Tóm tắt Luận văn Nghiên cứu chuyển đổi động cơ xăng sang sử dụng CNG và nâng cao hiệu quả sử dụng nhiên liệu

đồng nhất hơn so với hỗn hợp xăng- không khí nên cháy kiệt hơn. Thêm nữa, CNG có tỷ số C/H nhỏ hơn so với xăng trong khi phát thải HC cùng được tính quy về hàm lượng C3H8 nên hàm lượng phát thải HC của động cơ khi sử dụng CNG sẽ thấp hơn nhiều so với khi sử dụng xăng. Động cơ phun CNG phát thải HC thấp hơn không nhiều so với động cơ CNG sử dụng bộ hòa trộn, mức chênh lệch lớn nhất khoảng 10%. Hình 2.8 cho thấy hàm lượng phát thải NOx giảm đáng kể khi sử dụng CNG so với khi sử dụng xăng, mức giảm trung bình trên 50%. Điều này được giải thích do nhiệt độ cháy của CNG thấp hơn xăng, do đó làm giảm nhiệt độ quá trình cháy dẫn tới phát thải NOx giảm. Động cơ phun CNG phát thải NOx cao hơn một chút so với động cơ CNG sử dụng bộ hòa trộn, mức chênh lệch trung bình khoảng 15%. 2.4.3. Đánh giá chung Động cơ phun xăng khi chuyển sang sử dụng CNG cấp vào đường nạp và không thay đổi kết cấu cũng như góc đánh lửa sớm của động cơ thì công suất giảm nhiều nhưng hàm lượng phát thải được cải thiện đáng kể so với động cơ nguyên thủy. Suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ CNG cũng được cải thiện so với động cơ xăng nguyên thủy. Động cơ phun CNG có hàm lượng phát thải CO và HC thấp hơn so với động cơ CNG sử dụng bộ hòa trộn trong khi phát thải NOx cao hơn. Tuy nhiên mức chênh lệch hàm lượng phát thải giữa hai phương pháp cấp CNG không nhiều, chỉ từ 5% ÷ 15%. 2.5. Góc đánh lửa sớm tối ưu của động cơ CNG 2.5.1. Giới thiệu chung Kết quả tính toán mô phỏng động cơ 1NZ-FE khi sử dụng CNG so với khi sử dụng xăng ở mục 2.4 nói trên được thực hiện trên cùng một động cơ được thiết kế tối ưu cho việc sử dụng xăng. Động cơ không thay đổi gì về kết cấu ngoài trang bị thêm hệ thống cung cấp CNG. Do đó, động cơ này làm việc không tối ưu với CNG. Chính vì vậy, nếu muốn động cơ chuyển đổi làm việc tối ưu với CNG để nâng cao các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ, có thể phải nghiên cứu điều chỉnh thay đổi các kết cấu sau đây của động cơ nguyên thủy cho phù hợp: - Thay đổi kết cấu đường ống nạp để tăng hệ số nạp khí và tạo xoáy giúp hòa trộn hỗn hợp tốt và tăng tốc độ cháy hỗn hợp CNG-không khí giúp tăng công suất động cơ; - Thay đổi hình dạng và kết cấu buồng cháy, tăng tỷ số nén để tăng công suất và hiệu suất của động cơ; CNG có trị số ốc tan 120 cao hơn xăng nên cho phép thực hiện điều này; - Điều chỉnh tăng góc đánh lửa sớm cho phù hợp với CNG ở các chế độ làm việc. 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 n (v/ph) N ồ n g đ ộ C O ( p p m ) Xăng RON 92 CNG-trộn CNG-phun Hình 2.6. So sánh phát thải CO khi sử dụng xăng và CNG ở các tốc độ 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 n (v/ph) N ồ n g đ ộ H C ( p p m ) Xăng RON 92 CNG-trộn CNG-phun Hình 2.7. So sánh phát thải HC khi sử dụng xăng và CNG ở các tốc độ 0 1000 2000 3000 4000 5000 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 n (v/ph) N ồ n g đ ộ N O x ( p p m ) Xăng RON 92 CNG-trộn CNG-phun Hình 2.8. So sánh phát thải NOx khi sử dụng xăng và CNG ở các tốc độ 10 Trong các yêu cầu thay đổi trên, việc thay đổi kết cấu đường ống nạp, hình dạng buồng cháy và tăng tỷ số nén là các thay đổi lớn và có chi phí cao nên khó áp dụng trong chuyển đổi động cơ. Mặt khác, nếu thay đổi kết cấu như vậy thì động cơ sau khi chuyển đổi sang sử dụng CNG sẽ khó quay lại sử dụng xăng khi cần được. Việc điều chỉnh thay đổi góc đánh lửa sớm đơn giản hơn nên nếu cần điều chỉnh để động cơ làm việc tốt hơn với CNG thì có thể nghiên cứu thực hiện. Chính vì vậy, phần mô phỏng sẽ nghiên cứu xác định góc đánh lửa sớm tối ưu của động cơ khi sử dụng CNG ở các tốc độ khác nhau. Từ đó xác định sự điều chỉnh cần thiết đối với động cơ xăng nguyên thủy khi chuyển sang sử dụng CNG để cải thiện các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ. Để xác định được góc đánh lửa sớm tối ưu, trước tiên cần nghiên cứu sự ảnh hưởng của góc đánh lửa sớm đến các thông số công suất, tiêu hao nhiên liệu và phát thải của động cơ, tiếp theo là xác định giá trị điều chỉnh thay đổi cần thiết của góc đánh lửa so với nguyên thủy sao cho đảm bảo hài hòa được các chỉ tiêu công suất, tiêu hao nhiên liệu và phát thải của động cơ. 2.5.2. Ảnh hưởng của góc đánh lửa sớm đến công suất, tiêu hao nhiên liệu và phát thải Kết quả tính toán mô phỏng công suất, suất tiêu hao nhiên liệu và hàm lượng các thành phần phát thải độc hại của động cơ sử dụng CNG ở chế độ toàn tải, tốc độ 4000v/p khi thay đổi góc đánh lửa sớm φs theo hướng tăng dần so với góc đánh lửa sớm nguyên bản đến giá trị tăng 12 độ có BMEP lớn nhất được chỉ ra trong bảng 2.2. Số liệu trong bảng cho thấy khi tăng góc đánh lửa sớm φs thì công suất và suất tiêu hao nhiên liệu cải thiện được một chút, phát thải CO cải thiện không đáng kể trong khi hàm lượng phát thải HC và NOx tăng mãnh liệt. Bảng 2.2. Sự thay đổi Ne, ge và hàm lượng phát thải của động cơ khi thay đổi góc đánh lửa sớm Sự thay đổi φs (độ) Thông số 0 4 8 12 Công suất Trị số (kW) 46,10 47,55 48,75 49,05 Tỷ lệ thay đổi (%) 0 3,1 5,7 6,4 Suất tiêu hao nhiên liệu Trị số (g/kW.h) 241 234 229 225 Tỷ lệ thay đổi (%) 0 -2,9 -5,0 -6,6 CO Hàm lượng (ppm) 3420 3375 3553 3693 Tỷ lệ thay đổi (%) 0 -1,5 -3,9 -8,2 HC Hàm lượng (ppm) 5522 8935 11645 15262 Tỷ lệ thay đổi (%) 0 61,8 110,9 176,4 NOx Hàm lượng (ppm) 2779 3051 3222 3283 Tỷ lệ thay đổi (%) 0 9,7 15,8 18,0 Cụ thể, khi tăng góc đánh lửa sớm thêm lần lượt 4, 8 và 12 độ góc quay trục khuỷu so với góc đánh lửa sớm nguyên bản của động cơ khi sử dụng xăng thì công suất tăng tương ứng 3,1%, 5,7% và 6,4%, suất tiêu hao nhiên liệu giảm với tỷ lệ tương tự; trong khi đó hàm lượng phát thải CO giảm tối đa 6,6% còn HC và NOx thì tăng mãnh liệt. Phát thải HC tăng lần lượt là 61,8%, 110,9% và 176,4% khi tăng góc đánh lửa sớm 4, 8 và 12 độ góc quay trục khủy so với nguyên bản. Phát thải NOx cũng tăng mạnh, với tỷ lệ lần lượt là 9,7%, 15,8% và 18,0% ứng với các mức tăng góc đánh lửa sớm như trên. Ở các chế độ tốc độ khác, xu hướng thay đổi Ne, ge và hàm lượng phát thải độc hại của động cơ khi tăng góc đánh lửa sớm cũng diễn ra tương tự như ở tốc độ 4000v/p. 200 250 300 350 400 450 0 10 20 30 40 50 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 g e (g /k W h )N e (k W ) Tốc độ (v/ph) Ne_NB Ne_OP ge_NB ge_OP Hình 2.9. So sánh kết quả tính toán mô phỏng Ne và ge khi áp dụng góc đánh lửa sớm nguyên bản (NB) và khi áp dụng góc đánh lửa sớm cho BMEP lớn nhất (OP) 11 Kết quả tính toán mô phỏng công suất Ne, suất tiêu hao nhiên liệu ge, nhiệt độ khí thể lớn nhất trong xi lanh và hàm lượng phát thải CO, HC và NOx của động cơ ở góc đánh lửa sớm nguyên bản (NB) và ở góc đánh lửa sớm cho BMEP lớn nhất (OP) ở các tốc độ 1000v/p đến 4000v/p ở toàn tải và sự so sánh các thông số này giữa hai trường hợp góc đánh lửa sớm được thể hiện trên các đồ thị hình 2.9 đến hình 2.13. Đồ thị hình 2.9 cho thấy trên toàn dải tốc độ 1000v/p ÷ 4000v/p Ne và ge ở góc đánh lửa sớm có BMEP lớn nhất cải thiện được 5%÷8%, trung bình 6%, so với ở góc đánh lửa sớm nguyên bản. Lý do là quá trình cháy chính dịch về gần điểm chết trên làm nhiệt độ cao nhất của khí thể tăng khoảng 100K (hình 2.10), áp suất tăng và quá trình giản nở sinh công hiệu quả hơn. 2400 2500 2600 2700 2800 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 T (K ) Tốc độ (v/ph) T_NB T_OP 6 9 12 15 18 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 C O (g /k W h ) Tốc độ (v/ph) CO_NB CO_OP Hình 2.10. So sánh kết quả mô phỏng nhiệt độ khí thể cực đại trong xi lanh khi áp dụng góc đánh lửa sớm nguyên bản (NB) và góc đánh lửa sớm cho BMEP lớn nhất (OP) Hình 2.11. So sánh kết quả tính toán mô phỏng phát thải CO khi áp dụng góc đánh lửa sớm nguyên bản (NB) và góc đánh lửa sớm cho BMEP lớn nhất (OP) Đồ thị hình 2.11 cho thấy phát thải CO cải thiện trung bình khoảng 20% trên toàn dải tốc độ và khoảng 8% ở tốc độ 4000v/p, trong khi đồ thị hình 2.12 cho thấy phát thải HC tăng mãnh liệt, tăng trung bình khoảng 180%, còn đồ thị hình 2.13 chỉ ra phát thải NOx tăng trung bình khoảng 25% ở góc đánh lửa sớm có BMEP lớn nhất so với ở góc đánh lửa sớm nguyên bản. 0 3 6 9 12 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 H C (g /k W h ) Tốc độ (v/ph) HC_NB HC_OP 6 9 12 15 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 N O x ( g /k W h ) Tốc độ (v/ph) NOx_NB NOx_OP Hình 2.12. So sánh kết quả tính toán mô phỏng phát thải HC khi áp dụng góc đánh lửa sớm nguyên bản (NB) và góc đánh lửa sớm cho BMEP lớn nhất (OP) Hình 2.13. So sánh kết quả tính toán mô phỏng phát thải NOx khi áp dụng góc đánh lửa sớm nguyên bản (NB) và góc đánh lửa sớm cho BMEP lớn nhất (OP) Phát thải CO giảm và NOx tăng là do nhiệt độ quá trình cháy tăng như đã nói ở trên. Nhiệt độ tăng làm gia tăng phản ứng cháy nhiên liệu nên cơ hội tạo CO giảm, nhiệt độ tăng cũng đồng thời làm tăng phản ứng tạo NOx từ ni tơ và ô xy. Phát thải HC, một phần là sản phẩm của quá trình cháy không hoàn toàn nhưng phần lớn là kết quả của quá trình khuếch tán và thẩm thấu nhiên liệu vào lớp dầu, sự bay hơi của dầu bôi trơn cũng như phần nhiên liệu thành vách khe kẽ thoát tra trong quá trình giãn nở và thải. Nhiệt độ cháy cao và quá trình cháy tập trung gần điểm chết trên khi tăng góc đánh lửa sớm làm cho quá trình cháy và giãn nở hiệu quả hơn và do đó nhiệt độ quá trình giãn nở giảm nên phản ứng ô xi hóa HC thoát ra từ các khe kẽ và màng dầu giảm nên phát thải HC tăng mạnh. 2.5.3. Xác định góc đánh lửa sớm tối ưu của động cơ khi sử dụng CNG Nghiên cứu sự thay đổi của các thông số Ne, ge và hàm lượng các thành phần phát thải độc hại của động cơ sử dụng CNG ở mục 2.5.2 khi tăng góc đánh lửa sớm đến góc đánh lửa sớm có BMEP lớn nhất (tăng 12 độ ở chế độ tốc độ 1000v/p, 3000v/p và 4000v/p và 16 độ ở chế độ tốc độ 2000v/p) cho thấy việc điều chỉnh tăng góc đánh lửa sớm đem lại các kết quả sau: - Kết quả tích cực: Công suất và suất tiêu hao nhiên liệu được cải thiện trung bình 6%, CO cải thiện đến 20% trên toàn dải tốc độ. - Kết quả tiêu cực: Phát thải HC tăng mãnh liệt, trung bình 180%, NOx tăng trung bình 25%. 12 Do đó, nếu quan tâm đến các chỉ tiêu tổng thể của động cơ thì không nên coi góc đánh lửa sớm có BMEP lớn nhất là góc đánh lửa sớm tối ưu vì không đảm bảo hài hòa các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ. Ở đây, chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật cải thiện được ít trong khi phát thải HC và NOx tăng quá lớn không đáp ứng được mục tiêu chuyển đổi động cơ sang sử dụng CNG để giảm phát thải. Theo kết quả nghiên cứu ở bảng 2.2 thì nếu muốn phát thải HC và NOx không tăng nhiều quá thì có thể chỉ nên tăng góc đánh lửa sớm khoảng 4 độ góc quay trục khuỷu so với góc đánh lửa sớm nguyên bản vì khi đó Ne và ge cải thiện được khoảng 3% trong khi HC tăng gần 62% và NOx tăng gần 10%. Tuy nhiên, ở mức điều chỉnh tăng góc đánh lửa 4 độ, phát thải CO chỉ cải thiện được 1,5% trong khi phát thải HC vẫn cao so với sử dụng góc đánh lửa sớm nguyên bản. Do đó mặc dù Ne và ge cải thiện được xung quanh 3%, góc đánh lửa sớm này cũng chưa phải là tối ưu nếu quan tâm đến vẫn đề giảm phát thải cho động cơ. Nếu với mục tiêu giảm phát thải được coi trọng hơn khi chuyển đổi động cơ xăng sang sử dụng CNG thì có thể không cần điều chỉnh góc đánh lửa sớm. Ngoài lý do làm tăng hàm lượng phát thải HC và NOx, việc điều chỉnh thay đổi góc đánh lửa sớm của động cơ khi chuyển sang sử dụng CNG đối với động cơ phun xăng điều khiển bằng điện tử tích hợp điều khiển đánh lửa khá khó khăn vì khó có thể can thiệp và lập trình lại ECU nguyên bản của nhà chế tạo mà phải trang bị thêm một ECU đánh lửa mới làm tăng kinh phí chuyển đổi động cơ. Chính vì vậy, kết hợp các lý do trên, trong đề tài luận án này tác giả chọn hướng không điều chỉnh thay đổi góc đánh lửa sớm khi chuyển đổi động cơ sang sử dụng CNG. Việc nghiên cứu nâng cao hiệu quả sử dụng nhiên liệu (tăng công suất, giảm tiêu hao nhiên liệu và phát thải) được thực hiện bằng phương pháp sử dụng phụ gia Maz nitro cho CNG. 2.6. Kết luận chương 2 Kết quả nghiên cứu mô phỏng được tóm tắt như sau: - Việc nghiên cứu mô phỏng trên phần mềm AVL-Boost động cơ xăng 1NZ-FE chuyển sang sử dụng CNG đã được thực hiện với 2 phương pháp cung cấp CNG là phun CNG vào đường nạp và sử dụng bộ hòa trộn CNG kiểu ống venturi. - Khi chuyển sang sử dụng CNG, sử dụng phương pháp phun CNG công suất động cơ giảm 9%- 14%, và giảm đến 19% khi sử dụng bộ hòa trộn; suất tiêu hao nhiên liệu cải thiện 3%-6%. - Phát thải các thành phần độc hại CO, HC và NOx của động cơ sử dụng CNG giảm đáng kể so với sử dụng xăng; CO gảm trung bình 80%, HC giảm trung bình 85% và NOx giảm 50%. - Động cơ sử dụng CNG theo phương pháp phun CNG vào đường nạp có chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải cải thiện hơn so với phương pháp cấp CNG bằng bộ hòa trộn kiểu ống venturi. Công suất trung bình khi sử dụng phương pháp phun CNG cao hơn đến 6% và suất tiêu hao nhiên liệu thấp hơn 3% so với sử dụng bộ hòa trộn; phát thải CO, HC, CO2 thấp hơn, NOx cao hơn nhưng không nhiều. - Khi điều chỉnh tăng góc đánh lửa sớm so với nguyên bản, công suất và tiêu hao nhiên liệu của động cơ sử dụng CNG được cải thiện đến 6% nhưng phát thải HC và NOx tăng mãnh liệt; HC tăng 180% và NOx tăng 25%. Từ các kết quả trên có thể rút ra kết luận như sau: - Sử dụng CNG trên động cơ xăng là phương pháp tốt để giảm phát thải độc hại và tiết kiệm nhiên liệu. - Khi chuyển đổi động xăng sang sử dụng CNG có thể không cần thay đổi kết cấu của động cơ cũng như điều chỉnh tăng góc đánh lửa sớm mà có thể áp dụng một phương pháp khác như sử dụng phụ gia nhiên liệu để hạn chế sự giảm công suất động cơ khi chuyển sang sử dụng CNG. - Khi chuyển đổi động cơ xăng sang sử dụng CNG, có thể áp dụng phương pháp phun CNG và phương pháp cung cấp CNG bằng bộ hòa trộn. Tuy nhiên cần nghiên cứu thực nghiệm trang bị các hệ thống này và khảo nghiệm đánh giá tính năng làm việc của động cơ trong điều kiện thực tế để đề xuất ứng dụng phương pháp cấp CNG hợp lý cho từng loại động cơ, đảm bảo hài hòa giữa sự tiện lợi áp dụng và chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật của động cơ chuyển đổi. 13 CHƯƠNG 3. NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN THIẾT KẾ CHẾ TẠO HỆ THỐNG CUNG CẤP CNG VÀ PHỤ GIA CHO ĐỘNG CƠ 1NZ-FE 3.1. Giới thiệu chung Động cơ 1NZ-FE là động cơ phun xăng vào cửa nạp điều khiển bằng điện tử. Trong đó, hệ thống điều khiển điện tử tích hợp điều khiển cả hệ thống phun xăng và hệ thống đánh lửa. Bộ điều khiển trung tâm ECU tiếp nhận các tín hiệu điện từ các cảm biến phản ánh trạng thái làm việc của động cơ kể cả tác nhân điều khiển từ bên ngoài, sau đó tính toán xuất ra các tín hiệu điều khiển để điều khiển phun nhiên liệu và đánh lửa. Việc điều khiển đánh lửa và điều khiển phun xăng được thực hiện theo trình tự làm việc của các xi lanh động cơ. Để góp phần thực hiện các mục tiêu nghiên cứu của đề tài, chương này sẽ đề cập đến các vấn đề sau: - Tính toán thiết kế, chế tạo hệ thống cung cấp CNG sử dụng bộ hòa trộn; - Tính toán thiết kế hệ thống phun CNG vào cửa nạp; - Tính toán thiết kế hệ thống cung cấp phụ gia Maz-nitro. 3.2. Tính toán thiết kế chế tạo hệ thống cung cấp CNG dùng bộ hòa trộn 3.2.1. Sơ đồ chung Hình 3.1. Sơ đồ bố trí hệ thống cung cấp CNG sử dụng bộ hòa trộn Khi động cơ làm việc, CNG trong bình chứa cao áp (có thể đến 200-250 bar) qua các van cơ khí và van điện từ đến van giảm áp. Tại đây, áp suất CNG giảm xuống bằng áp suất khí trời và đi qua van công suất (điều chỉnh lưu lượng) đến bộ hòa trộn và bị hút vào họng thắt và vào không gian hỗn hợp của bộ hòa trộn, hòa trộn với không khí tạo thành hỗn hợp không khí-nhiên liệu đi vào xi lanh động cơ. 3.2.2. Tính toán kích thước bộ hòa trộn Có nhiều phương pháp xác định kích thước bộ hòa trộn, tuy nhiên phương pháp đơn giản, nhanh chóng nhưng vẫn đảm bảo độ tin cậy và đáp ứng yêu cầu làm việc của bộ hòa trộn mà nhiều nhà nghiên cứu sử dụng là phương pháp xác định theo quy trình sau: - Bước 1: Chọn sơ bộ kích thước bộ hòa trộn theo kinh nghiệm và dựa trên lưu lượng khí nạp; - Bước 2: Tính toán lưu lượng nhiên liệu khí vào bộ hòa trộn dựa trên lý thuyết thủy khí động học; - Bước 3: Tính toán hệ số dư lượng không khí  ứng với các tiết diện lỗ phun đã chọn và đã sử dụng để tính toán lượng nhiên liệu ở bước 2; - Bước 4: Chọn tiết diện lỗ phun có lưu lượng nhiên liệu đảm bảo  lân cận 1. Sau đây là tóm tắt điều kiện ban đầu và kết quả tính toán các thông số kích thước ống venturi của bộ hòa trộn (Bảng 3.1 đến bảng 3.3): Bảng 3.1. Các điều kiện ban đầu Thông số Giá trị Thể tích công tác của động cơ (dm3) 1,5 Tốc độ động cơ (v/ph) 6000 Áp suất không khí vào bộ hòa trộn (bar) 1 Nhiệt độ không khí vào bộ hòa trộn (oC) 35 Áp suất nhiên liệu khí vào khoang nhiên liệu bao quanh họng (bar) 1 Lưu lượng không khí nạp ở áp suất và nhiệt độ môi trường (m3/s) 0,0545 Tỷ lệ không khí/nhiên liệu cân bằng lý thuyết lt (kg/kg) 17 Hệ số lưu lượng của lỗ phun nhiên liệu 0,9 CNG Không khí Họng khuếch tán Bướm ga Hỗn hợp Nước nóng Van công suất Bộ giảm áp Van điện từ Đường không tải 14 Bảng 3.2. Tỷ lệ không khí / nhiên liệu với các đường kính họng khác nhau khi Anl=59mm 2 Đường kính họng (mm) Tỷ lệ không khí/nhiên liệu  (kg/kg) 22 14,5 24 15.4 26 17.0 28 20,9 Bảng 3.3. Tỷ lệ  khi thay đổi tổng tiết diện lỗ phun nhiên liệu ở đường kính họng 26mm Số lỗ phun đường kính 2,5mm Tỷ lệ không khí/nhiên liệu  (kg/kg) 8 20,8 10 18,9 12 16,9 14 15,1 Từ kết quả tính toán tỷ lệ không khí/nhiên liệu ở các thông số kích thước lân cận thông số tính toán sơ bộ cho thấy đường kính họng d2=26mm và 12 lỗ phun nhiên liệu với đường kính các lỗ 2,5mm cho tỷ lệ không khí/nhiên liệu  gần với tỷ lệ cân bằng lý thuyết (lt = 16,8). Các thông số kích thước này được chọn để chế tạo bộ hòa trộn phục vụ thí nghiệm. 3.2.2. Bản vẽ bộ hòa trộn Từ các kích thước cơ bản xác định ở trên và đặc điểm kích thước cũng như vị trí lắp của ống nạp chung của động cơ, các kích thước khác của bộ hòa trộn được xác định và bản vẽ chế tạo được thể hiện trên hình 3.2. Chiều dòng khí đi vào bộ hòa trộn từ phía miệng đường kính 62mm. 6 1 2 15 24 32 47 15 Ø 13 3 loã M6 Ø71 60° 55 ° A A 3 12 loã Ø2,5 R1 Ø56 Ø52 Ø44 Ø26±0,1 R4 Ø62±0,1 A-A R25 Hình 3.2. Bản vẽ kết cấu bộ hòa trộn 3.3. Tính toán thiết kế hệ thống phun CNG vào cửa nạp 3.3.1. Sơ đồ chung Hệ thống cung cấp CNG với phương pháp phun vào cửa nạp được sơ đồ hóa như hình 3.3. Hình 3.3. Sơ đồ hệ thống cung cấp phun CNG 1. Bình nhiên liệu CNG; 2. Van cơ khí; 3. Van điện từ ; 4. Bộ giảm áp; 5. Bộ lọc nhiên liệu; 6. Ống nhiên liệu chung; 7. Các vòi phun; 8. Đường nhiên liệu đến cửa nạp của các xi lanh; 9. Ống nạp của động cơ; 10. Xi lanh động cơ; 11. Tín hiệu vào hộp điều khiển; 12. Hộp điều khiển phun; 13. Dây tín hiệu điều khiển vòi phun; 14. Ống chân không nối ống nạp. Nước nóng ECU-Gas 3 1 4 5 6 7 8 9 10 12 13 1 2 11 15 Nhiên liệu CNG cho động cơ trong nghiên cứu này được thực hiện theo phương pháp phun đa điểm vào cửa nạp theo thứ tự làm việc của các xi lanh của động cơ. Việc điều khiển thay đổi lượng nhiên liệu phun được thực hiện thông qua điều khiển thay đổi độ dài thời gian mở vòi phun với áp suất phun được giữ cố định ở 3 kG/cm2. Độ dài thời gian mở vòi phun CNG được xác định theo công thức: xang k t t p   , trong đó, k là hệ số điều chỉnh, p là áp suất tuyệt đối đường ống nạp, txang là độ dài thời gian phun xăng. Như vậy, bộ điều khiển ECU-gas cần thông số vào là thông số ra của ECU điều khiển phun xăng và tín hiệu áp suất đường ống nạp. Chính vì vậy ECU-gas chỉ là một bô khuếch đại tín hiệu điều khiển phun xăng với hệ số khuếch đại k có thể điều chỉnh được khi hiệu chỉnh hệ thống để =1. Bộ khuếch đại này được thiết kế và đặt hàng mua của hãng LGC, Hong Kong. 3.4. Tính toán thiết kế hệ thống cung cấp phụ gia Maz-nitro 3.4.1. Sơ đồ bố trí chung Hình 3.4. Sơ đồ cung cấp CNG và phụ gia Maz trên động cơ Phụ gia Maz-nitro được chứa trong ống 11 và được tạo áp 3 bar nhờ không khí nén từ hệ thống khí nén 8 của phòng thí nghiệm cấp vào qua van điều áp 9. Nếu sử dụng trên xe CNG thì đường khí áp này được thay bằng đường khí CNG sau bộ giảm áp, tức là cùng chung đường CNG cấp cho ống nhiên liệu chung của vòi phun CNG. Phụ gia Maz-nitro dưới áp suất ổn định 3 bar trong ống 11 được thông với vòi phun điện từ 12. Khi vòi phun được điều khiển mở thì phụ gia được phun vào ống hóa hơi 13 và được sấy nóng từ 150oC - 200oC nhờ nhiệt khí thải nên phụ gia hóa hơi và được hút vào ống nạp sau bướm ga và hòa trộn với hỗn hợp không khí – nhiên liệu đi vào động cơ (hình 3.4). 3.4.2. Tính toán thiết kế bộ điều khiển phun phụ gia Lưu lượng phụ gia cấp vào mpg được tính toán đảm bảo tỷ lệ khối lượng với CNG là 800ppm, với hỗn hợp cháy có  =1 thì tỷ lệ khối lượng phụ gia và lưu lượng khí nạp mkk là 48ppm. Do đó, lượng cung cấp phụ gia được điều chỉnh theo lưu lượng khí nạp. Trong đề tài này việc cung cấp phụ gia được thực hiện bằng phương pháp phun gián đoạn, cứ 100 vòng quay của động cơ phun một lần. Độ dài thời gian phun được tính toán là kkp p m t k n  , trong đó, n là tốc độ động cơ kp là hệ số điều chỉnh có thể thay đổi được trên giao diện điều chỉnh ECU điều khiển phun phụ gia để đạt được khối lượng phun phụ gia theo yêu cầu khi hiệu chỉnh hệ thống. Mạch xử lý tín hiệu cảm biến được thiết kế để sử dụng các tín hiệu từ các cảm biến lưu lượng và nhiệt độ của khí nạp và cảm biến tốc độ có sẵn trên động cơ. Tín hiệu tốc độ được lấy từ 1. Bộ giảm áp; 2. Nước sấy nóng; 3. Giắc nối tín hiệu điều khiển phun CNG; 4. Vòi phun CNG; 5. Bướm ga; 6. Bầu lọc khí; 7. Đường ống nạp; 8. Đường khí nén; 9. Van giảm và ổn áp khí nén; 10. Áp kế; 11. Bình chứa phụ gia Maz; 12. Vòi phun phụ gia Maz; 13. Bình hóa hơi phụ gia Maz; 14. Đường cấp khí thải sấy nóng bình hóa hơi Maz; 15. Đường ống thải; 16. Động cơ. 4 2 1 6 7 8 5 3 9 10 11 12 13 14 15 16 CNG Không khí Khí thải 16 cảm biến trục cam là loại cảm biến điện từ với 1 xung trên 1 vòng quay trục cam hay 1 xung ứng với 2 vòng quay trục khuỷu. Cảm biến lưu lượng khí nạp là cảm biến dây nóng với tín hiệu ra là tín hiệu điện áp 0-5V, còn cảm biến nhiệt độ khí nạp là cảm biến nhiệt điện trở (hình 3.5). Hình 3.5. ECU điều khiển phun phụ gia 3.4.3. Thiết kế chế tạo bình chứa và tạo áp phụ gia Bình chứa phụ gia có nhiệm vụ chứa phụ gia đảm bảo đủ cung cấp cho động cơ hoạt động trong thời gian ít nhất là một ca làm việc và đồng thời là nơi tạo áp suất phục vụ việc phun phụ gia, việc tạo áp được thực hiện nhờ khí nén trong hệ thống khí nén 6 ÷ 8 kG/cm2 của phòng thí nghiệm. Ø 2 1 Ø 4 2 200 260 Hình 3.6 Ống chứa phụ gia lỏng Trên ô tô chạy CNG thì sử dụng ngay khí CNG của đường khí sau van giảm áp đến vòi phun CNG (áp suất 3 bar) làm khí tạo áp cho bình phụ gia. Động cơ 1NZ-FE vận hành trong một ngày tiêu tốn khoảng 100 cm3 phụ gia nên có thể chọn bình chứa có dung tích 250 cm3 để chứa 200 cm3 phụ gia và để 50 cm3 làm không gian chứa khí tạo áp. Ống chứa phụ gia được làm bằng ống thép Inox đường kính trong 40mm, cao 260mm (hình 3.6). 3.4.4. Tính toán thiết kế bộ hóa hơi tận dụng nhiệt khí thải a. Sơ đồ bố trí chung Yêu cầu chung đối với ống hóa hơi là dễ bố trí ống hóa hơi trên động cơ, đồng thời đường dẫn khí thải từ ống thải đến ống hóa hơi phải ngắn để giảm mất nhiệt, thêm nữa đường dẫn hơi phụ gia từ ống hóa hơi đến đường nạp của động cơ cũng không được dài quá để giảm sức cản. Mặt khác, ống hóa hơi được kết hợp làm bình cân bằng để dòng hơi phụ gia chảy ổn định vào ống nạp động cơ nên cần có thể tích tối thiểu nhất định (hình 3.7). Hình 3.7. Sơ đồ bình cân bằng và hóa hơi phụ gia. b. Ống hóa hơi Ống hóa hơi được chọn có dạng hình trụ, bên trong chứa các hạt oxit nhôm hình cầu đường kính 2mm. Kích thước được chọn để đảm bảo tỷ lệ diện tích xung quanh/thể tích đủ lớn để trao đổi nhiệt tốt với khí thải bao quanh, đồng thời dung tích đủ lớn để thực hiện vai trò bình cân bằng 1. Lưới chắn hạt oxit nhôm; 2. Hạt oxit nhôm Al2O3 sấy nóng; 3. Ống hóa hơi và cân bằng; 4. Không gian khí thải trao đổi nhiệt; 5, 9. Đường khí thải vào, ra sấy nóng ống hóa hơi; 6. Vòi phun; 7. Lỗ lắp cặp nhiệt ngẫu đo nhiệt độ ống hóa hơi; 8. Van điều chỉnh lượng khí thải qua ống hóa hơi. 1. Khối nguồn 5V; 2. Khối xử lý tín hiệu đầu vào từ các cảm biến. 3. Khối điều khiển vòi phun; 4. Khối kết nối với máy tính; 5. Khối xử lý trung tâm. 1 2 5 4