BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ QUỐC PHÒNG HỌC VIỆN KỸ THUẬT QUÂN SỰ PHAN ĐẮC YẾN NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA NHIÊN LIỆU DIESEL SINH HỌC B10, B20 ĐẾN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƯỢNG VÀ MÔI TRƯỜNG CỦA ĐỘNG CƠ DIESEL LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT HÀ NỘI – NĂM 2015 BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ QUỐC PHÒNG HỌC VIỆN KỸ THUẬT QUÂN SỰ PHAN ĐẮC YẾN NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA NHIÊN LIỆU DIESEL SINH HỌC B10, B20 ĐẾN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƯỢNG VÀ MÔI TRƯỜNG CỦA ĐỘNG CƠ DIESEL Chuyên ngành: Kỹ thuật cơ khí động lực Mã số: 62 52 01 16 LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: 1. PGS, TS Nguyễn Hoàng Vũ 2. TS Nguyễn Trung Kiên HÀ NỘI – NĂM 2015 i LỜI CAM ĐOAN Tôi xin cam đoan Luận án này là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số liệu, kết quả nêu trong luận án là trung thực và chưa được ai công bố trong bất kỳ công trình nào khác. Việc tham khảo các nguồn tài liệu đã được trích dẫn và ghi đúng quy định. Tác giả luận án Phan Đắc Yến ii LỜI CẢM ƠN Trước hết, Tôi xin gửi lời cảm ơn chân thành tới Ban Giám đốc, Phòng sau Đại học, Khoa Động lực, Bộ môn Động cơ - Học viện Kỹ thuật Quân sự đã tạo mọi điều kiện thuận lợi và giúp đỡ tôi trong suốt quá trình làm luận án. Tôi xin chân thành biết ơn Ban Giám hiệu Trường Cao đẳng Công nghiệp và Xây dựng đã dành cho tôi những điều kiện thuận lợi trong quá trình làm luận án. Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn tập thể cán bộ hướng dẫn: PGS-TS Nguyễn Hoàng Vũ, TS Nguyễn Trung Kiên – Bộ môn Động cơ – Học viện KTQS về những hướng dẫn khoa học và tạo những điều kiện thuận lợi nhất để nghiên cứu sinh hoàn thành luận án. Tôi xin chân thành cảm ơn Nhà máy Z153/Tổng cục Kỹ thuật, Phòng thí nghiệm trọng điểm Công nghệ lọc-hóa dầu/Viện Hóa học Công nghiệp Việt Nam, Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường chất lượng 1 (Quatest 1), Trung tâm Quốc gia thử nghiệm khí thải Phương tiện cơ giới đường bộ (NETC)/Cục Đăng kiểm Việt Nam đã tạo điều kiện thuận lợi để nghiên cứu sinh tiến hành nghiên cứu thực nghiệm và hoàn thành phần thực nghiệm của luận án. Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn đến các thầy thuộc Bộ môn Động cơ- Khoa Động lực- Học viện KTQS và các chuyên gia thuộc lĩnh vực Cơ khí – Động lực trong và ngoài Học viện đã đóng góp nhiều ý kiến quý báu cho NCS trong quá trình thực hiện và hoàn thành luận án. Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn đến tất cả bạn bè, đồng nghiệp và những người thân trong gia đình đã động viên và giúp đỡ tôi rất nhiều trong quá trình thực hiện luận án. Nghiên cứu sinh Phan Đắc Yến iii MỤC LỤC Trang LỜI CAM ĐOAN i LỜI CẢM ƠN ii MỤC LỤC iii DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT vii DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU x DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ xii MỞ ĐẦU 1 Mục đích và phạm vi nghiên cứu 2 Đối tƣợng nghiên cứu 2 Loại nhiên liệu sử dụng 2 Phƣơng pháp nghiên cứu 2 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn 3 Bố cục của luận án 4 CHƢƠNG 1. TỔNG QUAN 6 1.1. Biodiesel là một loại nhiên liệu thay thế cho nhiên liệu diesel dầu mỏ 6 1.2. Sự thay đổi thuộc tính của biodiesel so với nhiên liệu diesel dầu mỏ 11 1.3. Ảnh hƣởng của thuộc tính nhiên liệu đến quá trình tạo hỗn hợp và cháy của động cơ diesel 14 1.3.1. Các nhân tố chính ảnh hưởng đến quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong động cơ diesel 14 1.3.2. Ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu đến QLCCNL, quá trình tạo hỗn hợp 15 1.3.3. Ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu đến quá trình cháy và hình thành các chất ô nhiễm 17 1.4. Các vấn đề cần quan tâm khi sử dụng biodiesel cho động cơ 19 1.4.1. Mức pha trộn và kinh nghiệm sử dụng thực tế 19 1.4.1.1. Với mức pha trộn nhỏ (≤ 5%) 19 1.4.1.2. Với mức pha trộn trung bình (từ 6 đến 20%) 19 1.4.1.3. Với mức pha trộn lớn (trên 20%) 20 1.4.2. Các vấn đề cần quan tâm khi sử dụng biodiesel với mức pha trộn trung bình 20 1.5. Tình hình nghiên cứu ảnh hƣởng của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lƣợng, môi trƣờng của động cơ diesel 21 1.5.1. Trên thế giới 21 iv 1.5.2. Tại Việt Nam 24 1.6. Kết luận chƣơng 1 29 CHƢƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƢỢNG, MÔI TRƢỜNG CỦA ĐỘNG CƠ DIESEL 30 2.1. Cơ sở lý thuyết tính toán quy luật cung cấp nhiên liệu của động cơ diesel 30 2.1.1. Mô hình hệ thống phun nhiên liệu dùng BCA kiểu cơ khí truyền thống 30 2.1.2. Tính toán quá trình truyền sóng áp suất trên đường ống cao áp 31 2.1.3. Các phương trình điều kiện biên tại bơm cao áp và vòi phun 32 2.1.3.1. Phương trình điều kiện biên tại bơm cao áp 32 2.1.3.2. Phương trình điều kiện biên tại vòi phun 34 2.1.3.3. Hệ phương trình vi phân điều kiện biên 35 2.1.4. Xác định quy luật cung cấp nhiên liệu 2.2. Cơ sở lý thuyết tính toán chu trình công tác các chỉ tiêu kinh tế, năng lƣợng, của động cơ 36 37 2.2.1. Mô hình vật lý dùng để tính toán chu trình công tác của động cơ 37 2.2.2. Các phương trình cơ bản tính diễn biến áp suất, nhiệt độ trong xi lanh động cơ diesel 37 2.2.3. Mô hình tính toán quá trình cháy 39 2.2.3.1. Khái quát chung 39 2.2.3.2. Mô hình cháy đa vùng Razleitsev - Kuleshov 40 2.2.4. Mô hình tính trao đổi nhiệt của môi chất với thành vách 47 2.2.5. Tính toán các thông số đánh giá chu trình và chỉ tiêu kinh tế, năng lượng 48 2.3. Cơ sở lý thuyết tính toán NOx và độ khói k của động cơ 49 2.3.1. Xác định thành phần NOx trong khí thải động cơ 49 2.3.2. Tính toán độ khói khí thải k 51 2.4. Lựa chọn phần mềm tính toán 53 2.4.1. Lựa chọn phần mềm tính toán QLCCNL 53 2.4.2. Lựa chọn phần mềm tính toán chu trình công tác và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ 55 2.5. Kết luận chƣơng 2 56 CHƢƠNG 3. TÍNH TOÁN MÔ PHỎNG XÁC ĐỊNH ẢNH HƢỞNG CỦA BIODIESEL B10, B20 ĐẾN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƢỢNG, MÔI TRƢỜNG CỦA ĐỘNG CƠ B2 57 3.1. Lựa chọn đối tƣợng nghiên cứu 57 v 3.2. Tính toán quy luật cung cấp nhiên liệu của động cơ B2 bằng phần mềm mô phỏng Inject32 58 3.2.1. Hệ thống phun nhiên liệu của động cơ B2 58 3.2.2. Xây dựng mô hình và xác định các thông số đầu vào 59 3.2.3. Thuộc tính của nhiên liệu dùng cho phần mềm Inject32 60 3.2.4. Chế độ, trình tự tính toán và phương pháp đánh giá tác động của B10, B20 đến quy luật cung cấp nhiên liệu 61 3.2.5. Đánh giá, hiệu chỉnh mô hình tính quy luật cung cấp nhiên liệu 61 3.2.6. Kết quả tính toán quy luật cung cấp nhiên liệu 63 3.3. Tính toán các quá trình nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lƣợng, môi trƣờng của động cơ B2 bằng phần mềm mô phỏng Diesel-RK 70 3.3.1. Xây dựng mô hình tính và xác định các thông số đầu vào 70 3.3.2. Chế độ, trình tự tính toán và phương pháp đánh giá tác động của B10, B20 đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 72 3.3.3. Đánh giá, hiệu chỉnh mô hình tính chu trình công tác 73 3.3.4. Kết quả tính toán và nhận xét 75 3.3.4.1. Quá trình hình thành và phát triển tia phun 75 3.3.4.2. Diễn biến quá trình tạo hỗn hợp và cháy 76 3.3.4.3. Kết quả tính toán các thông số nhiệt động trong xi lanh 82 3.3.4.4. Tính toán các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng 86 3.3.4.5. Tính toán mức phát thải NOx và độ khói k 91 3.4. Kết luận Chƣơng 3 95 CHƢƠNG 4. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM 96 4.1. Mục đích, chế độ, điều kiện và đối tƣợng thử nghiệm 96 4.1.1. Mục đích 96 4.1.2. Chế độ thực nghiệm 96 4.1.2.1. Xác định các thuộc tính của nhiên liệu 96 4.1.2.2. Xác định lượng nhiên liệu cấp cho chu trình 96 4.1.2.3. Xác định các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường 96 4.1.3. Điều kiện thực nghiệm 96 4.1.4. Đối tượng thực nghiệm 97 4.2. Trang thiết bị phục vụ nghiên cứu thực nghiệm 97 4.2.1. Trang thiết bị xác định các thuộc tính của nhiên liệu 97 4.2.2. Trang thiết bị xác định lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình 101 vi 4.2.3. Trang thiết bị xác định ảnh hưởng của B10, B20 đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 102 4.2.3.1. Bệ thử động cơ AVL-ETC 102 4.2.3.2. Các hệ thống chính của bệ thử 103 4.3. Kết quả thực nghiệm và nhận xét 110 4.3.1. Xác định các thuộc tính của nhiên liệu 110 4.3.2. Xác định lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình 114 4.3.3. Xác định các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng của động cơ 116 4.3.4. Xác định mức phát thải NOx và độ khói k của động cơ 117 4.3.5. Nhận xét chung 119 4.4. Đánh giá độ chính xác, tin cậy của các mô hình đã xây dựng 119 4.4.1. Mô hình tính quy luật cung cấp nhiên liệu 119 4.4.2. Mô hình tính các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng 121 4.4.3. Mô hình tính NOx; độ khói k 123 4.5. Kết luận Chƣơng 4 126 KẾT LUẬN VÀ HƢỚNG PHÁT TRIỂN 127 DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ LIÊN QUAN ĐẾN LUẬN ÁN 129 TÀI LIỆU THAM KHẢO 130 PHỤ LỤC 139 vii DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT Ký hiệu AEA Diễn giải Đơn vị Tổ chức dầu khí AVLETC B0 (DO) Hiệp hội Vật liệu và Thử nghiệm Hoa Kỳ (American Society for Testing and Materials) Phòng thử nghiệm động cơ hạng nặng (Heavy Duty Engine Test Cell) Nhiên liệu diesel dầu mỏ Biodiesel Nhiên liệu diesel sinh học Biofuel Nhiên liệu sinh học Bx Nhiên liệu diesel nguồn gốc hóa thạch được hòa trộn với nhiên liệu diesel sinh học, trong đó, B thể hiện là hỗn hợp diesel/biodiesel, x thể hiện tỷ lệ % theo thể tích của diesel sinh học trong hỗn hợp. BCA Bơm cao áp CCKTTT Cơ cấu khuỷu trục thanh truyền CFR Động cơ diesel thử nghiệm trị số xê tan CNG Khí thiên nhiên CO Ô xít các bon CTCT Chu trình công tác cn Vận tốc pít tông BCA d32 Đường kính trung bình (Sauter) của hạt nhiên liệu ĐCD Điểm chết dưới ĐCĐT Động cơ đốt trong ĐCT Điểm chết trên DME Dimetyl Ete EGR Tuần hoàn khí thải EU Liên minh Châu Âu (European Union) FAME Este metyl a xít béo (Fatty acid methyl esters) gct Lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình ge Suất tiêu hao nhiên liệu có ích GPS Góc phun sớm độ GQTK Góc quay trục khuỷu độ GQTC Góc quay trục cam độ HC Hydrocacbon ASTM m/s mg/ct g/kW.h viii HTPNL Hệ thống phun nhiên liệu ISO k Tổ chức tiêu chuẩn hóa quốc tế (International Organization for Standardization) Độ khói khí thải KH&CN Khoa học và công nghệ LPG Khí dầu mỏ hóa lỏng Me Mô men xoắn có ích N.m n Tốc độ vòng quay của trục khuỷu vg/ph nc Tốc độ vòng quay của trục cam bơm cao áp vg/ph NCKH Nghiên cứu khoa học NCS Nghiên cứu sinh Ne Công suất có ích NETC NLSH Trung tâm quốc gia thử nghiệm khí thải phương tiện cơ giới đường bộ (National Emission Testing Center for Vehicle) Nhiên liệu sinh học NOx Các Ô xít Ni tơ PM Chất thải dạng hạt (Particulates Matter) PTCGĐB Phương tiện cơ giới đường bộ PTCGQS Phương tiện cơ giới quân sự PTCN Phát triển công nghệ PTN Phòng thí nghiệm QCVN Quy chuẩn Việt Nam QLCCNL Quy luật cung cấp nhiên liệu QTCN Quy trình công nghệ Quatest 1 Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng 1 TCCS Tiêu chuẩn cơ sở TCKT Tổng cục kỹ thuật TCVN Tiêu chuẩn Việt Nam TSKT Tiến sĩ kỹ thuật VP Vòi phun hp Độ nâng pít tông BCA mm hk Độ nâng van cao áp mm y Độ nâng kim phun mm p’ Áp suất phun nhiên liệu (áp suất khoang miệng vòi phun) MPa 1/m kW ix q Tốc độ phun nhiên liệu ml/s Vinj Vận tốc nhiên liệu ở đầu ra lỗ phun của vòi phun m/s pinj Áp suất nhiên liệu trước lỗ phun bar SDllute % mass SSprCore Phần nhiên liệu trong vùng loãng ngoài vỏ tia phun và trong vùng loãng bên ngoài dòng sát vách buồng cháy Phần nhiên liệu trong lõi tia phun SFront Phần nhiên liệu phía trước lõi tia phun % mass SCoreNWF Phần nhiên liệu trong lõi tia phun sát thành buồng cháy % mass SCrosNWF % mass SHead Phần nhiên liệu vùng ngoài lõi của tia phun sát thành buồng cháy Phần nhiên liệu của tia phun bắn lên nắp xi lanh SLiner Phần nhiên liệu của tia phun trên thành xi lanh % mass  Hệ số dư lượng không khí id Thời gian cháy trễ Độ GQTK z Khoảng thời gian cháy Độ GQTK dx/d xb Tốc độ cháy 1/độ GQTK Tburn Nhiệt độ vùng cháy dQc/d pxl Tốc độ tỏa nhiệt Áp suất trong xi lanh bar pxl max Áp suất lớn nhất trong xi lanh bar Txl Nhiệt độ trong xi lanh K Txl max Nhiệt độ lớn nhất trong xi lanh K dp/d Tốc độ tăng áp suất trong xi lanh pi Áp suất chỉ thị trung bình Bar/độ GQTK bar pe Áp suất có ích trung bình bar m Hiệu suất cơ khí của động cơ % i Hiệu suất chỉ thị của động cơ e Hiệu suất có ích của động cơ dk/d Tốc độ hình thành độ khói % mass % mass Quy luật cháy K J/độ GQTK % 1/độ GQTK Ngoài ra, còn một số từ viết tắt và ký hiệu được sử dụng và diễn giải trong các Chương tương ứng của luận án và phần Phụ lục x DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU Ký hiệu Tên bảng Trang Bảng 1.1 Lượng tiêu thụ biodiesel trên toàn cầu (năm 2009) 8 Bảng 1.2 Kết quả phân tích các thuộc tính của mẫu biodiesel gốc B100 Sự thay đổi thuộc tính hóa-lý, đặc tính cháy của biodiesel theo tỷ lệ pha trộn (với B100 có cùng nguồn gốc) 10 Bảng 1.3 Bảng 1.4 Sự thay đổi thuộc tính của hỗn hợp B10, B20 theo nguồn gốc của B100 12 Bảng 3.1 Các thông số về nhiên liệu cần cho Inject32 13 60 Bảng 3.2 So sánh lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình ở chế độ 100% tải giữa tính toán và thực nghiệm 62 Bảng 3.3 Bảng 3.4 Bảng 3.5 Bảng 3.6 Kết quả tính toán áp suất lớn nhất trong khoang xi lanh BCA pH max; khoang đầu nối p’H max; khoang vòi phun p max tại n = 2000 vg/ph, khi sử dụng B0, B10 và B20 Tổng hợp kết quả tính toán các thông số chính của QLCCNL khi sử dụng B0, B10 và B20 tại n= 2000 vg/ph Tổng hợp kết quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 đến gct trên toàn dải tốc độ vận hành Các thông số về nhiên liệu cần nhập vào phần mềm Diesel-RK 65 68 68 71 74 Bảng 3.8 So sánh kết quả tính toán và thực nghiệm về Me; ge ở chế độ 100% tải, khi sử dụng B0 Ảnh hưởng của B10, B20 đến hệ số dư lượng không khí  Bảng 3.9 Ảnh hưởng của B10, B20 đến thời gian cháy trễ id 77 Bảng 3.10 Ảnh hưởng của B10, B20 đến tốc độ chát lớn nhất dx/d tại n= 2000 vg/ph 79 Bảng 3.11 Ảnh hưởng của B10, B20 đến khoảng thời gian cháy z 79 Bảng 3.12 Bảng 3.13 Ảnh hưởng của B10, B20 đến nhiệt độ vùng cháy Tburn max và tốc độ tỏa nhiệt dQc/d max ở n=2000 vg/ph Sự thay đổi áp suất lớn nhất trong xi lanh pxl max khi dùng B0, B10, B20 81 83 Bảng 3.14 Sự thay đổi nhiệt độ xi lanh lớn nhất Txl max khi sử dụng B0, B10, B20 85 Bảng 3.15 Sự thay đổi áp suất chỉ thị trung bình pi khi sử dụng B0, B10, B20 86 Bảng 3.16 Sự thay đổi hiệu suất chỉ thị i khi sử dụng B0, B10, B20 87 Bảng 3.17 Sự thay đổi áp suất có ích trung bình pe khi sử dụng B0, B10, B20 88 Bảng 3.18 Tổng hợp ảnh hưởng của B10, B20 đến Me; ge của động cơ B2 89 Bảng 3.19 Tổng hợp ảnh hưởng của B10, B20 đến mức phát thải NOx 91 Bảng 3.7 76 xi Bảng 3.20 Tổng hợp ảnh hưởng của B10, B20 đến độ khói k của động cơ B2 94 Bảng 4.1 Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định tỷ trọng 97 Bảng 4.2 Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định đường cong chưng cất Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định độ nhớt 98 Bảng 4.5 Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định điểm chớp cháy cốc kín Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định hàm lượng lưu huỳnh 98 99 Bảng 4.6 Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định độ ổn định ô xy hóa 99 Bảng 4.7 99 Bảng 4.8 Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định hàm lượng nước Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định ăn mòn tấm đồng 100 Bảng 4.9 Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định nhiệt trị 100 Bảng 4.10 Thông số vận hành của động cơ CFR F-5 100 Bảng 4.11 Các thông số kỹ thuật cơ bản của phanh điện APA 404/6PA 103 Bảng 4.12 Các thông số kỹ thuật cơ bản của THA100 104 Bảng 4.13 Các thông số kỹ thuật cơ bản của AVL-753C 105 Bảng 4.14 Các thông số kỹ thuật cơ bản của AVL-735S 106 Bảng 4.15 Các thông số kỹ thuật cơ bản của AVL-553 107 Bảng 4.16 Các thông số kỹ thuật cơ bản của AVL-554 108 Bảng 4.17 Các thông số kỹ thuật cơ bản của hệ thống điều hòa không khí 108 Bảng 4.18 Các thông số kỹ thuật cơ bản của thiết bị AVL439 110 Bảng 4.19 Kết quả phân tích các tính chất của mẫu B0, B10, B20 Bảng 4.3 Bảng 4.4 0 98 111 0 Bảng 4.20 Kết quả xác định tỷ trọng, độ nhớt của B0, B10, B20 tại 20 C và 50 C 113 Bảng 4.21 Hàm lượng C/H/O, khối lượng phân tử trung bình, khối lượng riêng của mẫu B0 và B100 113 Bảng 4.22 Hàm lượng C/H/O, khối lượng phân tử trung bình, khối lượng riêng của các hỗn hợp B10, B20 114 114 Bảng 4.23 Kết quả tính nhiệt trị thấp của các mẫu B0, B10, B20 Bảng 4.24 115 Bảng 4.25 Kết quả thực nghiệm xác định gct của BCA HK10 Ảnh hưởng của B10, B20 đến Me, và ge của động cơ B2 Bảng 4.26 Ảnh hưởng B10, B20 đến hàm lượng NOx, độ khói k 117 Bảng 4.27 Sai số gct tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 120 Bảng 4.28 Sai số giữa Me tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 121 Bảng 4.29 Sai số giữa ge tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 122 Bảng 4.30 Sai số giữa NOx tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 124 Bảng 4.31 Sai số giữa độ khói tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 125 116 xii DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ Ký hiệu Hình 1.1 Tên hình vẽ, đồ thị Trang Những tương tác chủ yếu giữa các thông số khác nhau trong quá trình cháy của động cơ diesel Mô hình hệ thống phun nhiên liệu diesel kiểu cơ khí truyền thống 15 30 Hình 2.3 Mô hình vật lý và các dòng năng lượng, khối lượng ứng với một CTCT của động cơ diesel Mô hình tia phun và hình vẽ tia phun va đập với thành buồng cháy 38 41 Hình 2.4 Tương tác giữa chùm tia phun với thành vách 41 Hình 2.5 Sơ đồ phân bố các vùng của chùm tia phun diesel 42 Hình 2.6 Giao diện lựa chọn kiểu HTPNL trong phần mềm Inject32 53 Hình 2.7 Một số giao diện của phần mềm Diesel-RK 55 Hình 3.1 Mặt cắt ngang của động cơ B2 57 Hình 3.2 Kết cấu HTPNL của động cơ B2 59 Hình 3.3 Mô hình tính QLCCNL của động cơ diesel B2 trong Inject32 59 Hình 3.4 Hình 3.5 Kết quả tính toán và thực nghiệm xác định lượng nhiên liệu cung cấp cho một chu trình của phân bơm cao áp, ở chế độ 100% tải Diễn biến áp suât khoang xi lanh BCA pH tại n = 2000 vg/ph 62 63 Hình 3.6 Diễn biến áp suất khoang đầu nối p’H tại n=2000 vg/ph 64 Hình 3.7 Diễn biến áp suất khoang vòi phun p tại n = 2000 vg/ph 64 Hình 3.8 Diễn biến áp suất phun (p‘ ) khi sử dụng B0, B10, B20 tại n = 2000 vg/ph Diễn biến tốc độ phun q tại n = 2000 vg/ph 66 Hình 2.1 Hình 2.2 Hình 3.9 Hình 3.10 Hình 3.11 Hình 3.12 Diễn biến lượng nhiên liệu phun theo góc quay trục cam khi sử dụng B0, B10, B20 tại n=2000 vg/ph Sự thay đổi d32 khi sử dụng B0, B10, B20 tại n = 2000 vg/ph 66 67 67 69 Hình 3.13 Sự thay đổi gct khi sử dụng B0, B10, B20 Sơ đồ khối mô hình mô phỏng CTCT của động cơ diesel trong Diesel-RK Hình 3.14 So sánh Me tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0 ở 100% tải 75 Hình 3.15 So sánh Me tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0 ở 100% tải 75 Hình 3.16 Sự thay đổi hệ số dư lượng không khí  khi sử dụng B10, B20 76 Hình 3.17 Sự thay đổi thời gian cháy trễ id khi sử dụng B10, B20 77 Hình 3.18 Diễn biến tốc độ cháy dx/d khi sử dụng B0, B10, B20 tại Hình 3.19 70 n=2000 vg/ph 78 Diễn biến quy luật cháy xb tại n=2000 vg/ph 80 xiii Hình 3.20 Sự thay đổi khoảng thời gian cháy z khi sử dụng B0, B10, B20 80 Hình 3.21 Sự thay đổi nhiệt độ vùng cháy Tburn tại n= 2000 vg/ph 81 Hình 3.22 Sự thay đổi tốc độ tỏa nhiệt dQc/d khi sử dụng B0, B10, B20 tại n = 2000 vg/ph 82 Diễn biến áp suất trong xi lanh pxl tại n=2000 vg/ph khi sử dụng B0, B10, B20 82 Hình 3.24 Sự thay đổi áp suất lớn nhất pxl max khi dùng B0, B10, B20 83 Hình 3.25 Sự thay đổi về tốc độ tăng áp suất trong xi lanh dp/d max khi sử Hình 3.23 dụng B0, B10, B20 tại n=2000 vg/ph 84 Diễn biến nhiệt độ trong xi lanh Txl tại n=2000 vg/ph khi sử dụng B0, B10, B20 85 Hình 3.27 Sự thay đổi nhiệt độ Txl max khi sử dụng B0, B10, B20 85 Hình 3.28 Ảnh hưởng của B10, B20 đến áp suất chỉ thị trung bình pi 87 Hình 3.29 Ảnh hưởng của B10, B20 đến hiệu suất chỉ thị i động cơ B2 87 Hình 3.30 Ảnh hưởng của B10, B20 đến áp suất có ích pe của động cơ B2 88 Hình 3.31 Ảnh hưởng của B10, B20 đến mô men Me của động cơ B2 90 Hình 3.32 Ảnh hưởng của B10, B20 đến ge của động cơ B2 90 Hình 3.33 Diễn biến hàm lượng NOx tại n=2000 vg/ph 91 Hình 3.34 Ảnh hưởng của B10, B20 đến mức phát thải NOx của động cơ B2 92 Hình 3.35 Ảnh hưởng của B10, B20 đến tốc độ hình thành độ khói k 93 Hình 3.36 Ảnh hưởng của B10, B20 đến độ khói k động cơ B2 93 Hình 4.1 Động cơ diesel CFR 101 Hình 4.2 Sơ đồ kết nối các trang thiết bị của phòng thử AVL – ETC 102 Hình 4.3 Đặc tính của APA-404/6PA ở chế độ phanh (a) và chế độ động cơ (b) 103 Hình 4.4 Sơ đồ nguyên lý hệ thống THA100 104 Hình 4.5 Sơ đồ nguyên lý và bố trí chung của AVL-753C và AVL-735S 105 Hình 4.6 Sơ đồ nguyên lý hệ thống AVL-735S 106 Hình 4.7 Sơ đồ nguyên lý hệ thống AVL-553 107 Hình 4.8 Sơ đồ nguyên lý hệ thống AVL-554 108 Hình 4.9 Sơ đồ nguyên lý hệ thống AVL 439 109 Hình 4.10 Kết quả thực nghiệm xác định gct của BCA HK 10 115 Hình 4.11 Ảnh hưởng của B10, B20 đến Me của động cơ B2 116 Hình 4.12 Ảnh hưởng của B10, B20 đến ge của động cơ B2 117 Hình 4.13 Ảnh hưởng của B10, B20 đến hàm lượng NOx 118 Hình 3.26 xiv Hình 4.14 Ảnh hưởng của B10, B20 đến độ khói k 118 Hình 4.15 So sánh gct tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 120 Hình 4.16 So sánh Me tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 121 Hình 4.17 So sánh ge tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 122 Hình 4.18 So sánh NOx tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 123 Hình 4.19 So sánh độ khói tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0, B10, B20 124 1 MỞ ĐẦU Trong những năm qua, tại Việt Nam nói riêng và tại các quốc gia trên thế giới nói chung có sự gia tăng nhanh về số lượng động cơ đốt trong (ĐCĐT) sử dụng làm nguồn động lực trong các lĩnh vực: nông nghiệp, công nghiệp, giao thông vận tải và nhiều ngành kinh tế khác… Sự gia tăng nhanh cả về số lượng và công suất của ĐCĐT đã khiến cho nguồn nhiên liệu hóa thạch ngày càng cạn kiệt và môi trường ngày càng bị ô nhiễm do khí thải độc hại. Để chủ động nguồn năng lượng trong tương lai và để đảm bảo an ninh năng lượng cho mỗi quốc gia, việc nghiên cứu sử dụng các loại nhiên liệu thay thế cho nhiên liệu khoáng truyền thống đã trở nên cấp bách và hết sức cần thiết. Đối với các động cơ xăng, nguồn nhiên liệu thay thế chủ yếu là các loại cồn công nghiệp biến tính (Ethanol và Methanol) được pha trộn với tỷ lệ khác nhau hoặc các loại nhiên liệu khí (bao gồm khí thiên nhiên CNG, khí dầu mỏ hóa lỏng LPG và biogas). Đối với động cơ diesel, nhiên liệu thay thế được sử dụng phổ biến hiện nay là khí dầu mỏ hóa lỏng (LPG) và nhiên liệu diesel sinh học (biodiesel). Biodiesel được sản xuất từ dầu thực vật, mỡ động vật. Đây là loại nhiên liệu có thể thay thế cho diesel khoáng và có thể pha chế với với diesel khoáng theo tỷ lệ bất kỳ. Hiện nay, tỷ lệ pha trộn thường dùng từ 6 đến 20%, [64]. Biodiesel sản xuất từ dầu thực vật đã được sử dụng cho các động cơ diesel xe tải, xe buýt và các động cơ tĩnh tại ở Pháp và Bỉ từ năm 1920, mặc dù đã gặp phải một số hạn chế nhất định. Từ năm 1950, do sự phát triển của công nghiệp dầu mỏ nên những nghiên cứu về biodiesel gần như dừng chân tại chỗ. Tuy nhiên, sau những năm 1980 việc nghiên cứu, sử dụng biodiesel (thu được dầu thực vật, mỡ động vật) đã được tái khởi động và phát triển mạnh tại Châu Âu, Mỹ và một số nước Châu Á, [14]. Do biodiesel có sự khác biệt về tính chất hóa-lý (thành phần hóa học, tỷ trọng, độ nhớt động học...) và đặc tính cháy (nhiệt trị, trị số xê tan...) so với nhiên liệu diesel truyền thống nên sẽ tác động đến các thông số đặc trưng của quy luật cung cấp nhiên liệu (góc phun sớm thực tế, sự phát triển tia phun, mức độ phun tơi...). Trong khi đó, quy luật cung cấp nhiên liệu (QLCCNL) lại là thông số đầu vào quan trọng phục vụ việc tính toán quá trình tạo hỗn hợp, diễn biến quá trình cháy và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel. Xuất phát từ các vấn đề nêu trên, việc thực hiện đề tài luận án TSKT “Nghiên cứu ảnh hưởng của nhiên liệu diesel sinh học đến các chỉ tiêu kinh tế, 2 năng lượng, môi trường của động cơ diesel“ nhằm xây dựng mô hình tính cho phép đánh giá tác động của nhiên liệu diesel sinh học đến QLCCNL, đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel (đang sử dụng nhiên liệu diesel dầu mỏ) mang tính cấp thiết và thời sự. Mục đích và phạm vi nghiên cứu Xây dựng được mô hình mô phỏng đủ độ tin cậy, cho phép đánh giá ảnh hưởng của hỗn hợp biodiesel với các mức pha trộn khác nhau đến QLCCNL, diễn biến các quá trình nhiệt động trong xi lanh, các thông số công tác, mức phát thải NOx, độ khói k của động cơ trên cơ sở ứng dụng các phần mềm mô phỏng chuyên dụng (Inject32 và Diesel-RK). Luận án tập trung nghiên cứu ảnh hưởng của hỗn hợp biodiesel có tỷ lệ pha trộn 10% và 20% đến các chỉ tiêu kinh tế (suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge); năng lượng (mô men xoắn có ích Me) và môi trường (mức phát thải NOx; độ khói khí thải k) của động cơ diesel B2. Đối tƣợng nghiên cứu Đối tượng nghiên cứu của luận án là động cơ diesel B2 (công suất định mức là Ne đm=382 kW tại n=2000 vg/ph) do Liên xô sản xuất. Tại Việt Nam, động cơ B2 được sử dụng trên các phương tiện vận tải tại các mỏ khai thác khoáng sản, phương tiện vận tải đường thủy, trên dàn khoan dầu khí và trên một số loại phương tiện cơ giới quân sự (PTCGQS)... Đây là loại động cơ diesel có công suất lớn, độ bền cao nhưng có suất tiêu hao nhiên liệu và mức độ khói cao. Loại nhiên liệu sử dụng Luận án sử dụng 3 loại nhiên liệu: nhiên liệu diesel dầu mỏ truyền thống (B0), hỗn hợp biodiesel có tỷ lệ pha trộn 10% (B10), hỗn hợp biodiesel có tỷ lệ pha trộn 20% (B20). Trong đó nguồn diesel sinh học gốc (B100) sử dụng để pha trộn tạo B10, B20 được sản xuất từ phần bã thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thô (Crude Palm Oil) thành dầu ăn (Cooking Oil), [23]. Phƣơng pháp nghiên cứu Luận án sử dụng phương pháp nghiên cứu tổng hợp, kết hợp chặt chẽ giữa nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm, nhằm thiết lập được mô hình mô phỏng đủ độ tin cậy cho phép đánh giá ảnh hưởng của biodiesel B10, B20 đến QLCCNL, diễn biến các quá trình nhiệt động trong xi lanh, các thông số công tác và mức phát thải NOx, độ khói của động cơ. Việc nghiên cứu thực nghiệm nhằm xác định một số thông số đầu vào phục vụ quá trình tính toán; đánh giá mức độ phù hợp của B10, B20 với các tiêu chuẩn, quy chuẩn hiện hành (TCVN và QCVN), đánh giá độ tin 3 cậy và hiệu chỉnh các mô hình mô phỏng đã xây dựng; lượng hóa tác động của biodiesel (B10 và B20) đến các thông số công tác, mức phát thải của đối tượng nghiên cứu là động cơ B2. Ảnh hưởng của biodiesel B10 và B20 sẽ được đánh giá trên cơ sở so sánh đối chứng với các thông số công tác của đối tượng nghiên cứu, ở cùng chế độ vận hành khi sử dụng nhiên liệu diesel dầu mỏ B0. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn * Ý nghĩa khoa học - Luận án đã đánh giá được ảnh hưởng của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường thông qua việc xây dựng, kết nối 2 mô hình mô phỏng HTPNL và mô hình mô phỏng CTCT của động cơ có xét đến các thuộc tính của biodiesel với các tỷ lệ pha trộn khác nhau (B10 và B20). Đây là cơ sở khoa học để đánh giá, lựa chọn loại nhiên liệu diesel sinh học gốc (B100) và tỷ lệ pha trộn hợp lý nhằm đảm bảo các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường trong khai thác, sử dụng động cơ diesel. - Mô hình đã xây dựng cho phép xác định các chỉ tiêu công tác, mức phát thải của động cơ diesel B2 khi sử dụng biodiesel có nguồn gốc và mức pha trộn khác nhau. Ngoài ra mô hình cũng cho phép đánh giá ảnh hưởng của các thông số đầu vào khác (thông số kết cấu, vận hành, điều chỉnh của HTPNL; các thông số kết cấu, điều chỉnh, vận hành của động cơ) đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường của động cơ B2. * Ý nghĩa thực tiễn - Các kết quả nghiên cứu của luận án là cơ sở khoa học góp phần xây dựng các tiêu chuẩn về nhiên liệu diesel sinh học B10, B20, dùng cho việc hoạch định chính sách sử dụng nhiên liệu diesel sinh học trên các phương tiện cơ giới đường bộ (PTCGĐB) nói chung, PTCGQS nói riêng. - Kết quả nghiên cứu của luận án cũng cung cấp các dữ liệu cụ thể để xem xét việc sử dụng hỗn hợp biodiesel B10, B20 làm nhiên liệu thay thế các động cơ diesel đang lưu hành tại Việt Nam. - Mô hình mô phỏng đã xây dựng, hiệu chuẩn có thể sử dụng làm tư liệu tham khảo phục vụ cho quá trình đào tạo sau đại học ngành Cơ khí động lực, Động cơ nhiệt. Ngoài ra, mô hình mô phỏng đã xây dựng của luận án đã đóng góp trực tiếp cho việc thực hiện Đề tài NCKH & PTCN cấp Quốc gia “Nghiên cứu sử dụng nhiên liệu diesel sinh học (B10 và B20) cho phương tiện cơ giới quân sự”, mã số 4 ĐT.06.12/NLSH (Thuộc Đề án Phát triển nhiên liệu sinh học đến năm 2015, tầm nhìn đến năm 2025 của Chính phủ) (luận án của NCS là một sản phẩm đào tạo Sau đại học của đề tài mã số ĐT.06.12/NLSH), [23]. Bố cục của luận án Luận án được thực hiện với 129 trang thuyết minh và 6 Phụ lục (trình bày trong 28 trang), bao gồm những nội dung chính sau: Chương 1 tập trung phân tích, đánh giá nhu cầu sử dụng nhiên liệu thay thế nói chung và biodiesel nói riêng cho động cơ diesel; sự thay đổi các thuộc tính của biodiesel so với nhiên liệu diesel truyền thống; sự ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu đến quá trình phun, tạo hỗn hợp và cháy của động cơ diesel; các vấn đề chính cần quan tâm khi sử dụng biodiesel cho động cơ diesel đang lưu hành; tình hình nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel bằng lý thuyết và thực nghiệm ở trong nước và trên thế giới. Đây là nội dung rất cần thiết nhằm xác định rõ mục đích, phương pháp, phạm vi nghiên cứu, loại nhiên liệu sẽ sử dụng, nội dung và đối tượng nghiên cứu của luận án. Chương 2 của luận án tập trung vào việc nghiên cứu cơ sở lý thuyết tính toán QLCCNL; cơ sở lý thuyết tính toán CTCT, cơ sở lý thuyết tính toán hàm lượng các chất ô nhiễm trong khí thải của động cơ diesel có xét đến thuộc tính của nhiên liệu. Nghiên cứu và lựa chọn phần mềm tính toán QLCCNL; lựa chọn phần mềm tính toán CTCT và các chỉ tiêu công tác của động cơ. Nội dung Chương 2 là cơ sở lý thuyết để xây dựng mô hình mô phỏng cho phép đánh giá ảnh hưởng của hỗn hợp biodiesel với các mức pha trộn khác nhau đến QLCCNL, diễn biến các quá trình nhiệt động trong xi lanh, các thông số công tác của động cơ. Chương 3 trình bày việc xây dựng các mô hình mô phỏng và kết quả tính toán, đánh giá ảnh hưởng của B10, B20 đến QLCCNL; đến diễn biến các quy luật nhiệt động trong xi lanh; đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 theo đặc tính ngoài. Chương 4 trình bày các nội dung liên quan đến nghiên cứu thực nghiệm nhằm xác định các thông số đầu vào; xác định thuộc tính của các loại nhiên liệu cần cho quá trình tính toán, mô phỏng; đánh giá độ tin cậy và hiệu chuẩn các mô hình mô phỏng đã được trình bày trong Chương 3. Ngoài ra, kết quả nghiên cứu thực nghiệm của Chương 4 cũng nhằm lượng hóa tác động của B10 và B20 đến các thông số công tác của đối tượng nghiên cứu là động cơ B2. Với sự trợ giúp của các 5 trang thiết bị thực nghiệm hiện đại, đồng bộ, có độ chính xác và mức độ tự động hoá cao thuộc Phòng thử Động cơ hạng nặng AVL-ETC thuộc Trung tâm Quốc gia Thử nghiệm khí thải PTCGĐB/Cục Đăng kiểm Việt Nam đã góp phần rất quan trọng cho sự thành công của công việc nghiên cứu thực nghiệm. Phần kết luận và hướng phát triển của luận án trình bày những đóng góp mới của luận án trong lĩnh vực chuyên ngành và hướng nghiên cứu tiếp theo. 6 CHƢƠNG 1. TỔNG QUAN 1.1. Biodiesel là một loại nhiên liệu thay thế cho nhiên liệu diesel dầu mỏ Mặc dù kỹ thuật thăm dò, khai thác đã ngày càng hiện đại nhưng các mỏ dầu mới phát hiện cũng như lượng dầu khai thác được trên toàn thế giới ngày càng sụt giảm. Các mỏ dầu lớn của thế giới, đặc biệt là ở vùng Trung Đông là nơi chiếm 2/3 trữ lượng dầu mỏ của thế giới, đã bắt đầu được khai thác cách đây vài chục năm. Hơn nữa, khu vực này lại là vùng đang có nhiều bất ổn về chính trị, các cường quốc đều muốn can dự để chia sẻ quyền lợi khiến cho tình hình an ninh năng lượng của thế giới ngày càng phức tạp. Hiện nay động cơ diesel là một nguồn động lực chính sử dụng phổ biến trên các PTCGĐB, phương tiện giao thông đường thủy, PTCGQS... Thời gian gần đây, xu hướng diesel hóa trên PTCGĐB thể hiện rất rõ trên phạm vi toàn cầu do chúng có ưu điểm nổi bật về công suất riêng và suất tiêu thụ nhiên liệu. Việc gia tăng sử dụng động cơ diesel đã làm tăng mạnh nhu cầu nhiên liệu diesel (tại thời điểm tháng 04/2014, giá nhiên liệu diesel tại Việt Nam là 22.680 VNĐ/lít và giá xăng A92 là 24.900 VNĐ/lít). Từ những phân tích trên cho thấy, việc nghiên cứu sử dụng các loại nhiên liệu thay thế cho nhiên liệu khoáng là rất cần thiết. Đối với động cơ xăng, nguồn nhiên liệu thay thế chủ yếu là các loại cồn công nghiệp biến tính (Ethanol và Methanol) được pha trộn với tỷ lệ khác nhau hoặc các loại nhiên liệu khí (bao gồm khí thiên nhiên CNG, khí dầu mỏ hóa lỏng LPG và biogas). Đối với động cơ diesel, nhiên liệu thay thế được sử dụng phổ biến hiện nay là khí dầu mỏ hóa lỏng (LPG) và nhiên liệu diesel sinh học (biodiesel). Hiện nay, LPG có thể sử dụng cho động cơ diesel theo 2 phương án sau: - Sử dụng tia lửa điện để đốt cháy hỗn hợp LPG-không khí hòa trộn trước: Với phương án này, LPG được cấp vào đường nạp và động cơ diesel cần được cải tạo lại (giảm tỷ số nén, thay thế hệ thống phun diesel bằng hệ thống đánh lửa...). Tuy nhiên, việc cải tạo sẽ làm giảm hiệu suất nhiệt của động cơ và không sử dụng lại được nhiên liệu diesel dầu mỏ. - Sử dụng tia nhiên liệu diesel để đốt cháy hỗn hợp LPG-không khí: Với phương án này, LPG vẫn được cấp vào đường nạp nhưng nó được đốt cháy nhờ ngọn lửa tạo ra bởi tia phun diesel. Với cách làm này, không phải thay thế hệ thống phun nhiên liệu diesel, công suất định mức và hiệu suất nhiệt của động cơ về cơ bản 7 vẫn được đảm bảo. Tuy nhiên, hạn chế của phương án này là dễ dẫn đến hiện tượng kích nổ (nhất là ở chế độ tải cao, tốc độ động cơ lớn) và tỷ lệ thay thế (về năng lượng) của LPG tương đối thấp, khoảng 20÷30 %, [31]. Ta thấy, việc sử dụng LPG cho động cơ diesel đang lưu hành còn gặp phải những khó khăn nhất định về mặt công nghệ. Ngoài ra, khi sử dụng LPG cũng sẽ làm tăng mức phát thải HC của động cơ diesel. Biodiesel được sản xuất từ dầu thực vật, mỡ động vật. Đây là loại nhiên liệu có thể thay thế cho diesel khoáng và có thể pha chế với với diesel khoáng theo tỷ lệ bất kỳ. Nguyên liệu thế hệ thứ nhất để sản xuất biodiesel bao gồm dầu thực vật ăn được (dầu hướng dương, dầu lạc, dầu dừa, dầu thầu dầu, dầu cọ, dầu đậu nành, dầu hạt bông…), mỡ động vật (mỡ cá, mỡ bò, mỡ lợn…). Tuy nhiên, các nguyên liệu này cạnh tranh với nguồn lương thực của con người nên việc sản xuất biodiesel từ các nguồn nguyên liệu trên bị Tổ chức Nông Lương thế giới lên án. Nguồn nguyên liệu thế hệ thứ 2 để sản xuất biodiesel bao gồm dầu mỡ, axit béo phế thải và nguyên liệu thế hệ thứ 3 bao gồm các loại tảo và dầu jatropha. Đây là các nguồn nguyên liệu không cạnh tranh với các nguồn lương thực của con người nên đang được quan tâm đặc biệt trong lĩnh vực sản xuất biodiesel. Việc nghiên cứu, sử dụng biodiesel thu được từ dầu thực vật, mỡ động vật đang phát triển mạnh tại Châu Âu, Mỹ và một số nước Châu Á, [14]. Tại Mỹ, tiêu thụ biodiesel đã tăng từ 10 triệu gallon (1 gallon=3,785 lít) (năm 2001) lên gần 100 triệu gallon (năm 2004) và khoảng 316 triệu gallon vào năm 2009 (Bảng 1.1). Phần lớn biodiesel được sử dụng dưới dạng B20 cho các đoàn xe công của chính phủ (xe buýt trung chuyển và dùng cho trường học, xe gạt tuyết, xe chở rác, xe chuyển thư báo và các PTCGQS). Theo dự kiến đến năm 2020 toàn bộ thiết bị quân sự trên bờ và tàu chiến đều được thay thế 50% năng lượng tiêu dùng bằng các nguồn năng lượng thay thế. Đến năm 2020, hải quân Mỹ sẽ được cung cấp khoảng 330 triệu gallon nhiên liệu biodiesel. Hiện nay, Mỹ cũng đang đầu tư rất nhiều ngân sách vào các dự án trọng điểm nhằm nghiên cứu phát triển và sử dụng B10, B20 trên các PTCGĐB, [67]. Ngoài ra, ở Mỹ đã hình thành mạng lưới các trạm cung cấp biodiesel tại hầu hết các tiểu bang. Liên minh Châu Âu là khu vực có sự phát triển mạnh của biodiesel. Theo Chỉ thị 2003/30/EC của EU, từ ngày 31/12/2005, biodiesel được pha trộn với tỷ lệ ít nhất là 2% và đến ngày 31/12/2010 với tỷ lệ pha trộn ít nhất là 5,75%. Yêu cầu này của Liên minh Châu Âu đã được một số quốc gia thực hiện sớm hơn (từ ngày 8 01/11/2005, tại Áo đã sử dụng biodiesel B5).Tại Anh, theo thống kê của Tổ chức dầu khí (AEA) trong năm 2011, tổng mức tiêu thụ nhiên liệu biodiesel của nước này là 925 triệu lít; ước tính năm 2016 có thể lên đến 1268 triệu lít và tiếp tục tăng trong những năm tiếp theo, [67]. Bảng 1.1. Lượng tiêu thụ biodiesel trên toàn cầu (năm 2009), [63] Nƣớc/khu vực Lƣợng tiêu thụ (Tỷ gallon) Toàn cầu 4,64 Đức 0,78 16 Pháp 0,70 15 Brazil 0,41 9 Ý 0,36 8 Mỹ 0,32 7 Các nước khác 2,07 45 Tỷ lệ (%) Ở khu vực Châu Á, theo báo cáo của Bộ Tài nguyên và Môi trường Indonesia, lượng tiêu thụ nhiên liệu biodiesel của nước này tăng từ 358 triệu lít năm 2011 lên 670 triệu lít năm 2012; đồng thời mức pha trộn cũng tăng từ 5% năm 2011 lên 7,5% năm 2012. Tổ chức này cũng dự đoán mức tiêu thụ biodiesel B10 tại Indonesia có thể đạt trên 1 tỷ lít trong năm 2014, [68]. Tại Thái Lan đã bắt đầu việc nghiên cứu, sử dụng nhiên liệu biodiesel từ năm 2005 nhưng với mức không đáng kể. Ngày 01/2/2008, Chính phủ Thái Lan này đã thông qua chính sách nhằm khuyến khích việc chuyển các động cơ diesel thông thường sang dùng biodiesel B2, B5. Theo thống kê lượng tiêu thụ nhiên liệu B2, B5 ở Thái Lan năm 2011 là 1,72 triệu lít/ngày, mức tiêu thụ này sẽ tăng lên trong các năm tiếp theo do chính phủ Thái Lan quy định bắt buộc dùng nhiên liệu B5 từ tháng 1 năm 2012, [69]. Việt Nam có nhiều tiềm năng về sản xuất nhiên liệu sinh học, điều kiện đất đai và khí hậu Việt Nam cho phép hình thành những vùng nguyên liệu tập trung. Mỡ cá, dầu thực phẩm thải được sử dụng để sản xuất biodiesel có thể giúp giải quyết được các vấn đề về môi trường và tăng hiệu quả kinh tế của quá trình chế biến thủy sản. Ước tính, Việt Nam có thể sản xuất khoảng 500 triệu lít biodiesel mỗi năm nếu như tổ chức quy hoạch và thực hiện vùng nguyên liệu theo hướng sử dụng đất triệt để, tạo ra nhiều loại giống có sản lượng cao và sở hữu các công nghệ tách dầu 9 từ nguyên liệu [6]. Với xu thế chung về phát triển nhiên liệu sinh học, Petro Việt Nam đã có kế hoạch đưa B10 vào sử dụng trên thị trường. Chính phủ Việt Nam đã quyết tâm phát triển nền công nghiệp nhiên liệu sinh học thông qua việc triển khai Đề án phát triển Nhiên liệu sinh học đến năm 2015, tầm nhìn đến năm 2020, [1]. Ngày 22/11/2012, Thủ tướng Chính phủ đã ký Quyết định số 53/2012/QĐ-TTg về việc ban hành “Lộ trình áp dụng tỷ lệ phối trộn nhiên liệu sinh học với nhiên liệu truyền thống”, [2]. Nguồn nguyên liệu để sản xuất biodiesel gốc B100 dùng trong nghiên cứu của Luận án là phần bã thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thô (Crude Palm Oil) thành dầu ăn (Cooking Oil). Với dân số gần 90 triệu người, Việt Nam đang sản xuất, tiêu thụ một lượng lớn dầu ăn. Theo Tổng cục Thống kê, năm 2013 Việt Nam đã sản xuất 718.000 tấn dầu ăn tinh luyện các loại. Sản lượng dầu tinh luyện năm 2014 và năm 2015 được dự báo sẽ đạt mức 774.000 và 850.000 tấn. Theo các nhà sản xuất trong nước, dầu ăn tinh chế từ dầu cọ thô chiếm thị phần lớn nhất (khoảng 70%) sau đó là dầu ăn tinh chế từ dầu đậu nành (khoảng 23%) và các loại dầu thực vật khác (khoảng 7%) [131]. Lượng bã thải của quá trình tinh luyện cọ thô thành dầu ăn là khá lớn và không cạnh tranh với nguồn lương thực của con người (theo khuyến cáo của Tổ chức Nông-Lâm Thế giới). Trước đây, phần bã thải này được sử dụng để sản xuất thức ăn gia súc hoặc xuất khẩu để làm nguyên liệu sản xuất B100. Tại Việt Nam, Phòng Thí nghiệm trọng điểm Quốc gia về công nghệ lọc, hóa dầu/Viện Hóa học Công nghiệp Việt Nam đã được đầu tư dự án (Dự án Korea Biodiesel Pilot Plant, công nghệ của Hàn Quốc) sản xuất B100 từ các loại dầu, mỡ thực vật, động vật. Do vậy, việc lựa chọn B100 có nguồn gốc từ bã thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thành dầu ăn sẽ đảm bảo được ý nghĩa về kinh tế, xã hội và môi trường. Mẫu biodiesel B100 được phân tích, đánh giá các chỉ tiêu chất lượng tại PTN trọng điểm Quốc gia về Công nghệ lọc, hóa dầu/Viện Hóa học Công nghiệp Việt Nam và Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng 1. Kết quả phân tích các chỉ tiêu của mẫu B100 được trình bày trong Bảng 1.2. Ta thấy, chất lượng của B100 hoàn toàn đáp ứng QCVN 1:2009/BKHCN [3] và TCVN 7717:2007 [5]. Trong đó, một số chỉ tiêu như: hàm lượng FAME, hàm lượng nước và cặn, điểm chớp cháy, tro sulphát, cặn các bon, trị số a xít, hàm lượng Na và Ka... đều ở mức khá tốt. Tuy nhiên, mẫu B100 có điểm đông đặc khá cao (15 0C) và độ ổn định ô xy hóa chỉ ở mức đạt yêu cầu (6,02 giờ so với mức yêu cầu tối thiểu là 6,0 giờ). 10 Bảng 1.2. Kết quả phân tích các thuộc tính của mẫu biodiesel gốc B100 TT Tên chỉ tiêu Phƣơng pháp thử Hàm lượng este metyl axit béo (FAME) EN 14103 2 Khối lượng riêng tại 15oC TCVN 6594 (ASTM D 1298) 1 3 Điểm chớp cháy TCVN 2693 (ASTM D 93) 4 Nước và cặn TCVN 7757 (ASTM D 445) o 5 Độ nhớt động học tại 40 C Đơn vị Kết quả đo mẫu B100 Giới hạn TCVN 7717:2007,[5] QCVN 1: 2009/BKHCN,[4] 98,91 min; 96,5 min; 96,5 869,3 860900 - C 152 min; 130 - % thể tích 0,020 max; 0,050 max; 0,050 % kl kg/m3 o 2 TCVN 3171 (ASTM 445) mm /s 4,1 1,96,0 1,96,0 6 Tro sulphát TCVN 2689 (ASTM D 874) % khối lượng 0,005 max; 0,020 max; 0,020 7 Ăn mòn đồng TCVN 2694 (ASTM D 130) loại 1 max; 1 - C 15 Báo cáo - ASTM D 4530 % khối lượng 0,023 max; 0,050 - 10 Trị số axit TCVN 6325 (ASTM D 664) mg KOH/g 0,06 max; 0,50 max; 0,50 11 Chỉ số iốt EN 14111/ TCVN 6122 (ISO 3961) g iốt/100 g 48 max; 120 - 12 Glycerin tự do ASTM D 6584 % kl 0,00 max; 0,020 max; 0,020 13 Glycerin tổng ASTM D 6584 % kl 0,00 max; 0,240 max; 0,240 14 Phospho ASTM D 4951 % kl 0,0002 max; 0,001 max; 0,001 15 Na và Ka EN 14108 và EN 14109 mg/kg 0,1 max; 5,0 - EN 14112 giờ 6,02 min; 6 min; 6 Không cặn và tạp chất lơ lửng - - 8 Điểm đông đặc 9 Cặn cácbon 16 Độ ổn định oxy hóa 17 Ngoại quan TCVN 3753:1995 (ASTM D 97) Quan sát bằng mắt thường o 11 1.2. Sự thay đổi thuộc tính của biodiesel so với nhiên liệu diesel dầu mỏ Nhiên liệu diesel sinh học là hỗn hợp diesel sinh học tinh khiết (còn gọi là diessel sinh học gốc, ký hiệu là B100) được pha với nhiên liệu diesel dầu mỏ (B0) có nguồn gốc hóa thạch theo một tỷ lệ nhất định về thể tích. Nhiên liệu diesel sinh học thường được ký hiệu là Bx, trong đó x là số chỉ % thể tích của diesel sinh học trong hỗn hợp (ví dụ: B20 có nghĩa là hỗn hợp có chứa 20% diesel sinh học gốc B100 và 80% diesel dầu mỏ B0; và B0 sẽ tương ứng với ký hiệu của diesel dầu mỏ, chứa 0 % diesel sinh học). Biodiesel là nguồn năng lượng có thể tái tạo, không độc và dễ phân hủy. Việc sử dụng biodiesel sẽ giúp đa dạng hóa nguồn nhiên liệu và sử dụng có hiệu quả các sản phẩm phụ của quá trình sản xuất nông nghiệp, công nghiệp nội địa. Biodiesel có thể trộn với diesel dầu mỏ theo tỷ lệ bất kỳ (đã có nhiều nghiên cứu sử dụng B100 cho ĐCĐT và PTCGĐB). Biodiesel có điểm chớp cháy cao hơn diesel dầu mỏ nên an toàn hơn trong quá trình lưu trữ, sử dụng. Việc sử dụng biodiesel sẽ làm giảm mức phát thải CO, HC và PM của động cơ (mức giảm tùy thuộc vào tỷ lệ pha trộn cũng như điều kiện thử nghiệm thực tế). Tuy nhiên, các nghiên cứu thực nghiệm cho thấy có sự gia tăng về mức phát thải NOX. Hàm lượng lưu huỳnh thấp trong biodiesel làm tăng hiệu quả làm việc, kéo dài tuổi thọ của các thiết bị xử lý khí thải của động cơ, [23]. Nhược điểm của biodiesel là giá thành thường cao hơn (ở quy mô sản xuất nhỏ, giá thành cao hơn khoảng 1,2-1,3 lần so với diesel dầu mỏ). Biodiesel có độ nhớt cao hơn nên ảnh hưởng đến khả năng phân rã tia phun và hòa trộn tạo hỗn hợp trong buồng cháy động cơ. Biodiesel có nhiệt trị thấp nên sẽ làm tăng mức tiêu thụ nhiên liệu của động cơ. Biodiesel có điểm đục và điểm rót cao hơn, mức tạo bọt cao hơn, tính tương thích vật liệu kém hơn so với diesel dầu mỏ, [23]. Biodiesel có sự thay đổi về thuộc tính so với nhiên liệu diesel dầu mỏ, sự thay đổi các thuộc tính này phụ thuộc vào tỷ lệ pha trộn và nguồn diesel sinh học gốc. Với cùng loại B100 (có cùng nguồn gốc), khi thay đổi tỷ lệ pha trộn của hỗn hợp biodiesel, các thuộc tính hóa-lý (tỷ lệ C:H:O, sức căng mặt ngoài, độ nhớt, tỷ trọng...) và đặc tính cháy (nhiệt trị thấp, trị số xê tan...) của hỗn hợp biodiesel cũng thay đổi theo nhưng với chiều hướng rất khác nhau (Bảng 1.3). Ngoài việc phụ thuộc vào tỷ lệ pha trộn, các thuộc tính, đặc tính của biodiesel còn phụ thuộc vào nguồn nguyên liệu đầu (Feedstock) để sản xuất diesel sinh học gốc B100 (Bảng 1.4). 12 Bảng 1.3. Sự thay đổi thuộc tính hóa-lý, đặc tính cháy của biodiesel theo tỷ lệ pha trộn (với B100 có cùng nguồn gốc), [99] Loại nhiên liệu Thông số B0 B10 B20 B100 C 0,87 0,8594 0,849 0,773 H 0,126 0,1251 0,124 0,118 O 0,004 0,0148 0,025 0,108 830 835.5 841 885 Sức căng mặt ngoài ở 20 C, T, [N/m] 0,028 0,03 0,031 0,043 Độ nhớt động học ở 20 C,  [cSt] 3,61 3,79 3,97 5,23 Nhiệt trị thấp, QH , [MJ/kg] 42,5 41,84 41,18 36,22 48 48,35 48,68 51,3 Thành phần hóa học Khối lượng riêng ở 20oC,  [kg/m3] o o Trị số xê tan Từ Bảng 1.3 và 1.4 cho thấy, khi thay đổi tỷ lệ pha trộn của biodiesel (hoặc nguồn gốc của B100), do sự thay đổi về thành phần hóa học (nhất là tỷ lệ C:H:O, đường cong chưng cất…) sẽ dẫn đến sự thay đổi các đặc tính cháy của hỗn hợp (trị số xê tan, tốc độ lan truyền ngọn lửa cháy tầng, khoảng giới hạn cháy, các phản ứng chính hình thành sản phẩm cháy…) của nhiên liệu nói chung. Do vậy, khi sử dụng các loại biodiesel này trong động cơ thực tế sẽ tác động trực tiếp đến các thông số nhiệt động của CTCT như tốc độ cháy, tốc độ tỏa nhiệt, diễn biến áp suất và nhiệt độ trong xi lanh... và cuối cùng, sẽ ảnh hưởng đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel, [14]. 13 Bảng 1.4. Sự thay đổi thuộc tính của hỗn hợp B10, B20 theo nguồn gốc của B100 TT Tên chỉ tiêu 1 Điểm chớp cháy cốc kín 2 Độ nhớt động học 3 Cặn cacbon 10% cặn chưng cất 4 Hàm lượng tro 5 Hàm lượng nước và cặn 6 Ổn định ô xy hóa 7 Ăn mòn mảnh đồng 8 Trị số xê tan Phƣơng pháp TCVN 6608:2000 (ASTM D 3828) / ASTM D 93 Đơn vị o B100 từ Nguồn 1 B100 từ Nguồn 2 Giới hạn Giới hạn (TCVN (ASTM B10 B20 B10 B20 5689:2005) D 7467/09) C 64 67 63 65 min; 55 min; 52 TCVN 3171:2003 (ASTM D 445) mm2/s 3,25 3,38 2,848 2,862 1,94,5 1,94,1 TCVN 6324:1997 (ASTM D 189) / ASTM D 4530 % khối lượng 0,08 0,11 0,15 0,17 max; 0,3 max; 0,35 TCVN 2690:1995 (ASTM D 482) % khối lượng 0,003 0,004 0,01 0,007 max; 0,01 max; 0,01 ASTM D 2709 % thể tích 0,005 0,005 0,0185 0,0188 max; 0,02 max; 0,05 EN 14112 Giờ 77,27 26,25 - - min; 6 min; 6 TCVN 2694:2000 (ASTM D 130) Loại 1a 1a 1a 1a max; 1a max; 1a 53,7 54,5 52,5 52,8 min; 40 min; 40 TCVN 7630 (ASTM D 613) TCVN 6594:2000 (ASTM D 1298) / ASTM D 4052 kg/l 0,8409 0,8448 0,8389 0,8402 820860 - 10 Trị số axit tổng ASTM D 664 mg KOH/g 0,034 0,042 0,056 0,063 - max; 0,30 11 Nhiệt trị ASTM D 240 MJ/kg 43,86 43,11 - - - - 9 Khối lượng riêng ở 15oC Chú thích: - Nguồn 1: B100 được chiết xuất từ phần thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thô (Crude Palm Oil) thành dầu ăn (Cooking Oil), [23]. - Nguồn 2: B100 được chiết xuất từ mỡ thải của cá Basa trong quá trình chế biến thủy sản, [19]. 14 1.3. Ảnh hƣởng của thuộc tính nhiên liệu đến quá trình tạo hỗn hợp và cháy của động cơ diesel Tác động của thuộc tính nhiên liệu đến các chỉ tiêu công tác, mức phát thải ô nhiễm của động cơ diesel có thể xem xét một cách tách biệt tương đối (vì trong thực tế chúng đều có tác động qua lại lẫn nhau) trên 2 khía cạnh: tác động của đặc tính nhiên liệu đến QLCCNL, quá trình tạo hỗn hợp và tác động của đặc tính nhiên liệu đến quá trình cháy và hình thành ô nhiễm. 1.3.1. Các nhân tố chính ảnh hưởng đến quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong động cơ diesel Quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong động cơ diesel rất phức tạp, nó xảy ra trong điều kiện dòng chuyển động rối trong không gian ba chiều phụ thuộc theo thời gian, thuộc tính của nhiên liệu, cộng với sự thay đổi liên tục của áp suất, nhiệt độ, thể tích, hàm lượng, khối lượng của môi chất công tác (do nhiên liệu diesel được phun vào xi lanh và sự rò lọt môi chất công tác). Trên Hình 1.1 thể hiện tương tác chủ yếu giữa các thông số khác nhau trong quá trình tạo hỗn hợp và cháy của động cơ diesel. Ta thấy, luôn có một số lượng lớn các chuỗi logic thể hiện sự tác động qua lại đa chiều giữa các thông số liên quan đến quá trình cháy của động cơ diesel. Ví dụ như nhiệt độ trong xi lanh tác động đến áp suất, tốc độ hóa hơi của nhiên liệu, tốc độ cháy, tốc độ giải phóng nhiệt... Đối với động cơ diesel dùng HTPNL kiểu cơ khí truyền thống có áp suất phun nhiên liệu thấp, các thông số có liên quan đến QLCCNL như: tốc độ phun nhiên liệu, thời gian phun nhiên liệu, áp suất nhiên liệu, đường kính hạt nhiên liệu phun vào xi lanh là những thông số cơ bản nhất và có tác động mạnh đến hầu hết các thông số còn lại của quá trình cháy. Mức độ xoáy lốc (vận động rối) của môi chất công tác phụ thuộc vào vị trí hiện thời của pít tông trong xi lanh, tốc độ phun nhiên liệu. Mức độ xoáy lốc sẽ tác động đến hệ số tỏa nhiệt, tốc độ màng lửa. Đồng thời, hệ số tỏa nhiệt, tốc độ màng lửa lại tiếp tục tác động đến các thông số khác và tác động đến quá trình cháy của động cơ diesel. Vận động rối của môi chất công tác trong xi lanh động cơ diesel là quá trình rất phức tạp, chịu tác động của nhiều yếu tố như kết cấu buồng cháy (chủ yếu là hình dạng đỉnh pít tông), kết cấu hệ thống nạp và tốc độ trục khuỷu động cơ. Đối với một động cơ diesel đang lưu hành (có kết cấu buồng cháy và hệ thống nạp là cố 15 định) thì mức độ vận động rối của môi chất có thể coi là không thay đổi ứng với từng chế độ vận hành cụ thể (tải và tốc độ) khi thay đổi loại nhiên liệu sử dụng. Nhiệt độ nước làm mát Tổn thất nhiệt Tổn thất nhiệt Hệ số tỏa nhiệt Công thực hiện Vị trí hiện thời của pít tông Áp suất XL, p Nhiệt độ XL, T Mức độ xoáy lốc Tốc độ màng lửa Sự phân giải Tốc độ cháy Trạng thái hỗn hợp khí Đường kính hạt nhiên liệu Tốc độ hóa hơi Tốc độ phun nhiên liệu Thành phần H. hợp khí cháy du/dt, dh/dt… Tỷ số A/F hiện thời Thời gian phun nhiên liệu Áp suất phun nhiên liệu Hình 1.1. Những tương tác chủ yếu giữa các thông số khác nhau trong quá trình cháy của động cơ diesel, [77] 1.3.2. Ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu đến QLCCNL, quá trình tạo hỗn hợp Các thuộc tính của nhiên liệu liên quan trực tiếp đến quá trình phun và quá trình tạo hỗn hợp bao gồm: tỷ trọng, độ nhớt, sức căng mặt ngoài của hạt nhiên liệu… - Với các loại BCA kiểu pít tông, tỷ trọng của nhiên liệu sử dụng có ảnh hưởng trực tiếp đến diễn biến áp suất trong hệ thống phun, động năng của chùm tia phun, lượng nhiên liệu cung cấp cho một chu trình và hệ số dư lượng không khí thực tế. Tại Mỹ, tỷ trọng trung bình của nhiên liệu diesel vào khoảng 0,835 kg/dm3. Nhiên liệu diesel tại các nước Bắc Âu (điều kiện khí hậu rất lạnh vào mùa đông) có tỷ trọng trung bình thấp hơn, khoảng 0,823 kg/dm3. Tại Châu Âu (theo Tiêu chuẩn EN 590), nhiên liệu diesel dùng PTCGĐB phải có tỷ trọng nằm trong khoảng 0,820  0,860 kg/dm3. Việc quy định giá trị thấp nhất của tỷ trọng nhằm đảm bảo thu được công suất đủ lớn với các động cơ diesel sử dụng bơm cao áp định lượng lượng nhiên liệu phun vào xi lanh theo kiểu thể tích. Còn việc quy định giá trị lớn nhất của tỷ trọng 16 nhằm mục đích tránh sự tạo khói đen quá mức ở chế độ toàn tải của động cơ diesel, [14]. Nhìn chung, hỗn hợp biodiesel có sự gia tăng nhẹ về tỷ trọng (Bảng 1.2) khi so sánh với B0. Nguyên nhân là do B100 có tỷ trọng lớn hơn B0. - Độ nhớt của nhiên liệu có ảnh hưởng đến sự lưu động của nhiên liệu qua các vị trí có tiết diện thay đổi, ma sát với thành ống… nên sẽ có ảnh hưởng trực tiếp đến diễn biến áp suất trong hệ thống phun nhiên liệu, mức độ rò lọt nhiên liệu tại các khoang trong mạch nhiên liệu cao áp và kéo theo sẽ ảnh hưởng đến lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình (gct), [24]. Nếu nhiên liệu diesel có độ nhớt quá lớn sẽ làm tăng tổn thất bơm trong bơm cao áp và vòi phun, dẫn đến làm giảm áp suất phun và tiếp theo là giảm mức độ phân rã của tia phun. Khi độ nhớt của nhiên liệu quá lớn sẽ làm tăng kích thước của các hạt nhiên liệu do đó các hạt nhiên liệu có thể bay xa hơn và có thể va đập vào thành vách buồng cháy (với các động cơ diesel phun nhiên liệu trực tiếp, tạo hỗn hợp kiểu thể tích thì đây là điều nên hạn chế). Ngược lại, khi độ nhớt của nhiên liệu giảm, sẽ dẫn đến sự gia tăng lượng nhiên liệu rò lọt tại bơm cao áp và vòi phun, sẽ làm giảm thể tích thực của nhiên liệu được vòi phun phun vào buồng cháy. Ngoài ra, độ nhớt giảm cũng làm cho kim phun nâng muộn hơn (giảm góc phun sớm thực tế). Khi độ nhớt quá thấp có thể làm cho bơm cao áp bị kẹt. Nếu nhiên liệu diesel có độ nhớt quá nhỏ thì khi phun vào xi lanh nó sẽ tạo thành các hạt quá mịn, không thể tới được các vùng xa của buồng cháy (không tận dụng hết được lượng ô xy có trong buồng cháy). Đồng thời, phần nhiên liệu được phun vào đầu tiên sẽ tự bắt cháy quá sớm, làm cho phần nhiên liệu phun vào tiếp sau sẽ bị phun vào khối khí có nhiệt độ quá cao. Do đó, phần nhiên liệu diesel phun vào sau chưa kịp bay hơi đã bị phân huỷ do tiếp xúc với khí cháy có nhiệt độ quá lớn và có thể làm tăng hàm lượng PM trong khí thải động cơ. Tại Châu Âu, độ nhớt của nhiên liệu diesel tại 40 0C phải nằm trong khoảng 2,0 4,5 mm2/s. Tại Mỹ, khoảng độ nhớt thay đổi từ 1,3  2,4 mm2/s (đối với nhiên liệu diesel dùng cho xe con) và từ 1,9  4,1 mm2/s (đối với nhiên liệu dùng cho các loại PTCGĐB khác). Nhìn chung, hỗn hợp biodiesel có độ nhớt cao hơn khi so với diesel dầu mỏ truyền thống, [14]. Đây vừa là ưu điểm nhưng cũng là nhược điểm của biodiesel. - Độ nhớt của nhiên liệu và sức căng mặt ngoài của hạt nhiên liệu là 2 thông số có tác động trực tiếp đến mức độ phân rã của tia nhiên liệu sau khi ra khỏi vòi phun. Khi sức căng mặt ngoài của hạt nhiên liệu lớn thì nó sẽ khó để bị phân rã thành các hạt nhỏ hơn và do vậy quá trình hóa hơi của chúng để tạo hỗn hợp với 17 không khí cũng sẽ khó khăn hơn. Hỗn hợp nhiên liệu diesel sinh học thường có sức căng mặt ngoài của hạt nhiên liệu lớn hơn so với nhiên liệu diesel dầu mỏ truyền thống (Bảng 1.3). 1.3.3. Ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu đến quá trình cháy và hình thành các chất ô nhiễm Các thuộc tính có ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình cháy và hình thành các chất ô nhiễm bao gồm: tỷ trọng, nhiệt trị thấp, trị số xê tan, tỷ lệ C:H:O, thành phần chưng cất, hàm lượng lưu huỳnh. - Nhiệt trị thấp: với cùng thể tích (hoặc khối lượng) nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình, giá trị nhiệt trị thấp của nhiên liệu sẽ ảnh hưởng trực tiếp đến tổng lượng nhiệt cấp cho CTCT. Ngoài ra, giá trị của nhiệt trị thấp kết hợp với tốc độ phun nhiên liệu sẽ quyết định diễn biến tốc độ tỏa nhiệt trong xi lanh. Do B100 có nhiệt trị thấp nhỏ hơn so với B0 (Bảng 1.2) nên các hỗn hợp biodiesel cũng sẽ có nhiệt trị thấp nhỏ hơn so B0. Mức độ suy giảm về nhiệt trị của B100 phụ thuộc chủ yếu vào nguồn gốc của nó, [23]. Do sự suy giảm về nhiệt trị thấp, sẽ làm giảm nhiệt độ và áp suất lớn nhất trong xi lanh khi sử dụng hỗn hợp biodiesel. Điều này sẽ ảnh hưởng đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường của động cơ diesel. - Trị số xê tan: Khả năng tự bốc cháy của nhiên liệu diesel có thể xác định thông qua trị số xê tan (đo thực nghiệm bằng động cơ CFR) hoặc chỉ số xê tan tính toán lý thuyết (thông qua đường cong chưng cất và một số thuộc tính hóa-lý của nhiên liệu), [14]. Trị số xê tan có ảnh hưởng quyết định đến thời gian cháy trễ của nhiên liệu và do vậy sẽ ảnh hưởng trực tiếp đến diễn biến nhiệt độ, áp suất trong xi lanh. Do trong thành phần hóa học có chứa nhiều ô xy hơn (Bảng 1.2) nên hỗn hợp biodiesel thường có trị số xê tan thực nghiệm cao hơn so với diesel truyền thống, [14]. Đây là một ưu điểm của biodiesel khi xét về góc độ tạo hỗn hợp và cháy. -Tỷ lệ C:H:O là một trong các thông số quan trọng khi đánh giá về thành phần hóa học của nhiên liệu diesel. Tuy nhiên, việc phân tích, xác định chính xác tỷ lệ C:H:O có giá thành cao và đòi hỏi cao về trang thiết bị thực nghiệm, [70]. Do B100 có sự gia tăng về ô xy (O), sự suy giảm về cacbon (C) và hydro (H) (Bảng 1.2) khi so với B0 nên sẽ có tác động khác nhau đến quá trình cháy và hình thành các chất ô nhiễm của động cơ diesel. Một mặt, hỗn hợp biodiesel có chứa nhiều ô xy hơn dẫn đến nhiệt độ cực đại của quá trình cháy tăng, tăng hàm lượng ô xy trong vùng cháy nên có xu hướng làm tăng hàm lượng NOx trong khí thải. Mặt khác, cũng do nhiệt 18 độ vùng cháy và hàm lượng ô xy cao hơn nên lại giúp cải thiện tốt về độ khói (giảm hàm lượng PM), [14]. - Thành phần chưng cất: Nhiên liệu diesel là một hỗn hợp của rất nhiều hydrocacbon có phân tử lượng khác nhau, có nhiệt độ sôi thay đổi trong một khoảng rộng. Thông qua thành phần chưng cất (có thể đánh giá qua nhiệt độ các điểm chưng cất theo % thể tích) ta có thể biết được tỷ lệ của các nhóm hydrocacbon cũng như khả năng bay hơi của nhiên liệu diesel. Rõ ràng là, khả năng bay hơi của nhiên liệu sẽ ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình tạo hỗn hợp, phát triển màng lửa và do đó sẽ ảnh hưởng đến diễn biến nhiệt độ, áp suất trong xi lanh động cơ diesel. Thành phần chưng cất cũng có liên quan đến tỷ trọng của nhiên liệu diesel. Sự gia tăng về tỷ trọng và nhiệt độ điểm chưng cất 90% thể tích của nhiên liệu diesel thường dẫn tới sự gia tăng về hàm lượng PM trong khí thải. Tiêu chuẩn của Mỹ (ASTM D 975-94) quy định rõ 2 mức về thành phần chưng cất đối với nhiên liệu diesel dùng cho PTCGĐB: loại thứ nhất (dùng cho động cơ diesel xe con), phải có 90% thành phần được chưng cất tại nhiệt độ 288 0C; loại thứ 2 (dùng cho phương tiện vận tải thương mại), phải có 90% được chưng cất trong khoảng nhiệt độ từ 282383 0C. Tiêu chuẩn của Châu Âu (EN 590) yêu cầu thành phần chưng cất bắt buộc với nhiên liệu diesel phải là: nhỏ hơn 65% tại 250 0C; lớn hơn 85% tại 350 0C và lớn hơn 95% tại 370 0C. Biodiesel sinh học gốc B100 thường có tỷ trọng và nhiệt độ điểm chưng cất 90% thể tích cao hơn khi so sánh với B0, [14]. Do vậy, các hỗn hợp biodiesel cũng thường có tỷ trọng và nhiệt độ điểm chưng cất 90% thể tích cao hơn so với B0. Tuy nhiên, sự chênh lệch về tỷ trọng và nhiệt độ điểm chưng cất 90% thể tích của biodiesel so với diesel là khá nhỏ, [23]. - Hàm lượng lưu huỳnh: Hàm lượng lưu huỳnh trong nhiên liệu diesel phụ thuộc vào nguồn gốc dầu thô và phương pháp tinh lọc tiếp theo. Khi hàm lượng lưu huỳnh tăng sẽ có xu hướng làm giảm nhiệt độ cháy của nhiên liệu diesel nên có xu hướng làm tăng hàm lượng PM trong khí thải. Do có nguồn gốc sinh học nên B100 thường có hàm lượng lưu huỳnh thấp hơn khi so sánh với B0. Chính vì vậy, các hỗn hợp biodiesel cũng thường có hàm lượng lưu huỳnh thấp hơn khi so sánh với B0 [14], [23]. Đây cũng là một ưu điểm khác của biodiesel. Ta thấy, hỗn hợp biodiesel có sự thay đổi các thuộc tính hóa-lý và các đặc tính cháy khi so với nhiên liệu diesel dầu mỏ truyền thống. Sự thay đổi của các thông số này có chiều hướng khác nhau và tác động của chúng đến các chỉ tiêu công tác, mức phát thải ô nhiễm của động cơ diesel là phức tạp, đan xen. Do vậy, khi chuyển sang sử 19 dụng biodiesel, cần đánh giá một cách lượng hóa tác động của những sự thay đổi này đến QLCCNL, đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel. 1.4. Các vấn đề cần quan tâm khi sử dụng biodiesel cho động cơ 1.4.1. Mức pha trộn và kinh nghiệm sử dụng thực tế 1.4.1.1. Với mức pha trộn nhỏ (≤ 5%): Một số khu vực trên thế giới đã sử dụng biodiesel B2. Với mức pha trộn này, biodiesel chỉ đóng vai trò như một chất phụ gia đối với nhiên liệu và không gây ảnh hưởng đến công suất ra, sự làm việc của hệ thống bôi trơn, độ bền và đặc tính ô nhiễm của động cơ. Các kết quả nghiên cứu về sử dụng B5 cho động cơ diesel tại nhiều quốc gia cũng cho thấy không xuất hiện các vấn đề liên quan đến công suất ra, sự làm việc của hệ thống bôi trơn, độ bền và đặc tính ô nhiễm của động cơ. Các phương tiện dùng B5 đều vận hành tốt giống như khi sử dụng B0. Chính vì vậy, các quốc gia sử dụng biodiesel đều cho phép phân phối B5 một cách bình thường trong hệ thống phân phối nhiên liệu, [14]. Tuy nhiên, nếu chỉ dừng ở mức pha trộn ≤ 5% thì hiệu quả thay thế chưa cao, chưa tận dụng hết thế mạnh của các nước có tiềm năng cung cấp nguyên liệu để sản xuất biodiesel (trong đó có Việt Nam). 1.4.1.2. Với mức pha trộn trung bình (từ 6 đến 20%): Hiện nay, biodiesel thường được sử dụng với mức pha trộn trung bình (từ 6 đến 20 %), thường gặp là B10 và B20. Tại Mỹ, [64] các kết quả nghiên cứu bài bản, trên diện rộng cho thấy có đủ điều kiện để sử dụng B20 cho các PTCGĐB đang lưu hành nhưng cần quan tâm đến các vấn đề sau: - Đảm bảo chất lượng của biodiesel gốc B100 dùng để phối trộn: B100 phải đáp ứng ASTM D6751; B10, B20 phải đáp ứng ASTM D7467-08/09, [46]. Đặc tính nhiệt độ lạnh của B20 không tốt bằng diesel dầu mỏ nên cần đảm bảo thuộc tính của B20 là phù hợp với vùng địa lý và thời gian sử dụng trong năm. - Về thời gian lưu trữ: Tránh lưu trữ B10, B20 trong thời gian dài để tránh sự suy giảm chất lượng (biodiesel nên sử dụng trong vòng 6 tháng kể từ thời điểm phối trộn). Nếu lưu trữ biodiesel trên 6 tháng, cần cân nhắc việc sử dụng phụ gia. - Bảo dưỡng hệ thống nhiên liệu: Khi sử dụng B20 lần đầu, cần thay thế hoặc bảo dưỡng các bầu lọc nhiên liệu sớm hơn (do biodiesel có đặc tính làm sạch, nó sẽ tẩy rửa các lớp cặn nhiên liệu đọng bám trên bề mặt các chi tiết thuộc hệ thống cung cấp nhiên liệu). 20 1.4.1.3. Với mức pha trộn lớn (trên 20 %): - Phần lớn các hãng sản xuất hệ thống phun nhiên liệu, động cơ và ô tô tại Mỹ chưa ủng hộ việc sử dụng biodiesel với tỷ lệ pha trộn trên 20% do thiếu những nghiên cứu chi tiết về tác động của các hỗn hợp có tỷ lệ pha trộn cao đến hệ thống nhiên liệu và động cơ, [62]. Hỗn hợp cao hơn B20 có thể không được xem như một loại nhiên liệu thay thế trực tiếp đối với nhiên liệu diesel dầu mỏ và cần có sự phòng ngừa bổ sung cũng như những thay đổi cần thiết đối với hệ thống cung cấp nhiên liệu và động cơ. - Hiện nay, tiêu chuẩn ASTM D7467-09, [46] cũng mới chỉ dừng ở mức quy định đặc tính kỹ thuật của hỗn hợp từ B6 đến B20 mà chưa xét đến các hỗn hợp có mức pha trộn cao hơn. Với những căn cứ, phân tích như trên, trong phạm vi nghiên cứu của luận án, NCS chỉ tập trung vào 2 loại hỗn hợp biodiesel là B10, B20. Điều này cũng phù hợp với “Lộ trình áp dụng tỷ lệ phối trộn nhiên liệu sinh học với nhiên liệu truyền thống” của Chính phủ, [2]. 1.4.2. Các vấn đề cần quan tâm khi sử dụng biodiesel ở mức pha trộn trung bình - Tính tương thích vật liệu: Biodisel có thể tác động xấu đối với một số loại cao su, nhựa. Ngoài ra, với các loại vật liệu như đồng, thiếc, đồng thau, sắt mạ, chì và kẽm có thể xuất hiện hiện tượng đọng bám trên bề mặt [48], [49]. Đây là nguyên nhân chính dẫn đến một số loại động cơ diesel (và hệ thống nhiên liệu của chúng) được chế tạo trước năm 1994 thường không tương thích hoàn toàn với B10, B20. - Tính ổn định của nhiên liệu: Do tính ổn định lưu trữ thấp hơn nên biodiesel có khả năng gây ra hiện tượng đọng bám ở vòi phun, làm tắc bầu lọc nhiên liệu. Biodiesel có xu hướng kém ổn định hơn khi tăng tỷ lệ pha trộn của hỗn hợp. - Hiện tượng pha loãng dầu bôi trơn: Sự làm loãng dầu nhờn là vấn đề quan trọng đối với cả nhiên liệu diesel truyền thống và biodiesel. Do biodiesel có độ nhớt và sức căng bề mặt cao hơn diesel dầu mỏ nên có xu hướng hình thành các hạt nhiên liệu có kích thước lớn hơn khi rời khỏi vòi phun. Do vậy, biodiesel có xu hướng đọng bám ở dạng lỏng trên thành xi lanh và sẽ lọt xuống các te sau khi đi qua xéc măng. Tại các te, biodiesel có thể bị suy biến thành axít hữu cơ và nó có thể tác động với kim loại dẫn đến sự hình thành các chất cặn lắng. - Ảnh hưởng đến mức độ mài mòn các chi tiết chính của hệ thống phun nhiên liệu và động cơ diesel: Đa số nghiên cứu đều cho thấy, khi dùng biodiesel có thể làm giảm mức độ mài mòn các chi tiết chính của hệ thống phun nhiên liệu và động 21 cơ (chủ yếu là do sự gia tăng nhẹ về độ nhớt của hỗn hợp biodiesel) so với khi dùng nhiên liệu diesel dầu mỏ, [23], [58]. - Ảnh hưởng đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ: Tỷ trọng, độ nhớt, nhiệt độ chưng cất 90% thể tích, hàm lượng ô xy, trị số xê tan của biodiesel thường cao hơn so với diesel dầu mỏ; biodiesel thường có nhiệt trị thấp thấp hơn khi so sánh với diesel dầu mỏ. Các yếu tố trên sẽ ảnh hưởng trực tiếp đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel (chúng có xu hướng làm giảm mô men xoắn có ích, tăng suất tiêu hao nhiên liệu có ích của động cơ; làm tăng mức phát thải NOx nhưng lại cải thiện được về độ khói khí thải). Đây là vấn đề cơ bản, quan trọng cần được quan tâm và trong luận án của mình, NCS sẽ tập trung nghiên cứu về vấn đề này. 1.5. Tình hình nghiên cứu ảnh hƣởng của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lƣợng, môi trƣờng của động cơ diesel 1.5.1. Trên thế giới Việc nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của biodiesel đến động cơ và phương tiện nói chung; đánh giá ảnh của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel nói riêng đã được nhiều tác giả, tổ chức trên thế giới quan tâm nghiên cứu. Chandra B. Prakash, [56] đã nghiên cứu, đánh giá việc sử dụng biodiesel cho các phương tiện vận tải tại Canada. Công trình nghiên cứu này đã rà soát, đánh giá tình hình nghiên cứu sử dụng diesel trước đó; phân tích các dữ liệu về tác động của biodiesel đến mức phát thải, hiệu suất làm việc và độ bền của động cơ; đánh giá tiềm năng sản xuất và sử dụng biodiesel tại Canada nhằm giúp Bộ Giao thông vận tải và Môi trường Canada hoạch định chính sách, hỗ trợ kỹ thuật cho việc sử dụng nhiên liệu diesel sinh học cho các phương tiện vận tải tại nước này. Năm 2009, Đại học thuộc Tiểu bang California, [57] đã đưa ra một báo cáo tổng hợp từ kết quả nghiên cứu của các công trình nghiên cứu khác nhau nhằm đánh giá tác động của biodiesel đến các phương tiện tại bang California. Báo cáo nhằm cung cấp cho bang California thông tin về tác động của biodiesel đến sức khỏe con người và môi trường (không khí, đất, nước…) ở tất cả các giai đoạn từ sản xuất nguyên liệu, pha chế, lưu trữ, vận chuyển và sử dụng. Đưa ra được những đánh giá dựa trên việc tổng hợp thông tin từ các công trình nghiên cứu khác nhau về tác động của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, môi trường của động cơ diesel. 22 Công trình nghiên cứu của Ayhan Demirbas, [52] và các cộng sự đã góp phần nghiên cứu sử dụng biodiesel làm nhiên liệu thay thế cho động cơ diesel. Công trình đã nghiên cứu các vấn đề tổng quan về nhiên liệu biodiesel như: các nguồn nguyên liệu sản xuất biodiesel B100 (từ dầu thực vật và mỡ động vật); sự thay đổi thuộc tính của nhiên liệu biodiesel theo nguồn nguyên liệu đầu vào, ảnh hưởng của nhiên liệu biodiesel đến chính sách năng lượng. Tuy nhiên, công trình này mới dừng ở mức phân tích tổng quan, hoàn toàn là nghiên cứu lý thuyết. Công trình nghiên cứu của R. Verbeek, R.T.M. Smokers , G. Kadijk, [59] đã góp phần nghiên cứu tác động của nhiên liệu sinh học (biofuel) đối với sự phát thải các chất gây ô nhiễm không khí từ PTCGĐB. Công trình nghiên cứu này dựa trên các báo cáo điều tra, khảo sát, phân tích đã có nhằm đưa ra dự báo tổng quan về ảnh hưởng của việc sử dụng biofuel đến lượng phát thải từ PTCGĐB đến năm 2020. Báo cáo tập trung vào các vấn đề cơ bản bao gồm: loại biodiesel sẽ được sử dụng rộng rãi đến năm 2020; xu hướng phát triển các loại động cơ đốt trong (xăng và diesel) nhằm sử dụng tốt các loại biofuel; phương án cải tiến công nghệ động cơ cho phù hợp với việc sử dụng biofuel nhằm giảm thiểu ô nhiễm môi trường do khí thải. Công trình nghiên cứu này đã có những đề xuất nhất định với Chính phủ Hà Lan trong việc khuyến khích sử dụng, phát triển biofuel tại nước này đến năm 2020. Năm 2002, Phòng Quản lý Kỹ thuật giao thông & Kiểm soát môi trường thuộc Cơ quan Bảo vệ môi trường Mỹ, [53] đã tiến hành phân tích ảnh hưởng của biodiesel đến mức phát thải các chất ô nhiễm của động cơ bằng nghiên cứu thực nghiệm. Đối tượng nghiên cứu là các loại động cơ sử dụng biodiesel lắp trên các phương tiện vận tải hạng nặng, hạng nhẹ. Kết quả nghiên cứu đã góp phần cung cấp dữ liệu cho các bên liên quan để có thể đánh giá lượng hóa được hiệu quả của việc sử dụng biodiesel. Công trình nghiên cứu của D.Y.C. Leung, [54] và các cộng sự đã nghiên cứu tính khả thi của việc việc sử dụng biodiesel tại Hồng Kông. Công trình này tập trung vào nghiên cứu thực nghiệm (trên 10 mẫu xe đại diện cho các nhóm xe lắp động cơ diesel được sản xuất trong các năm từ 1990 đến 1999, đang lưu hành tại Hồng Kông) trên bệ thử COP 1.04 nhằm đánh giá tác động của các biodiesel đến công suất và mức độ ô nhiễm của động cơ. Biodiesel sinh học gốc B100 được tác giả sử dụng trong nghiên cứu thực nghiệm gồm 3 loại: được chiết xuất từ dầu hạt cải, hai loại còn lại được chiết xuất từ dầu và mỡ thải. Đối với mỗi loại B100 (có nguồn gốc khác nhau), 3 loại hỗn hợp nhiên liệu với tỷ lệ pha trộn khác nhau được 23 sử dụng là B0, B20 và B100. Nghiên cứu này đã cung cấp những dữ liệu quan trọng cho việc hoạch định kế hoạch sử dụng biodiesel tại Hồng Kông. Tuy nhiên, với cách tiếp cận chủ yếu bằng thực nghiệm trên bệ thử nên kết quả nghiên cứu chỉ đúng với một số loại động cơ, xe cụ thể. Ngoài ra, tác động của biodiesel đến QLCCNL, quá trình hình thành và phát triển tia phun, các quy luật nhiệt động trong xi lanh chưa được đề cập đến. Các tác giả Zhihao Ma, Zuohua Huang, Chongxiao Li, Xinbin Wang, và Haiyan Miao, [65] đã tập trung nghiên cứu thực nghiệm ảnh hưởng của thời điểm phun nhiên liệu (góc phun sớm – GPS) đến mức độ phát thải ô nhiễm của động cơ khi sử dụng hỗn hợp nhiên liệu diesel và propane với tỷ lệ pha trộn khác nhau. Đối tượng nghiên cứu là động cơ diesel TY1100 (4 kỳ, 1 xi lanh, dùng hệ thống phun cơ khí truyền thống, làm mát bằng nước, công suất định mức là 10kW tại tốc độ n=2200 vg/ph). Kết quả nghiên cứu đã đánh giá được ảnh hưởng của GPS (150, 170 và 190) đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ khi sử dụng hỗn hợp diesel và propane với tỷ lệ propane khác nhau. Năm 2010, các tác giả B.Rajendra Prasath, P.Tamilporai và Mohd.F.Shabir, [66] đã nghiên cứu xây dựng mô hình lý thuyết và nghiên cứu thực nghiệm về quá trình cháy và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng của động cơ diesel (công suất 55 kW tại n= 1500 vg/ph, tỷ số nén 16:1, phun nhiên liệu trực tiếp, có tăng áp tuabin khí xả) khi sử dụng B20 được chiết xuất từ hạt cây jatropha. Nghiên cứu đã đưa ra được các kết quả mô phỏng về diễn biến nhiệt độ và áp suất trong xi lanh, các đường đặc tính công suất và suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ… Kết quả mô phỏng được kiểm chứng bằng thực nghiệm trên động cơ diesel nghiên cứu. Tuy nhiên, nhóm tác giả chưa đánh giá đầy đủ được ảnh hưởng của sự thay đổi các thuộc tính của B20 đến QLCCNL cũng như quá trình hình thành và phát triển của tia phun. Trong luận án TSKT (Cơ sở sử dụng nhiên liệu sinh học làm nhiên liệu động cơ máy kéo nông nghiệp), [100] của mình, tác giả Kirieva N.X đã tiến hành nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm việc sử dụng biodiesel cho động cơ diesel máy kéo. Nghiên cứu được tiến hành đối với hỗn hợp biodiessel được pha trộn từ mêtyl ete dầu hạt cải (MEDC) và diesel dầu mỏ, với các tỷ lệ pha trộn khác nhau (B25, B50, B75). Kết quả nghiên cứu thực nghiệm trên động cơ diesel D240 (lắp trên máy kéo MTZ-80) đã chỉ ra rằng việc sử dụng biodiesel với tỷ lệ pha trộn như trên làm giảm không đáng kể hiệu suất có ích của động cơ (từ 1,54,6%), tương ứng với hiệu suất 24 nằm trong khoảng 0,3050,326 so với 0,3100,329 khi sử dụng B0, còn độ khói khí thải của động cơ tương ứng giảm từ 6,1  52,7%. Trong luận án TSKT, tác giả Phadiev X.A, [101] đã tiến hành nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm ảnh hưởng của việc sử dụng B20 được xử lý bằng sóng siêu âm đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường của động cơ diesel. Trên cơ sở nghiên cứu của mình, tác giả đã sáng chế ra thiết bị tạo sóng siêu âm gắn vào hệ thống cung cấp nhiêu liệu của động cơ để xử lý nhiên liệu trước khi cấp vào buồng cháy. Việc sử dụng thiết bị tạo sóng siêu âm này cho phép giảm ma sát, ăn mòn trong một số chi tiết của động cơ lên tới 16%; công suất động cơ sử dụng B20 được xử lý bằng sóng siêu âm tại chế độ n=1800 vg/ph chỉ giảm 5% so với 9,8% khi sử dụng B20 không qua xử lý; mức tiêu thụ nhiên liệu giảm 5% so với nhiên liệu không qua xử lý; độ khói của động cơ khi sử dụng B20 chưa xử lý giảm 8%, khi được xử lý giảm 12-18% so với khi sử dụng nhiên liệu diesel dầu mỏ (B0). 1.5.2. Tại Việt Nam Với đặc thù là một nước nông nghiệp, Chính phủ Việt Nam đã quyết tâm xây dựng nền công nghiệp nhiên liệu sinh học và đẩy mạnh việc sử dụng nhiên liệu sinh học nói chung, nhiên liệu diesel sinh học nói riêng tại Việt Nam [1], [2]. Thực hiện chủ trương này của Chính phủ, nhiều đề tài/dự án, công trình nghiên cứu về biodiesel đã được triển khai và đã đạt được những kết quả ban đầu. Trong đề tài NCKH và PTCN cấp Nhà nước, [21] tác giả Đỗ Duy Thanh và cộng sự đã nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm việc sử dụng nhiên liệu sinh học diesohol (hỗn hợp pha trộn của cồn khan công nghiệp với diesel dầu mỏ truyền thống) cho động cơ DSC-80 trên bệ thử KI-2109. Tuy nhiên, khi tính toán CTCT và các chỉ tiêu công tác (công suất, suất tiêu hao nhiên liệu...) của động cơ DSC-80 bằng phần mềm mô phỏng GT-Power các tác giả không tính toán QLCCNL mà chỉ sử dụng kết quả thử nghiệm đo lượng cung cấp nhiên liệu (trên bệ thử bơm cao áp) để làm dữ liệu đầu vào cho quá trình tính toán. Các thuộc tính của hỗn hợp nhiên liệu có liên quan trực tiếp đến quá trình tính toán CTCT cũng chưa được phân tích, đề cập chi tiết. Trong đề tài NCKH và PTCN cấp Nhà nước, [22], tác giả Đặng Văn Uy và cộng sự đã nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm việc sử dụng hỗn hợp dầu thực vật thô (chưa qua quá trình biến đổi thành diesel sinh học gốc B100) với nhiên liệu diesel dầu mỏ theo các tỷ lệ pha trộn 5, 10, 15, 20% cho động cơ diesel tàu thủy 25 6LU32 và K657 M2 6Ч18/14. Trong phần nghiên cứu lý thuyết, các tác giả cũng đã xây dựng được chương trình tính toán CTCT của động cơ diesel. Tuy nhiên, QLCCNL đã không được tính toán và chưa được lồng ghép vào trong chương trình tính này. Ngoài ra, các hệ phương trình đã dùng để xây dựng chương trình tính chưa cho phép đánh giá ảnh hưởng của sự thay đổi thuộc tính của hỗn hợp nhiên liệu đến các quy luật nhiệt động bên trong xi lanh động cơ cũng như các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của đối tượng nghiên cứu. Ngoài các đề tài, dự án thuộc Đề án “Phát triển nhiên liệu sinh học đến năm 2015, tầm nhìn đến năm 2025“, tại một số cơ sở đào tạo và nghiên cứu trong nước cũng đã tiến hành các nghiên cứu về biodiesel. Tuy nhiên, phần lớn các nghiên cứu này đang tập trung vào việc sản xuất, điều chế biodiesel từ các loại nguyên liệu đầu vào khác nhau mà ít tập trung vào việc nghiên cứu sử dụng biodiesel cho PTCGĐB; hoặc một số nghiên cứu mới chỉ tập trung đánh giá tác động của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel bằng thực nghiệm trên bệ thử hoặc trên đường. Năm 2009, Viện Hóa học công nghiệp Việt Nam, đã thực hiện đề tài độc lập cấp Nhà nước “Đánh giá hiện trạng công nghệ sản xuất và thử nghiệm hiện trường nhiên liệu sinh học biodiesel từ mỡ cá nhằm góp phần xây dựng tiêu chuẩn Việt Nam về biodiesel”, [20]. Đề tài đã nghiên cứu hoàn thiện công nghệ sản xuất B5 với nguyên liệu đầu vào là mỡ cá basa và sản xuất thử nghiệm một lượng lớn B5 phục vụ nghiên cứu. Các kết quả thử nghiệm chạy bền động cơ trong phòng thí nghiệm, chạy xe hiện trường đều cho thấy B5 tương thích tốt với động cơ (trong đó, một số chỉ tiêu được đánh giá là tốt hơn). Đề tài có cách tiếp cận khá bài bản khi nghiên cứu tính tương thích của B5 với động cơ diesel, với khối lượng nghiên cứu thực nghiệm khá lớn. Tuy nhiên, do tập trung nhiều vào công tác thử nghiệm hiện trường nên đề tài này chưa đánh giá được một cách chi tiết tác động của B5 (và biodiesel nói chung) đến quá trình phun nhiên liệu, tạo hỗn hợp, cháy và hình thành các chất ô nhiễm; khả năng khởi động nguội; các đặc tính động lực học của phương tiện cũng chưa được xem xét một cách chi tiết... Trong luận án TSKT của mình, tác giả Phan Minh Đức, [87] đã nghiên cứu ảnh hưởng của thành phần nhiên liệu đến đặc tính cháy của động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG-diesel; hiệu quả của việc phun mồi bằng biodiesel đến đặc tính cháy của động cơ lưỡng nhiên liệu LPG-biodiesel; ảnh hưởng của thời gian phun đến đặc tính cháy của động cơ lưỡng nhiên liệu LPG-diesel và LPG-biodiesel. Luận án của 26 tác giả tập trung toàn bộ vào nghiên cứu thực nghiệm trên động cơ diesel Ford WL2.5L (4 xi lanh, phun nhiên liệu gián tiếp, dùng 1 vòi phun kiểu chốt, buồng cháy kiểu Ricardo) theo chu trình thử ECE15+EUDC. Thông qua việc ghi nhận áp suất trong xi lanh kết hợp với việc quan sát buồng cháy tác giả đã đánh giá được hiệu suất nhiệt, suất tiêu thụ năng lượng, tốc độ tỏa nhiệt và một số hiện tượng xảy ra trong buồng cháy (hình thành tia phun, phân bố màng lửa, nhiệt độ màng lửa, hàm lượng PM trong buồng cháy) ứng với các phương án và loại nhiên liệu thử nghiệm khác nhau. Về mặt lý thuyết, tác giả không xây dựng mô hình tổng thể để phục vụ mục đích nghiên cứu mà chỉ trích dẫn một số công thức, phương trình phục vụ cho việc bàn luận về kết quả thực nghiệm. QLCCNL cũng không được tính toán chi tiết mà chỉ phân tích một cách định tính dựa theo tài liệu kỹ thuật về bơm cao áp kiểu phân phối (hãng Bosch) được dùng trên động cơ thử nghiệm. Trong luận án TSKT của mình, tác giả Nguyễn Hà Hiệp, [102] đã khảo sát, hệ thống hóa các phương pháp để giảm mức độ độc hại khí thải của động cơ diesel nói chung và động cơ diesel tàu thủy nói riêng. Luận án tập trung nghiên cứu sử dụng nhiên liệu thay thế DME (Dimethyl Ether) được tổng hợp từ khí thiên nhiên cho động cơ diesel bằng phương pháp kết hợp giữa lý thuyết (tính toán sơ bộ các thông số công tác và các chỉ số môi trường của động cơ khi sử dụng DME) và thực nghiệm (cấp DME ở thể hơi vào đường nạp của động cơ). Kết quả nghiên cứu cho thấy, với tỉ lệ DME/không khí thích hợp, nồng độ NOx và độ khói của động cơ giảm đáng kể. Khi thử nghiệm cung cấp DME cho động cơ ở thể lỏng (thông qua vòi phun riêng vào đường nạp) nồng độ NOx giảm từ 3-4 lần, trong khi công suất giảm không đáng kể. Luận án TSKT của tác giả Lê Quốc Phong, [88] đã đánh giá ảnh hưởng của việc sử dụng nhiên liệu thay thế và tuần hoàn khí thải EGR đến các thông số nhiệt động và mức phát thải ô nhiễm của động cơ diesel hạng nặng. Các loại nhiên liệu thay thế được sử dụng trong luận án bao gồm: Methyl Ester chiết suất từ dầu hạt cải, hỗn hợp nhiên liệu Ethanol và diesel, hỗn hợp Ethanol + diesel và RME, hỗn hợp RME và diesel với các tỷ lệ pha trộn khác nhau. Toàn bộ nghiên cứu đều được tiến hành bằng thực nghiệm trên động cơ diesel DEUTZ BF6M 1013 EC. Với cách tiếp cận hoàn toàn bằng thực nghiệm cho một động cơ cụ thể nên không thể dự báo quy luật thay đổi các thông số nhiệt động và mức phát thải của động cơ ứng với các chế độ khảo sát hoặc tỷ lệ, loại nhiên liệu sử dụng khác nhau. 27 Luận án TSKT của tác giả Nguyễn Đức Minh, [28] đã góp phần nghiên cứu khả năng thay thế nhiên liệu diesel dầu mỏ bằng nhiên liệu mới được tạo ra từ dầu thực vật. Đề tài tập trung nghiên cứu các giải pháp xử lý để dầu đậu tương có tính chất hóa lý gần với tính chất của nhiên liệu diesel dầu mỏ bằng phương pháp pha loãng và este hóa; tiến hành thử nghiệm loại hỗn hợp nhiên liệu này trên động cơ diesel có kết cấu buồng cháy khác nhau (AD3.152 và 4C90) để đánh giá ảnh hưởng của dầu đậu tương đến các thông số công tác, mức phát thải của chúng. Phần nghiên cứu lý thuyết, tác giả không nghiên cứu tính toán CTCT mà chỉ dừng lại ở việc đánh giá, phân tích sơ bộ, định tính ảnh hưởng của nhiên liệu diesel sinh học đến diễn biến chu trình công tác của động cơ diesel; các phương pháp xử lý dầu thực vật và một số yếu tố tác động... mà hoàn toàn chưa đề cập đến ảnh hưởng của thuộc tính biodiesel đến QLCCNL, diễn biến quá trình tạo hỗn hợp-cháy, quá trình hình thành các chất ô nhiễm trong động cơ. Trong khuôn khổ đề tài NCKH & PTCN cấp Quốc gia “Nghiên cứu sử dụng nhiên liệu diesel sinh học (B10 và B20) cho phương tiện cơ giới quân sự”, mã số ĐT.06.12/NLSH (thuộc Đề án Phát triển nhiên liệu sinh học đến năm 2015, tầm nhìn đến năm 2025 của Chính phủ), [23], tác giả Nguyễn Hoàng Vũ và cộng sự đã nghiên cứu khá toàn diện khả năng sử dụng biodiesel B10, B20 cho PTCGQS. Trong đó, đối với phương tiện, đã đánh giá được ảnh hưởng của B10, B20 đến đặc tính cơ động (vận tốc và gia tốc lớn nhất ứng với từng số truyền, quãng đường tăng tốc, dự trữ hành trình, lực kéo riêng, góc dốc lớn nhất vượt được...) bằng cả lý thuyết (sử dụng phần mềm Matlab/Simulink) và thực nghiệm hiện trường (với các trang thiết bị thực nghiệm hiện đại, có độ chính xác cao). Đối với động cơ, đề tài này đã đánh giá chi tiết, bài bản bằng thực nghiệm về mức độ tương thích vật liệu của B10 và B20; mức độ ổn định của B10, B20 khi lưu trữ dài hạn trên phương tiện; tác động của B10, B20 đến đặc tính của dầu bôi trơn động cơ; tác động của B10, B20 đến mức độ mài mòn các chi tiết chính của HTPNL và động cơ diesel. Hơn nữa, tác động của B10, B20 đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel đã được đánh giá chi tiết, bài bản thông qua việc kết hợp giữa nghiên cứu lý thuyết (sử dụng các phần mềm mô phỏng chuyên dụng) và thực nghiệm (trên bệ thử động cơ AVL-ETC với các trang thiết bị đồng bộ, hiện đại). Mô hình mô phỏng đã xây dựng của luận án đã có đóng góp trực tiếp cho việc thực hiện Đề tài mã số ĐT.06.12/NLSH và luận án của NCS chính là một sản phẩm đào tạo Sau đại học của đề tài này. 28 Qua nghiên cứu, tham khảo một số công trình nghiên cứu đã công bố trong và ngoài nước, NCS nhận thấy: - Một số công trình là các báo cáo tổng quan, tổng hợp kết quả nghiên cứu khác nhau về hiệu quả sử dụng và tác động của biodiesel nhằm giúp cho các nhà quản lý hoạch định chính sách, hỗ trợ kỹ thuật cho việc sử dụng nhiên liệu diesel sinh học ([52], [56], [57], [59]) tại các quốc gia. - Một số công trình tập trung vào việc sản xuất hay điều chế biodiesel B100 từ các loại nguyên liệu đầu vào khác nhau chứ chưa tập trung nghiên cứu sử dụng biodiesel cho PTCGĐB ([20], [21]). - Một số công trình chỉ áp dụng phương pháp nghiên cứu thực nghiệm để đánh giá tác động của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ ([54], [65]). Với phương pháp thực nghiệm trên bệ thử hoặc trên đường thì kết quả nghiên cứu chỉ đúng với một số loại xe hoặc động cơ, với điều kiện thử nghiệm cụ thể. - Một số công trình đã nghiên cứu xây dựng mô hình lý thuyết và nghiên cứu thực nghiệm về quá trình cháy và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ khi sử dụng biodiesel ([25], [27], [28], [29], [66], [87], [88], [100], [102]) nhưng chưa đề cập hoặc chưa đánh giá chi tiết được ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu biodiesel đến QLCCNL và các chỉ tiêu công tác, mức phát thải ô nhiễm của động cơ. Ngoài ra, một số thuộc tính cơ bản của hỗn hợp nhiên liệu (là thông số đầu vào cần thiết cho quá trình tính toán CTCT) chưa được phân tích, xác định trực tiếp bằng thực nghiệm mà thường được tham khảo từ các tài liệu chuyên ngành. Do biodiesel có sự khác biệt về tính chất hóa-lý và các đặc tính so với nhiên liệu diesel nên có thể sẽ tác động đến các thông số của QLCCNL (góc phun sớm, thời gian phun, lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình, chất lượng phun tơi...). Trong khi đó, QLCCNL lại là thông số đầu vào quan trọng phục vụ việc tính toán quá trình tạo hỗn hợp, diễn biến quá trình cháy và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel. Mối quan hệ tác động qua lại giữa các thông số trong quá trình tạo hỗn hợp và cháy của động cơ diesel là rất phức tạp. Do vậy, nếu chỉ đánh giá bằng đơn thuần bằng thực nghiệm thì kết quả sẽ chỉ đại diện cho đối tượng thử nghiệm cụ thể và sẽ gặp khó khăn nhất định trong việc phân tích, đánh giá những tác động đan xen, đa chiều do sự thay đổi các thuộc tính hóa-lý, các đặc tính của biodiesel đến các chỉ tiêu cần quan tâm. Chính vì vậy, sử dụng các phần mềm mô phỏng chuyên dụng kết hợp với thực nghiệm kiểm chứng sẽ là giải pháp 29 phù hợp cho việc đánh giá tác động của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel. Khi đã có được mô hình mô phỏng đủ độ tin cậy, sẽ cho phép tiết kiệm được kinh phí, thời gian nếu cần đánh giá, dự báo tác động của các loại biodiesel với mức pha trộn khác nhau (ví dụ: B30, B40, B50… B100) và nguồn gốc B100 khác nhau đến chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của đối tượng nghiên cứu. 1.6. Kết luận chƣơng 1 Trên cơ sở nghiên cứu tổng quan các vấn đề liên quan trực tiếp đến hướng nghiên cứu của luận án, NCS rút ra một số kết luận sau: - Để đảm bảo an ninh năng lượng và giảm thiểu ô nhiễm môi trường, việc nghiên cứu sử dụng nhiên liệu diesel sinh học để thay thế một phần nhiên liệu diesel dầu mỏ đã trở nên cấp bách đối với các quốc gia, trong đó có Việt Nam. Đối với động cơ diesel nói chung và nhất là các động cơ diesel đang lưu hành, biodiesel là loại nhiên liệu thay thế tiềm năng, có nhiều ưu điểm, đã và đang nhận được nhiều sự quan tâm nghiên cứu. - Do sự thay đổi các thuộc tính hóa-lý, đặc tính cháy của hỗn hợp biodiesel nên sẽ ảnh hưởng trực tiếp đến QLCCNL, quá trình hình thành và phát triển tia phun, quá trình cháy và hình thành các chất ô nhiễm của động cơ diesel. Những tác động này cần được đánh giá bằng lý thuyết hoặc thực nghiệm. Các thuộc tính chính của biodiesel cần được xác định bằng thực nghiệm để làm thông số đầu vào cho quá trình tính toán, đánh giá một cách lượng hóa tác động việc sử dụng biodiesel đến QLCCNL; đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel. - Sự thay đổi các thuộc tính hóa-lý, đặc tính cháy của hỗn hợp biodiesel phụ thuộc vào tỷ lệ pha trộn và nguồn gốc của B100. Trong phạm vi nghiên cứu của luận án, NCS sử dụng B100 được sản xuất từ phần thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thô (Crude Palm Oil) thành dầu ăn (Cooking Oil) và chỉ tập trung nghiên cứu ảnh hưởng của biodiesel B10 và B20 đến QLCCNL; đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel. 30 CHƢƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƢỢNG, MÔI TRƢỜNG CỦA ĐỘNG CƠ DIESEL 2.1. Cơ sở lý thuyết tính toán quy luật cung cấp nhiên liệu của động cơ diesel 2.1.1. Mô hình hệ thống phun nhiên liệu dùng bơm cao áp kiểu cơ khí truyền thống Đối tượng nghiên cứu của luận án là động cơ diesel B2 có hệ thống phun nhiên liệu (HTPNL) dùng bơm cao áp kiểu cơ khí truyền thống. Do đó, NCS chỉ trình bày cơ sở lý thuyết tính toán QLCCNL cho HTPNL kiểu này. Trong các tài liệu chuyên ngành, [103], [104], [121], [122], [123], [124], khi tính toán HTPNL diesel dùng bơm cao áp kiểu cơ khí truyền thống người ta thường chỉ quan tâm đến quá trình vật lý diễn ra tại các bộ phận bơm cao áp (BCA), đường ống cao áp và vòi phun (VP). Khi đó, sơ đồ mô hình HTPNL dùng bơm cao áp kiểu cơ khí truyền thống có dạng như trên Hình 2.1. Hình 2.1. Mô hình HTPNL diesel kiểu cơ khí truyền thống 1-Kim phun; 2-Thân vòi phun; 3-Xi lanh BCA; 4-Pít tông BCA; 5-Cam dẫn động Pít tông BCA (4) thực hiện chuyển động lên xuống nhờ chuyển động quay của cam (5) trên trục cam, làm cho nhiên liệu được nạp đầy và nén tại khoang đỉnh pít tông (ứng với thể tích VH và áp suất pH ). Khi áp suất nhiên liệu trong khoang đỉnh 31 pít tông lớn hơn hợp lực của lực lò xo van cao áp và áp lực của nhiên liệu trong khoang đầu nối (ứng với thể tích VH và áp suất pH ), sẽ làm van cao áp mở và nhiên liệu được đẩy qua đường ống cao áp để đến khoang vòi phun (ứng với thể tích V và áp suất p ). Tại khoang vòi phun, khi áp suất nhiên liệu thắng sức căng của lò xo kim phun, kim phun sẽ nâng lên và nhiên liệu diesel được phun vào buồng cháy động cơ (ứng với áp suất p ). 2.1.2. Tính toán quá trình truyền sóng áp suất trên đường ống cao áp Quá trình truyền nhiên liệu từ khoang BCA theo đường ống cao áp đến VP đồng thời cũng là quá trình truyền sóng. Vì vậy, tính toán quá trình cung cấp nhiên liệu chính là giải phương trình sóng, truyền sóng trong đường ống cao áp. Trong các mô hình tính toán HTPNL, dòng nhiên liệu chảy trong đường ống cao áp được coi là dòng không ổn định và có thể được mô tả bằng hệ phương trình, [103], [104], [122], [123], [124]: U  p  x   . t  2. .k .U  0   p  1 . p  0  x  .a 2 t (2.1) trong đó: x - khoảng cách từ phần tử đang xét đến điểm quy chiếu trên đường ống (thường chọn là điểm đầu mút ở phía BCA), [m]; p  p( x , t ) là áp suất nhiên liệu ở khoảng cách x tại thời điểm t, [MPa]; t - thời gian [s];  - khối lượng riêng của nhiên liệu diesel, [kg/m3]; U  U ( x ,t ) là vận tốc dòng nhiên liệu trong đường ống cao áp, [m/s]; k - hệ số cản thủy lực của đường ống; a - vận tốc truyền sóng áp suất trong đường ống cáo áp, [m/s]. Khối lượng riêng  của nhiên liệu phụ thuộc vào nhiệt độ và áp suất của nhiên liệu và được xác định thông qua công thức thực nghiệm (chỉ số “0“ tương ứng với giá trị ở 20oC và 0,1MPa), [129]: P - Khi nhiên liệu chịu nén:   0 exp(   dp); (2.2) 0 - Khi thay đổi nhiệt độ:   0  ( a  b  0 )( t  t0 ) , (2.3) trong đó: a , b - hệ số thực nghiệm, phụ thuộc vào loại nhiên liệu, ví dụ đối với diesel a  1,8; b  0 ,0013 ; t - nhiệt độ, t0  20 o C;  - độ nén của nhiên liệu và được xác định theo công thức, [107]: 32   1 dV 1 d  .    V dp  dp (2.4) Để giải hệ PTVP (2.1) có thể áp dụng phương pháp lưới đặc tính, [103]; phương pháp tích phân trên đường đặc tính [25], [86]; phương pháp sóng [75], [77]; phương pháp mô đun hóa, [51]; phương pháp sai phân hữu hạn, [107]. Trong tất cả các phương pháp liệt kê ở trên, phương pháp sai phân hữu hạn có thuật toán tương đối đơn giản và độ ổn định cao, [107]. Khi sử dụng phương pháp sai phân hữu hạn, bằng cách vi phân toàn phần hệ phương trình (2.1) ta có, [107]: U p k .U  U   . t  U . . t  x   f     . f     . U  U .   U . . f  0  x x f x  f t t (2.5) trong đó: f    r 2 - diện tích tiết diện ngang của đường ống cao áp, [m2]; r - bán kính trong của đường ống cao áp, [m]. Nghiệm của hệ phương trình (2.5) có dạng:   x   k1  x   k 2  p  po  F  t  a  e  W  t  a  e       U  U  1  F  t  x  e k1  W  t  x  e  k 2  o        a.   a   a  (2.6) trong đó p0 - áp suất dư trên đường ống cao áp; U0 - vận tốc nhiên liệu ban đầu, U 0  0 ; F ( t  x/ a ) - sóng tiến được hình thành trong BCA tại thời điểm ( t  x/a ) ; W (t  x / a) - sóng phản xạ từ VP về BCA tại thời điểm ( t  x/a ) ; τ1; τ1- khoảng thời gian sóng tiến và sóng phản xạ lan truyền trong đường ống cao áp. Phương trình nghiệm (2.6) được giải cùng với các điều kiện biên tại bơm cao áp và vòi phun có xét đến các điều kiện ban đầu (p0 hoặc U0). 2.1.3. Các phương trình điều kiện biên tại bơm cao áp và vòi phun 2.1.3.1. Phương trình điều kiện biên tại bơm cao áp a) Tại khoang xi lanh bơm cao áp Phương trình điều kiện biên tại khoang xi lanh BCA được thiết lập dựa trên nguyên tắc cân bằng về lượng nhiên liệu lưu thông trong khoang xi lanh. Lưu lượng 33 nhiên liệu tạo ra khi pít tông BCA chuyển động bằng với tổng các lượng nhiên liệu sau, [118]: Lưu lượng nhiên liệu ứng với thể tích bị nén; Lưu lượng nhiên liệu qua cửa nạp; Lưu lượng nhiên liệu ứng với thể tích tạo ra do van cao áp dịch chuyển; Lưu lượng nhiên liệu qua đế van cao áp; Lưu lượng nhiên liệu rò lọt qua khe hở pít tôngxi lanh. Khi đó, phương trình điều kiện biên tại khoang xi lanh BCA sẽ có dạng sau: f n cn   p .VH dpH 2   0 .0 . f 0 dt  pH  pBC  1. f K .cK   K .K . f K' pH  pH'  Q1 (2.7) trong đó: f n -diện tích mặt cắt ngang của pít tông BCA, [m2]; cn - vận tốc dịch chuyển của pít tông BCA, [m/s]; p - hệ số chịu nén của nhiên liệu tại khoang xi lanh BCA, [1/Pa]; σ0, σ1, σK - các hàm bậc; μ0 - hệ số lưu lượng dòng chảy của nhiên liệu qua cửa nạp và cửa cắt; μK - hệ số lưu lượng dòng chảy của nhiên liệu qua van cao áp; f0 - diện tích mặt cắt ngang của cửa nạp, [m2]; pBC - áp suất nhiên liệu trong khoang nạp BCA, [MPa]; fK - diện tích mặt cắt ngang của van cao áp, [m2]; cK - vận tốc dịch chuyển của van cao áp, [m/s]; fK - diện tích tiết diện lưu thông dưới côn chặn của van cao áp, [m2]; Q1 - lượng nhiên liệu rò lọt từ khoang xi lanh BCA qua khe hở giữa pít tông và xi lanh BCA, [m3/s]. b) Tại khoang van cao áp Tại khoang van cao áp, lưu lượng nhiên liệu ứng với thể tích bị nén cộng với nhiên liệu đi vào đường ống cao áp sẽ cân bằng với lưu lượng nhiên liệu ứng với thể tích được tạo ra do van cao áp dịch chuyển và lưu lượng nhiên liệu lưu thông qua đế van cao áp, [118]. Do đó, phương trình điều kiện biên tại khoang van cao áp có thể viết như sau:  'p .VH' dpH'  fT .U  0, t    1. f K .cK   K . K . f K' dt 2  pH  pH' (2.8) trong đó: ’P - hệ số chịu nén của nhiên liệu tại khoang van cao áp, [1/Pa]; fT - diện tích mặt cắt ngang của đường ống cao áp, [m2]. *Đối với các chi tiết chuyển động cùng van cao áp: Phương trình chuyển động của van cao áp được xây dựng trên cơ sở sự cân bằng các lực tác dụng lên chúng, bao gồm: lực quán tính; lực đàn hồi của lò xo; áp lực của nhiên liệu, [118]: d 2 hK M   1  .hK  f K . pK 0    1. f K  pH  pH'  2 dt (2.9) 34 trong đó: M - khối lượng của van cao áp và các chi tiết chuyển động, [kg]; hK - độ nâng của van cao áp, [m]; δ - độ cứng lò xo van cao áp, [N/m]; pK0 - áp suất nén ban đầu của lò xo van cao áp, [MPa]. 2.1.3.2. Phương trình điều kiện biên tại vòi phun Lưu lượng nhiên liệu đi ra khỏi đường ống cao áp cân bằng với lưu lượng nhiên liệu ứng với thể tích bị nén, lưu lượng nhiên liệu lưu thông qua đế kim phun, lưu lượng nhiên liệu ứng với thể tích được tạo ra do kim phun dịch chuyển, lưu lượng nhiên liệu rò lọt qua thân VP, [118]. Kết quả biến đổi cho ta nhận được phương trình (2.10): fT .U (l , t )   p .V dp dt   2 . . f 2  p  p'   3 . f u .c y  Q2 (2.10) trong đó: P - hệ số chịu nén của nhiên liệu tại khoang vòi phun, [1/Pa]; σ2; σ3 hàm bậc cho biết chiều dòng chảy của nhiên liệu từ khoang vòi phun ra khoang miệng vòi phun và trạng thái của kim phun đóng hoặc mở; μ - hệ số lưu lượng dòng chảy của nhiên liệu qua tiết diện lưu thông của kim phun; f - diện tích tiết diện lưu thông giữa kim phun và đế, [m2]; σ3 - hàm bậc cho biết trạng thái của kim phun đóng hoặc mở; fu - diện tích mặt cắt ngang của kim phun tại vị trí có đường kính lớn nhất, [m2]; cy - vận tốc dịch chuyển của kim phun, [m/s]; Q2 - lượng nhiên liệu rò lọt qua bề mặt lắp ghép giữa kim phun và thân vòi phun, [m3/s] ; l- chiều dài đường ống cao áp, [m]. Các chi tiết chuyển động cùng với kim phun được mô tả bằng phương trình (2.11): M' d2y   3 . ' . y  ( f u  f u' )( p  p 0 )  f u' . p'  dt 2 (2.11) trong đó: M  - khối lượng của kim phun và các chi tiết cùng chuyển động, [kg]; y độ nâng kim phun, [m]; p0 - áp suất bắt đầu nâng kim phun, [MPa]; f’u - diện tích mặt cắt ngang của kim phun tại vị trí tiếp xúc của mặt côn, [m2];   - độ cứng lò xo kim phun, [N/m]. * Tính toán lượng nhiên liệu rò lọt Q1, Q2: Theo [104], lượng nhiên liệu rò lọt từ không gian trên đỉnh pít tông BCA về khoang nạp của BCA - Q1 được xác định theo công thức: Q1    13  p2  1  2H  6 nl  ln   1  R  (2.12) 35 trong đó: 1 - khe hở hướng kính giữa pít tông và xi lanh của bộ đôi BCA; 1 = 1,11,2 là hệ số có xét đến độ lệch tâm của pít tông và xi lanh; nl - độ nhớt động học của nhiên liệu;  - khoảng cách từ mép cấp đến mép của cửa cắt và cửa nạp nhiên liệu; R- bán kính các cửa nạp, cửa cắt trên thân xi lanh; p2 – hiệu áp suất giữa hai khoang; trong đó: 1=t+e +k+0+p với t - khe hở chế tạo công nghệ; t = 1,5 2,5 [m]; e - độ tăng khe hở do biến dạng đàn hồi của ống lót xi lanh; e=(1,5 2,5)t; k - độ tăng khe hở do biến dạng của pít tôngvà ống lót xi lanh do tác dụng của áp suất nhiên liệu khi bị nén; k=23 [m]; 0-độ tăng khe hở do độ ô van của pít tông và xi lanh: đến 2 [m]; p- độ tăng khe hở do các vết xước dọc tạo thành trên bề mặt làm việc của các chi tiết (do các tạp chất cơ khí có trong nhiên liệu): đến 2 [m]. Lượng nhiên liệu rò lọt qua khe hở giữa kim phun và thân VP- Q2 được xác định theo công thức, [104]: Q2    d12  13  p2  1 12 nl  l (2.13) trong đó: d1 - đường kính kim phun, [mm]. l - chiều dài bề mặt tiếp xúc, [mm]. 2.1.3.3. Hệ phương trình vi phân điều kiện biên Từ các phương trình (2.7) đến (2.11), ta có hệ phương trình điều kiện biên (2.14), [118]. Trong đó, các hàm σ0, σK, σ1, σ2, σ3, gọi là các hàm bậc, hàm mức. Các hàm này thể hiện hướng, chiều của dòng chảy nhiên liệu và sự thay đổi trạng thái làm việc của các chi tiết trong hệ thống cung cấp nhiên liệu. Các hàm bậc này được giải thích như sau: - 0: Cho biết chiều dòng chảy từ xi lanh BCA ra ngoài hay ngược lại. 0 = 0 - khi không có nhiên liệu chảy qua cửa nạp xi lanh BCA; 0 = 1 - khi pH > pBC; 0 = -1 - khi pH < pBC. - K: Cho biết chiều dòng chảy từ khoang VH vào khoang VH hay ngược lại. K = 0 - khi chưa đến hành trình giảm tải (hK < hP); 36 K = 1 - nếu pH  pH ; K = -1 - nếu pH  pH . - 1: Cho biết trạng thái của van cao áp (đóng hoặc mở). 1 = 1 - nếu van đang mở; 1 = 0 - nếu van đang đóng. - 2: Cho biết chiều dòng chảy của nhiên liệu từ khoang vòi phun ra khoang miệng vòi phun. 2 = 0 - khi kim phun ở trạng thái đóng; 2 = 1 - nếu y > 0 (kim phun mở) và p  p ; 2 = -1 - nếu y > 0 (kim phun mở) và p  p . - 3: Cho biết trạng thái của kim phun (đóng hoặc mở). 3 = 1 - kim phun ở trạng thái mở (y > 0); 3 = 0 - kim phun ở trạng thái đóng.   1 pH  pH'   1. f K .cK  Q1    6.nc . p .VH     2 1 '    K . K . f K pH  pH   1. f K .cK  fT .U (0, t )  ' '   6. n .  . V   c p H   1 '   1  f K ( pH  pH )   .hK  f K . pK0   6.nc .M   cK   6.nc     2 1    fT .U (l , t )   3 . f u .c y  Q2   2 .d . f d p  p'      6.nc . p .V  1  ' ' ' '   3 ( fu  f u )( p  p0 )   . y  f u . p  '  6.nc .M  cy    6.nc  dpH  2   f n .cn   0 .0 . f 0 dc   dpH' dc dcK d c dhK d c dp d c dc y d c dy d c pH  pBC   K . K . f K' (2.14) 2.1.4. Xác định quy luật cung cấp nhiên liệu Kết hợp với các thông số đầu vào khác của HTPNL, tiến hành giải hệ PTVP (2.14) và phương trình nghiệm (2.6) để xác định QLCCNL. Tốc độ phun nhiên liệu q được xác định theo công thức sau, [118]: q  cfc 2(p '   p xl ) 1 .  6n c (2.15) 37 trong đó: nc – số vòng quay của trục BCA, [vg/ph];  - khối lượng riêng của nhiên liệu diesel, [kg/m3]; cfc -tiết diện lưu thông có ích của các lỗ phun, [mm2]; pxl - áp suất môi chất trong buồng cháy tại thời điểm phun, [MPa]; p' - áp suất nhiên liệu trong khoang miệng VP, [MPa]; Sau khi đã có được tốc độ phun q, lượng nhiên liệu đã phun  tính đến thời điểm đang xét  có thể xác định từ tốc độ phun q qua tích phân:     qd (2.16) 0 trong đó: - vị trí góc quay trục cam ứng với thời điểm xét, [độ]. Kết hợp với giá trị khối lượng riêng của nhiên liệu diesel hoặc biodiesel ta sẽ có được diễn biến lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình (tính theo g/chu trình). Đây là một trong những thông số đầu vào quan trọng để tính toán CTCT và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel. 2.2. Cơ sở lý thuyết tính toán chu trình công tác và các chỉ tiêu kinh tế, năng lƣợng của động cơ 2.2.1. Mô hình vật lý dùng để tính toán chu trình công tác của động cơ Mô hình vật lý các dòng năng lượng, khối lượng ứng với 1 CTCT của động cơ diesel được trình bày trên Hình 2.2, [11]. 2.2.2. Các phương trình cơ bản dùng để tính toán diễn biến áp suất, nhiệt độ trong xi lanh động cơ diesel Để tính toán mô phỏng CTCT của động cơ thường sử dụng 3 phương trình cơ bản (với giả thiết bỏ qua khối lượng rò lọt của khí các te dmrl), bao gồm, [77]: Phương trình cân bằng khối lượng: dm  dmn  dmnl  dmth (2.17) Phương trình cân bằng năng lượng (phương trình nhiệt động 1): dQc  dQw   dmn hn   dmth hth  dU  pdV (2.18) 38 Hình 2.2. Mô hình vật lý và các dòng năng lượng, khối lượng ứng với 1 CTCT của động cơ diesel pn- áp suất khí nạp; Tn- nhiệt độ khí nạp; mn- khối lượng khí nạp; hn- entanpi của khí nạp; mnl- khối lượng nhiên liệu; dQc- nhiệt lượng tỏa ra khi cháy; p,T,h,u,m- áp suất, nhiệt độ, entanpi, nội năng, khối lượng tức thời của khí trong xi lanh; dQw- nhiệt lượng trao đổi giữa khí cháy với thành buồng cháy; mrl- khối lượng rò lọt khí các te; pth- áp suất khí thải; Tth- nhiệt độ khí thải; mth- khối lượng khí thải; hth- entanpi của khí thải; p.dV- công thực hiện 1 chu trình; Fn, Fth- diện tích lưu thông ở cửa nạp và cửa thải. Phương trình trạng thái khí lý tưởng: pV  RmT (2.19) Khi biểu diễn theo góc quay υ của trục khuỷu, các phương trình (2.17) và (2.18) được viết dưới dạng: dm dmn dmnl dmth    d d d d dQc dQw dm dm dU dV    n hn   th hth  p d d d d d d (2.20) (2.21) Để xác định các giá trị áp suất p, nhiệt độ T, cần giải phương trình (2.21) có sự kết hợp với việc giải các phương trình (2.19) và (2.20). Từ các phương trình cơ bản (2.19), (2.20) và (2.21) cho thấy: muốn giải bài toán mô phỏng CTCT của động cơ cần phải lựa chọn được mô hình tính tốc độ tỏa nhiệt khi đốt cháy nhiên liệu dQc/dφ (thường được gọi là mô hình cháy) và mô hình tính tốc độ truyền nhiệt từ khí cháy cho thành vách dưới hình thức trao đổi nhiệt đối 39 lưu dQw/dφ (mô hình truyền nhiệt). Trên có sở các mô hình này, có thể lập chương trình tính hoặc ứng dụng các phần mềm mô phỏng chuyên dụng để tính toán CTCT. 2.2.3. Mô hình tính toán quá trình cháy 2.2.3.1. Khái quát chung Hai thông số quan trọng của quá trình cháy nhiên liệu là quy luật cháy - x và tốc độ cháy - dx dx . Tốc độ cháy ( ) là đại lượng đánh giá số lượng nhiên liệu tham d d gia phản ứng cháy trong một đơn vị GQTK. Tốc độ cháy và tốc độ toả nhiệt khi cháy tỷ lệ thuận với nhau, do vậy việc xác định được tốc độ cháy sẽ là điều kiện đủ để xác định tốc độ toả nhiệt dQc dx  f ( ). d d Các mô hình tính toán quá trình cháy trong buồng cháy của động cơ có rất nhiều và rất đa dạng. Có mô hình tính độc lập quy luật cháy, tốc độ cháy; có mô hình phải tính trong quan hệ mật thiết với sự thay đổi áp suất, nhiệt độ và sự trao đổi nhiệt giữa các vùng với nhau; có mô hình cháy dựa trên cơ sở lý thuyết động lực học chất lưu (CFD), [47]. Nếu đánh giá theo chiều không gian tính toán có thể phân làm 3 loại mô hình: Mô hình không chiều (Zero dimensional models); Mô hình một chiều (Quasi dimensional models); Mô hình đa chiều (Multi dimensional models). Nếu đánh giá theo vùng cháy hỗn hợp có thể phân làm 3 loại mô hình: Mô hình cháy đơn vùng (Single zone); Mô hình cháy 2 vùng (Two zone) và Mô hình cháy đa vùng (Multi zone). Trong các mô hình được phân theo chiều không gian, nó lại được kết hợp giữa chiều và vùng. Ví dụ: trong mô hình cháy một chiều lại có thể là 2 vùng hoặc đa vùng tùy theo mục đích nghiên cứu của tác giả. Việc áp dụng mô hình cụ thể nào để tính toán sẽ phụ thuộc vào mục đích và hướng nghiên cứu của tác giả. Nếu chỉ tính toán mô phỏng nhanh quá trình cháy và các quá trình công tác của động cơ thì có thể sử dụng mô hình cháy của Vibe, [105] vừa đơn giản vừa đảm bảo được độ chính xác tối thiểu. Mô hình của Hyroyasu, [76] lại thích hợp cho việc nghiên cứu các tham số của động cơ nhằm giảm thiểu ô nhiễm môi trường (giảm lượng thải NOx và PM). Tuy nhiên, quá trình tính toán của mô hình này khá phức tạp và đòi hỏi nhiều thông số thực nghiệm. Đồng thời, trong mô hình của Hyroyasu, các thông số về QLCCNL cũng đã được đơn giản hoá khá nhiều. 40 Nếu muốn khảo sát chuyên sâu ảnh hưởng của các điều kiện tạo hỗn hợp cụ thể của từng động cơ như hình dạng buồng cháy, hướng bố trí họng nạp, các điều kiện phun của vòi phun, các thông số đặc trưng cho chế độ làm việc thì nên sử dụng mô hình của Razleitsev hoặc Xeleznhev, [115]. Nếu xét về khía cạnh tối ưu hoá thiết kế buồng cháy, vòi phun thì mô hình của Xeleznhev có tính khả thi cao hơn. Tuy nhiên, theo hướng nghiên cứu ảnh hưởng của QLCCNL, kết cấu buồng cháy và bố trí VP... thì sử dụng mô hình của Giáo sư Razleitsev đã được Kuleshov bổ sung, phát triển (còn gọi là mô hình Razleitsev-Kuleshov, được viết tắt là RK) sẽ thích hợp hơn. Mô hình RK, [127] đã mô tả động học cháy có xét đến tối đa các yếu tố vật lý phản ánh đặc trưng quá trình cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong động cơ diesel. Nó cho phép nghiên cứu ảnh hưởng của các yếu tố như: tính chất của nhiên liệu; QLCCNL; thiết kế buồng cháy và bố trí VP, các tham số khí động lực học của môi chất nạp... đến quy luật tỏa nhiệt và các chỉ tiêu của CTCT. Với mục đích xác định ảnh hưởng của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2, NCS lựa chọn mô hình cháy đa vùng RK để tính toán CTCT của động cơ. 2.2.3.2. Mô hình cháy đa vùng Razleitsev - Kuleshov a. Mô hình tia phun Mô hình tia phun là một trong những đóng góp quan trọng của Giáo sư Razleitsev và Kuleshov, [81, 82, 83, 84]. Mô hình tia phun đa vùng RK xét quá trình phát triển chùm tia phun gồm 3 giai đoạn (Hình 2.3): - Giai đoạn hình thành dòng nhiên liệu đậm đặc dọc trục (chùm tia tích lũy); - Giai đoạn phát triển chùm tia tích lũy cùng với việc kìm hãm và phân rã liên tục của dòng dọc trục ở mặt trước của chùm tia; - Giai đoạn tương tác giữa chùm tia phun với thành buồng cháy và phân bố màng nhiên liệu - không khí trên thành buồng cháy. Trong mô hình tia phun đa vùng RK, chuyển động của phần tử nhiên liệu từ vòi phun đến đỉnh chùm tia trong xi lanh được xác định theo công thức sau, [81], [82], [84]: U  U0    3/ 2  1 l lm (2.22) trong đó: l - khoảng cách từ lỗ phun đến phần tử nhiên liệu đang xét, [m]; 41 U  dl / dt - vận tốc tức thời của phần tử nhiên liệu, [m/s]; U 0 - vận tốc ban đầu của phần tử nhiên liệu (vận tốc phun nhiên liệu từ lỗ vòi phun), [m/s]; l m - quãng đường phần tử nhiên liệu đi được đến trước khi nó bị hãm lại tại mặt của chùm tia, [m]. 16 20 8 20 16 4 12 a) Mô hình tia phun diesel, mật độ hạt nhiên liệu và quỹ đạo chuyển động của chúng 12 8 b) Hình vẽ tia phun khi va đập vào thành buồng cháy Hình 2.3. Mô hình tia phun và hình vẽ tia phun va đập với thành buồng cháy, [84] Theo giả thiết của Kuleshov [84], khi có vận động xoáy lốc của khối khí nén trong buồng cháy, chùm tia phun sẽ dịch chuyển theo hướng tiếp tuyến với thành buồng cháy như trên Hình 2.4. lw 1  lw1 2 rw lw4 lw3  A lw2 4 A-A y4 R 3 A y3 y r y Hình 2.4. Tương tác giữa chùm tia nhiên liệu với thành vách, [84] Khi đó, ảnh hưởng của mức độ chuyển động rối của khối khí đến sự dịch trục của chùm tia phun y và đến sự biến dạng của mặt cắt lõi chùm tia y 3 và y 4 được tính theo công thức sau: Wt    Rs    n  R 30 (2.23) trong đó: hệ số rối là tỷ số giữa vận tốc góc của khối khí vận động xoáy trong xi lanh động cơ và vận tốc góc của trục khuỷu, Rs   / CA . Trong mô hinh cháy của Razleitsev và Kuleshov, hệ số rối được tính toán theo các thông số của khối khí 42 trong xi lanh tại thời điểm bắt đầu nén. Sau mỗi vòng lặp, khi tính toán quá trình nén sẽ thực hiện việc tính lại hệ số rối để tăng độ chính xác; n- tốc độ vòng quay của trục khuỷu, [vg/ph]; R- bán kính tức thời của chùm tia nhiên liệu, [m];  - hệ số tắt dần của dòng xoáy. Vận tốc tiếp tuyến của phần tử nhiên liệu theo hướng dòng xoáy U t được xác định theo công thức [82], [84]: dUt / d  Awt Wt1,5 ; (2.24) Awt  0,75  C   k 0,5 d321,5 trong đó: C - hệ số thực nghiệm;  k - độ nhớt động học của không khí, [mm2/s]; d 32 - đường kính trung bình (Sauter) của hạt nhiên liệu, [m]. Sau khi va chạm với thành vách, dòng nhiên liệu đậm đặc gần vách sẽ lan ra trên bề mặt thành vách theo mọi hướng và được chia thành 7 vùng đặc trưng như biểu diễn trên Hình 2.5. Độ rộng của chùm tia khi chưa chạm vào thành được xác định theo công thức:  U 02m .d n . f bm  Am .l.Fs   f     0,32   2f    f .d n . f    0,07 (2.25)  0,5 trong đó: Am  0,7; Fs = 0,0075÷0,009 (hệ số thực nghiệm); U 0 m - vận tốc trung bình của dòng nhiên liệu khi ra khỏi lỗ phun, [m/s]; d n - đường kính lỗ phun, [m];  f ,  f và  f - tương ứng là khối lượng riêng [kg/m3], hệ số sức căng bề mặt [N/m] và độ nhớt động học của nhiên liệu [mm2/s]. hwfr I 7 5 1 2 3 bm II III 6 4 Hình 2.5. Sơ đồ phân bố các vùng của chùm tia phun diesel [84] 1-lớp vỏ của chùm tia; 2- lõi đậm đặc của chùm tia; 3- mặt trước đậm đặc của chùm tia; 4- lõi hình côn hướng trục của chùm tia gần thành buồng cháy; 5- lõi dòng nhiên liệu gần thành buồng cháy; 6- mặt trước của dòng nhiên liệu gần thành buồng cháy; 7- lớp vỏ dòng nhiên liệu gần thành buồng cháy; bm - độ rộng mặt trước chùm tia; hwfr - phân bố nhiên liệu trên bề mặt nắp xi lanh; I- nắp máy; II- xi lanh; III- pít tông. 43 Theo [82], việc tính toán phân bố nhiên liệu trong các vùng (Hình 2.5) được thực hiện theo 7 bước, NCS trình bày tóm tắt 7 bước tính như sau: (1)- Xác định lượng nhiên liệu phun vào buồng cháy  s tại thời điểm  s theo quy luật cung cấp nhiên liệu vào buồng cháy   f ( ) ; (2)- Xác định chiều dài tức thời l của chùm tia tại thời điểm s; (3)- Xác định thời điểm chùm tia bị hãm tại mặt trước chùm tia ở khoảng cách l tính từ lỗ vòi phun; (4)- Xác định lượng nhiên liệu phun vào buồng cháy  t tại thời điểm  theo quy luật cung cấp nhiên liệu vào buồng cháy   f ( ) ; (5)- Xác định khoảng cách từ lỗ phun đến mặt sau của phần đầu chùm tia lk  l  bm ; (6)- Xác định thời gian hạt nhiên liệu đi đến khoảng cách đang xét  k ; (7)- Xác định lượng nhiên liệu phun vào buồng cháy  k tại thời điểm  k đang xét theo đặc tính phun:   f   . b. Mô hình bay hơi của hạt nhiên liệu Theo Razleitsev và Kuleshov, trong quá trình phun và phát triển tia phun, tốc độ cháy trong buồng cháy chủ yếu bị giới hạn bởi tốc độ bay hơi của nhiên liệu. Trong các vùng của chùm tia thì mặt trước và lớp vỏ loãng bên ngoài của tia phun là vùng có sự trao đổi nhiệt mạnh và tốc độ bay hơi lớn hơn cả. Phần lõi của tia phun có tốc độ cao và đậm đặc được sấy nóng với cường độ thấp, do đó sự bay hơi của nhiên liệu không đáng kể. Khi tia phun va chạm với thành vách, tốc độ bay hơi của nhiên liệu ở mặt trước sẽ giảm mạnh (vùng 4 trong Hình 2.5) do nhiệt độ trên vách thấp hơn so với nhiệt độ không khí trong xi lanh. Sau khi mặt trước tia phun va chạm với thành vách, vùng nhiên liệu đậm đặc hình nón ở lõi chùm tia tiếp giáp với thành vách (vùng 4 trong Hình 2.5) của tia phun bắt đầu lan rộng, cùng với nó là sự gia tăng tốc độ bay hơi của nhiên liệu. Để tính toán, trong mô hình RK đã đưa ra một số giả thiết sau: - Trong quá trình phun nhiên liệu, sự trao đổi nhiệt và bốc hơi diễn ra nhanh hơn ở lớp vỏ loãng bên ngoài tia, mặt trước tia và và phần nhiên liệu lan trên thành vách. Bỏ qua sự bay hơi tại lõi tia. - Tốc độ bay hơi của nhiên liệu trong mỗi khu vực bằng tổng tốc độ bay hơi của từng giọt riêng biệt. Sự bay hơi của mỗi giọt trước và sau khi cháy của nhiên liệu được mô tả bằng phương trình Sreznevsky, [84]: dk2  d02  K . u (2.26) 44 trong đó: dk - đường kính hiện tại của giọt, [m]; d0 - đường kính ban đầu của giọt, [m]; K - hằng số bay hơi; τu - thời gian tính từ lúc bay hơi đến thời điểm đang xét [s] (từ khi giọt nhiên liệu đi vào vùng). - Đại lượng K / d 02  bu trong từng khu vực là hằng số trong suốt thời gian phun. - Để tăng độ chính xác, các yếu tố bị bỏ qua và sự sai lệch của các giả thiết được bổ sung bởi đại lượng thực nghiệm Y (phương trình 2.30). Trong mô hình RK, tốc độ bay hơi nhiên liệu cho vùng thứ i được xác định theo công thức: d ui  3/ 2   1  1  bui . ui   zi    ui d (2.27) trong đó:  ui   s   s0i ,  s0i - thời gian phân bố nhiên liệu trong vùng thứ i, [s]; σzi lượng nhiên liệu trong vùng thứ i. Hằng số bay hơi của nhiên liệu theo từng vùng của tia phun được xác định theo công thức sau: Kui  4.106.NuD .Dp . pS f (2.28) trong đó: NuD - số Nusselt của quá trình khuếch tán; Dp - chỉ số khuếch tán của hơi nhiên liệu trong điều kiện của buồng cháy; pS - áp suất của hơi nhiên liệu bão hòa, [MPa]; ρf - mật độ của nhiên liệu lỏng. Các chỉ số khuếch tán của hơi nhiên liệu được tính từ biểu thức sau:  T  p  Dp  Dp0  k  0   T0  p  (2.29) trong đó: Dp0 - chỉ số khuếch tán ở điều kiện tiêu chuẩn (p0, T0); Tk - nhiệt độ cân bằng bay hơi, [K]; p - áp suất tức thời trong xi lanh, [MPa]. Các điều kiện khác của quá trình bay hơi trong các vùng của tia phun được đưa vào tính toán thông qua mối quan hệ của Tk và NuD. Y  0,372.109 18  yS  yRPM  y.RSy0,35 .d321,5 (2.30) trong đó: yS = f(S) - đại lượng điều chỉnh phụ thuộc vào hành trình pít tông S; yRPM = f(n) - đại lượng điều chỉnh có tính đến tốc độ động cơ; RSy = MAX (0,1.. RS) để hiệu chỉnh tỷ lệ xoáy trong buồng cháy tại điểm chết trên; y ≈ 35 - hệ số hiệu chỉnh của mô hình. 45 Đại lượng Y không phụ thuộc vào tải và tốc độ của động cơ, nó được xem như đại lượng hiệu chỉnh của mô hình. Khi tính đến các đại lượng điều chỉnh, hằng 2 số bay hơi cho vùng thứ i là: bui  YK i / d32 . Tốc độ bay hơi nhiên liệu tại từng vùng tính theo phương trình (2.27). Tốc độ bay hơi tổng thể là tổng tốc độ bay hơi của tất cả các vùng m: d u m d ui  d i  1 d (2.31) Đối với trường hợp phun nhiều giai đoạn, theo Kuleshov, mô hình bay hơi ở trên sẽ được áp dụng cho từng giai đoạn. Nhiệt độ và áp suất của môi chất trong xi lanh của giai đoạn sau được lấy từ kết quả tính toán của giai đoạn trước. c. Thời gian cháy trễ Theo Kuleshov, thời gian cháy trễ cho mỗi phần nhiên liệu j được xác định từ biểu thức [84].  ij  Ct .Cc . ih (2.32) trong đó: Ct - hệ số điều chỉnh có tính đến tốc độ tăng nhiệt độ trong thời gian cháy trễ cho phần j; Cc - hệ số điều chỉnh có tính đến nồng độ của sản phẩm cháy tại thời điểm cháy phần nhiên liệu j; τih - thời gian cháy trễ cho phần j được xác định từ các biểu thức:  ih d 0 i  1  i  3,8.10 6 1  1, 6.10 n  4 T 70   Ea exp  .  p  8,312.T CN  25  (2.33) trong đó: Ea = 23000÷28000 kJ/kmol - năng lượng kích hoạt cháy của nhiên liệu; CN - trị số xê tan của nhiên liệu; T [K] và p [MPa]- nhiệt độ và áp suất hiện tại trong xi lanh; n - tốc độ vòng quay của trục khuỷu, [vg/ph]. d. Tốc độ tỏa nhiệt khi cháy Theo mô hình RK, tốc độ tỏa nhiệt khi cháy phụ thuộc vào tốc độ cháy tương ứng với các giai đoạn cháy khác nhau, [84]: - Tốc độ cháy trong giai đoạn cháy nhanh được xác định theo công thức: dx  0 P0  1 P1 d trong đó: (2.34) 46 P0  A0 ( mf /Vi )(  ud  x0 )( 0 ,1 ud  x0 ) ; P1  d u ; d - Tốc độ cháy trong giai đoạn cháy chính được xác định theo công thức: dx  1 P1  2 P2 d (2.35) trong đó: P2  A2 m f / Vc  u  x   x  - Tốc độ cháy trong giai đoạn cháy rớt (sau khi kết thúc phun) được xác định theo công thức: dx  3 . A3 .K T 1  x  b  x  d (2.36) Trong các phương trình (2.34) đến (2.36) các ký hiệu được giải thích như sau: mf - khối lượng nhiên liệu phun trong mỗi chu trình, [kg]; Vi và Vc - thể tích xi lanh tại thời điểm phun và ở ĐCT, [m3]; σud và σu - lượng nhiên liệu bốc hơi trong thời gian cháy trễ đến thời điểm hiện tại, tương ứng; A0, A1, A2 - những yếu tố được xác định bằng thực nghiệm phụ thuộc vào tốc độ động cơ và cường độ rối trong xi lanh, A3 có thể tìm được từ các phương trình (2.40) khi τ = τsmax. Hệ số KT được đưa vào nhằm tính toán sự phá hủy tia sát vách trên đỉnh pít tông trong khi pít tông tăng tốc và liên quan đến khe hở hẹp giữa pít tông và nắp xi lanh:  1  KT   2 2  1  3000 d ( Z  Z n )  dV   Z  V .d  khi Z  Z n khi Z  Z n (2.37) trong đó: V- thể tích tức thời của xi lanh; υ- góc quay trục khuỷu; Zn- giá trị của Z khi ở 150 sau ĐCT. Giả thiết rằng 0  1  2   là hàm mô tả đầy đủ quá trình đốt cháy hơi nhiên liệu trong các vùng và được tính theo phương trình sau:   1 mW    16000   A1    dx   r   V  300 rWi exp  b  x  i 1   2500  TWi     d (2.38) trong đó: ξb - hiệu quả sử dụng không khí; α - tỉ lệ không khí/nhiên liệu; mW - số vùng được hình thành sát thành vách; TWi - nhiệt độ vách của vùng tương ứng, [K]; rV - tốc độ bay hơi tương đối ở phần vỏ và mặt trước tia phun; rWi - tốc độ bay hơi tương đối trong các vùng sát vách. Các giá trị rV và rWi được xác định theo công thức: rV  d uvl / d  d ud / d d / d , rWi  uWi d u / d d u / d (2.39) 47 Đại lượng ξb được tính theo công thức thực nghiệm của Razleitsev như sau [84]:  1   2  z 2 b  1  1,46( 1  b0 ) exp   z    z0   2   z0    (2.40)  trong đó:  z 0 = 0,25 ÷ 0,35; z   /  z - góc quay trục khuỷu tính từ lúc bắt đầu cháy (υ) tính tương đối so với thời gian cháy thông thường υz; ξb0 = 0,45÷0,55 cho động cơ diesel có buồng cháy trên đỉnh pít tông, ξb0 = 0,40÷0,45 cho động cơ diesel tốc độ trung bình và cao với buồng cháy kiểu Hesselman. Thời gian cháy thông thường được xác định bởi thời gian bay hơi của các giọt có kích thước lớn phun vào cuối thời kỳ phun:  z  ( p   i   lch )6.n (2.41)  lch .dl2 / Ku 1  2,5.106 K 0 /(  1)  ; Ku  Y .K 0 trong đó: dl - đường kính giọt lớn nhất, [m]. Các hệ số hiệu chuẩn A0, A1, A2 được xác định như sau: A0  a0 ( RS .n)0,5 ; A1  0, 04 /( RS .n)0,5 ; A2  9( RS .n)0,5 (2.42) 2.2.4. Mô hình tính trao đổi nhiệt của môi chất với thành vách Khi mô phỏng, tính toán CTCT của động cơ, cần phải xác định tốc độ trao đổi nhiệt của môi chất với thành vách. Trong quá trình nạp và nửa đầu quá trình nén do nhiệt độ của môi chất trong xi lanh thấp hơn nhiệt độ trung bình của thành vách nên nhiệt được truyền từ thành vách vào cho môi chất công tác, còn trong nửa cuối của quá tình nén và trong quá trình cháy - giãn nở và quá trình thải do nhiệt độ của môi chất và khí cháy cao hơn nhiệt độ trung bình của thành vách nên nhiệt lại được truyền từ khí ra cho thành vách gây ra tổn thất nhiệt. Trong quá trình cháy truyền nhiệt xảy ra dưới 2 hình thức là tỏa nhiệt đối lưu và tỏa nhiệt bức xạ: dQw dQ dQ   dt dt dt (2.43) Nhưng do tốc độ tỏa nhiệt bức xạ là rất nhỏ nên thường xét chung trong hệ số tỏa nhiệt đối lưu α. Do vậy, tốc độ tỏa nhiệt đối lưu được xác định trên cơ sở phương trình Newton – Richman: dQw  AT  Tw  dt trong đó: α – Hệ số tỏa nhiệt đối lưu; (2.44) 48 A – Diện tích bề mặt trao đổi nhiêt; T – Nhiệt độ tức thời trong xi lanh; Tw – Nhiệt độ trung bình của bề mặt trao đổi nhiệt. Ở các bề mặt tỏa nhiệt, nếu biểu diễn tốc độ tỏa nhiệt đối lưu theo góc quay υ của trục khuỷu thì phương trình (2.43) sẽ có dạng: dQw 1 3   i Ai T  Twi  d 6n 1 (2.45) Hiện nay, có rất nhiều mô hình (công thức) xác định hệ số tỏa nhiệt đối lưu α để tính toán tốc độ tỏa nhiệt như mô hình của Hohenberg; mô hình của Eichenberg; mô hình của Woschni. Trong luận án, NCS lựa chọn mô hình (công thức) xác định hệ số tỏa nhiệt đối lưu α của Woschni, [127] (đây cũng chính là công thức được sử dụng trong phần mềm Diesel-RK):   110 trong đó: p 0,8W 0,8 T 0,53 D0,3 [W/m2K] (2.46) p- áp suất của khí trong xi lanh, [MPa] T- nhiệt độ khí trong xi lanh, [K] D - đường kính xi lanh; W  6,18Cm vận tốc khí trong kỳ nạp; W  2, 28Cm vận tốc khí trong kỳ nén; W  2, 28Cm  0, 00324 VhTa ( p  pxl 0 ) vận tốc khí trong kỳ cháy và giãn nở; paVa Cm  S.n / 30 vận tốc trung bình của pít tông [m/s]; n – tốc độ động cơ [vg/ph]; S, Vh là hành trình pít tông và thể tích công tác của xi lanh pa; Ta; Va - áp suất, nhiệt độ, thể tích toàn bộ của xi lanh tại thời điểm bắt đầu cháy. pxl0- áp suất trong xi lanh khi nén thuần túy (không có quá trình cháy). 2.2.5. Tính toán các thông số đánh giá chu trình và chỉ tiêu kinh tế, năng lượng Sau khi có được quy luật biến thiên của áp suất và nhiệt độ trong xi lanh sẽ xác định được các thông số đánh giá CTCT, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng của động cơ diesel. - Áp suất chỉ thị trung bình pi được tính theo công thức: pi  1 ct ct  pdV 0 (2.47) 49 trong đó : ct- góc quay trục khuỷu ứng với thời gian 1 chu trình, [độ GQTK] ; Vthể tích của xi lanh, [m3] ; p - áp suất trong xi lanh, [MPa]. - Áp suất tổn hao cơ giới pm được xác định theo công thức: pm  AC . m  B. p (2.48) trong đó: A, B là các hệ số phụ thuộc vào kết cấu động cơ (động cơ diesel 4 kỳ: A= 0,06 0,12 ; B=0,06 0,11) ; Cm - vận tốc trung bình của pít tông, [m/s]; p- áp suất trung bình trong xi lanh, [MPa]. - Áp suất có ích trung bình pe được xác định theo công thức: pe  pi  pm (2.49) - Hiệu suất cơ giới được xác định theo công thức: pe pi m  (2.50) - Hiệu suất chỉ thị được xác định theo công thức: i  Vh. pi QH gct (2.51) trong đó: QH - là nhiệt trị thấp của nhiên liệu, [MJ/kg]; gct-lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình, [mg/ct]. - Hiệu suất có ích e được xác định theo công thức : e  i .m (2.52) - Công suất có ích của động cơ được xác định theo công thức: pe .i.Vh .n , 30. Ne  (2.53) - Mô men xoắn có ích của động cơ được xác định theo công thức: Me  30  N e ,  n (2.54) - Suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge được xác định theo công thức: ge  Gnl , Ne (2.55) 2.3. Cơ sở lý thuyết tính toán NOx và độ khói k của động cơ 2.3.1. Xác định thành phần NOx trong khí thải động cơ Để xem xét một cách đầy đủ sản phẩm cháy của động cơ diesel, cần phải tính toán về động học tất cả các phản ứng trung gian. Việc tính toán chi tiết sẽ gặp nhiều khó khăn và phức tạp. Do quá trình cháy trong động cơ diễn ra rất nhanh nên những 50 chất tham gia phản ứng có tốc độ nhỏ, có thể bỏ qua hàm lượng của chúng trong quá trình tính toán. Thuật ngữ chuyên ngành NOx được dùng để gọi chung cho 3 chất hình thành trong quá trình cháy là: Monoxít Nitơ (NO), Dioxít Nitơ (NO2) và Protoxít Nitơ (N2O). Theo lý thuyết cháy, các chất này được sinh ra theo 3 cơ chế: NOx nhiệt, NOx tức thời và NOx nhiên liệu. Sự hình thành NOx là sự kết hợp giữa N2 và O2 có mặt trong hỗn hợp ở nhiệt độ cháy cao (trên 1100oC). Với động cơ đốt trong, nguồn chính tạo NOx là nitơ phân tử có trong không khí nạp (NOx nhiệt). Sự hình thành NOx nhiên liệu là không đáng kể do nhiên liệu diesel chứa rất ít nitơ, [16]. Nhiều tác giả khi nghiên cứu về sự tạo thành NOx đều cho rằng trong khoảng thời gian cháy của động cơ đốt trong chỉ cần xem xét động học phản ứng tạo thành NO (chất chiếm tỷ lệ cao nhất trong nhóm NOx). Các thành phần còn lại NO2 và N2O được xác định theo kết quả thống kê kinh nghiệm, [119]. Để tính toán hàm lượng NO trong khí thải có thể sử dụng các mô hình tính khác nhau, với mức độ chính xác khác nhau. Mô hình được nhiều tác giả sử dụng nhất là mô hình Zeldovich, [111]. Theo mô hình Zeldovich, [111] trong điều kiện hệ số dư lượng không khí xấp xỉ bằng 1, mô hình hình thành NO gồm 3 phản ứng thuận nghịch sau: O + N2 NO + N (2.56) N + O2  NO + O (2.57) N + OH  NO + H (2.58) Theo Zeldovich, khi mô phỏng quá trình hình thành NOx, xi lanh được coi như chia làm hai vùng: vùng chưa cháy và vùng khí đã cháy. Vùng chưa cháy gồm không khí, nhiên liệu và khí sót. Trong thời gian cháy, thể tích vùng khí đã cháy tăng dần lên. Khi tính toán quá trình cháy, coi giá trị cục bộ của hệ số dư lượng không khí thay đổi tuyến tính từ giá trị αini < 1 đến 1. Giá trị tức thời của hệ số dư lượng không khí trong quá trình cháy αc là hàm của GQTK :  c   ini  1   ini  z trong đó: z - thời gian diễn ra quá trình cháy, [độ GQTK]. (2.59) Thành phần thể tích của NO rNO trong vùng cháy xác định theo công thức: 51   r 2  p  2,333 10  e  rN2eq  rOeq  1   NO     rNOeq   1 drNO   (2.60)  3365 d   2346 T  r R.TSPC  1   e SPC  NO   TSPC rNOq   trong đó: p - áp suất trong xi lanh, [Pa]; TSPC - nhiệt độ trong vùng sản phẩm cháy, 7 [0K]; R-  38020 TSPC hằng số khí, [J/mol.K];  - vận tốc góc của trục khuỷu, [rad/s]; rNOeq , rN eq , rOeq , rO eq - tương ứng là nồng độ cân bằng của ô xít ni tơ, ni tơ 2 2 phân tử, ô xy nguyên tử và ô xy phân tử. Nồng độ NO trong xi lanh xác định theo công thức: rNOc  rNO  rbc (2.61) trong đó: rbc - lượng khí đã cháy trong xi lanh Thành phần còn lại NO2 và N2O được xác định theo kết quả thống kê kinh nghiệm, các công thức thực nghiệm cụ thể để đánh giá hàm lượng NO2 và N2O chưa được trình bày chi tiết trong các tài liệu đã công bố liên quan đến mô hình tính [81], [84], [127]. Kết quả tính toán cuối cùng sẽ là hàm lượng NOx trong khí thải (tính theo ppm) hoặc mức phát thải NOx (tính theo g/kW.h). 2.3.2. Tính toán độ khói khí thải k Hiện nay, việc tính toán độ khói khí thải thường được tích hợp trong các mô hình tính CTCT của động cơ. Trong phạm vi nghiên cứu của luận án, NCS lựa chọn phương pháp tính toán độ khói của Giáo sư Razleitsev. Theo đó độ khói được xác định trên cơ sở vận tốc tạo muội như sau: - Vận tốc tạo muội trong vùng cháy: g dx  dC     0 ,004 ct V d  d  K (2.62) trong đó: V- thể tích tức thời của xi lanh, [m3]; gct - lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình, [mg/ct]; dx - tốc độ cháy, [1/độ GQTK]. d - Vận tốc hình thành muội theo cơ chế trùng hợp nhân các giọt nhiên liệu tỷ lệ với vận tốc biến mất của các hạt nhiên liệu lỏng do sự bay hơi hoàn toàn của chúng và được xác định trong từng quá trình như sau: + Trong quá trình phun nhiên liệu: 52   K . n '  1  exp 1     d    d C   gct   32      1, 7 V  bp  d  P (2.63) trong đó:  - thời gian tính từ thời điểm bắt đầu phun, [s];  bp - mức độ kéo dài của quá trình phun, [s]; n'- đặc tính phân tán; K- hằng số bay hơi; d32 - đường kính trung bình của hạt nhiên liệu, [m]. + Sau khi kết thúc quá trình phun:  d C   n '.gct    0, 0028 1  xnkp  2V . 2  d  P  K .   d32 n'   K .  exp     d32    n' (2.64) trong đó:  2 - thời gian tính từ thời điểm kết thúc phun nhiên liệu, [s]; xnkр- lượng nhiệt tỏa ra tính đến thời điểm kết thúc phun nhiên liệu, [J]. Vận tốc đốt cháy các hạt muội:  d C   6 0,5    3,1.10 .n . p.C  d   B trong đó: p - áp suất tức thời trong xi lanh, [MPa]; [C] = (2.65) C - mật độ tức thời của V muội tính theo thể tích xi lanh. +Vận tốc thay đổi mật độ muội trong xi lanh do giãn nở:  d C   6.n dV C     0, 75 V d  d V (2.66) - Tổng vận tốc thay đổi mật độ muội trong xi lanh: 1  dC   dC   dC   dC   dC     B   B        d   d  K  d  P B  d  B  d  V (2.67) m trong đó: B  A  ndm   - hệ số rút gọn; n - tốc độ vòng quay trục khuỷu, [vg/ph];  n  ndm- tốc độ định mức của trục khuỷu, [vg/ph]; A, m - các hệ số thực nghiệm. Mật độ muội trong khí thải (quy về điều kiện tiêu chuẩn) được xác định theo công thức: 1 480  C H   B d C  d  0,1  k   d 6n  p480  (2.68) trong đó: p480 - áp suất trong xi lanh tại thời điểm 60o trước ĐCT, [MPa]; k - hệ số đoạn nhiệt của khí thải. 53 Nếu chuyển giá trị nồng độ muội [C], g/m3, theo thang tính Hartridge, ta có: Hartridge = 100[1 - 0,9545exp( - 2,4226[C])] (2.69) Theo các công thức thực nghiệm tương tự, nồng độ [C] được biểu diễn theo độ khói khí thải k, [1/m]. 2.4. Lựa chọn phần mềm tính toán 2.4.1. Lựa chọn phần mềm tính toán QLCCNL Để tính toán QLCCNL, người ta có thể sử dụng phương pháp tính toán trực tiếp dựa trên cơ sở giải hệ các phương trình toán học mô tả hoạt động của hệ thống phun nhiên liệu, [103], [104]. Tuy nhiên, để thuận lợi cho việc tính toán QLCCNL, cũng như khảo sát động lực học các chi tiết của HTPNL, các cơ sở nghiên cứu-phát triển động cơ đã phát triển nhiều phần mềm chuyên dụng dùng để nghiên cứu, tính toán QLCCNL của HTPNL như FINJECT (Ricardo), Hydsim (AVL), GT-Fuel (Gamma Technologies), Inject32 (Đại học Kỹ thuật Quốc gia Bauman, LB Nga). Việc so sánh, đánh giá ưu nhược điểm của các phần mềm này được trình bày chi tiết trong [129]. Phần mềm Inject32 được phát triển để hỗ trợ quá trình nghiên cứu, tính toán thiết kế, cải tiến các loại HTPNL khác nhau với giao diện đơn giản, dễ sử dụng (Hình 2.6). Hình 2.6. Giao diện lựa chọn kiểu HTPNL trong phần mềm Inject32, [129] Ngoài ra, hiện nay phần mềm Inject32 được Đại học Kỹ thuật Quốc gia Bauman cho phép khai thác miễn phí (Phiên bản NET) qua mạng Internet. Những cơ sở lý thuyết đã trình bày trong mục 2.1 chính là cơ sở lý thuyết của phần mềm chuyên dụng Inject32. 54 Tương tự như các phần mềm tính toán HTPNL khác, cần khai báo chi tiết các thông số kết cấu của HTPNL (trên 80 thông số), các thông số xác lập các chế độ tính toán. Sau khi cụ thể hóa mô hình cho HTPNL cần khảo sát, tiến hành chạy phần mềm mô phỏng để thu được kết quả tính toán (dạng đồ thị và file dữ liệu). Kết quả tính toán QLCCNL trong phần mềm Inject32 sẽ được sử dụng làm dữ liệu đầu để tính toán, mô phỏng CTCT, xác định các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel hoặc có thể sử dụng là dữ liệu đầu vào cho các phần mềm tính toán động cơ đốt trong khác (AVL Boost, GT-Power,…). Khi tính toán xác định QLCCNL bằng phần mềm Inject32, cần phải có các dữ liệu đầu vào về thuộc tính vật lý của nhiên liệu (khối lượng riêng, độ nhớt...). Tuy nhiên, do sự chênh lệch về các thuộc tính này của B10, B20 là không nhiều khi so sánh với B0 (chênh lệch về khối lượng riêng tại 150C giữa B10, B20 so với B0 lần lượt là +0,48% và +0,94%; sai khác về độ nhớt tại 400C giữa B10, B20 so với B0 lần lượt là +3,5% và +7,64%, Bảng 4.19) nên hoàn toàn đủ điều kiện để sử dụng phần mềm chuyên dụng Inject32 để tính toán QLCCNL cho cả 3 loại nhiên liệu B0, B10, B20 ứng với cùng điểu kiện khảo sát, chế độ vận hành. Sau khi phân tích ưu nhược điểm, lợi thế của từng phần mềm, NCS lựa chọn phần mềm Inject32 của Đại học Kỹ thuật Quốc gia Bauman (LB Nga) [129] để tính toán QLCCNL của động cơ diesel B2 vì những lý do sau: - Phần mềm Inject32 cho phép tính đến ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu đến QLCCNL và đã xét đến được tối đa các hiện tượng xảy ra trong HTPNL diesel. Điều này đáp ứng được mục đích nghiên cứu của Luận án mà NCS đang thực hiện. - Phần mềm Inject32 được xây dựng trên cơ sở lý thuyết tính toán HTPNL do các nhà khoa học Nga xây dựng [107], [129], có nhiều thông số lựa chọn được khuyến cáo cho các họ động cơ của Liên xô (cũ) và LB Nga hiện nay. Điều này sẽ phù hợp với đối tượng nghiên cứu của Luận án là động cơ B2 do Liên Xô (cũ) sản xuất. - Kết quả tính toán QLCCNL bằng phần mềm Inject32 hoàn toàn tương thích với yêu cầu về dữ liệu đầu vào của phần mềm Diesel-RK mà NCS dự kiến sử dụng để tính toán CTCT của động cơ. 55 2.4.2. Lựa chọn phần mềm tính toán chu trình công tác và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ Hiện nay, các hãng nghiên cứu động cơ đốt trong nổi tiếng trên thế giới đã phát triển các phần mềm chuyên nghiệp cho phép giải quyết các bài toán tính toán mô phỏng, hoàn thiện CTCT của động cơ như Boost (AVL), Wave (Ricardo), GTPower (Gamma Technologies). Giá của chúng rất cao, có thể tới hàng trăm nghìn đô la Mỹ. Mặt khác, các phần mềm nói trên không cho phép nghiên cứu chi tiết ảnh hưởng của hình dáng buồng cháy, hướng chùm tia phun và các đặc điểm khác của quá trình tạo hỗn hợp tới chất lượng quá trình cháy [125], [126]. Trong khi đó, phần mềm mô phỏng chuyên dụng Diesel-RK, [127] của Đại học Kỹ thuật Quốc gia Bauman (đã được nhiều cơ sở chuyên nghiên cứu phát triển, sản xuất động cơ đốt trong sử dụng, [127]) có thể giúp giải quyết những vấn đề nêu trên. Phần mềm Diesel-RK sử dụng mô hình cháy đa vùng RK, đã xem xét chi tiết các thông số ảnh hưởng đến quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong động cơ diesel như: QLCCNL, hình dạng buồng cháy; hình dạng và phân bố chùm tia phun; dạng và cường độ vận động rối của khối khí trong xi lanh, sự tương tác của tia phun với bề mặt buồng cháy; sự tương tác giữa các tia phun liền kề. Chính vì vậy, Diesel-RK cho phép dự báo chính xác động học quá trình cháy và hình thành các chất ô nhiễm của động cơ diesel khi thay đổi các thông số nói trên. Một số giao diện của phần mềm Diesel-RK được giới thiệu trên Hình 2.7. Hình 2.7. Một số giao diện của phần mềm Diesel-RK, [127] Cơ sở lý thuyết tính toán CTCT, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và mức phát thải (NOx, độ khói) trình bày trong mục 2.2 là cơ sở lý thuyết chung của lĩnh vực động cơ đốt trong đồng thời cũng là cơ sở lý thuyết của phần mềm Diesel-RK. Sự 56 khác biệt chủ yếu của RK với các phần mềm khác là ở mô hình tia phun, mô hình tạo hỗn hợp và mô hình cháy của tia phun. Các ưu điểm của phần mềm Diesel-RK trong việc mô phỏng và tối ưu hóa toàn bộ CTCT của động cơ diesel có thể kể đến như sau: - Cho phép đánh giá chi tiết tác động của các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình phun nhiên liệu, quá trình hình thành hỗn hợp; động học quá trình cháy và sự hình thành các chất ô nhiễm. - Cho phép tính toán ảnh hưởng của thành phần nhiên liệu, các thuộc tính của nhiên liệu đến quá trình hình thành hỗn hợp, động học quá trình cháy và sự hình thành các chất ô nhiễm. Có thư viện dữ liệu về các loại nhiên liệu sinh học (trong đó có biodiesel) khá phong phú, cho phép cập nhật trực tiếp về thuộc tính của các loại nhiên liệu mới. - Chức năng tối ưu hóa đa tham số cho phép tối ưu hóa về thiết kế, quá trình cung cấp nhiên liệu, cơ cấu phối khí… nhằm đạt được sự thỏa hiệp của 2 mục tiêu lớn nhất là giảm mức tiêu thụ nhiên liệu và giảm mức độ ô nhiễm (NOx, PM). - Kết hợp mô phỏng nhiệt động với việc dự báo trường nhiệt độ các chi tiết (pít tông, xi lanh, nắp máy). - Cho phép liên kết với các phần mềm mô phỏng khác phục vụ mục đích thiết kế tổng thể phương tiện (kiểm tra sự tương thích của động cơ diesel với phương tiện sử dụng chúng về mức tiêu thụ nhiên liệu, mức phát thải ô nhiễm …). Trên cơ sở phân tích ưu nhược điểm của phần mềm, cũng như mục đích nghiên cứu của Luận án, NCS lựa chọn phần mềm Diesel-RK làm công cụ tính toán CTCT, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 khi sử dụng B0 và biodiesel B10, B20. 2.5. Kết luận Chƣơng 2 - Trên cơ sở nghiên cứu lý thuyết tính toán HTPNL của động cơ diesel, đã phân tích, lựa chọn được công cụ tính toán phù hợp là phần mềm mô phỏng chuyên dụng Inject32 nhằm mục đích đánh giá ảnh hưởng của B10, B20 đến QLCCNL; xác định QLCCNL làm dữ liệu đầu vào cho quá trình tính toán CTCT của động cơ B2. - Trên cơ sở nghiên cứu lý thuyết tính toán CTCT và các thông số công tác của động cơ; mô hình tính toán hàm lượng NOx và độ khói khí thải diesel, đã phân tích lựa chọn được công cụ nghiên cứu phù hợp là phần mềm mô phỏng chuyên dụng Diesel-RK phục vụ mục đích đánh giá ảnh hưởng của B10, B20 đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2. 57 CHƢƠNG 3. TÍNH TOÁN MÔ PHỎNG XÁC ĐỊNH ẢNH HƢỞNG CỦA B10, B20 ĐẾN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƢỢNG, MÔI TRƢỜNG CỦA ĐỘNG CƠ B2 3.1. Lựa chọn đối tƣợng nghiên cứu Đối tượng nghiên cứu của luận án là động cơ diesel B2, đây là động cơ 4 kỳ, buồng cháy thống nhất, 12 xi lanh, bố trí hình chữ V, phun nhiên liệu trực tiếp, dùng bơm cao áp kiểu dãy và vòi phun kín, làm mát bằng nước; Góc phun sớm 320 trước ĐCT; áp suất bắt đầu nâng kim phun 20 [MPa]. Động cơ diesel B2 có công suất định mức theo thiết kế là 382 [kW] tại n=2000 [vg/ph]; mô men xoắn lớn nhất theo thiết kế là 2158 [N.m] tại số vòng quay trục khuỷu n=1200 [vg/ph]. Mặt cắt ngang của động cơ B2 được giới thiệu trên Hình 3.1. 8 9 10 11 12 13 14 7 15 6 5 16 4 17 3 2 18 1 19 20 21 Hình 3.1. Mặt cắt ngang của động cơ B2, [114] 1- hộp trục khuỷu; 2- thanh truyền chính; 3- ống lót xi lanh; 4- khối thân máy; 5pít tông; 6- nắp máy; 7- vòi phun; 8- ống dẫn khí; 9- van khởi động khí nén; 10đường ống cao áp; 11- bơm cao áp; 12- xu páp nạp; 13- trục cam nạp; 14- trục cam thải; 15- nắp máy; 16- xu páp thải; 17- thanh truyền phụ; 18- bầu lọc dầu bôi trơn; 19- chốt đầu to thanh truyền phụ; 20- nắp ổ trục khuỷu; 21- đáy các te. 58 Tại Việt Nam, do họ động cơ B2 có công suất lớn, độ bền cao, kết cấu khá gọn nhẹ nên được sử dụng nhiều trên các phương tiện chuyên chở tại các mỏ khai thác khoáng sản (xe tải, đầu kéo xe lửa...), trên phương tiện vận tải thủy, các trên dàn khoan dầu khí và một số phương tiện cơ giới quân sự (PTCGQS). Hàng năm, các PTCGQS trong Quân đội đang tiêu thụ một lượng lớn nhiên liệu diesel phục vụ công tác huấn luyện, chuyên chở… Việc nghiên cứu sử dụng biodiesel B10, B20 cho động cơ diesel B2 lắp trên nhóm phương tiện này sẽ góp phần sử dụng hiệu quả hơn các sản phẩm phụ của quá trình sản xuất công nghiệp, nông nghiệp; góp phần chủ động về nguồn cung nhiên liệu và giảm thiểu ô nhiễm môi trường. Động cơ B2 có nhiều đặc điểm kỹ thuật, công nghệ tương đồng với các động cơ diesel dùng hệ thống phun nhiên liệu (HTPNL) kiểu cơ khí truyền thống có nguồn gốc từ Liên xô đang được sử dụng khá nhiều tại Việt Nam. Do vậy, những kết quả nghiên cứu sử dụng B10, B20 cho động cơ B2 có khả năng mở rộng áp dụng cho các động cơ khác có cùng đặc điểm công nghệ và xuất xứ. Chính vì vậy, động cơ B2 đã được lựa chọn là đối tượng nghiên cứu của Đề tài NCKH & PTCN cấp Nhà nước “Nghiên cứu sử dụng nhiên liệu diesel sinh học (B10 và B20) cho phương tiện cơ giới quân sự”, mã số ĐT.06.12/NLSH, [23]. Trong đó, luận án của NCS là một sản phẩm đào tạo Sau đại học của Đề tài trên. 3.2. Tính toán quy luật cung cấp nhiên liệu của động cơ B2 bằng phần mềm mô phỏng Inject32 Để tính toán các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 bằng phần mềm mô phỏng Diesel-RK cần có một loạt các dữ liệu đầu vào, trong đó cần có các dữ liệu quan trọng về QLCCNL. Do vậy, trước hết cần tính toán QLCCNL của động cơ B2 khi sử dụng các loại nhiên liệu (B0, B10, B20) bằng phần mềm Inject32. 3.2.1. Hệ thống phun nhiên liệu của động cơ B2 Động cơ B2 dùng HTPNL kiểu cơ khí truyền thống, bao gồm bơm thấp áp bầu lọc tinh nhiên liệu - bơm cao áp (kiểu dãy BOSCH) - đường ống cao áp - vòi phun (Hình 3.2). Đối với HTPNL kiểu cơ khí truyền thống của động cơ B2, khi tính toán QLCCNL, người ta chỉ quan tâm đến 3 bộ phận chính, đó là bơm cao áp (BCA), đường ống cao áp, vòi phun (VP), [103, 119]. 59 7 6 5 3 4 8 2 1 Hình 3.2. Kết cấu HTPNL của động cơ B2, [114] 1- bơm thấp áp; 2,4- đường ống dẫn thấp áp; 3- bầu lọc tinh nhiên liệu; 5- bơm cao áp; 6- đường ống cao áp; 7- vòi phun; 8- buồng cháy. 3.2.2. Xây dựng mô hình và xác định các thông số đầu vào Căn cứ theo đặc điểm kết cấu của HTPNL, mô hình tính QLCCNL của động cơ diesel B2 trong phần mềm Inject32 được lựa chọn như trên Hình 3.3. Hình 3.3. Mô hình tính QLCCNL của động cơ diesel B2 trong Inject32, [129] Khi đã xác lập các chế độ tính toán và khai báo các thông số cần thi ết của các bộ phận vào các khối tương ứng trong mô hình tính toán (Hình 3.3), chạy phần mềm Inject32, gói dữ liệu đầu vào và chế độ tính đã lựa chọn sẽ được gửi về máy 60 chủ (đặt tại Đại học Kỹ thuật Quốc gia Bauman). Sau đó, kết quả tính sẽ được máy chủ gửi lại cho người sử dụng để xử lý. Để tính toán xác định QLCCNL của động cơ B2, cần xác định được các nhóm thông số đầu vào và khai báo các thông số này trong Inject32, bao gồm: Hệ thống dẫn động bơm cao áp (20 thông số), Bộ đôi pít tông –xi lanh BCA (25 thông số), Van cao áp (21 thông số), Đường ống cao áp (8 thông số), Vòi phun (10 thông số). Các thông số đầu vào được xác định trên cơ sở bộ bản vẽ chế tạo các chi tiết của HTPNL (Nhà máy Z153/TCKT), theo tài liệu kỹ thuật của động cơ B2, [114] và theo khuyến nghị của phần mềm Inject32, [129]. Các thông số đầu vào phục vụ việc tính toán QLCCNL trong Inject32 được NCS trình bày chi tiết trong Phụ lục 1. 3.2.3. Thuộc tính của nhiên liệu dùng cho phần mềm Inject32 Nhiên liệu dùng cho nghiên cứu của luận án gồm 3 loại B0, B10 và B20. Trong đó: Nhiên liệu diesel dầu mỏ (B0) được bán trên thị trường (mua trực tiếp từ Trạm cung cấp xăng dầu của Petrolimex); Nhiên liệu diesel sinh học gốc B100 là sản phẩm của đề tài mã số ĐT.06.12/NLSH, được điều chế từ bã thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thô thành dầu ăn, [23]; Biodiesel B10 và B20 được phối trộn (theo tỷ lệ thể tích của B100 với B0) theo QTCN của đề tài mã số ĐT.06.12/NLSH, [23]. Bảng 3.1. Các thông số về nhiên liệu cần cho Inject32, [129]. TT Tên thông số 1 2 3 Nhiệt độ nhiên liệu trong khoang BCA Nhiệt độ nhiên liệu trong khoang VP Khối lƣợng riêng của nhiên liệu (tại 20oC và 0,1MPa) Độ nhớt động học (tại 20oC và 0,1MPa), cSt Sức căng bề mặt (tại 20 oC) Áp suất hơi bão hòa ở nhiệt độ làm việc trung bình 4 5 6 Đơn vị o C C kg/m3 o Loại nhiên liệu B0 B10 B20 35 35 35 45 45 45 835,6 839,1 842,1 cSt 4,66 4,76 5,0 N/m MPa 0,028 0,0477 0,0296 0,0456 0,0312 0,0432 Để tính toán QLCCNL của động cơ B2 khi sử dụng B0, B10, B20 bằng phần mềm Inject32 cần phải xác định một số thuộc tính của nhiên liệu làm thông số đầu vào (Bảng 3.1). Trong đó, khối lượng riêng và độ nhớt động học của các mẫu nhiên liệu B0, B10, B20 ở nhiệt độ 200C được NCS phân tích bằng thực nghiệm tại PTN Trọng điểm Quốc gia về Công nghệ lọc & hóa dầu (thuộc Viện Hóa học Công nghiệp Việt Nam) và Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường chất lượng 1 (Quatest 1) với phương pháp và quy trình phân tích tuân thủ theo các TCVN và 61 ASTM tương ứng (được NCS trình bày chi tiết trong Chương 4). Các thông số còn lại cần cho quá trình tính toán được NCS chọn theo khuyến nghị của Inject32 [129]. 3.2.4. Chế độ, trình tự tính toán và phương pháp đánh giá tác động của B10, B20 đến quy luật cung cấp nhiên liệu - Chế độ tính toán, khảo sát: QLCCNL được tính toán theo đặc tính ngoài (ứng với 100% hành trình của thanh răng BCA) trong toàn dải tốc độ vận hành của động cơ, n=12002000 vg/ph; khi so sánh ở cùng chế độ tốc độ sẽ chọn tốc độ định mức, n=2000 vg/ph. - Trình tự tính toán: việc tính toán QLCCNL của động cơ B2 khi sử dụng B0, B10, B20 được thực hiện theo các bước sau: + Bước 1: Xây dựng mô hình và tính toán xác định QLCCNL khi sử dụng B0, đánh giá sơ bộ về mức độ phù hợp của kết quả thu được so với thông số kỹ thuật theo thiết kế. + Bước 2: Sử dụng giá trị lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình đo thực nghiệm, khi động cơ sử dụng B0 để hiệu chỉnh mô hình đã xây dựng sơ bộ trên cơ sở các tham số hiệu chỉnh cho phép của Inject32. + Bước 3: Sử dụng mô hình đã hiệu chỉnh để tính toán xác định QLCCNL động cơ B2 khi sử dụng nhiên liệu B10, B20. - Phương pháp đánh giá tác động của B10, B20: tác động của B10, B20 đến các thông số của QLCCNL được so sánh đối chứng với các thông số tương ứng của cùng đối tượng nghiên cứu, cùng chế độ và điều kiện vận hành, khi sử dụng B0. Trong quá trình tính toán QLCCNL của động cơ B2, NCS sử dụng một số giả thiết sau: + Bỏ qua độ rơ của cơ cấu dẫn động pít tông BCA; + Chưa xét đến sự biến dạng của các chi tiết, các khoang trên đường truyền nhiên liệu cao áp; + Chưa xét đến sự thay đổi áp suất môi chất công tác trong xi lanh động cơ trong suốt quá trình phun nhiên liệu (pxl = hằng số). 3.2.5. Đánh giá, hiệu chỉnh mô hình tính quy luật cung cấp nhiên liệu Về nguyên tắc, việc đánh giá, hiệu chỉnh mô hình tính QLCCNL sẽ đạt kết quả tốt nhất nếu có được một số thông số đo thực nghiệm như [15], [24], [129]: diễn biến áp suất cuối đường ống cao áp; diễn biến độ nâng kim phun; diễn biến lượng nhiên liệu cung cấp cho một chu trình… 62 Tuy nhiên, đây là những thông số có sự thay đổi lớn về giá trị trong một khoảng gian rất ngắn và bị tác động mạnh bởi các hiện tượng thủy động xuất hiện trong HTPNL. Ngoài ra, tất cả các thông số đo này đều cần được biểu diễn theo góc quay của trục cam (hoặc trục khuỷu). Chính vì vậy, việc xác định các thông số này cần có các cảm biến, hệ thống thu thập dữ liệu có độ chính xác và tốc độ lấy mẫu cao. Do khó khăn về điều kiện thực nghiệm, NCS chỉ sử dụng một thông số đo thực nghiệm (được NCS trình bày trong Chương 4) là lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình (gct) để hiệu chỉnh mô hình tính QLCCNL. gct [mg/ct] 170 gct - B0 - LT 160 gct - B0 - TN 150 140 130 120 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.4. Kết quả tính toán và thực nghiệm xác định lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình của phân bơm cao áp, ở chế độ 100% tải Sau khi hiệu chỉnh mô hình, NCS tiến hành tính toán QLCCNL. Kết quả tính toán được so sánh với thực nghiệm lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình gct khi sử dụng nhiên liệu B0 được trình bày trong Bảng 3.2 và trên Hình 3.4. Bảng 3.2. So sánh lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình ở chế độ 100% tải giữa tính toán và thực nghiệm Tốc độ động cơ (vg/ph) 1200 1300 1400 1500 1600 1700 Lƣợng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình gct, (mg/ct) Lý thuyết 156,78 150,67 144,76 139,02 135,07 131,45 Thực nghiệm 155,02 150,01 146,01 140,01 136,01 133,01 Sai số (%) 1,14 0,44 -0,86 -0,71 -0,69 -1,17 63 1800 1900 2000 128,17 125,28 122,53 130,01 127,01 123,51 -1,42 -1,36 -0,79 Dữ liệu trong Bảng 3.2 và diễn biến sự thay đổi gct theo đặc tính ngoài trên Hình 3.4 cho thấy: kết quả tính toán lý thuyết về gct là phù hợp với kết quả đo thực nghiệm trên toàn dải tốc độ 1200 vg/ph đến 2000 vg/ph và phù hợp với đặc tính cung cấp của BCA (ký hiệu HK-10) lắp trên động cơ B2, [114]. Sai số lớn nhất về gct giữa tính toán và thực nghiệm là 1,17 %. Do vậy, mô hình tính QLCCNL được xây dựng, hiệu chỉnh trong phần mềm Inject32 có đủ độ tin cậy cần thiết và có thể sử dụng để tính toán QLCCNL của động cơ B2 khi sử dụng B10, B20. 3.2.6. Kết quả tính toán quy luật cung cấp nhiên liệu Kết quả tính toán về diễn biến áp suất trong khoang xi lanh BCA, pH [MPa]; trong khoang đầu nối (khoang van cao áp), p’H [MPa]; trong khoang vòi phun, p pH [MPa] [MPa] được trình bày tương ứng trên Hình 3.5, 3.6 và 3.7 và trong Bảng 3.3. 60 p H - B0 p H - B10 p H - B20 50 40 30 20 10 0 25 30 35 40 45 50 55 GQTC [độ] Hình 3.5. Diễn biến áp suất khoang xi lanh BCA (pH) tại n = 2000 vg/ph Ta thấy, diễn biến áp suất trong khoang xi lanh BCA và khoang đầu nối là phù hợp với biên dạng cam của BCA, [114] và một số kết quả nghiên cứu đã công bố về họ BCA HK-10, [129]. Về cơ bản diễn biến áp suất trong khoang xi lanh BCA và khoang đầu nối có hình dạng giống nhau khi sử dụng 3 loại nhiên liệu B0, B10 và B20. Tuy nhiên, có sự gia tăng nhẹ về áp suất lớn nhất pH max và p’H max 64 p'H [MPa] khi sử dụng biodiesel. Nguyên nhân chính của hiện tượng này là do B10 và B20 có độ nhớt lớn hơn so với B0 (Bảng 3.1). 60 p'H - B0 p' - B10 p' - B20 H H 50 40 30 20 10 0 25 30 35 40 45 50 55 GQTC [độ] Hình 3.6. Diễn biến áp suất khoang đầu nối (p’H) tại n=2000 vg/ph Tương tự như vậy, diễn biến áp suất trong khoang vòi phun có hình dạng giống nhau khi sử dụng B0, B10 và B20; và cũng xuất hiện sự gia tăng nhẹ về p max khi sử dụng biodiesel. Tổng hợp kết quả tính toán sự thay đổi về áp suất lớn nhất trong các khoang pH max, p’H max và p max khi sử dụng B0, B10 và B20 được trình bày trong Bảng 3.3. P  [MPa] 60 p - B0  p  - B10 p  - B20 50 40 30 20 10 0 25 30 35 40 45 50 55 GQTC [độ] Hình 3.7. Diễn biến áp suất khoang vòi phun p tại n=2000 vg/ph 65 Bảng 3.3. Kết quả tính toán áp suất lớn nhất trong các khoang xi lanh BCA (pH max ), khoang đầu nối (p’H max), khoang vòi phun ( p max), tại n = 2000 vg/ph, khi sử dụng B0, B10 và B20 TT Thông số 1 2 3 4 5 6 pH max, [MPa] p’H max [MPa] p max, [MPa] Thời điểm đạt pH max, [độ GQTC] Thời điểm đạt p’Hmax, [độ GQTC] Thời điểm đạt p max, [độ GQTC] B0 52,49 51,64 52,87 41,08 41,60 41,60 Loại nhiên liệu B10 B20 Thay đổi Thay đổi Giá Giá trị so với so với trị B0, (%) B0, (%) 53,53 +1,98 54,04 +2,95 52,85 +2,36 53,34 +3,31 53,78 +1,72 54,19 +2,50 41,08 41,08 41,60 41,60 41,60 41,60 - Dữ liệu trong Bảng 3.3 cho thấy: áp suất lớn nhất trong khoang xi lanh BCA khi sử dụng biodiesel có sự gia tăng nhẹ (khi sử dụng B10 pH max tăng 1,98 % và khi sử dụng B20 pH max tăng 2,95 %) so với khi sử dụng B0. Áp suất lớn nhất trong khoang đầu nối p’H khi sử dụng B10 tăng 2,36%, khi sử dụng B20 tăng 3,31% so với B0. Khi sử dụng B10 và B20, p max tăng nhẹ so với khi dùng B0 (p max tăng lớn nhất là 1,72 % khi sử dụng B10 và tăng 2,5 % khi sử dụng B20). Nguyên nhân là do sự gia tăng về khối lượng riêng, độ nhớt động học của biodiesel (B10, B20) so với diesel (B0). Thời điểm đạt max của pH, p’H, p không thay đổi khi sử dụng 3 loại nhiên liệu B0, B10 và B20. Kết quả tính toán các thông số chính của QLCCNL, bao gồm: diễn biến áp suất phun, p’ [MPa]; diễn biến tốc độ phun, q [ml/s]; diễn biến lượng nhiên liệu phun theo góc quay trục cam g [mg] tại n=2000 vg/ph; mức độ phun tơi, d32 [μm] khi sử dụng B0, B10, B20 được trình bày tương ứng trên các Hình 3.8, 3.9, 3.10, 3.11 và Bảng 3.4. Ta thấy: - Quy luật thay đổi các thông số chính của QLCCNL (diễn biến áp suất phun, diễn biến tốc độ phun, diễn biến lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình) khi sử dụng B0, B10, B20 là tương tự nhau. Không có sự khác biệt về thời điểm đạt tốc độ phun cực đại q max, thời điểm bắt đầu phun và khoảng thời gian phun khi sử dụng B0, B10, B20. - Tại n=2000 vg/ph, áp suất phun lớn nhất p’ max tăng 3,07% khi sử dụng B10 và tăng 4,11% khi dùng B20 so với khi sử dụng B0. 66 - Tốc độ phun lớn nhất q max có sự gia tăng nhẹ, khi dùng B10 q max tăng 0,12% và khi dùng B20 q max tăng 0,99% so với khi sử dụng B0. - Tại n=2000 vg/ph, khi dùng biodiesel gct có sự gia tăng nhẹ so với khi sử dụng B0 (mức tăng lớn nhất về gct là 0,64% khi dùng B10 và 1,37% khi dùng B20). Nguyên nhân là do sự gia tăng về khối lượng riêng của biodiesel so với B0 (Bảng P’ [MPa] 3.1) ứng với cùng một thể tích nhiên liệu cung cấp của phân bơm. 60 p' - B0 p' - B10 p' - B20 50 40 30 20 10 0 25 30 35 40 45 50 55 GQTC [độ] q [ml/s] Hình 3.8. Diễn biến áp suất phun (p‘ ) khi sử dụng B0, B10, B20 tại n = 2000 vg/ph 90 q - B0 q - B10 q - B20 80 70 60 50 40 30 20 10 0 25 30 35 40 45 50 55 GQTC [độ] Hình 3.9. Diễn biến tốc độ phun (q) tại n = 2000 vg/ph 67 g [mg] 140 g - B0 120 g - B10 g - B20 100 80 60 40 20 0 25 30 35 40 45 50 55 GQTC [độ] Hình 3.10. Diễn biến lưu lượng phun theo góc quay trục cam khi sử dụng B0, B10, B20 tại n=2000 vg/ph - Khi sử dụng B10 và B20, mức độ phun tơi (đánh giá thông qua đường kính d32 [μm] trung bình của hạt nhiên liệu-d32) là kém hơn so với khi sử dụng B0 (tại n=2000 vg/ph, d32 tăng 1,65% khi dùng B10 và tăng 4,16% khi dùng B20). Sự gia tăng của d32 nêu trên có thể giải thích là do sự gia tăng về tỷ trọng, độ nhớt và sức căng mặt ngoài của biodiesel (Bảng 3.1) khi tăng tỷ lệ pha trộn của biodiesel cũng như khi so sánh các thuộc tính của chúng với B0. 32,0 31,6 31,2 30,8 30,4 30,0 29,6 B0 B10 B20 Hình 3.11. Sự thay đổi d32 khi sử dụng B0, B10, B20 tại n = 2000 vg/ph 68 Bảng 3.4. Tổng hợp kết quả tính toán các thông số chính của QLCCNL khi sử dụng B0, B10 và B20 tại n=2000 vg/ph Thông số TT 1 2 3 4 5 6 B0 Áp suất phun lớn nhất p’ max 53,07 [Mpa] Tốc độ phun lớn nhất q max, 76,44 [ml/s] Lượng nhiên liệu cấp cho một 122,53 chu trình gct, [mg/ct] Đường kính trung bình của hạt 30,44 nhiên liệu d32, [μm] Thời điểm đạt qmax; p’ max, 40,04 [độ GQTC] 17,68 Thời gian phun, [độ GQTC] Loại nhiên liệu B10 B20 Thay đổi Thay đổi Giá Giá so với so với trị trị B0, (%) B0, (%) 54,70 +3,07 55,25 +4,11 76,53 +0,12 77,2 +0,99 123,31 +0,64 124,2 +1,37 30,94 +1,65 31,71 +4,16 40,04 - 40,04 - 17,68 - 17,68 - Tổng hợp kết quả tính toán xác định ảnh hưởng của B10, B20 đến gct trên toàn bộ dải tốc độ vận hành của động cơ B2 được trình bày tương ứng trong Bảng 3.5 và Hình 3.12. Ta thấy, trên toàn dải tốc độ vận hành, khi sử dụng biodiesel sẽ làm gia tăng nhẹ về gct so với khi sử dụng B0 (mức tăng cao nhất của gct khi dùng B10 là 1,46% tại n=1200 vg/ph; khi dùng B20 là 2,62% ở n=1200 vg/ph). Bảng 3.5. Tổng hợp kết quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 đến gct trên toàn dải tốc độ vận hành Lƣợng nhiên liệu cấp cho một chu trình (gct), [mg/ct] B10 n, [vg/ph] B0 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 1200 156,78 159,07 +1,46 160,88 +2,62 +1,14 1300 150,67 151,66 +0,66 152,77 +1,39 +0,73 1400 144,76 145,56 +0,55 146,86 +1,45 +0,89 1500 139,02 140,21 +0,85 141,00 +1,42 +0,56 1600 135,07 135,53 +0,34 136,32 +0,92 +0,58 1700 131,45 131,54 +0,07 132,63 +0,90 +0,83 1800 128,17 128,26 +0,07 129,76 +1,24 +1,16 1900 125,28 125,36 +0,07 127,06 +1,42 +1,35 2000 122,53 123,31 +0,64 124,20 +1,37 +0,72 69 gct [mg/ct] 170 gct - B0 gct - B10 gct - B20 150 130 110 90 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.12. Sự thay đổi gct khi sử dụng B0, B10, B20 Nhận xét chung: - Khi sử dụng B10 và B20 sẽ làm gia tăng nhẹ về lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình và đường kính trung bình của hạt nhiên liệu; góc phun sớm (GPS) và thời gian phun không bị ảnh hưởng. - Kết quả tính toán đánh giá ảnh hưởng của biodiesel B10, B20 đến các thông số của QLCCNL là phù hợp với các kết quả nghiên cứu đã công bố [99] và thông số kỹ thuật của động cơ B2 [114]. - Kết quả tính toán QLCCNL bằng Inject32 sẽ được dùng làm thông số đầu vào để tính toán các quá trình nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 trong Diesel – RK. - Ngoài ra, kết quả tính toán về gct trên toàn dải tốc độ vận hành (Bảng 3.5) cũng sẽ được sử dụng để đánh giá mức độ tin cậy, chính xác của mô hình tính QLCCNL trên cơ sở so sánh với dữ liệu thực nghiệm (Chương 4). - Việc tính toán mô phỏng bằng phần mềm Inject32 đã cho phép nghiên cứu sâu và đánh giá một cách lượng hóa ảnh hưởng của biodiesel B10, B20 đến QLCCNL của động cơ B2. Đây là những quá trình phức tạp và rất khó tổ chức nghiên cứu bằng thực nghiệm. 70 3.3. Tính toán các quá trình nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lƣợng, môi trƣờng của động cơ B2 bằng phần mềm mô phỏng Diesel-RK 3.3.1. Xây dựng mô hình tính và xác định các thông số đầu vào Sơ đồ các khối trong mô hình tính toán CTCT của động cơ diesel xây dựng trong phần mềm Diesel-RK được trình bày trên Hình 3.13. Chế độ vận hành HT thải HT nạp Nhiên liệu Xu páp nạp Mô hình R-K HTPNL và buồng cháy Xu páp thải Xy lanh và pít tông Hình 3.13. Sơ đồ khối mô hình mô phỏng CTCT của động cơ diesel trong Diesel-RK Để xây dựng mô hình tính toán CTCT của động cơ B2 trong Diesel-RK, cần xác định thông số đầu vào và khai báo dữ liệu theo các nhóm, bao gồm: - Nhóm các thông số chung của động cơ (General Parameters): cần nhập các thông số cơ bản của động cơ như: đường kính xi lanh và hành trình của pít tông, tỷ số nén, tốc độ vòng quay định mức; các thông số của hệ thống làm mát; các dữ liệu cần thiết cho việc tính toán tổn thất cơ khí, tính toán trao đổi nhiệt ... - Nhóm các thông số về HTPNL và buồng cháy (Fuel Injection System, Combustion Chamber): cần nhập các thông số về QLCCNL (diễn biến tốc độ phun hoặc diễn biến lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình); các thông số kết cấu chi tiết của vòi phun, buồng cháy, đỉnh pít tông... cần thiết cho việc tính toán quá trình hình thành hỗn hợp và cháy và các quy luật nhiệt động trong xi lanh. 71 - Nhóm các thông số về hệ thống nạp, thải (Gas Exchange System): cần nhập các thông số cơ bản của hệ thống nạp, thải như thời gian đóng mở xu páp, thiết kế các cửa nạp, cửa thải; thiết kế các đường ống nối của đường nạp, đường thải... Các thông số đầu vào cần cho mô hình được xác định dựa theo Bộ bản vẽ chế tạo động cơ B2 (Nhà máy Z153/TCKT), theo tài liệu kỹ thuật của động cơ B2 [114]; đo đạc trực tiếp trên động cơ thực tế tại Nhà máy Z153; một số thông số được xác định gián tiếp thông qua các tính toán trung gian hoặc lựa chọn dựa theo khuyến nghị của Diesel-RK [81], [82], [83], [84]. Kết quả xác định các thông số đầu vào dùng cho mô hình tính CTCT của động cơ B2 được NCS trình bày chi tiết trong Phụ lục 2. - Nhóm thông số về nhiên liệu (Fuel): Diesel-RK yêu cầu nhập khá nhiều thông số về nhiên liệu như được trình bày trong Bảng 3.6. Một điểm mạnh của Diesel-RK (so với AVL-Boost) là cho phép khai báo trực tiếp thuộc tính của nhiên liệu và đã tích hợp sẵn cơ sở dữ liệu về một số loại nhiên liệu (bao gồm cả một số loại biodiesel) thường dùng cho động cơ diesel. Trong điều kiện Việt Nam và của riêng NCS, việc thực nghiệm xác định toàn bộ các thuộc tính của 3 mẫu nhiên liệu (Bảng 3.6) là khó khả thi. Do vậy, trong khuôn khổ luận án, NCS đã xác định các thuộc tính quan trọng của các mẫu nhiên liệu như sau: + Thành phần C:H:O của các mẫu nhiên liệu được tham khảo từ [70]. Đây cũng là một sản phẩm của Đề tài mã số ĐT.06.12/NLSH, ứng với đúng các mẫu nhiên liệu được dùng cho nghiên cứu của NCS. + Nhiệt trị thấp được tính toán theo công thức thực nghiệm [74] dựa trên kết quả phân tích thành phần C:H:O của các mẫu nhiên liệu, [70]. + Hàm lượng Lưu huỳnh, Trị số xê tan, Khối lượng riêng ở T=323K, Độ nhớt động lực học ở T=323K của các mẫu nhiên liệu được NCS phân tích thực nghiệm tại PTN Trọng điểm về Công nghệ lọc-hóa dầu (Viện Hóa học Công nghiệp Việt Nam) và Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng 1 (Quatest 1) với trang thiết bị và quy trình được trình bày chi tiết trong mục 4.2.1 (Chương 4). + Các thông số còn lại được lựa chọn theo khuyến nghị của Diesel-RK. Bảng 3.6. Các thông số về nhiên liệu cần nhập vào phần mềm Diesel-RK Tên thông số TT 1 2 3 C H O Đơn vị tính % % % Loại nhiên liệu B0 B10 B20 86,97 12,96 0,07 86,06 12,90 1,20 85,15 12,84 2,32 72 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 Hàm lƣợng lƣu huỳnh Nhiệt trị thấp Năng lượng kích hoạt phản ứng Trị số xê tan Khối lƣợng riêng ở T=323K Sức căng bề mặt ở T=323K Độ nhớt động lực học ở T=323K Tỷ nhiệt hóa hơi riêng Nhiệt dung riêng của nhiên liệu ở nhiệt độ của vòi phun Khối lượng phân tử Hệ số khuếch tán trong điều kiện khí quyển, s 15 Nhiệt độ của nhiên liệu ở đầu vòi phun 16 Áp suất hơi bão hòa ở nhiệt độ 480K Áp suất hơi bão hòa ở nhiệt độ tới hạn Tth = 710K 17 mg/kg MJ/kg kJ/mol kg/m3 N/m Pa.s kJ/kg 0,038 42,92 22 52,4 814,6 0,028 0,00246 250 0,0315 42,41 21,64 53,7 818,6 0,02965 0,00253 257,6 0,0312 41,9 21,0 54,5 822,1 0,03122 0,00263 265,8 J/(kg*K) 1853 1853 1853 190 201 211,5 D0 3,1*10-10 3,1*10-10 3,1*10-10 K 380 380 380 bar 0,0477 0,0456 0,04326 bar 1,616 1,95 2,408 - Nhóm thông số về chế độ tính (Operating Mode): khai báo các thông số của chế độ tính toán như chế độ tốc độ của động cơ, lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình, góc phun sớm nhiên liệu, áp suất và nhiệt độ môi trường... 3.3.2. Chế độ, trình tự tính toán và phương pháp đánh giá tác động của B10, B20 đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 - Chế độ tính toán, khảo sát: Các quá trình nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 được tính toán theo đặc tính ngoài trên toàn dải tốc độ vận hành của động cơ, n=12002000 vg/ph; khi so sánh một số thông số ở cùng chế độ tốc độ sẽ chọn tốc độ định mức, n=2000 vg/ph. - Trình tự tính toán: Việc tính toán các quá trình nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 khi sử dụng B0, B10, B20 được thực hiện theo các bước sau: + Bước 1: Xây dựng mô hình sơ bộ và tính toán xác định các chỉ tiêu kinh tế (ge), năng lượng (Me, Ne) của động cơ B2 khi sử dụng B0, theo đặc tính ngoài; đánh giá về mức độ phù hợp của kết quả thu được so với thông số kỹ thuật theo thiết kế. + Bước 2: Sử dụng giá trị Me, ge đo thực nghiệm khi động cơ B2 sử dụng B0 (trình bày chi tiết trong Chương 4) để hiệu chỉnh mô hình đã xây dựng sơ bộ trên cơ sở các tham số hiệu chỉnh cho phép của Diesel-RK. + Bước 3: Sử dụng mô hình đã hiệu chỉnh để tính toán xác định các quá trình nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 khi sử 73 dụng nhiên liệu B10, B20. - Phương pháp đánh giá tác động của B10, B20: tác động của B10, B20 đến các quá trình nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 được so sánh đối chứng với các thông số tương ứng động cơ, ở cùng chế độ và điều kiện vận hành, khi sử dụng B0. 3.3.3. Đánh giá, hiệu chỉnh mô hình tính chu trình công tác Việc hiệu chỉnh mô hình mô phỏng tính toán CTCT sẽ đạt được độ chính xác và tin cậy cao nếu có được các thông số đo trực tiếp bên trong xi lanh (diễn biến áp suất, nhiệt độ môi chất…). Tuy nhiên, động cơ B2 là động cơ thực tế nên chưa có sẵn các thiết kế, đồ gá cần thiết cho việc đo diễn biến áp suất trong xi lanh (như các động cơ nghiên cứu 1 xi lanh). Ngoài ra, Bệ thử AVL-ETC (Chương 4) cũng không tích hợp hệ thống chuyên dùng (AVL Indicating System) để đo các các thông số có tần số biến đổi nhanh theo góc quay trục khuỷu (diễn biến áp suất trong xi lanh, diễn biến áp suất trên đường ống cao áp, diễn biến độ nâng kim phun…). Do khó khăn về kinh phí và điều kiện trang thiết bị thử nghiệm nên trong luận án NCS chỉ đánh giá, hiệu chỉnh mô hình mô phỏng CTCT trên cơ sở so sánh kết quả tính toán và thực nghiệm về 2 thông số công tác quan trọng của động cơ là mô men xoắn có ích Me và suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge. Với điều kiện Việt Nam, NCS không có được động cơ B2 mới để tiến hành nghiên cứu thực nghiệm mà phải dùng động cơ B2 đã qua nhiều lần đại tu tại Nhà máy Z153/TCKT. Sau đại tu, động cơ B2 sẽ bị suy giảm về tình trạng kỹ thuật so với thiết kế và kéo theo là suy giảm các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng của động cơ. Một số yếu tố chính về tình trạng kỹ thuật cần được xem xét khi hiệu chỉnh mô hình tính CTCT, bao gồm: - Sau đại tu, chất lượng bao kín buồng cháy kém đi dẫn đến tỷ số nén thực tế và hệ số nạp thực tế giảm và kéo theo là áp suất, nhiệt độ cũng như mức độ vận động rối của môi chất cuối quá trình nén có xu hướng giảm. Do vậy, hạt nhiên liệu diesel phun vào xi lanh sẽ có xu hướng khó bay hơi hoàn toàn, làm tăng thời gian cháy trễ, giảm tốc độ cháy, giảm mức độ cháy kiệt của hạt nhiên liệu. Cuối cùng, sẽ làm giảm công suất và mô men xoắn có ích, tăng suất tiêu hao nhiên liệu có ích. - Do ảnh hưởng của chất lượng gia công cơ khí nên ma sát giữa các bề mặt có chuyển động tương đối của cơ cấu khuỷu trục thanh truyền và tổn thất công suất để dẫn động các cơ cấu, thiết bị phụ trợ đều có xu hướng tăng. Do vậy, sẽ làm tăng tổn hao cơ khí của động cơ. 74 - Sau một thời gian khai thác, chiều dày của lớp cặn đọng bám trên các bề mặt trao đổi nhiệt tăng lên, khả năng truyền nhiệt từ xi lanh cho nước làm mát giảm; tổn thất áp suất trên đường nạp, đường thải của động cơ có xu hướng tăng. Dựa trên các phân tích nêu trên và dữ liệu thực nghiệm, NCS đã tiến hành hiệu chỉnh mô hình sơ bộ tính CTCT cho phù hợp với đối tượng nghiên cứu thực tế trên cơ sở các hệ số lựa chọn (đã được thiết kế sẵn trong Diesel-RK), bao gồm: - Các hệ số của mô hình cháy RK (đã trình bày chi tiết trong Chương 2). - Các hệ số trong công thức tính áp suất tổn hao ma sát trung bình (2.47). - Hệ số trong công thức tính hệ số truyền nhiệt của G.Woschni (2.45). - Các hệ số chọn liên quan đến hệ thống làm mát, cơ cấu phối khí. So sánh kết quả tính toán mô phỏng (ứng với mô hình sau hiệu chỉnh) và thực nghiệm về Me và ge ở chế độ 100% tải, trong dải dải tốc độ n=1200÷2000 vg/ph, khi sử dụng B0 được tổng hợp trong Bảng 3.7 và được trình bày tương ứng trên các Hình 3.14 và 3.15. Bảng 3.7. So sánh kết quả tính toán và thực nghiệm về Me; ge ở chế độ 100% tải, khi sử dụng B0. Tốc độ động cơ [vg/ph] 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 Tính toán 2053,1 2020,0 1971,2 1916,2 1847,7 1792,8 1727,4 1664,8 1591,3 Me , [Nm] Thực nghiệm 2045,3 2011,1 1971,8 1914,0 1857,0 1786,9 1729,8 1664,5 1588,5 Sai số [%] 0,38 0,44 -0,03 0,12 -0,50 0,33 -0,14 0,02 0,18 Tính toán 0,260 0,256 0,253 0,252 0,253 0,255 0,259 0,262 0,267 ge, [g/kW.h] Thực nghiệm 0,261 0,256 0,255 0,251 0,252 0,256 0,258 0,262 0,267 Sai số [%] -0,25 -0,27 -0,63 0,37 0,46 -0,41 0,16 -0,05 -0,08 Số liệu trong Bảng 3.7 và diễn biến Me (Hình 3.14), ge (Hình 3.15) cho thấy: kết quả tính toán mô phỏng là phù hợp với thực nghiệm trên toàn dải tốc độ vận hành. Sai số lớn nhất giữa mô phỏng và thực nghiệm về Me là 9,3 N.m (tương ứng là 0,5%); về ge là 0,002 g/kW.h (tương ứng 0,63 %). Do vậy, mô hình mô phỏng CTCT đã hiệu chỉnh trong Diesel-RK có đủ độ tin cậy cần thiết và hoàn toàn có thể sử dụng để tính toán các thông số nhiệt động, các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 khi sử dụng nhiên liệu B10, B20. Me [Nm] 75 2300 M e - B0 - LT M e - B0 - TN 2100 1900 1700 1500 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.14. So sánh Me tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0 ở 100% tải g e [kg/kWh] 0,295 ge - B0 - LT 0,285 ge - B0 - TN 0,275 0,265 0,255 0,245 0,235 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.15. So sánh ge tính toán và thực nghiệm khi sử dụng B0 ở 100% tải 3.3.4. Kết quả tính toán và nhận xét 3.3.4.1. Quá trình hình thành và phát triển tia phun Với mô hình tia phun 7 vùng trong mô hình cháy RK (Hình 2.5 Chương 2) cho phép tính toán, mô phỏng chi tiết quá trình hình thành và phát triển tia phun trong buồng cháy. Do vậy, sau khi xây dựng mô hình tính CTCT, sẽ cho phép tính toán lượng hóa tỷ lệ khối lượng nhiên liệu phân bố trong các vùng khác nhau của tia 76 phun (lớp vỏ chùm tia, vùng lõi chùm tia, vùng phân bố trên đỉnh pít tông, vùng trên nắp máy, vùng bám trên mặt gương xi lanh, vùng giao thoa giữa các chùm tia). Kết quả tính toán, đánh giá ảnh hưởng của B10 và B20 đến quá trình hình thành và phát triển tia phun trong buồng cháy động cơ B2 được NCS trình bày chi tiết trong Phụ lục 3. 3.3.4.2. Diễn biến quá trình tạo hỗn hợp và cháy Kết quả tính các thông số của quá trình tạo hỗn hợp và cháy bao gồm: Hệ số dư lượng không khí trong xi lanh, ; thời gian cháy trễ tính theo góc quay trục khuỷu, id [độ GQTK]; tốc độ cháy, dx/d [độ GQTK], quy luật cháy, xb; khoảng thời gian cháy, z [độ GQTK]; nhiệt độ vùng cháy, Tburn [K]; tốc độ tỏa nhiệt, dQc/d [J/độ GQTK] của B0, B10, B20 ở chế độ 100% tải, được trình bày trong Bảng 3.8, 3.9, 3.10, 3.11, 3.12 và trên các Hình 3.16, 3.17, 3.18, 3.19, 3.20, 3.21 và 3.22. 1,85  - B10   - B0  - B20 1,75 1,65 1,55 1,45 1,35 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.16. Sự thay đổi hệ số dư lượng không khí () khi sử dụng B0, B10, B20 Bảng 3.8. Ảnh hưởng của B10, B20 đến hệ số dư lượng không khí () Hệ số dƣ lƣợng không khí () n, [vg/ph] B0 1200 1300 1400 1,41 1,46 1,51 B10 Thay đổi so Giá trị với B0, [%] 1,42 0,71 1,47 0,68 1,52 0,66 Giá trị 1,43 1,48 1,53 B20 Thay đổi so với B0, [%] 1,42 1,37 1,32 Thay đổi so với B10, [%] 0,70 0,68 0,66 77 1500 1600 1700 1800 1900 2000 1,56 1,60 1,64 1,68 1,71 1,75 1,57 1,61 1,65 1,69 1,72 1,76 0,64 0,63 0,61 0,60 0,58 0,57 1,58 1,63 1,67 1,71 1,74 1,78 1,28 1,87 1,83 1,79 1,75 1,71 0,64 1,24 1,21 1,18 1,16 1,14 Kết quả tính toán cho thấy: khi sử dụng B10, B20, hệ số dư lượng không khí  tăng so với khi dùng B0 (mức tăng cao nhất khi dùng B10 là 0,71% tại n=1200 vg/ph; khi dùng B20 là 1,87% tại n=1600 vg/ph). Nguyên nhân của hiện tượng này là do B10, B20 chứa nhiều ô xy hơn so với B0 (Bảng 3.6). Ngoài ra,  cũng tăng khi tăng  id [ độ GQTK] tốc độ động cơ do gct giảm khi tăng tốc độ động cơ tăng (Hình 3.12), trong khi lượng không khí nạp vào xi lanh giảm nhẹ khi tăng tốc độ động cơ. 30  id - B0  id - B10  id - B20 25 20 15 10 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.17. Sự thay đổi thời gian cháy trễ (id ) khi dùng B0, B10, B20 Bảng 3.9. Ảnh hưởng của B10, B20 đến thời gian cháy trễ (id ) Thời gian cháy trễ id, [độ GQTK] n, [vg/ph] 1200 1300 1400 1500 B10 B0 17,73 18,93 20,11 21,21 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 16,28 17,44 18,46 19,34 -8,15 -7,87 -8,22 -8,84 14,08 15,08 16,08 16,93 -20,58 -20,36 -20,06 -20,20 -13,51 -13,53 -12,89 -12,46 78 1600 1700 1800 1900 2000 22,19 23,03 23,79 24,45 25,04 20,23 21,03 21,78 22,46 23,02 -8,80 -8,67 -8,43 -8,15 -8,09 17,71 18,40 19,07 19,63 20,17 -20,17 -20,12 -19,85 -19,70 -19,48 -12,46 -12,51 -12,44 -12,60 -12,38 Từ dữ liệu trong Bảng 3.9 và Hình 3.17 cho thấy, khi sử dụng B10, B20 thời gian cháy trễ (tính theo GQTK) đều giảm so với B0 (mức giảm cao nhất khi dùng B10 là 8,84% tại n=1500 vg/ph; khi dùng B20 là 20,58% tại n=1200 vg/ph). Nguyên nhân của sự suy giảm này là do B10, B20 có trị số xê tan cao hơn so với B0; hàm lượng ô xy trong B10, B20 cao hơn so với B0 (Bảng 3.6). Kết quả tính toán cũng cho thấy thời gian cháy trễ của B0, B10, B20 tính theo GQTK đều tăng khi tăng tốc độ động cơ. Tuy nhiên, khi xét theo thời gian thực thì thời gian cháy trễ (tính theo μs) của cả 3 loại nhiên liệu B0, B10, B20 đều giảm khi tăng tốc độ động cơ. Điều này hoàn toàn phù hợp với thực tế do nhiệt độ và áp suất cuối quá trình nén (thời điểm phun nhiên liệu) có xu hướng tăng khi tăng tốc độ trục khuỷu động cơ. So với các động cơ diesel khác, thời gian cháy trễ của động cơ B2 là khá dài. Nguyên nhân của hiện tượng này là do động cơ B2 có tỷ số nén lý thuyết khá thấp dx/d [ 1/ độ GQTK] (=15) và áp suất bắt đầu nâng kim phun thấp (pnk= 20 MPa) (Bảng 4 Phụ lục 2). 0,12 dx/d  - B0 0,10 dx/d  - B10 dx/d  - B20 0,08 0,06 0,04 0,02 0,00 340 350 360 370 380 390 400 410 GQTK [độ] Hình 3.18. Diễn biến tốc độ cháy (dx/d) của B0, B10, B20 tại n=2000vg/ph 79 Kết quả tính tốc độ cháy dx/d được trình bày trong Bảng 3.10 và Hình 3.18 cho thấy: thời điểm bắt đầu cháy của B10, B20 là sớm hơn so với B0 (thời điểm bắt đầu cháy của B10 sớm hơn 2 độ GQTK; của B20 sớm hơn 4 độ GQTK). Điều này là phù hợp do B10, B20 có trị số xê tan lớn hơn so với B0 (Bảng 3.6). Kết quả tính toán cũng cho thấy tốc độ cháy lớn nhất của B10, B20 thấp hơn so với B0 (dx/d max của B10 giảm 10%; của B20 giảm 20%) (Bảng 3.10). Tuy nhiên, sau khi đạt giá trị cực trị thì tốc độ cháy của B0 là cao nhất sau đó đến B10 và B20 (Hình 3.18). Nguyên nhân của hiện tượng này có thể là do nhiệt trị thấp của B10, B20 là nhỏ hơn so với B0 (Bảng 3.6) và B10, B20 đã bắt đầu cháy sớm hơn khi so với B0. Bảng 3.10. Ảnh hưởng của B10, B20 đến tốc độ cháy lớn nhất (dx/d) max tại n= 2000 vg/ph Thông số TT 1 2 dx/d max, [1/độ GQTK] Thời điểm bắt đầu cháy, [độ GQTK] Loại nhiên liệu B10 Thay đổi Giá so với B0, [%] trị B20 Thay đổi so với B0, [%] B0 Giá trị 0,1 0,09 -10 0,08 -20 354 352 -0,56 350 -1,12 Kết quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 đến khoảng thời gian cháy z (Bảng 3.11) và quy luật cháy (Hình 3.19) cho thấy: thời gian cháy của B10, B20 là ngắn hơn khi so với B0 (z của B10 giảm 3,1% tại n=1900 vg/ph; z của B20 giảm 8,0% tại n=1900 vg/ph) và thời gian cháy của B0, B10, B20 đều có sự gia tăng nhẹ khi tăng tốc độ động cơ. Nguyên nhân của hiện tượng này có thể là do hỗn hợp cháy nhạt hơn ( tăng, Hình 3.16) khi tăng tốc độ động cơ. Bảng 3.11. Ảnh hưởng của B10, B20 đến khoảng thời gian cháy(z) Khoảng thời gian cháy z, [độ GQTK] n, [vg/ph] 1200 1300 1400 1500 1600 1700 B10 B0 79,6 80,2 81,0 81,9 82,7 83,6 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 78,6 79,1 79,7 80,2 80,6 81,2 -1,3 -1,4 -1,6 -2,1 -2,5 -2,9 75,2 75,6 76,0 76,2 76,8 77,3 -5,5 -5,7 -6,2 -7,0 -7,1 -7,5 -4,3 -4,4 -4,6 -5,0 -4,7 -4,8 80 1800 84,4 85,2 86,0 1900 2000 81,9 82,6 83,4 -3,0 -3,1 -3,0 77,9 78,4 79,2 -7,7 -8,0 -7,9 -4,8 -5,1 -5,0 xb 1,20 x b - B0 1,00 x b - B10 x b - B20 0,80 0,60 0,40 0,20 0,00 340 350 360 370 380 390 400 410 GQTK [độ]  z [độ GQTK] Hình 3.19. Diễn biến quy luật cháy (xb ) tại n= 2000 vg/ph 90 85 80 75 70 z - B0 z - B10 z - B20 65 60 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.20. Sự thay đổi khoảng thời gian cháy (z ) khi sử dụng B0, B10, B20 Kết quả tính toán sự thay đổi nhiệt độ vùng cháy Tburn khi sử dụng B10, B20 được trình bày trong Bảng 3.12 và trên Hình 3.21 cho thấy: trong giai đoạn cháy chính (từ khoảng 350 ÷380 độ GQTK), khi dùng B10, B20 nhiệt độ vùng cháy Tburn 81 đều cao hơn khi so với B0 (Tburn max của B10 tăng 1,1%; của B20 tăng 2,51%). Nguyên nhân của hiện tượng này có thể là do: hàm lượng ô xy trong B10, B20 cao hơn B0; do B10, B20 bắt đầu cháy sớm hơn dẫn đến thời điểm nhiệt độ trong xi lanh đạt max sớm hơn (khi thể tích tức thời của buồng cháy là nhỏ). Bảng 3.12. Ảnh hưởng của B10, B20 đến nhiệt độ vùng cháy (Tburn ) max và tốc độ tỏa nhiệt (dQc/d) max ở n=2000 vg/ph Thông số TT Tburn max, [K] dQc/d max, [J/độ GQTK] Tburn [K] 1 2 B0 2625 532,8 Loại nhiên liệu B10 Thay đổi so Giá Giá trị với B0, [%] trị 2654 1,10 2691 491,9 -7,68 417,5 B20 Thay đổi so với B0, [%] 2,51 -21,64 2600 2200 1800 1400 T burn - B0 T burn - B10 T burn - B20 1000 600 340 350 360 370 380 390 400 410 GQTK [độ] Hình 3.21. Sự thay đổi nhiệt độ vùng cháy (Tburn ) tại n= 2000 vg/ph Kết quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 đến tốc độ tỏa nhiệt (Bảng 3.12 và Hình 3.22) cho thấy: tốc độ tỏa nhiệt lớn nhất của B10, B20 giảm đáng kể (dQc/d max của B10 giảm 7,68%, của B20 giảm 21,64 %) khi so với B0. Một trong các nguyên nhân là do B10, B20 có nhiệt trị thấp nhỏ hơn so với B0 (Bảng 3.6). dQc/d [J/độ GQTK] 82 600 dQc/d - B0 500 dQc/d - B10 dQc/d - B20 400 300 200 100 0 340 350 360 370 380 390 400 410 GQTK [độ] Hình 3.22. Sự thay đổi tốc độ tỏa nhiệt (dQc/d) khi sử dụng B0, B10, B20 tại n = 2000 vg/ph 3.3.4.3. Kết quả tính toán các thông số nhiệt động trong xi lanh p xl [bar] Kết quả tính toán diễn biến áp suất trong xi lanh pxl, [bar]; giá trị áp suất cực đại pxl max ứng với các loại nhiên liệu B0, B10 và B20 được trình bày trên các Hình 3.23, 3.24 và trong Bảng 3.13. 80 p xl - B0 70 p xl - B10 p xl - B20 60 50 40 30 20 10 0 300 320 340 360 380 400 420 440 460 Hình 3.23. Diễn biến áp suất trong xi lanh (pxl) tại n=2000 vg/ph khi sử dụng B0, B10, B20 480 500 GQ TK [độ] 83 Bảng 3.13. Sự thay đổi áp suất lớn nhất trong xi lanh pxl max khi dùng B0, B10, B20 pxl max, [bar] n, [vg/ph] B10 B0 pxl max [bar] 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 81,36 79,18 76,41 74,21 71,70 68,86 66,69 64,94 63,20 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 84,17 81,05 78,27 76,29 73,97 71,89 69,92 67,77 66,02 +3,44 +2,37 +2,44 +2,81 +3,16 +4,39 +4,85 +4,36 +4,47 86,81 84,68 81,49 79,69 77,65 75,52 73,12 71,63 69,93 +6,69 +6,95 +6,65 +7,39 +8,29 +9,66 +9,65 +10,31 +10,65 +3,14 +4,48 +4,11 +4,46 +4,97 +5,05 +4,58 +5,70 +5,92 90 80 70 60 p xl max - B0 p xl max - B10 p xl max - B20 50 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.24. Sự thay đổi áp suất lớn nhất (pxl) max khi dùng B0, B10, B20 Tốc độ tăng áp suất lớn nhất dp/d max (bar/độ GQTK) khi sử dụng B0, B10, B20 tại n= 2000 vg/ph được trình bày trên Hình 3.25. Kết quả tính toán trong Bảng 3.13 và các Hình 3.23, 3.24 cho thấy: - Áp suất trong xi lanh khi sử dụng B10, B20 (Hình 3.23) bắt đầu phát triển và đạt cực trị sớm hơn, với giá trị pxl max cao hơn (mức tăng cao nhất về pxl max của B10 là 4,85% ở n=1800 vg/ph; của B20 là 10,65% ở n=2000 vg/ph) khi so với 84 B0. Nguyên nhân của hiện tượng này có thể là do B10, B20 có trị số xê tan lớn hơn nên quá trình cháy bắt đầu sớm hơn, dẫn đến áp suất trong xi lanh đạt cực trị sớm dp/d max [bar/độ GQTK] hơn; Ngoài ra, tại vị trí ĐCT, phần nhiên liệu đã cháy của B10, B20 (Hình 3.19) là lớn hơn so với B0. 9,0 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 B0 B10 B20 Hình 3.25. Sự thay đổi về tốc độ tăng áp suất trong xi lanh (dp/d) max khi sử dụng B0, B10, B20 tại n=2000 vg/ph. - Sau khi đạt cực trị, pxl khi dùng B10 và B20 có xu hướng giảm nhanh hơn trong quá trình giãn nở so với B0. Ở giai đoạn cuối của quá trình giãn nở, đường pxl khi sử dụng B0 là cao hơn so với B10, B20. Nguyên nhân của hiện tượng này là do B10, B20 có nhiệt trị thấp nhỏ hơn so với B0 (Bảng 3.6) và một phần cũng do lượng nhiên liệu đã cháy tính đến ĐCT của B10, B20 là lớn hơn so với B0 (Hình 3.19). - Tuy nhiên, tốc độ tăng áp suất lớn nhất dp/d max khi sử dụng B10, B20 lại thấp hơn B0 (Hình 3.25). Hiện tượng này có thể do tác động tổng hợp của các nguyên nhân sau: B10, B20 có dx/d max nhỏ hơn so với B0 (Hình 3.18); Tốc độ tỏa nhiệt của B0 lớn hơn B10, B20 (Hình 3.22); Thời điểm bắt đầu cháy của B0 gần ĐCT hơn (Hình 3.23) so với B10, B20. Kết quả tính toán sự thay đổi nhiệt độ trong xi lanh Txl, [K]; nhiệt độ lớn nhất trong xi lanh Txl max khi sử dụng B0, B10, B20 tại n=2000 vg/ph được trình bày trong các Bảng 3.14 và trên các Hình 3.26, 3.27. 85 Txl [K] 2000 1800 1600 1400 1200 1000 Txl - B0 Txl - B10 Txl - B20 800 320 340 360 380 400 420 440 460 480 GQTK [độ] Hình 3.26. Diễn biến nhiệt độ trong xi lanh (Txl) tại n=2000 vg/ph khi sử dụng B0, B10, B20. Txl max [K] 2300 Txl max - B0 Txl max - B10 Txl max - B20 2200 2100 2000 1900 1800 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.27. Sự thay đổi (Txl ) max khi sử dụng B0, B10, B20 Bảng 3.14. Sự thay đổi nhiệt độ lớn nhất (Txl) max khi sử dụng B0, B10, B20 Txl max, [K] n, [vg/ph] 1200 1300 B10 B20 B0 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 2156,9 2105,4 2187,9 2136,6 +1,44 +1,48 2216,0 2164,6 +2,74 +2,81 +1,28 +1,31 86 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 2065,9 2026,0 1980,4 1941,3 1908,4 1888,8 1864,1 2083,8 2045,2 2006,1 1962,3 1933,2 1905,1 1877,3 +0,87 +0,95 +1,30 +1,08 +1,30 +0,86 +0,71 2103,2 2058,1 2020,2 1976,7 1946,7 1915,5 1901,6 +1,81 +1,58 +2,01 +1,82 +2,01 +1,41 +2,01 +0,93 +0,63 +0,70 +0,73 +0,70 +0,55 +1,29 Kết quả tính toán trong Bảng 3.14 và Hình 3.26, 3.27 cho thấy: + Nhiệt độ trong xi lanh Txl khi sử dụng B10, B20 bắt đầu tăng và đạt cực trị sớm hơn, với Txl max cao hơn (mức tăng cao nhất của Txl max với B10 là 1,48 % ở n=1300 vg/ph; của B20 là 2,81 % ở n=1300 vg/ph) khi so với B0. Nguyên nhân của hiện tượng này (giống như với Tburn, Hình 3.21) có thể là do: hàm lượng ô xy trong B10, B20 cao hơn B0; do B10, B20 cháy sớm hơn dẫn đến thời điểm nhiệt độ trong xi lanh đạt max sớm hơn (khi thể tích tức thời của buồng cháy là nhỏ). 3.3.4.4. Tính toán các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng Các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng được tính toán bao gồm: áp suất chỉ thị trung bình - pi [bar]; áp suất có ích trung bình - pe [bar]; hiệu suất chỉ thị i [%]; mô men xoắn có ích - Me [N.m] và suất tiêu hao nhiên liệu có ích- ge [kg/kWh]. Kết quả tính toán pi, i, pe khi sử dụng B0, B10, B20 được trình bày tương ứng trong các Bảng 3.15, 3.16, 3.17 và trên các Hình 3.28, 3.29 và Hình 3.30. Bảng 3.15. Sự thay đổi áp suất chỉ thị trung bình (pi) khi sử dụng B0, B10, B20 Áp suất chỉ thị trung binhg pi, [bar] n, [vg/ph] B0 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 8,31 8,27 8,18 8,09 7,94 7,84 7,72 7,58 7,42 B10 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 8,15 8,12 8,05 7,97 7,87 7,77 7,64 7,52 7,36 -1,89 -1,81 -1,62 -1,37 -0,95 -0,82 -1,11 -0,89 -0,83 7,87 7,86 7,81 7,73 7,65 7,54 7,44 7,34 7,21 -5,23 -4,95 -4,60 -4,43 -3,72 -3,77 -3,66 -3,23 -2,85 -3,44 -3,20 -2,98 -3,01 -2,80 -2,96 -2,62 -2,39 -2,04 p i [bar] 87 9,0 8,0 7,0 6,0 p i - B0 p - B10 p i - B20 i 5,0 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.28. Ảnh hưởng của B10, B20 đến áp suất chỉ thị trung bình (pi) i 0,50 0,48 0,46 0,44 0,42 0,40 0,38 0,36 0,34 i i - B0 - B10 i - B20 0,32 0,30 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.29. Ảnh hưởng của B10, B20 đến hiệu suất chỉ thị (i) động cơ B2 Bảng 3.16. Sự thay đổi hiệu suất chỉ thị (i ) khi sử dụng B0, B10, B20 Hiệu suất chỉ thị i n, [vg/ph] 1200 1300 B10 B0 0,40 0,41 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 0,40 0,41 -1,49 -0,87 0,39 0,40 -3,60 -3,08 -2,14 -2,23 88 0,42 0,43 0,44 0,44 0,45 0,45 0,45 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 0,42 0,43 0,43 0,44 0,44 0,44 0,45 -1,10 -0,99 -0,85 -1,15 -0,96 -0,84 -0,29 0,41 0,42 0,43 0,43 0,44 0,44 0,44 -2,79 -2,53 -2,08 -2,18 -1,80 -1,45 -0,80 -1,71 -1,56 -1,24 -1,05 -0,85 -0,61 -0,52 Bảng 3.17. Sự thay đổi áp suất có ích trung bình (pe ) khi sử dụng B0, B10, B20 Áp suất có ích trung bình pe, [bar] n, [vg/ph] B10 B0 pe [bar] 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 6,58 6,49 6,35 6,19 6,01 5,84 5,62 5,42 5,18 -2,37 -2,29 -2,13 -1,91 -1,40 -1,27 -1,66 -1,39 -1,33 6,22 6,14 6,02 5,87 5,71 5,53 5,35 5,17 4,96 -7,75 -7,51 -7,16 -7,11 -6,32 -6,52 -6,43 -6,00 -5,62 -5,47 -5,39 -5,20 -5,17 -4,99 -5,31 -4,80 -4,61 -4,25 6,74 6,64 6,48 6,31 6,10 5,91 5,72 5,50 5,25 7,5 6,5 5,5 4,5 p e - B0 P e - B10 P e - B20 3,5 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.30. Ảnh hưởng của B10, B20 đến áp suất có ích (pe ) của động cơ B2 89 Kết quả tính toán trong các Bảng 3.15, 3.16, 3.17 và các Hình 3.28, 3.29 và 3.30 cho thấy: - Áp suất chỉ thị trung bình pi khi sử dụng B10, B20 có xu hướng giảm (khi dùng B10, pi giảm lớn nhất là 1,89% ở n=1200 vg/ph; với B20 là 5,23% ở n=1200 vg/ph) so với khi dùng B0. - Hiệu suất chỉ thị i của động cơ giảm khi sử dụng B10, B20 (mức giảm cao nhất về i khi dùng B10 là 1,49 % tại n=1200 vg/ph; khi dùng B20 là 3,6% tại n=1200 vg/ph). - Áp suất có ích trung bình pe giảm khi sử dụng B10, B20 so với khi dùng B0 (khi dùng B10, mức giảm pe cao nhất là 2,37% ở n=1200 vg/ph; khi sử dụng B20 là 7,75% ở n = 1200 vg/ph). Nguyên nhân của các hiện tượng trên là do sự suy giảm về nhiệt trị thấp của B10, B20 so với B0 (Bảng 3.6); do sự thay đổi về diễn biến pxl khi sử dụng B10, B20 so với khi sử dụng B0 (Hình 3.23). Tổng hợp kết quả tính toán mô men xoắn có ích Me, suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge khi sử dụng 3 loại nhiên liệu được trình bày trong Bảng 3.18 và tương ứng trên các Hình 3.31; 3.32. Bảng 3.18. Tổng hợp ảnh hưởng của B10, B20 đến Me, ge của động cơ B2 Chỉ tiêu Nhiên liệu B0 Me, [N.m] B10 (thay đổi so với B0, %) B20 (thay đổi so với B0, %) B0 ge, [kg/k Wh] B10 (thay đổi so với B0, %) B20 (thay đổi so với B0, %) Tốc độ trục khuỷu động cơ - n, [vg/ph] 1400 1500 1600 1700 1800 1200 1300 1900 2000 2053,1 2020,0 1971,2 1916,2 1847,7 1792,8 1727,4 1664,8 1591,3 1986,0 (-3,3) 1959,7 (-3,0) 1917,5 (-2,7) 1872,4 (-2,3) 1819,1 (-1,5) 1766,1 (-1,5) 1704,2 (-1,3) 1644,3 (-1,2) 1573,4 (-1,1) 1875,3 (-8,7) 1850,3 (-8,4) 1811,4 (-8,1) 1758,2 (-8,2) 1711,4 (-7,4) 1652,4 (-7,8) 1592,7 (-7,8) 1534,5 (-7,8) 1469,3 (-7,7) 0,260 0,256 0,253 0,252 0,253 0,255 0,259 0,262 0,267 0,266 (+2,5) 0,261 (+1,9) 0,259 (+2,2) 0,256 (+2,0) 0,257 (+1,8) 0,259 (+1,6) 0,261 (+1,0) 0,265 (+0,9) 0,269 (+0,7) 0,288 (+10,8) 0,283 (+10,5) 0,279 (10,3) 0,278 (+10,4) 0,279 (+10,2) 0,281 (+10,1) 0,284 (+9,7) 0,288 (+9,7) 0,293 (+9,7) Me [Nm] 90 2400 2200 2000 1800 1600 1400 M e - B0 M e - B10 M e - B20 1200 1000 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] ge [kg/kWh] Hình 3.31. Ảnh hưởng của B10, B20 đến Me của động cơ B2 0,30 0,25 0,20 ge - B0 ge - B10 ge - B20 0,15 0,10 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.32. Ảnh hưởng của B10, B20 đến ge của động cơ B2 Kết quả tính toán trong Bảng 3.18 và diễn biến của Me và ge trên các hình 3.31, 3.32 cho thấy: -Về mặt hình dáng, diễn biến sự thay đổi của Me và ge khi sử dụng B0, B10, B20 là giống nhau. - Khi sử dụng B10, B20 sẽ làm giảm Me của động cơ (tại n=1200 vg/ph, mức giảm Me cao nhất khi sử dụng B10 là 3,3 % và khi dùng B20 là 8,7%) so với khi sử 91 dụng B0. Nguyên nhân chính của hiện tượng này là do B10, B20 có nhiệt trị thấp nhỏ hơn so với B0. - Việc sử dụng B10 làm tăng ge không nhiều (mức tăng cao nhất là 2,5% tại n=1200 vg/ph) so với khi sử dụng B0. Khi sử dụng B20, mức tăng ge so với khi sử dụng B0 là đáng kể (mức tăng cao nhất là 10,8 % tại n =1200 vg/ph). Nguyên nhân của các hiện tượng trên là do sự suy giảm về nhiệt trị thấp của B10, B20; do sự thay đổi về pe khi sử dụng B10, B20 (Hình 3.30)… như đã phân tích ở trên. Ngoài ra, kết quả tính toán cũng cho thấy mức độ ảnh hưởng của B10, B20 đến Me, ge không tỷ lệ tuyến tính với tỷ lệ pha trộn của chúng. 3.3.4.5. Tính toán mức phát thải NOx và độ khói k Kết quả tính toán diễn biến hàm lượng NOx trong xi lanh tại n=2000 vg/ph ứng với 3 loại nhiên liệu khác nhau được trình bày trên Hình 3.33. Ta thấy, sau ĐCT khoảng 20 độ GQTK, hàm lượng NOx đạt cực trị và giữ nguyên giá trị này cho đến cuối quá trình cháy. NOx [ppm] 1000 900 NOx - B0 NOx - B10 NOx - B20 800 700 600 500 400 300 200 100 0 340 350 360 370 380 390 400 410 GQTK [độ] Hình 3.33. Diễn biến hàm lượng NOx tại n=2000 vg/ph Bảng 3.19. Tổng hợp ảnh hưởng của B10, B20 đến mức phát thải NOx Mức phát thải NOx, [ppm] n, [vg/ph] 1200 1300 B10 B0 603 591 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Thay đổi so với B10, [%] 790 760 31,0 28,6 987 967 63,6 63,6 24,9 27,2 92 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 573 552 524 474 417 379 350 724 688 642 600 553 500 457 26,4 24,7 22,6 26,6 32,5 31,9 30,4 938 897 844 778 717 651 594 63,9 62,6 60,9 64,1 71,7 71,7 69,5 29,7 30,4 31,3 29,7 29,7 30,2 30,0 Tổng hợp kết quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 đến mức phát thải NOx (Bảng 3.19 và Hình 3.34) cho thấy: - Khi sử dụng B0, B10, B20 thì quy luật thay đổi hàm lượng NOx của động cơ B2 không thay đổi (hàm lượng NOx đều đạt giá trị nhỏ nhất tại n=2000 vg/ph, cao nhất tại n =1200 vg/ph). Nguyên nhân của hiện tượng này là do sự thay đổi về gct (Hình 3.12) và Txl max theo tốc độ động cơ (Hình 3.27). - Việc sử dụng B10, B20 sẽ làm tăng mức phát thải NOx (khi sử dụng B10, mức tăng NOx cao nhất là 32,5% tại n=1800 vg/ph; với B20 là 71,7% tại n=1800 vg/ph) so với khi sử dụng B0. Mức phát thải NOx tăng theo tỷ lệ pha trộn, khi sử dụng B20 mức phát thải NOx cao hơn (mức tăng NOx cao nhất là 31,3% tại n=1600 vg/ph) so với khi sử dụng B10. Kết quả tính toán này cũng phù hợp với các kết quả nghiên cứu khác đã được công bố [60, 79, 109, 127]. - Kết quả tính toán cũng cho thấy mức gia tăng về NOx là không tỷ lệ tuyến tính với tỷ lệ pha trộn của biodiesel. NOx [ppm] 1200 1000 800 600 400 NOx - B0 NOx - B10 NOx - B20 200 0 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 n [vg/ph] Hình 3.34. Ảnh hưởng của B10, B20 đến mức phát thải NOx của động cơ B2 dk/d [1/độ GQTK] 93 4,5 d k/d- B0 dk/d - B10 dk/d - B20 3,5 2,5 1,5 0,5 -0,5 325 335 345 355 365 375 385 395 405 GQTK [độ] Hình 3.35. Ảnh hưởng của B10, B20 đến tốc độ hình thành độ khói (k) Kết quả tính diễn biến tốc độ hình thành khói đen dk/d trong xi lanh tại n=2000 vg/ph, ứng với 3 loại nhiên liệu khác nhau được trình bày trên Hình 3.35. k [1/m] 5,0 k - B0 k - B10 k - B20 1800 1900 2000 n [vg/ph] 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 1200 1300 1400 1500 1600 1700 Hình 3.36. Ảnh hưởng của B10, B20 đến độ khói (k) của động cơ B2 94 Bảng 3.20. Tổng hợp ảnh hưởng của B10, B20 đến độ khói (k) của động cơ B2 Độ khói k, [1/m] n, [vg/ph] B0 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 3,9 3,5 3,0 2,7 2,5 2,3 2,2 2,0 1,9 B10 B20 Giá trị Thay đổi so với B0, [%] Giá trị Thay đổi so với B0 [%] Thay đổi so với B10, [%] 3,4 3,1 2,8 2,5 2,3 2,2 2,0 1,9 1,8 -11,8 -11,0 -7,6 -7,9 -7,1 -4,4 -5,9 -6,6 -5,4 2,8 2,5 2,2 2,0 1,8 1,7 1,5 1,5 1,4 -27,7 -28,7 -26,3 -27,0 -27,8 -26,2 -28,4 -28,3 -27,8 -18,0 -19,9 -20,3 -20,8 -22,3 -22,8 -23,9 -23,3 -23,7 Tổng hợp kết quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 đến độ khói k của động cơ B2 được trình bày trên Hình 3.36 và trong Bảng 3.20 Ta thấy: - Khi sử dụng B0, B10, B20 thì quy luật thay đổi của độ khói là giống nhau (độ khói k đều đạt giá trị lớn nhất tại n=1200 vg/ph, nhỏ nhất tại n=2000 vg/ph). Một trong các nguyên nhân chính của hiện tượng này là do sự thay đổi của gct (Hình 3.12), dẫn đến sự thay đổi về hệ số dư lượng không khí  (Hình 3.16) khi thay đổi tốc độ động cơ. - Khi sử dụng B10, B20 sẽ giúp đáng kể giảm độ khói (đối với B10, mức giảm độ khói cao nhất là 11,8 % tại n=1200 vg/ph; đối với B20 là 28,7 % tại n=1300 vg/ph) so với khi sử dụng B0. Khi tăng tỷ lệ pha trộn, mức độ cải thiện về độ khói cao hơn (khi dùng B20, tại n=1800 vg/ph, mức độ khói giảm cao nhất là 23,9 % so với khi sử dụng B10). Nguyên nhân khiến độ khói k giảm mạnh khi sử dụng B10, B20 là do chúng chứa nhiều ô xy hơn nên tăng được hệ số dư lượng không khí trung bình (Hình 3.16); quá trình cháy diễn ra với áp suất và nhiệt độ cao hơn (Hình 3.23 và 3.26) nên hạt nhiên liệu phun vào xi lanh sẽ cháy kiệt hơn đồng thời một lượng lớn các hạt PM đã sinh ra lại tiếp tục bị đốt cháy. Xu hướng này phù hợp với các kết quả nghiên cứu đã được công bố [60, 79, 109, 127]. - Kết quả tính toán cũng cho thấy mức độ cải thiện về độ khói k là không tỷ lệ tuyến tính với tỷ lệ pha trộn của biodiesel. 95 3.4. Kết luận Chƣơng 3 Từ những nội dung đã thực hiện trong Chương 3, NCS rút ra một số kết luận sau : - Đã xây dựng và hiệu chỉnh thành công mô hình tính QLCCNL của động cơ B2 khi sử dụng nhiên liệu B0, B10, B20 trong phần mềm Inject32. Khi sử dụng B10 và B20 sẽ làm gia tăng nhẹ về lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình và đường kính trung bình của hạt nhiên liệu; góc phun sớm và thời gian phun không bị ảnh hưởng. Kết quả tính toán QLCCNL được sẽ dùng làm thông số đầu vào để tính toán CTCT và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2. - Đã xây dựng và hiệu chỉnh thành công mô hình tính toán CTCT và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 trong phần mềm Diesel-RK. Kết quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 theo đặc tính ngoài cho thấy: + Khi dùng B10, B20 sẽ làm giảm Me (mức giảm Me cao nhất khi dùng B10 là 3,3% và khi dùng B20 là 8,7%) so với khi dùng B0; + Khi dùng B10, B20 sẽ làm tăng ge (mức tăng ge cao nhất khi dùng B10 là 2,5% và khi dùng B20 là 10,8%) so với khi dùng B0; + Mức phát thải NOx tăng khá mạnh (khi sử dụng B10 hàm lượng NOx tăng cao nhất là 32,5%; khi dùng B20 là 71,7%) so với khi dùng B0; + Khi dùng B10, B20 sẽ cải thiện tốt về độ khói khí thải k (độ khói k giảm nhiều nhất khi dùng B10 là 11,8%; khi dùng B20 là 28,7%) so với khi sử dụng B0. - Phần mềm Inject32 đã cho phép đánh giá chi tiết ảnh hưởng của B10, B20 đến QLCCNL của động cơ B2; Diesel-RK cho phép tính toán chi tiết các thông số nhiệt động trong xi lanh và các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng của động cơ có xét đến tối đa các yếu tố ảnh hưởng (QLCCNL, kết cấu buồng cháy và bố trí vòi phun, thuộc tính của nhiên liệu sử dụng, chế độ vận hành...). Do vậy, sẽ cho phép nghiên cứu sâu, chi tiết hơn về ảnh hưởng của B10, B20 diễn biến các quá trình nhiệt động trong xy lanh, đây là những quá trình rất phức tạp và khó tổ chức nghiên cứu bằng thực nghiệm. 96 CHƢƠNG 4. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM 4.1. Mục đích, chế độ, điều kiện và đối tƣợng thực nghiệm 4.1.1. Mục đích Mục đích nghiên cứu thực nghiệm của NCS nhằm: - Xác định các thuộc tính của B0, B10, B20; so sánh với các tiêu chuẩn, quy chuẩn hiện hành để đánh giá mức độ phù hợp của B10, B20 (với B100 có nguồn gốc từ bã thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thô thành dầu ăn) khi sử dụng làm nhiên liệu thay thế cho động cơ diesel. Một số thuộc tính của nhiên liệu được sử dụng làm thông số đầu vào để tính toán QLCCNL (trong Inject32) và tính toán các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 (trong Diesel-RK) như đã trình bày trong Chương 3. - Xác định lượng nhiên liệu cung cấp cho 1 chu trình gct; Mô men xoắn có ích Me; Suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge khi sử dụng nhiên liệu B0 để làm thông số hiệu chỉnh mô hình tính QLCCNL trong Inject32, hiệu chỉnh mô hình tính CTCT trong Diesel-RK. - Đánh giá lượng hóa ảnh hưởng của B10, B20 đến các chỉ tiêu kinh tế (ge), năng lượng (Me), môi trường (hàm lượng NOx, độ khói) của động cơ B2 dùng cho nghiên cứu thực nghiệm. Đồng thời, sử dụng dữ liệu thu được để đánh giá độ tin cậy, chính xác của các mô hình đã xây dựng khi áp dụng tính toán cho B10, B20. 4.1.2. Chế độ thực nghiệm 4.1.2.1. Xác định các thuộc tính của nhiên liệu Thuộc tính của B0, B10, B20 được xác định bằng các trang thiết bị chuyên dùng, trong phòng thí nghiệm theo các tiêu chuẩn (TCVN, ASTM) hiện hành (Bảng 4.19 và 4.20). 4.1.2.2. Xác định lượng nhiên liệu cung cấp cho một chu trình Lượng nhiên liệu cung cấp cho một chu trình gct khi sử dụng B0, B10, B20 được xác định trên bệ thử động cơ hạng nặng AVL-ETC, khi động cơ B2 đang vận hành, theo đặc tính ngoài. 4.1.2.3. Xác định các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường Các chỉ tiêu kinh tế (ge), năng lượng (Me) và môi trường (hàm lượng NOx, độ khói khí thải k) của động cơ B2 được xác định theo đặc tính ngoài, khi sử dụng 3 loại nhiên liệu B0, B10 và B20. 4.1.3. Điều kiện thực nghiệm Thực nghiệm được tiến hành trong điều kiện của phòng thử: nhiệt độ môi trường t0=24 0C, áp suất môi trường p0=1,0 bar, độ ẩm tương đối là 75%. 97 4.1.4. Đối tượng thực nghiệm - Mẫu diesel truyền thống B0 được mua trên thị trường (tại cửa hàng của Petrolimex); các mẫu biodiesel B10, B20 được phối trộn theo quy trình công nghệ của Đề tài KHCN & PTCN cấp Nhà nước “Nghiên cứu sử dụng nhiên liệu diesel sinh học (B10 và B20) cho phương tiện cơ giới quân sự”, mã số ĐT.06.12/NLSH với nhiên liệu diesel sinh học gốc B100 được điều chế từ bã thải của quá trình tinh lọc dầu cọ thô thành dầu ăn, [23]. - Thực nghiệm xác định lượng nhiên liệu cấp cho 1 chu trình; các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường được tiến hành trên 01 động cơ B2 sau sửa chữa lớn, đáp ứng quy trình công nghệ sửa chữa lớn của Nhà máy Z153/TCKT, [13]. 4.2. Trang thiết bị phục vụ nghiên cứu thực nghiệm 4.2.1. Trang thiết bị xác định các thuộc tính của nhiên liệu Thực nghiệm xác định các thuộc tính của B0, B10, B20 được thực hiện tại PTN Trọng điểm Quốc gia về Công nghệ lọc, hóa dầu/Viện Hóa học Công nghiệp Việt Nam và Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng 1 (Quatest 1). Một số hình ảnh về trang thiết bị và quá trình thực nghiệm được trình bày chi tiết trong Phụ lục 4. Thông số kỹ thuật của một số trang thiết bị chính bao gồm: -Thiết bị xác định tỷ trọng (khối lượng riêng) của nhiên liệu: bao gồm các thiết bị chính như Bể điều nhiệt (hãng Polyscience-Mỹ); Tỷ trọng kế (hãng KesslerMỹ); Nhiệt kế ASTM 12C, đáp ứng phương pháp thử theo tiêu chuẩn ASTM D1298. Đặc tính kỹ thuật của các thiết bị này được trình bày trong Bảng 4.1. Bảng 4.1. Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định tỷ trọng, [90] TT A 1 2 3 4 B 1 2 3 C 1 2 Đặc tính kỹ thuật Bể điều nhiệt Thể tích buồng Dải điều chỉnh nhiệt độ Độ ổn định nhiệt độ Độ phân giải hiển thị Tỷ trọng kế Dải đo Khoảng chia Nhiệt độ tham chiếu Nhiệt kế Dải đo Vạch chia Đơn vị Giá trị lít C 0 C 0 C 28 -30170 ± 0,04 0,1 kg/lít kg/lít 0 C 0,800  0,850 0,0005 15 0 0 0 C C -20102 0,2 98 - Thiết bị xác định đường cong chưng cất: Model NDI 440 (hãng Normalab – Pháp) đáp ứng phương pháp thử theo tiêu chuẩn ASTM D86, D850, D1078. Đặc tính kỹ thuật của thiết bị NDI 440 được trình bày trong Bảng 4.2. Bảng 4.2. Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định đường cong chưng cất, [91] TT 1 2 3 4 5 6 Đặc tính kỹ thuật Nhiệt độ chưng cất tối đa Độ chính xác về nhiệt độ Tốc độ chưng cất Nhiệt độ bồn ngưng tụ Nhiệt độ buồng chứa ống đong Ống đong bằng thủy tinh đáy liền Đơn vị 0 C 0 C ml/phút 0 C 0 C ml Giá trị 450 0,05 29 060 060 100 - Thiết bị xác định độ nhớt động học: bao gồm Bể điều nhiệt (hãng Polyscience-Mỹ); Nhớt kế (hãng Cannon - Mỹ) đáp ứng phương pháp thử theo ASTM D446; Nhiệt kế ASTM 12C; Đồng hồ bấm giây HS -43J001Y (hãng Q&Q Citizen-Nhật). Đặc tính kỹ thuật của các thiết bị được trình bày trong Bảng 4.3. Bảng 4.3. Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định độ nhớt, [92] TT A 1 2 3 4 B 1 2 3 4 5 C 1 2 D 1 Đặc tính kỹ thuật Bể điều nhiệt Thể tích buồng Dải điều chỉnh nhiệt độ Độ ổn định nhiệt độ Độ phân giải hiển thị Nhớt kế Khoảng đo Độ chính xác Thể tích mẫu đo Hằng số nhớt kế Chiều dài Nhiệt kế Dải đo Vạch chia Đồng hồ bấm giây Độ chính xác Đơn vị Giá trị lít C 0 C 0 C 28 -30170 ± 0,04 0,1 cSt % ml 0,4  8 ± 0,2 7 0,004 250 0 mm 0 C C -20102 0,2 s 1/100 0 - Thiết bị xác định điểm chớp cháy cốc kín: Model HFP 380 (hãng PenskyMartens -Mỹ) đáp ứng phương pháp thử theo tiêu chuẩn ASTM D93. Đặc tính kỹ thuật của thiết bị HFP 380 được trình bày trong Bảng 4.4. Bảng 4.4. Thông số kỹ thuật của thiết bị xác định điểm chớp cháy cốc kín, [93] TT 1 Đặc tính kỹ thuật Dải nhiệt độ điểm chớp cháy Đơn vị 0 C Giá trị 40370 99 2 3 4 Áp suất trong ống đánh lửa Độ phân giải nhiệt độ Đường kính ngọn lửa kPa 0 C mm [...]... án TSKT Nghiên cứu ảnh hưởng của nhiên liệu diesel sinh học đến các chỉ tiêu kinh tế, 2 năng lượng, môi trường của động cơ diesel nhằm xây dựng mô hình tính cho phép đánh giá tác động của nhiên liệu diesel sinh học đến QLCCNL, đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel (đang sử dụng nhiên liệu diesel dầu mỏ) mang tính cấp thiết và thời sự Mục đích và phạm vi nghiên cứu Xây... khi sử dụng B0, B10, B20 85 Hình 3.28 Ảnh hưởng của B10, B20 đến áp suất chỉ thị trung bình pi 87 Hình 3.29 Ảnh hưởng của B10, B20 đến hiệu suất chỉ thị i động cơ B2 87 Hình 3.30 Ảnh hưởng của B10, B20 đến áp suất có ích pe của động cơ B2 88 Hình 3.31 Ảnh hưởng của B10, B20 đến mô men Me của động cơ B2 90 Hình 3.32 Ảnh hưởng của B10, B20 đến ge của động cơ B2 90 Hình 3.33 Diễn biến hàm lượng NOx tại... thay đổi các thuộc tính của biodiesel so với nhiên liệu diesel truyền thống; sự ảnh hưởng của thuộc tính nhiên liệu đến quá trình phun, tạo hỗn hợp và cháy của động cơ diesel; các vấn đề chính cần quan tâm khi sử dụng biodiesel cho động cơ diesel đang lưu hành; tình hình nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ diesel bằng lý thuyết và thực... thải của động cơ diesel B2 khi sử dụng biodiesel có nguồn gốc và mức pha trộn khác nhau Ngoài ra mô hình cũng cho phép đánh giá ảnh hưởng của các thông số đầu vào khác (thông số kết cấu, vận hành, điều chỉnh của HTPNL; các thông số kết cấu, điều chỉnh, vận hành của động cơ) đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường của động cơ B2 * Ý nghĩa thực tiễn - Các kết quả nghiên cứu của luận án là cơ. .. mức phát thải của đối tượng nghiên cứu là động cơ B2 Ảnh hưởng của biodiesel B10 và B20 sẽ được đánh giá trên cơ sở so sánh đối chứng với các thông số công tác của đối tượng nghiên cứu, ở cùng chế độ vận hành khi sử dụng nhiên liệu diesel dầu mỏ B0 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn * Ý nghĩa khoa học - Luận án đã đánh giá được ảnh hưởng của biodiesel đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường thông... phỏng HTPNL và mô hình mô phỏng CTCT của động cơ có xét đến các thuộc tính của biodiesel với các tỷ lệ pha trộn khác nhau (B10 và B20) Đây là cơ sở khoa học để đánh giá, lựa chọn loại nhiên liệu diesel sinh học gốc (B100) và tỷ lệ pha trộn hợp lý nhằm đảm bảo các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng và môi trường trong khai thác, sử dụng động cơ diesel - Mô hình đã xây dựng cho phép xác định các chỉ tiêu công... bày việc xây dựng các mô hình mô phỏng và kết quả tính toán, đánh giá ảnh hưởng của B10, B20 đến QLCCNL; đến diễn biến các quy luật nhiệt động trong xi lanh; đến các chỉ tiêu kinh tế, năng lượng, môi trường của động cơ B2 theo đặc tính ngoài Chương 4 trình bày các nội dung liên quan đến nghiên cứu thực nghiệm nhằm xác định các thông số đầu vào; xác định thuộc tính của các loại nhiên liệu cần cho quá... vg/ph 91 Hình 3.34 Ảnh hưởng của B10, B20 đến mức phát thải NOx của động cơ B2 92 Hình 3.35 Ảnh hưởng của B10, B20 đến tốc độ hình thành độ khói k 93 Hình 3.36 Ảnh hưởng của B10, B20 đến độ khói k động cơ B2 93 Hình 4.1 Động cơ diesel CFR 101 Hình 4.2 Sơ đồ kết nối các trang thiết bị của phòng thử AVL – ETC 102 Hình 4.3 Đặc tính của APA-404/6PA ở chế độ phanh (a) và chế độ động cơ (b) 103 Hình 4.4... là cơ sở khoa học góp phần xây dựng các tiêu chuẩn về nhiên liệu diesel sinh học B10, B20, dùng cho việc hoạch định chính sách sử dụng nhiên liệu diesel sinh học trên các phương tiện cơ giới đường bộ (PTCGĐB) nói chung, PTCGQS nói riêng - Kết quả nghiên cứu của luận án cũng cung cấp các dữ liệu cụ thể để xem xét việc sử dụng hỗn hợp biodiesel B10, B20 làm nhiên liệu thay thế các động cơ diesel đang lưu... quả tính toán ảnh hưởng của B10, B20 đến gct trên toàn dải tốc độ vận hành Các thông số về nhiên liệu cần nhập vào phần mềm Diesel- RK 65 68 68 71 74 Bảng 3.8 So sánh kết quả tính toán và thực nghiệm về Me; ge ở chế độ 100% tải, khi sử dụng B0 Ảnh hưởng của B10, B20 đến hệ số dư lượng không khí  Bảng 3.9 Ảnh hưởng của B10, B20 đến thời gian cháy trễ id 77 Bảng 3.10 Ảnh hưởng của B10, B20 đến tốc độ chát ... DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ QUỐC PHÒNG HỌC VIỆN KỸ THUẬT QUÂN SỰ PHAN ĐẮC YẾN NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA NHIÊN LIỆU DIESEL SINH HỌC B10, B20 ĐẾN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƯỢNG VÀ MÔI TRƯỜNG CỦA ĐỘNG CƠ DIESEL. .. nghiên cứu ảnh hưởng biodiesel B10 B20 đến QLCCNL; đến tiêu kinh tế, lượng, môi trường động diesel 30 CHƢƠNG CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN CÁC CHỈ TIÊU KINH TẾ, NĂNG LƢỢNG, MÔI TRƢỜNG CỦA ĐỘNG CƠ... cháy tiêu kinh tế, lượng, môi trường động diesel Xuất phát từ vấn đề nêu trên, việc thực đề tài luận án TSKT Nghiên cứu ảnh hưởng nhiên liệu diesel sinh học đến tiêu kinh tế, lượng, môi trường động