình thành hỗn hợp. Tỉ lệ này càng lớn thì mức độ phân tán và đồng nhất của hạt nhiên liệu càng cao, thời gian phân rã càng nhanh và ngược lại. Tuy nhiên, sự phụ thuộc đặc tính phun vào tính chất nhiên liệu và do đó phụ thuộc vào nhiệt độ hâm sấy nhiên liệu cần được kiểm chứng thêm bằng kết quả phun thực nghiệm. Việc kiểm chứng bằng kết quả phun thực nghiệm và việc xây dựng mối liên hệ giữa một số thông số vật lý như độ nhớt, khối lượng riêng và sức căng bề mặt 54 của nhiên liệu theo nhiệt độ cho phép xác định chính xác nhiệt độ hâm sấy phù hợp nhất 3.1.2.1. Xây dựng mô hình thử nghiệm Kết quả tại mục 3.1.1 cho thấy, có thể xác định được nhiệt độ cần thiết để hâm sấy dầu thực vật nguyên chất để khối lượng riêng, độ nhớt và sức căng bề mặt của nó đạt giá trị gần với nhiên liệu DO. Tuy nhiên, để có những kết luận chính xác hơn, cần thử nghiệm thêm sự phụ thuộc đặc tính phun của nhiên liệu vào các thuộc chất của nhiên liệu và do đó phụ thuộc vào nhiệt độ hâm sấy. Để khảo sát sự thay đổi thông số chùm tia phun theo nhiệt độ, tác giả đã chế tạo một hệ thống sấy nóng dầu thực vật nguyên chất nhằm phục vụ cho quá trình thử nghiệm. Nhiên liệu thử nghiệm gồm: nhiên liệu DO và dầu dừa nguyên chất (CO100) - được hâm sấy đến dải nhiệt độ 80oC, 90oC, 100oC, 110oC để so sánh đối chứng với đặc tính phun của nhiên liệu DO ở nhiệt độ phòng. Hình 3.4. Sơ đồ bố trí phun thử nghiệm Hệ thống thử nghiệm đặc tính phun được mô tả trên hình 3.4 gồm: một bộ hâm tự động bằng điện sử dụng nguồn diện 220V, cấp nguồn cho điện trở sấy trong két chứa dầu thực vật nguyên chất; một bơm cơ khí gồm một thiết bị tạo áp lực và một 55 thiết bị đo áp suất phun; vòi phun một lỗ với đường kính lỗ phun D0 = 0,25 mm; một máy ảnh kỹ thuật số với độ phân giải 18 megapixel, tốc độ 120 hình/giây. Điều kiện tiến hành thử nghiệm với áp suất phun P = 200 bar và áp suất môi trường P0 = 1 bar. 3.1.2.2. Kết quả thử nghiệm Kết quả phun thử nghiệm ở nhiệt độ 400C (hình 3.5) cho thấy, chiều dài chùm tia phun S của CO100 lớn hơn khoảng 23,5% trong khi góc phun θ nhỏ hơn khoảng 47,6% so với nhiên liệu DO. (a) Chiều dài chùm tia S = 205 mm Góc phun θ = 210 (b) Chiều dài chùm tia S = 268 mm Góc phun θ = 110 Hình 3.5. Đặc tính phun của nhiên liệu DO (a) và dầu dừa nguyên chất CO100 (b) ở nhiệt độ 400C Kết quả phun thử nghiệm khi thay đổi nhiệt độ hâm sấy nhiên liệu CO100 (hình 3.6) cho thấy, khi tăng nhiệt độ hâm sấy thì chiều dài phân rã Lb, chiều dài chùm tia S, kích thước hạt nhiên liệu d32 giảm còn góc phun hình nón θ thì ngược lại. Kết quả trên có thể được giải thích là do khối lượng riêng, độ nhớt và sức căng bề mặt giảm xuống khi tăng nhiệt độ hâm sấy và hoàn toàn phù hợp với nghiên cứu lý thuyết ở trên. t = 800C Chiều dài chùm tia S = 230 mm Góc phun θ = 160 56 t = 900C Chiều dài chùm tia S = 220 mm Góc phun θ = 170 t = 1000C Chiều dài chùm tia S = 212 mm Góc phun θ = 180 t = 1100C Chiều dài chùm tia S = 208 mm Góc phun θ = 190 Hình 3.6. Đặc tính phun của CO100 tại các nhiệt độ khác nhau Bảng 3.2 cho thấy các thông số hình học khác của chùm tia phun và mức độ ảnh hưởng của nhiệt độ hâm sấy đến khả năng phân tán của chùm tia phun do nhiệt độ ảnh hưởng đến độ lớn của lực liên kết phân tử Val-der-Walls. Bảng 3.2. Thông số hình học của chùm tia phun dầu dừa nguyên chất CO100 Thông số Kí hiệu Thứ nguyên Dầu dừa nguyên chất CO100 800C 900C 1000C 1100C Chiều dài phân rã Lb mm 70,2 68,2 66,8 66,2 Tỉ lệ Lb/S ψ 0,305 0,31 0,315 0,318 Đường kính trung bình hạt nhiên liệu d32, SMD µm 49 44 39 34 57 Sau quá trình phun nhiên liệu vào không khí trong xi lanh cuối quá trình nén của động cơ diesel, lúc này thời gian phân rã của chùm tia nhiên liệu ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình phân tán chùm tia và thời gian tương tác khí động học, do đó ảnh hưởng đến quá trình tạo thành hỗn hợp đồng nhất trước khi bốc cháy. Kết quả tính toán (bảng 3.3) cho thấy thời gian phân rã và tương tác khí động học của chùm tia ngoài sự phụ thuộc vào tính chất của nhiên liệu, nó còn phụ thuộc áp suất và nhiệt độ trong xilanh của động cơ tại thời điểm phun. Bảng 3.3. Hình thức và thời gian phân rã của nhiên liệu DO và CO100 Thông số Kí hiệu Phương pháp xác định Nhiên liệu DO Dầu dừa nguyên chất CO100 800C 900C 1000C 1100C Áp suất phun nhiên liệu, bar P Giả định 200 Áp suất trong xilanh tại thời điểm phun, bar Pc Thực nghiệm 40 Vận tốc phun, m/s Uph 160 155 156 156,8 157,5 Thời gian phân rã, µs τpr [7] 110 176 157 138 119 Thời gian tương tác khí động học, µs τ 2.32 764 1826 1462 1140 860 Hệ số Ohnesorge Oh Bảng 2.1 0,36 0,17 0,22 0,28 0,34 Hệ số Reynolds Re Bảng 2.1 11904 3983 6069 8996 10836 Cơ chế phân rã Hình 2.2 Phun sương hoàn toàn Nhiễu loạn Phun sương một phần Phun sương hoàn toàn Phun sương hoàn toàn 58 3.1.3. Xác định nhiệt độ hâm sấy hợp lý Các kết quả tính toán và thử nghiệm cho thấy, sau khi hâm sấy nhiên liệu CO100 để khắc phục nhược điểm độ nhớt cao, khối lượng riêng và sức căng bề mặt lớn thì các thông số hình học của chùm tia phun, vận tốc phun nhiên liệu, cơ chế và thời gian phân rã, thời gian tương tác khí động học đều thay đổi đến giá trị gần với nhiên liệu DO. Như vậy, so sánh đối chứng các thông số trên giữa nhiên liệu CO100 và nhiên liệu DO cho thấy, khoảng nhiệt độ hâm sấy hợp lý đối với nhiên liệu CO100 là từ 100oC – 110oC. Như vậy có thể sử dụng nhiên liệu CO100 làm nhiên liệu cho động cơ diesel mà chỉ cần khắc phục một số nhược điểm của nó. Tuy nhiên, cần thiết phải có những nghiên cứu và phân tích thử nghiệm để chứng minh kết quả tính toán lý thuyết đối với nhiên liệu CO100. 3.2. Phương pháp tính toán hệ thống hâm sấy dầu thực vật nguyên chất kiểu tích hợp điện – khí xả Hệ thống hâm sấy dầu thực vật nguyên chất kiểu tích hợp điện - khí xả được thiết kế dựa trên các nguyên tắc đảm bảo cho hệ thống có đầy đủ các nhiệm vụ cơ bản như: dự trữ nhiên liệu, vận chuyển và cung cấp nhiên liệu, lọc nhiên liệu, đảm bảo an toàn. Cơ sở lý thuyết tính toán hệ thống hâm sấy nhiên liệu dựa trên các phương trình cân bằng năng lượng và truyền nhiệt nhằm định hướng cho việc thiết kế và chế tạo hệ thống hâm nhiên liệu kiểu tích hợp điện - khí xả thỏa mãn các yêu cầu về kinh tế và kỹ thuật. Hệ thống hâm sấy nhiên liệu được tính toán thiết kế gồm các bộ phận cơ bản: thiết bị tận dụng nhiệt khí xả, hệ thống hâm tự động bằng điện, thiết bị phục vụ. 3.2.1. Cơ sở tính toán thiết bị tận dụng nhiệt khí xả Năng lượng nhiệt do động cơ diesel thải ra trong quá trình cháy chiếm một tỉ lệ khá lớn (khoảng 25-30% năng lượng sinh ra trong quá trình cháy nhiên liệu). Để tận dụng năng lượng nhiệt khí xả từ động cơ diesel, thông thường người ta bố trí các thiết bị trên đường ống xả như: nồi hơi khí xả, tuabin - máy nén, máy lạnh hấp thụ hay hệ thống chưng cất nước ngọt. 59 Thiết bị tận dụng năng lượng nhiệt thải được tính toán để nhiệt lượng tận dụng được là lớn nhất, đồng thời nhiệt độ khí thải sau khi ra khỏi thiết bị phải lớn hơn nhiệt độ điểm sương nhằm đảm bảo cho thiết bị không bị ăn mòn và không gây phản áp trên đường xả để tránh hiện tượng rò lọt ngược khí xả qua xupáp xả vào xilanh động cơ. Các thiết bị được bố trí vuông góc với dòng khí xả với mục đích để hệ số truyền nhiệt đạt giá trị lớn nhất. Về mặt kết cấu của thiết bị tận dụng nhiệt khí xả, các bộ phận hấp thu thường được chọn kiểu tấm hoặc kiểu ống. Tuy nhiên, để đảm bảo tính tuần hoàn cũng như khả năng tận dụng tốt nguồn nhiệt khí xả người ta thường chọn bộ phận hấp thu kiểu ống và có thể lắp thêm cánh để tăng hiệu quả trao đổi nhiệt [3,4,16]. Sơ đồ tính toán thiết bị tận dụng nhiệt khí xả được biểu diễn như hình 3.7, trong đó nhiệt độ khí xả và lưu lượng khí xả vào thiết bị tận dụng nhiệt, nhiệt độ nhiên liệu vào và ra khỏi thiết bị tận dụng nhiệt được biết trước. Nhiệt độ của khí xả ra khỏi thiết bị tận dụng nhiệt được giả định, kết quả tính toán sẽ cho biết thông số của thiết bị tận dụng nhiệt như: diện tích bề mặt truyền nhiệt F và kệ số truyền nhiệt k. Hình 3.7. Sơ đồ tính thiết bị tận dụng nhiệt khí xả 3.2.1.1. Nhiệt lượng khí xả Lượng khí xả Gkx do động cơ sinh ra được xác định [8,9]: Gkx = Gnl(α1Go + 1) (3.1) 60 α1 - hệ số dư lượng không khí thực tế; Hệ số dư lượng không khí thực tế được xác định: cto tt gG G . 1  (3.2) Lượng không khí thực tế Gtt để đốt cháy lượng nhiên liệu phun vào xilanh kntt S D G   .. 4 . 2  (3.3) D - đường kính của xilanh động cơ, m; S - hành trình piston, m; ηn - hệ số nạp không khí của động cơ; ρk - khối lượng riêng của không khí nạp vào động cơ, kg/m3. Lượng không khí khô lý thuyết để đốt cháy lượng nhiên liệu phun vào xilanh trong một chu trình gct được xác định: Glt = gct.Go (3.4) Go - lượng không khí khô lý thuyết cần thiết để đốt cháy hoàn toàn 1kg nhiên liệu, kg/kgnl ; Go = 232,0 32 . 32 % 32 % 4 % 12 %        OSHC (3.5) gct - lượng nhiên liệu phun vào xilanh trong một chu trình, kg: nzi G g nlct ...60  (3.6) Gnl - lượng nhiên liệu động cơ tiêu thụ trong 1 giờ, kg/h; i - số xilanh của động cơ; z - hệ số kỳ; n - vòng quay của động cơ, vòng/phút; 61 tkv, tkr - Nhiệt độ khí xả vào và ra thiết bị tận dụng nhiệt, oC. Lượng nhiệt do khí xả tỏa ra: Qkx = GkxCpkx(tkv – tkr) (3.7) Trong quá trình tính toán tận dụng nhiệt lượng khí xả cần phải xét đến khả năng không làm ảnh hưởng đến hoạt động bình thường của động cơ. 3.2.1.2. Diện tích bề mặt trao nhiệt Thiết bị trao đổi nhiệt kiểu vách ngăn ống trơn dạng lỏng - khí (chất lỏng đi trong ống, khí chuyển động cắt ngang bên ngoài ống) được sử dụng để hấp thụ năng lượng từ khí xả của động cơ diesel truyền cho dầu thực vật nguyên chất. Nhiên liệu cần được hâm sấy đi trong các ống trơn, khí xả từ động cơ diesel cắt ngang bên ngoài các ống [3,4,16]. Tổng số ống uốn khúc n được xác định khi biết lưu lượng G2 của dầu thực vật nguyên chất: 22 2 1 2 . 4 .   d nG  (3.8) Chiều dài của một ống uốn khúc l1 được xác định khi biết toàn bộ diện tích bề mặt trao đổi nhiệt F của thiết bị (diện tích bề mặt ngoài các ống) ta có: 21 .... dzlnF  (3.9) d1, d2 - đường kính trong và đường kính ngoài của ống, m; ρ2 - khối lượng riêng của dầu thực vật nguyên chất, kg/m3; ω2 - tốc độ của dầu thực vật nguyên chất trong ống, m/s; l1 - chiều dài ống chứa dầu thực vật nguyên chất, m; z - số hàng ống; z = 2m (nếu xếp ống so le), z = m (nếu xếp ống song song); m – số lần ống uốn khúc. (3.10) Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt được xác định từ phương trình: tk Q F   . (3.11) 62 Nếu quy ước nhiệt lượng tỏa ra của khí xả Q1, của dầu thực vật nguyên chất cần nhận vào là Q2, nhiệt lượng tổn thất ra môi trường Q3 và hiệu suất tổn thất nhiệt của thiết bị ηt thì: Q1 = Q2 + Q3 (3.12) ∆t là độ chênh nhiệt độ trung bình, đối với thiết bị ngược chiều được xác định: 2 1 21 ln t t tt t     (3.13) Δt1, Δt2 - hiệu nhiệt độ giữa hai môi chất vào và ra khỏi thiết bị, oC. Hệ số truyền nhiệt k có thể tính như đối với vách phẳng khi d2/d1 ≤ 1,4 (3.14) 21 11 1     k (3.15) δ - chiều dày của vách δ = 0,5(d2-d1), m; λ - hệ số dẫn nhiệt của vách ống, W/m.K; α1 - hệ số tỏa nhiệt của khí xả vào bề mặt ngoài ống, W/m2.K; α2 - hệ số tỏa nhiệt của bề mặt trong ống đến nhiên liệu, W/m2.K. Hệ số tỏa nhiệt của khí xả α1 phải kể đến ảnh hưởng của tỏa nhiệt bức xạ và tỏa nhiệt đối lưu, nên: α1 = α1đ + α1b (3.16) α1đ - hệ số tỏa nhiệt đối lưu của khí xả, W/m2.K; α1b - hệ số tỏa nhiệt bức xạ của khí, W/m2.K. Hệ số tỏa nhiệt đối lưu α1đ có kể đến ảnh hưởng của sự bám bẩn bề mặt ngoài của ống nên: α1đ = φ.α’1 (3.17) Với khí xả bám bẩn trên bề mặt ngoài của ống có thể chọn φ = 0,85. Hệ số tỏa nhiệt đối lưu của toàn bộ chùm ống α’1 được xác định: z z 321, 1 ).2(     (3.18) Hệ số tỏa nhiệt α3 của hàng ống thứ 3 được xác định theo phương trình tiêu chuẩn [2,3,4,16]: 63 Với chùm ống so le sfff ANu ..Pr.Re.41,0 33,06,0 (3.19) Với chùm ống song song sfff ANu ..Pr.Re.26,0 33,065,0 (3.20) A - hệ số kể đến ảnh hưởng của chiều dòng nhiệt, 25,0 Pr Pr        w f A (3.21) εs - hệ số kể đến ảnh hưởng của bước ống, si - bước ống, εs = 1,12 khi s1/s2 ≥ 2 (3.22) Với chùm ống so le εs = 6/1 2 1       s s khi s1/s2 < 2 (3.23) Với chùm ống song song εs = 15,0 2 1       s s (3.24) Hệ số tỏa nhiệt bức xạ α1b được xác định: ]) 100 () 100 [( 441 Wk wk k b TT tt C    (3.25) Hệ số bức xạ 1 11 0   Wk k C C  (3.26) Tk - nhiệt độ trung bình của khí xả, K; Tw - nhiệt độ trung bình bề mặt ngoài ống, K; εk - độ đen của khí xả; εw - độ đen của bề mặt ống; Co - hệ số bức xạ của vật đen tuyệt đối, Co = 5,67 W/m2K4. (3.27) Độ đen của khí xả tính theo nhiệt độ trung bình của khí xả nếu tk > tw hoặc tính theo nhiệt độ của vách ống nếu tk < tw và được xác định bằng công thức: εk = εCO2 + β.εH2O (3.28) Độ đen εCO2 của khí CO2 và εH2O của H2O được xác định theo đồ thị phụ thuộc vào nhiệt độ của khí xả tk , tích số giữa phân áp suất pi của các thành phần khí trong 64 khí xả và chiều dài trung bình của tia bức xạ l; Chiều dài trung bình của tia bức xạ được tính: )785,0 . (08,1 2 2 21 2  d ss dl (3.29) Phân áp suất pi của các thành phần khí trong khí xả được xác định theo thành phần thể tích ri và áp suất p của khí xả: pi = ri.p (3.30) β - hệ số hiệu chỉnh trong công thức (3.28) kể đến sự phụ thuộc vào phân áp suất PH2O trong khí xả ở đây thông thường bỏ qua ảnh hưởng này nên β = 1; Hệ số tỏa nhiệt α2 của nhiên liệu trong ống được xác định theo [4]: Khi chảy tầng Rlfffff AGrNu  ....)Pr..(Pr.Re.15,0 . 1,043,033,0 (3.31) Khi chảy rối Rlfff ANu  ....Pr.Re.021,0 . 43,08,0 (3.32) Khi quá độ Rlff AKNu  ....Pr. . 43,0 0 (3.33) εl - hệ số kể đến ảnh hưởng chiều dài của ống εl = 1 khi l ≥ 50d (3.34) εl = l d121 khi l < 50d (3.35) εR - hệ số kể đến ảnh hưởng khi ống uốn cong εR = R d177,11 (3.36) Tiêu chuẩn Reynolds về phía nhiên liệu lỏng được tính theo công thức: 2 12 .Re   d  (3.37) ν2 - độ nhớt của dầu thực vật nguyên chất trong ống, mm2/s. 3.2.1.3. Trở kháng thủy lực của dòng khí xả Trở kháng thủy lực ∆p được xác định [3,4,16]: ∆p = ∆p0 + ∆pm + ∆pc + ∆pg (3.38) Trở kháng trọng trường 65 ∆p0 = g.h(ρ – ρ0) (3.39) g - gia tốc trọng trường g=9,81 m/s2; h - chiều cao giữa tiết diện vào và ra của thiết bị, m; ρ - khối lượng riêng của khí xả, kg/m3; ρ0 - khối lượng riêng của khí quyển, kg/m3. Trở kháng ma sát 2 .. 1 . 2 1 1 2   d pm  (3.40) ψ - hệ số ma sát được xác định theo công thức  fRe 64  (3.41) Khi dòng chảy tầng φ = 1 nếu ống tròn φ = 1,5 nếu ống không tròn Khi dòng chảy rối 2)64,1Relog.82,1( 1   f  Trở kháng cục bộ 2 .. 2 1 1   cp (3.42) ρ1 - khối lượng riêng của khí xả, kg/m3; ω1 - tốc độ trung bình của khí xả, m/s; ξ - hệ số trở kháng cục bộ toàn phần. Trở kháng gia tốc ∆pg Thực tế cho thấy với chất lỏng giọt, trở kháng gia tốc có giá trị rất nhỏ so với các thành phần khác nên thường bỏ qua. 3.2.1.4. Tính bền thiết bị dụng nhiệt khí xả Vỏ của thiết bị tận dụng nhiệt dạng hình trụ chịu áp lực từ bên trong, chiều dày tính toán của vách được xác định theo công thức : 66   ..4 1 D GPD  (3.43a) Độ dày nhỏ nhất của ống chứa dầu thực vật nguyên chất được xác định theo công thức: 5,1 2 1 11 2    P dP   (3.43b) D - đường kính trong của thiết bị tận dụng, m; P - áp lực lớn nhất của dòng khí xả tác dụng lên vách bầu, MPa; G - tổng trọng lượng bản thân của thiết bị, kg; P1 - áp lực lớn nhất của dòng khí xả và nhiên liệu tác dụng lên vách ống, MPa; d1 – đường kính trong của ống chứa nhiên liệu, mm; σ - ứng suất cho phép, *.  β - hệ số hiệu chỉnh tính đến điều kiện sử dụng; σ*- ứng suất định mức của vật liệu chế tạo ở nhiệt độ T, MPa; 3.2.1.5. Thông số nhiệt cho nhiên liệu và khí xả Nhiệt lượng mà dầu thực vật nguyên chất nhận được thông qua bộ tận dụng [3]: ).(. 12 ttCGQnl  (3.44) Hiệu suất nhiệt của thiết bị trao đổi nhiệt kx nl Q Q  (3.45) Nhiệt độ khí xả ra khỏi thiết bị [1] CG kF dkxvdkxr etttt .)(   (3.46) Nhiệt độ dầu thực vật nguyên chất ra khỏi ống tuần hoàn [1] 67 p dp m CGCGkF tFktCGttCG t 21 '' 22 '' 1 ' 11 ..)(    (3.47) Hệ số hâm nóng của dầu thực vật nguyên chất [1] 2 2 p p o VC kFGC a    (3.48) Thời gian hâm dầu thực vật nguyên chất đến nhiệt độ tm [1] tt tt a m om o    ln 1  (3.49) 3.2.2. Cơ sở tính toán bộ hâm bằng điện Việc tính toán thiết bị hâm nhiên liệu bằng điện chủ yếu là tính toán điện trở sấy và thiết lập sơ đồ mạch điện phục vụ cho quá trình hâm nhiên liệu đến nhiệt độ đặt trước. Để đơn giản xét trường hợp vật bị nung là đồng chất, coi các thông số vật lý ngoài nhiệt độ ra đều không thay đổi [15]. Phương trình cân bằng nhiệt theo thời gian dQ1 = dQ2 + dQ3 (3.50) dQ1- lượng nhiệt đưa tới nhiên liệu cần hâm nóng sau thời gian dτ, J; dQ1 = Pdτ (3.51) P - công suất đưa tới nhiên liệu cần hâm nóng, W. dQ2- lượng nhiệt dùng để thay đổi nhiệt lượng chứa trong nhiên liệu cần hâm nóng, J; dQ2 = MCdt (3.52) τ - thời gian hâm nóng, h; dt- sự thay đổi nhiệt độ của vật nung sau thời gian dτ. dQ3 - lượng nhiệt bị mất ra môi trường xung quanh, J; dQ3 = KF(t − t0 )dτ (3.53) 68 K- hệ số truyền nhiệt từ nhiên liệu vào môi trường, W/m2.K; F - diện tích của bề mặt truyền nhiệt của thiết bị chứa nhiên liệu cần hâm nóng, m2; t - nhiệt độ của nhiên liệu cần hâm nóng, oC; t0 - nhiệt độ môi trường xung quanh, oC. Từ các phương trình 3.50; 3.51; 3.52 và 3.53 ta có: Pdτ = MCdt + KF ( t − t0 ) dτ (3.54) Chia cả hai vế cho KFdτ được 00        KF P tt d dt KF MC  (3.55) KF MC T  - hằng số thời gian; KF P tt oy  - nhiệt độ ổn định của nhiên liệu cần hâm nóng; Phương trình cân bằng nhiệt của nhiên liệu cần hâm nóng: 0 ytt d dt T  (3.56) Chọn điện áp nguồn cho thiết bị Công suất P toả ra ở dây đốt có kích thước xác định được tính: tR U P 2  (3.57) Cần chọn điện áp thích hợp cho từng dải trị số công suất đã xác định, điều kiện làm việc của thiết bị, thông thường điện áp 380V/220V là phổ biến. Điều chỉnh công suất thiết bị: Để điều chỉnh công suất có thể thực hiện bằng một số cách tuỳ thuộc yêu cầu thiết bị. Ở đây, ta dùng điều chỉnh theo phương pháp rơle, công suất điều chỉnh được tính theo biểu thức: 69 nlv lv đmPP     (3.58) P - công suất điều chỉnh, W; Pđm- công suất định mức của thiết bị, W; τlv - thời gian làm việc của thiết bị, s; τn - thời gian nghỉ, s. Công suất hữu ích của th