Mục tiêu của đề tài nghiên cứu nhằm đánh giá khả năng sử dụng LPG làm nhiên liệu thay thế trên các động cơ diesel hiện hành qua đánh giá ảnh hưởng của LPG đến tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ diesel khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel; đưa ra giải pháp chuyển đổi động cơ diesel hiện hành sang chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Mời các bạn tham khảo nội dung chi tiết đề tài!
Hà Nội, tháng năm 2014
Nghiên cứu sinh
-1-
Tôi xin chân thành cảm ơn Trường Đại học Bách khoa Hà Nội, Viện Sau đại học, Viện Cơ khí Động lực và Bộ môn Động cơ đốt trong đã cho phép tôi thực hiện luận án tại Trường Đại học Bách khoa Hà Nội. Xin cảm ơn Viện Đào tạo Sau đại học và Viện Cơ khí Động lực về sự hỗ trợ và giúp đỡ trong suốt quá trình tôi làm luận án.
Tôi xin chân thành cảm ơn PGS.TS Hoàng Đình Long và PGS.TS Lê Anh Tuấn đã hướng dẫn tôi hết sức tận tình và chu đáo về mặt chuyên môn để tôi có thể thực hiện và hoàn thành luận án.
Tôi xin chân thành biết ơn Quý thầy, cô Bộ môn và Phòng thí nghiệm Động cơ đốt trong - Trường Đại học Bách khoa Hà Nội luôn giúp đỡ và dành cho tôi những điều kiện hết sức thuận lợi để hoàn thành luận án này.
Tôi xin cảm ơn Ban Giám hiệu trường Cao đẳng nghề Công nghiệp Hà Nội, Ban chủ nhiệm Khoa Công nghệ Ôtô và các thầy cô trong Khoa đã hậu thuẫn và động viên tôi trong suốt quá trình nghiên cứu học tập.
Tôi xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến các thầy phản biện, các thầy trong hội đồng chấm luận án đã đồng ý đọc duyệt và góp các ý kiến quý báu để tôi có thể hoàn chỉnh luận án này và định hướng nghiên cứu trong tương lai.
Cuối cùng tôi xin gửi lời cảm ơn chân thành tới gia đình và bạn bè, những người đã động viên khuyến khích tôi trong suốt thời gian tôi tham gia nghiên cứu và thực hiện công trình này.
Nghiên cứu sinh
-2-
Nguyễn Tƣờng Vi
-3-
-4-
Diễn giải Ký hiệu
Khí dầu mỏ hóa lỏng LPG
HC Hydrocacbon
Phát thải hạt
Ôxít nitơ
PM NOx Soot Bồ hóng
Smoke Độ khói
Hệ số dư lượng không khí
GTVT Giao thông vận tải
RON Trị số Octan nghiên cứu
CN Trị số Cetan
Autogas Phương tiện giao thông dùng nhiên liệu là khí LPG
GDI Hệ thống phun xăng trực tiếp
Common Rail Hệ thống nhiên liệu phun dầu điện tử kiểu tích áp
AVL-Boost Phần mềm mô phỏng một chiều của hãng AVL (Áo)
Bộ điều khiển phun LPG ELC
Mô phỏng MP
Thực nghiệm TN
ECE R49 Chu trình thử châu Âu ở chế độ tĩnh đối với động cơ xe tải hạng nặng và xe khách
Cổng giao tiếp máy tính USB
Cổng giao giao tiếp máy tính dạng nối tiếp COM
Bộ điều khiển điện tử ECU
CEB-II Combustion Emission Bench – II / Tủ thiết bị phân tích khí
Mạng CAN Controller Area Network / mạng vùng tốc độ thấp
Cổng giao tiếp nối tiếp
Độ góc quay trục khuỷu
Biên độ độ rung động của động cơ
RS232 0TK ∆KAcc Dual Lưỡng nhiên liệu LPG/diesel
-5-
P/B Tỷ lệ thành phần propan/butan
16 Bảng 1.1 Tính chất của các thành phần trong LPG
60 Bảng 2.1 Chuỗi phản ứng hình thành NOx
Bảng 3.1 Đặc tính của cảm biến nhiệt độ 91
112 Bảng 4.1 Mức độ thay đổi phát thải trung bình khi thay đổi tỷ lệ LPG
117 Bảng 4.2 So sánh phát thải khi thay đổi góc phun sớm ở tốc độ 2000v/ph
120 Bảng 4.3 Độ chênh áp suất trước và sau vòi phun LPG
129 Bảng 4.4 Chế độ đo trong chu trình thử ECE R49
129 Bảng 4.5 Kết quả đo phát thải theo chu trình Châu Âu ECE R49
-6-
136 Bảng 4.6 Kết quả đo phát thải theo chu trình Châu Âu ECE R49 với góc phun sớm 60
Hình 1.1 Cấu trúc hóa học của các thành phần trong nhiên liệu LPG 16
Hình 1.2 Sản lượng (triệu tấn) LPG trên toàn cầu 17
Hình 1.3 Bộ trộn Venturi với lỗ khoan bố trí xung quanh họng 22
Hình 1.4 Họng Venturi với một đường LPG vào loại cùng chiều 23
Hình 1.5 Họng Venturi với một đường LPG vào loại trực giao 23
Hình 1.6 Kết cấu bộ chế hòa khí dạng Modul hóa 23
Hình 1.7 Sơ đồ cung cấp LPG trên động cơ dùng bộ trộn và điều khiển điện tử 24
Hình 1.8 Sơ đồ hệ thống phun LPG vào cửa nạp điều khiển điện tử 25
Hình 1.9 Sơ đồ hệ thống phun trực tiếp LPG vào trong xilanh động cơ 25
Hình 1.10 Hệ thống cung cấp LPG trên động cơ của hãng Magis 2 26
Hình 2.1 Động cơ diesel AVL 5402 39
Hình 2.2 Sơ đồ phân vùng hỗn hợp trên một tia phun khi phun 41
Hình 2.3 Sơ đồ phân vùng xilanh ứng với một tia phun trong quá trình cháy 42
Hình 2.4 Sơ đồ phân bố nhiên liệu diesel trong tia phun 45
Hình 2.5 Sơ đồ các vùng của lớp dầu bôi trơn 57
Hình 2.6 Mô men và suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ giữa thực nghiệm và mô phỏng trên đường đặc tính ngoài khi chạy đơn nhiên liệu 65
Hình 2.7 Mô men của động cơ giữa thực nghiệm và mô phỏng trên đường đặc tính ngoài khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel 66
Hình 2.8 Diễn biến áp suất trong xilanh động cơ mô phỏng và thực nghiệm ở 100% tải, tỷ lệ LPG thay thế diesel 20%, tốc độ 2000v/ph 66
Hình 2.9 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến tổng lượng diesel + LPG tiêu thụ ở 100% tải 67
Hình 2.10 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến suất tiêu hao năng lượng ở 100% tải 68
Hình 2.11 Kết quả mô phỏng phát thải HC ở các chế độ tải và tỷ lệ LPG thay thế khác nhau 68
70 Hình 2.12 Kết quả mô phỏng phát thải NOx ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Hình 2.13 Kết quả mô phỏng phát thải CO ở các tỷ lệ LPG khác nhau 71
Hình 2.14 Kết quả mô phỏng phát thải Soot ở các tỷ lệ LPG khác nhau 72
-7-
Hình 2.15 Kết quả mô phỏng diễn biến áp suất xilanh ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, với các tỷ lệ LPG khác nhau 73
Hình 2.16 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến mô men và công suất động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải, tỷ lệ LPG 20% 73
74 Hình 2.17 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến phát thải NOx, Soot của động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải, tỷ lệ LPG 20%
Hình 2.18 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến phát thải CO của động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải, tỷ lệ LPG 20% 75
Hình 2.19 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm đến diễn biến áp suất trong xilanh động cơ ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, tỷ lệ LPG 20% 76
Hình 3.1 Sơ đồ tín hiệu điều khiển cung cấp nhiên liệu LPG 79
Hình 3.2 Sơ đồ tổng thể hệ thống cung cấp LPG cho động cơ diesel D1146TI 80
Hình 3.3 Sơ đồ cung cấp LPG vào động cơ 81
Hình 3.4 Sơ đồ tín hiệu điều khiển hệ thống cung cấp LPG 81
Hình 3.5 Bộ điều khiển hệ thống cung cấp LPG (ELC) 82
Hình 3.6 Sơ đồ nguyên lý tạo nguồn 5V 83
Hình 3.7 Mạch xử lý tín hiệu tốc độ 83
Hình 3.8 Mạch xử lý tín hiệu lưu lượng và áp suất LPG 84
Hình 3.9 Mạch xử lý tín hiệu nhiệt độ và công tắc ON/OFF nhiên liệu LPG 84
Hình 3.10 Mạch xử lý tín hiệu lưu lượng và nhiệt độ khí nạp 85
Hình 3.11 Mạch xử lý tín hiệu vị trí chân ga và tín hiệu không tải 85
Hình 3.12 Mạch xử lý tín hiệu dự phòng (option) 85
Hình 3.13 Mạch xử lý tín hiệu điều khiển vòi phun LPG 86
Hình 3.14 Mạch xử lý tín hiệu điều khiển van điện từ và rơle đóng mở LPG 86
Hình 3.15 Sơ đồ khối vi điều khiển hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG 87
Hình 3.16 Khối tạo xung nhịp 87
Hình 3.17 Khối mạch Reset 87
Hình 3.18 Sơ đồ chân ATmega32 88
Hình 3.19 Sơ đồ nguyên lý mạch kết nối theo chuẩn RS232 89
Hình 3.20 Sơ đồ thuật toán đọc tốc độ động cơ 90
Hình 3.21 Sơ đồ đọc giá trị của tín hiệu từ cảm biến 90
Hình 3.22 Sơ đồ tính cảm biến lưu lượng 90
Hình 3.23 Sơ đồ tính cảm biến áp suất 91
-8-
Hình 3.24 Sơ đồ tính cảm biến nhiệt độ 91
Hình 3.25 Sơ đồ thuật toán truyền giá trị 92
Hình 3.26 Sơ đồ thuật toán thực thi lệnh từ máy tính 92
Hình 3.27 Nguyên lý điều khiển phun 92
Hình 3.28 Sơ đồ thuật toán điều khiển chung hệ thống phun LPG 93
Hình 3.29 Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ không tải 94
Hình 3.30 Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ chuyển tiếp không tải - có tải 95
Hình 3.31 Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ có tải 96
Hình 3.32 Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ chuyển tiếp có tải - không tải 96
Hình 3.33 Giao diện chương tình điều khiển quá trình phun LPG 97
Hình 4.1 Sơ đồ thiết kế lắp đặt hệ thống cung cấp LPG trên động cơ AVL 5402 104
Hình 4.2 Phát thải CO ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau 105
Hình 4.3 Phát thải Smoke ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau 105
Hình 4.4 Phát thải HC ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau 106
107 Hình 4.5 Phát thải NOx ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau
Hình 4.6 Diễn biến áp suất xilanh khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và lưỡng nhiên liệu với tỷ lệ LPG 16% ở các giá trị áp suất khác nhau 107
Hình 4.7 Độ rung động của động cơ khi sử dụng nhiên liệu diesel và lưỡng nhiên liệu với tỷ lệ LPG 16% ở các giá trị áp suất khác nhau 108
109 Hình 4.8 Phát thải NOx khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Hình 4.9 Phát thải CO khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau 110
Hình 4.10 Phát thải độ khói (Smoke) khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau 110
Hình 4.11 Phát thải HC khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau 111
112 Hình 4.12 Phát thải CO2 khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Hình 4.13 Diễn biến áp suất xilanh ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, với các tỷ lệ LPG khác nhau 113
Hình 4.14 Độ rung động của động cơ ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, với các tỷ lệ LPG khác nhau 113
Hình 4.15 Diễn biến áp suất xilanh ở tốc độ 3000vg/ph, 100% tải, với các tỷ lệ LPG khác nhau 114
Hình 4.16 Độ rung động của động cơ ở tốc độ 3000vg/ph, 100% tải, với ở các tỷ LPG khác nhau 115
Hình 4.17 Mômen và công suất động cơ khi thay đổi góc phun sớm 115
-9-
Hình 4.18 Phát thải CO và Smoke khi thay đổi góc phun sớm 116
117 Hình 4.19 Phát thải NOx và HC khi thay đổi góc phun sớm
Hình 4.20 Biến thiên áp suất xilanh khi thay đổi góc phun sớm ở 2000vg/ph, 100% tải 118
Hình 4.21 Độ rung động của động cơ khi thay đổi góc phun sớm ở 2000vg/ph, 100% tải 118
Hình 4.22 Công suất động cơ ở 100% và 75% tải 121
Hình 4.23 Phát thải CO tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ 121
Hình 4.24 Phát thải HC tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ 122
122 Hình 4.25 Phát thải NOx tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.26 Độ đen của khí thải tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ 123
123 Hình 4.27 Phát thải CO2 tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.28 Mức độ thay đổi các thành phần phát thải ở 100% tải 125
Hình 4.29 Phát thải CO tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ 125
Hình 4.30 Phát thải HC tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ 126
126 Hình 4.31 Phát thải NOx tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.32 Độ đen tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ 127
127 Hình 4.33 Phát thải CO2 tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.34 Mức độ thay đổi các thành phần phát thải ở 75% tải 128
Hình 4.35 Tỷ lệ thay thế LPG với 5 loại giclơ 128
Hình 4.36 Hàm lượng phát thải theo chu trình thử ECE R49 130
Hình 4.37 Công suất động cơ tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau 131
Hình 4.38 Mômen động cơ tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau 132
Hình 4.39 Tiêu hao nhiên liệu tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau 132
Hình 4.40 Lượng khí lọt cácte tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau 133
Hình 4.41 Phát thải CO tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau 134
Hình 4.42 Phát thải HC tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau 134
135 Hình 4.43 Phát thải NOx tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
Hình 4.44 Độ đen trong khí thải tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau 135
Hình 4.45 Hàm lượng phát thải theo chu trình thử ECE R49 136
Hình 4.46 Vị trí bố trí các thiết bị của hệ thống cung cấp LPG lên xe Transinco 138
Hình 4.47 Thiết kế lắp đặt bình LPG lên xe 138
-10-
Hình 4.48 Kết cấu bộ hóa hơi LPG 139
Hình 4.49 Kết cấu van điện từ 139
Hình 4.50 Kết cấu bộ lọc LPG 140
Hình 4.51 Thiết kế lắp đặt bộ hóa hơi, van điện từ, lọc LPG trong khoang động cơ 140
Hình 4.52 Kết cấu bộ điều khiển LPG và công tắc đóng mở LPG 141
Hình 4.53 Sơ đồ đấu nối dây tín hiệu điều khiển hệ thống cung cấp LPG 141
-11-
Hình 4.54 Bộ điều khiển hệ thống cung cấp LPG 142
Ngày nay, với sự phát triển mạnh của công nghiệp và sự gia tăng nhanh số lượng các phương tiện giao thông vận tải (GTVT) và thiết bị động lực trang bị động cơ đốt trong, nhu cầu sử dụng nhiên liệu càng ngày càng tăng cao, đặc biệt là nhiên liệu hóa thạch truyền thống xăng và dầu diesel. Trung bình mỗi ngày thế giới tiêu thụ hết khoảng 87 triệu thùng dầu. Trong đó phần lớn được sử dụng trên các phương tiện GTVT. Nhu cầu sử dụng nhiên liệu tăng đang gây nguy cơ cạn kiệt nhanh nguồn nhiên liệu truyền thống và làm giá dầu mỏ tăng lên, ảnh hưởng trực tiếp đến nền kinh tế toàn cầu. Thêm nữa, mức độ tiêu thụ lớn nguồn nhiên liệu hóa thạch truyền thống đang thải ra môi trường một lượng lớn các chất độc hại làm ảnh hưởng xấu đến sức khoẻ con người và gây ra hiệu ứng nhà kính. Trong đó, hàm lượng phát thải của các phương tiện sử dụng nhiên liệu diesel chiếm một tỷ lệ đáng kể. Điều này dẫn đến những tác động xấu đến môi trường sinh thái, biến đổi khí hậu, trái đất nóng lên và hiện tượng băng tan ở hai địa cực.
Việt Nam là nước đang phát triển nên cũng không nằm ngoài quy luật phát triển chung của thế giới. Tình trạng thiếu nhiên liệu và ô nhiễm môi trường do khí thải động cơ cũng đã đến mức báo động. Do đó, vấn đề đặt ra là cần nghiên cứu và sử dụng các loại nhiên liệu thay thế có mức độ phát thải độc hại thấp để một mặt giảm ô nhiễm môi trường, mặt khác có thể bù đắp phần nhiên liệu truyền thống đang bị thiếu hụt. Các loại nhiên liệu thay thế được ưu tiên sử dụng là các loại nhiên liệu ―sạch‖ (phát thải độc hại thấp), trữ lượng lớn, giá thành rẻ và có thể sử dụng dễ dàng trên động cơ mà không cần thay đổi nhiều về kết cấu. Trong các loại nhiên liệu đó, khí dầu mỏ hóa lỏng (LPG) là nhiên liệu có tiềm năng lớn, đáp ứng được các yêu cầu trên.
LPG là loại nhiên liệu thông dụng và thân thiện với môi trường. Mấy thập kỷ qua nó được dùng trong công nghiệp và sinh nhiệt gia dụng nhưng ngày nay nó còn được sử dụng làm nhiên liệu thay thế trên động cơ đốt trong. Do LPG có sản phẩm cháy thân thiện với môi trường và có năng suất tỏa nhiệt cao nên khi được sử dụng trên động cơ đốt trong nó không chỉ giúp giảm phát thải độc hại mà còn giảm được gánh nặng về nguồn nhiên liệu truyền thống xăng và dầu diesel.
-12-
Việc sử dụng LPG trên động cơ diesel hiện hành sẽ tận dụng được tính ưu việt về hiệu suất cao của loại động cơ này và giúp giảm phát thải khói bụi, loại phát thải quan trọng và rất khó xử lý của động cơ diesel hiện nay. Tuy nhiên, do tính tự cháy của LPG kém nên chỉ có thể sử dụng LPG thay thế một phần nhiên liệu diesel trên động cơ và như vậy tính năng làm việc của động cơ phụ thuộc rất nhiều vào đặc điểm cung cấp và tạo hỗn hợp của lưỡng nhiên liệu LPG/diesel và các thông số điều chỉnh của động cơ. Chính vì vậy, việc thực hiện đề tài ―Nghiên cứu sử dụng LPG làm nhiên liệu thay thế trên động cơ diesel hiện hành‖ để có thể sử dụng hiệu quả nhiên liệu LPG và đáp ứng các yêu cầu đặt ra về tiết kiệm nhiên liệu diesel, giảm phát thải là rất cần thiết, có ý nghĩa khoa học và thực tiễn cao, đặc biệt là ở điều kiện Việt Nam khi mà công nghiệp chế tạo động cơ mới chuyên chạy nhiên liệu LPG chưa phát triển.
i. Mục đích nghiên cứu của đề tài
- Đánh giá khả năng sử dụng LPG làm nhiên liệu thay thế trên các động cơ diesel hiện hành qua đánh giá ảnh hưởng của LPG đến tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ diesel khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
- Đưa ra giải pháp chuyển đổi động cơ diesel hiện hành sang chạy lưỡng nhiên liệu
LPG/diesel.
ii. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu
- Đối tượng nghiên cứu là động cơ diesel hiện hành, đại diện là động cơ diesel nghiên cứu AVL 5402 trang bị hệ thống phun nhiên liệu kiểu tích áp điều khiển bằng điện tử (common Rail) và động cơ diesel D1146TI trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu truyền thống hiện đang được sử dụng phổ biến trên các xe khách tại Hà Nội.
- Việc nghiên cứu và thực nghiệm được thực hiện trong phòng thí nghiệm tại Phòng thí nghiệm động cơ đốt trong, Viện Cơ khí động lực, Trường đại học Bách khoa Hà Nội và nghiên cứu trên hiện trường.
iii. Nội dung nghiên cứu
- Nghiên cứu phương pháp cung cấp lưỡng nhiên liệu LPG/diesel và tạo hỗn hợp cháy
trong động cơ.
- Nghiên cứu đặc điểm quá trình cháy và hình thành phát thải của động cơ LPG/diesel.
- Nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến tính năng kinh tế kỹ thuật và phát
thải của động cơ.
- Nghiên cứu ảnh hưởng của việc sử dụng LPG đến góc phun sớm diesel tối ưu của
động cơ.
- Đánh giá sự làm việc ổn định của động cơ chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel khi lắp
lên xe khách.
iv. Phƣơng pháp nghiên cứu
Kết hợp giữa nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm
- Lý thuyết:
Xây dựng các mô hình lý thuyết mô tả sự tạo hỗn hợp, cháy và hình thành phát
thải của động cơ LPG/diesel.
Sử dụng phần mềm AVL BOOST và ngôn ngữ lập trình FORTRAN để tính toán các thông số quá trình cháy và hàm lượng phát thải của động cơ; phân tích kết quả và định hướng cho nghiên cứu thực nghiệm.
- Thực nghiệm:
-13-
Thử nghiệm trong phòng thí nghiệm nghiên cứu ảnh hưởng của áp suất phun LPG, tỷ lệ LPG thay thế và góc phun sớm diesel đến đặc tính kinh tế, kỹ thuật và phát thải của các động cơ thí nghiệm sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, từ đó
đề xuất chọn tỷ lệ LPG thay thế và các thông số điều chỉnh thích hợp.
Ứng dụng giải pháp nghiên cứu trên xe khách và đánh giá sơ bộ khả năng ứng
dụng của kết quả nghiên cứu vào thực tế.
v. Ý nghĩa khoa học và ý nghĩa thực tiễn
- Phân tích và mô phỏng được quá trình hình thành hỗn hợp, quá trình cháy và hình
thành phát thải trong động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
- Đánh giá được ảnh hưởng của tỷ lệ LPG và góc phun sớm đến tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ diesel hiện hành sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, từ đó lựa chọn được các giá trị hợp lý đảm bảo sự hài hòa các tính năng động cơ.
- Đưa ra giải pháp khả thi chuyển đổi động cơ diesel hiện hành sang sử dụng lưỡng
nhiên liệu LPG/diesel.
- Góp phần giảm khói bụi và NOx là các thành phần phát thải quan trọng và khó xử lý, giảm sự phụ thuộc vào nhiên liệu truyền thống, cũng như định hướng trong việc nghiên cứu ứng dụng nhiên liệu thay thế trên các phương tiện giao thông sử dụng động cơ đốt trong.
vi. Các nội dung chính của đề tài
- Mở đầu - Chương 1. Tổng quan về sử dụng nhiên liệu LPG cho động cơ đốt trong - Chương 2. Nghiên cứu lý thuyết quá trình cháy và hình thành phát thải trong động
cơ LPG/diesel
- Chương 3. Nghiên cứu thiết kế hệ thống điều khiển cung cấp LPG trong động cơ
LPG/diesel
-14-
- Chương 4. Nghiên cứu thực nghiệm - Kết luận và hướng phát triển
1.1 Đặc điểm của LPG
LPG là tên viết tắt của khí dầu mỏ hoá lỏng LPG (Liquefied Petroleum Gas). LPG tồn tại trong thiên nhiên ở các giếng dầu hoặc giếng gas và cũng có thể được sản xuất ở các nhà máy lọc dầu. Thành phần chính của LPG là hỗn hợp hydrocacbon với thành phần chính là butan (C4H10) và propan (C3H8) chiếm tới 99%, còn lại là một số thành phần hydrocacbon khác [1]. Tỷ lệ giữa propan và butan thay đổi giữa các quốc gia cũng như thời điểm sản xuất. Loại nhiên liệu này được phát triển và thương mại hóa từ những năm năm mươi của thế kỷ trước.
LPG là loại nhiên liệu có thể dễ dàng được chuyển đổi sang thể lỏng bằng việc tăng áp suất thích hợp hoặc giảm nhiệt độ để dễ tồn trữ và vận chuyển. LPG có thành phần hóa học tương đối đơn giản hơn các loại nhiên liệu khác, ít tạp chất, không có hợp chất chứa lưu huỳnh và chì, đặc biệt sản phẩm cháy không tạo muội, tạo cặn cacbon [1, 2]. Ngoài ra, LPG còn có nhiệt trị theo khối lượng cao hơn so với các loại nhiên liệu truyền thống như xăng và dầu diesel nên có điều kiện tăng tính kinh tế khi sử dụng [2].
1.1.1 Tính chất lý hóa của LPG
LPG biến đổi từ thể lỏng thành thể hơi theo tỷ lệ thể tích 1 lít LPG thể lỏng hoá thành khoảng 250 lít ở thể hơi ở nhiệt độ lớn hơn 0oC trong môi trường áp suất bằng áp suất khí quyển. LPG bay hơi rất nhanh, dễ dàng khuyếch tán, hòa trộn với không khí thành hỗn hợp cháy nổ.
LPG nhẹ hơn nước, tỷ trọng của butan bằng 0,55 - 0,58 lần và propan từ 0,5 - 0,53 lần tỷ trọng của nước. Ở thể hơi trong môi trường áp suất bằng áp suất khí quyển, LPG nặng hơn so với không khí, đối với butan là 2,01 lần, propan là 1,53 lần.
Do LPG ở trạng thái nguyên chất không có mùi và nặng hơn không khí nên có thể gây ngạt nếu nó tràn ra ngoài chiếm chỗ của ôxy. Vì vậy, người ta thường pha trộn thêm chất tạo mùi hăng mercaptan vào LPG với tỷ lệ nhất định để có mùi đặc trưng nhằm phát hiện ra hiện tượng rò rỉ LPG.
LPG lỏng gây bỏng nặng trên da khi tiếp xúc trực tiếp, nhất là với dòng LPG rò rỉ
trực tiếp vào da.
Nhiệt độ của LPG khi cháy rất cao từ 1900oC÷1950oC, có khả năng đốt cháy và nung
nóng chảy hầu hết các chất và kim loại.
LPG có thành phần chủ yếu là propan và butan. Ngoài ra, tuỳ thuộc vào nguồn nhiên liệu khi chế biến mà trong thành phần của nó có thể có một lượng nhỏ olefin như propen, buten. Trong đó propan chỉ có duy nhất ở dưới dạng mạch thẳng, butan có thể ở dạng mạch thẳng hoặc mạch nhánh (Hình 1.1).
-15-
Công thức hoá học và cấu trúc phân tử:
Hình 1.1 Cấu trúc hóa học của các thành phần trong nhiên liệu LPG
Bảng 1.1 Tính chất của các thành phần trong LPG [1]
n-butan iso-butan Thông số đặc trƣng Propan
Công thức hóa học C4H10 C4H10
Nhiệt độ sôi (oC ) C3H8 -42,1oC +1,0 -0,5
Trị số octan nghiên cứu( RON) 111 102 94
Hệ số tỷ lượng A/F(kg/kg) 15,71 15,49 15,49
Nhiệt độ tự bắt cháy (oC ) 481 544 441
Nhiệt trị thấp (MJ/kg) 46,34 45,55 45,70
Chỉ số Cetane 3 9 13
Phương trình cháy:
C3H8+5O2→3CO2+4H2O+Q
2C4H10+13O2 → 8 CO2+10 H2O+ Q
Sự cháy của LPG diễn ra thuận lợi nhất trong hỗn hợp đồng nhất của LPG với không khí; tốc độ cháy và lan tràn màng lửa đạt cao nhất ở tỷ lệ hỗn hợp nhiên liệu – không khí hơi đậm một chút với hệ số dư lượng không khí =0,95-1 [3, 4]. Đặc điểm diễn biến quá trình cháy và các nhân tố ảnh hưởng cũng tương tự như đối với nhiên liệu xăng [4].
1.1.2 Ƣu điểm của LPG so với các loại nhiên liệu truyền thống
Nếu có đủ ôxy, quá trình cháy của LPG dễ diễn ra một cách triệt để. Điều này đã làm cho LPG có các đặc tính của một nhiên liệu cháy sạch. Sản phẩm cháy chỉ có CO2 và hơi nước, không có hợp chất chứa lưu huỳnh và chì, hàm lượng các khí NOx thấp, ít gây ô nhiễm môi trường. Ngoài ra, LPG có trị số octan nghiên cứu cao hơn so với xăng không chì từ 5-12 đơn vị, và có nhiệt trị khối lượng lớn hơn so với xăng và dầu diesel và lớn hơn nhiều so với methanol và ethanol. Vì vậy, LPG rất có lợi thế khi muốn tăng hiệu suất nhiệt và tăng công suất động cơ [5].
-16-
Trong sử dụng, LPG không làm ăn mòn các thiết bị liên quan, lại rất thông dụng và đa năng khi vận chuyển vì cả propan và butan đều dễ hóa lỏng và có thể chứa được trong
các bình áp lực, thuận tiện khi cung cấp đến người tiêu dùng.
Vì có tốc độ bay hơi nhanh, LPG dễ dàng khuyếch tán và hòa trộn với không khí tạo thành hỗn hợp nên LPG là loại nhiên liệu thay thế tốt cho xăng trong các động cơ đánh lửa cưỡng bức [4, 5].
Với những ưu điểm như trên, LPG có thể làm nhiên liệu thay thế cho các loại nhiên liệu như củi, than và đặc biệt là nhiên liệu truyền thống của động cơ đốt trong là xăng và dầu diesel. Điều này góp phần khắc phục tình trạng cạn kiệt nhiên liệu truyền thống và giảm phát thải ô nhiễm môi trường.
1.1.3 Tình hình sản xuất LPG
1.1.3.1 Tình hình sản xuất LPG trên thế giới
Hình 1.2 Sản lượng LPG trên toàn cầu (triệu tấn)
Từ thập niên 90 đến nay, lượng LPG sản xuất trên toàn cầu liên tục tăng (trung bình 5-10%/năm) và dự đoán vẫn tiếp tục tăng trong những năm tới. Tổng nguồn cung LPG trên thế giới năm 2008 đạt 239 triệu tấn. Tổng sản lượng khai thác và sử dụng LPG của thế giới trong năm 2013 đạt tới 260 triệu tấn theo như con số đã được công bố tại Hội nghị thượng đỉnh LPG thế giới đã diễn ra tại TP.HCM [6]. Nguồn sản xuất LPG là từ quá trình chế biến dầu mỏ và khí đốt nên hoàn toàn có thể tính toán và dự đoán được sản lượng LPG sản xuất được trong tương lai theo trữ lượng và năng suất khai thác dầu mỏ và khí đốt [7]. Dự báo đến năm 2015 năng suất khai thác và chế biến LPG có thể đạt 291,7 triệu tấn, trong đó, 60% LPG được sản xuất từ quá trình xử lý, 39,5% sản xuất từ các nhà máy lọc dầu và còn lại 0,5% từ các nguồn khác.
Trong giai đoạn 2000-2008, Trung Đông, Bắc Á là hai khu vực sản xuất LPG lớn nhất nhì trên thế giới. Trung Đông cung cấp 1/5 tổng lượng LPG trên thế giới trong năm 2008 và tăng trung bình 4,1%/năm từ năm 2000 mặc dù sản lượng của khu vực này giảm trong năm 2001 và 2002. Tổng cung khu vực này dự báo tăng đến 69,7 triệu tấn cho năm 2015. Năm 2008, khoảng 66% sản lượng LPG Trung Đông là từ xử lý khí đồng hành, 24% là từ quá trình tinh chế.
-17-
Ở Bắc Á, hơn 90% sản lượng tăng lên là từ các nhà máy lọc dầu ở Trung Quốc. Hầu hết sản lượng LPG của khu vực này tới từ các nhà máy lọc hóa dầu, số ít là xử lý khí và
duy nhất cho tới nay ở Trung Quốc có nhà máy hóa khí từ than. Phần còn lại trong sản lượng của khu vực là từ các nhà máy lọc dầu ở Hàn Quốc và Đài Loan. Dự báo đến năm 2015 đạt khoảng 31,1 triệu tấn.
1.1.3.2 Tình hình sản xuất LPG ở Việt nam
Hiện nay, ở Việt Nam có thể tạm chia ra 4 cụm khai thác khí quan trọng:
- Cụm khí thứ nhất nằm ở vùng đồng bằng Bắc Bộ, gồm nhiều mỏ khí nhỏ, trong đó có Tiền Hải - Thái Bình, trữ lượng khoảng 250 tỷ m3 khí, được bắt đầu khai thác năm 1981 phục vụ cho công nghiệp địa phương.
- Cụm khí thứ 2 thuộc vùng biển Cửu Long, gồm có 4 mỏ dầu Bạch Hổ, Rồng, Rạng
Đông, Ru Bi.
- Cụm thứ 3 ở vùng biển Nam Côn Sơn gồm mỏ Đại Hùng đang khai thác và các mỏ
khí đã phát hiện khu vực xung quanh Lan Tây, Lan Đỏ, Hải Thạch, Mộc Tinh.
- Cụm mỏ thứ 4 tại thềm lục địa Tây Nam gồm có mỏ BungaKewa - Cái Nước.
Nguồn tiêu thụ đầu tiên là dự án khai thác và dẫn khí vào bờ cho các nhà máy điện Phú Mỹ I và Phú Mỹ II, nhà máy sản xuất phân đạm. Cùng với nó, ngày 1/1/1995 nhà nước đã quyết định cho nhà máy điện Bà Rịa - Vũng Tàu sử dụng khí đồng hành thay diesel, đồng thời xây dựng nhà máy khí Dinh Cố tại Bà Rịa với công suất thiết kế là vận chuyển vào bờ 3 triệu m3 khí/ngày và sẽ được nâng lên 3,5 - 4 tỷ m3 khí/năm. Đây là nhà máy xử lý khí đầu tiên của nước ta đã chính thức hoạt động, cung cấp LPG phục vụ cho công nghiệp và dân dụng.
Từ năm 1998 PetroVietnam cũng đã khởi công xây dựng nhà máy lọc dầu Dung Quất và cho tới nay đã dần hoàn thiện. LPG được sản xuất tại Dinh Cố sử dụng nguồn nguyên liệu là khí đồng hành được vận chuyển từ các mỏ Bạch Hổ, Rồng, Đại Hùng. Khí đồng hành tại các mỏ này có hàm lượng H2S và CO2 rất thấp (0,4 - 4%) rất thuận lợi cho chế biến và sử dụng.
Dầu mỏ Bạch Hổ có tỷ xuất khí hòa tan trung bình là 180m3/tấn nghĩa là cứ một tấn dầu trong điều kiện mỏ có áp suất lớn hơn áp suất bão hòa khi khai thác lên có thể tách ra 180m3 khí.
1.2 Tình hình nghiên cứu sử dụng LPG cho động cơ đốt trong
-18-
Với các ưu điểm sạch, nhiệt lượng cao và sức ép toàn cầu về vấn đề môi trường, LPG hiện đang là loại khí đốt được khuyến khích tiêu dùng với mức tăng trưởng hàng năm trên toàn thế giới đạt trên 3,5%. Tuy nhiên, LPG cũng bị cạnh tranh trực tiếp từ các loại khí đốt khác như CNG, LNG, đặc biệt là các khu vực có hệ thống cơ sở hạ tầng tốt với hệ thống dẫn khí đốt đồng bộ do giá các loại khí này rẻ hơn. Tuy nhiên, các loại khí này không thể so sánh được với LPG về tính linh hoạt trong tồn trữ, vận chuyển và phân phối. Thực tế cho thấy ở đâu cần sự linh hoạt trong phân phối, ở đó LPG luôn chiếm ưu thế. Về xu hướng sử dụng, hiện nay tỷ trọng LPG sử dụng cho công nghiệp, hoá dầu, giao thông vận tải/động cơ đốt trong đang tăng dần.
Theo các số liệu thống kê, hiện nay trên toàn thế giới có khoảng 13 triệu xe ô tô sử dụng LPG, trong đó trên 7 triệu xe tập trung tại 38 nước và chủ yếu tại các vùng kinh tế phát triển do tại đây có mức sống cao và vấn đề ô nhiễm môi trường đang là vấn đề bức xúc được chính phủ quan tâm. Dưới đây là các thông tin khái quát về thị trường Autogas tại một số quốc gia đang có mức tăng trưởng thị trường Autogas nhanh nhất trên thế giới hiện nay:
- Italy: Là quốc gia có mức tiêu thụ LPG cho Autogas lớn nhất với lượng tiêu dùng hàng năm đạt khoảng 1,3 triệu tấn. Hiện nay số lượng xe dùng LPG tại Italy là 1,234 triệu xe trong tổng số 32,969 triệu xe vận tải. Tuy chỉ chiếm 4% trong tổng số xe lưu hành nhưng trong thời gian tới tỷ lệ này sẽ tăng với tốc độ nhanh chóng do các chính sách hỗ trợ hiện tại của Chính phủ nhằm giảm mức độ ô nhiễm môi trường. Trong năm 1999, có khoảng 175.000 xe sử dụng xăng dầu đã được lắp bộ phận chuyển đổi để sử dụng LPG. Nhằm thúc đẩy sự chuyển đổi này, hiện nay chính phủ Italia đang áp dụng các biện pháp khuyến khích như: thanh toán từ quỹ của chính phủ cho việc chuyển đổi, giảm lệ phí giao thông, hạn chế việc lưu hành các xe chạy bằng xăng dầu tại một số khu vực có mật độ ô nhiễm cao.
- Anh: Thị trường Autogas tại nước Anh được đánh giá là một trong những thị trường tiềm năng nhất với mức tăng trưởng đạt tới 500%. Năm 1999, tại Anh mới chỉ có 3500 xe thì đến tháng 05/2000 con số này đã lên tới 20.000 xe và đến cuối năm 2000 theo ước tính đạt 30.000 xe, tới năm 2007 con số này đã lên tới là 150.000 xe. Để đạt được tốc độ này, chính phủ Anh đã có các tác động đáng kể thông qua các chính sách như: hình thành quĩ hỗ trợ chuyển đổi từ xe chạy xăng, dầu sang chạy LPG, giảm thuế đối với LPG dùng cho ô tô, mở rộng hệ thống các trạm bơm LPG cho xe ô tô.
- Thổ Nhĩ Kỳ: Năm 1999, có 500.000 xe taxi chạy bằng LPG (chiếm 92% trong tổng số). Con số này năm 2000 là 800.000 chiếc, tăng 60%. Tuy nhiên, do chuyển đổi xảy ra khá tuỳ tiện mà Chính phủ không thể kiểm soát được nên họ đang áp dụng các biện pháp chặt chẽ hơn đối với các xe chạy bằng LPG nhằm đảm bảo sự an toàn đối với thị trường Autogas đang phát triển ở nước này.
- Ba Lan: Hiện đang có 470.000 xe chạy LPG với hệ thống 1900 trạm nạp chính thức. Chi phí LPG sử dụng cho phương tiện vận tải thấp hơn so với các loại nhiên liệu khác là lý do cơ bản thúc đẩy sự phát triển của Autogas tại nước này phát triển. LPG sử dụng cho Autogas năm 1999 là 395.000 tấn, tăng 32% so với năm 1998. Do được sự hỗ trợ về thuế, giá LPG dùng cho Autogas chỉ bằng 35% so với nhiên liệu khác (đây là một trong những quốc gia có mức chênh lệch thuế đối với Autogas và nhiên liệu khác lớn nhất).
-19-
- Trung Quốc: Do sự phát triển mạnh về kinh tế trong thời gian gần đây nên vấn đề giao thông và ô nhiễm môi trường đang trở thành vấn đề nóng cần được giải quyết, đặc biệt là tại các thành phố lớn. Kể từ năm 2000, Chính phủ dự kiến miễn thuế nhiên liệu 05 năm đối với xe chạy LPG. Tại thời điểm đó ở Thượng Hải có khoảng hơn 20.000 xe trong tổng cộng hơn 61.000 xe taxi chạy bằng LPG. Theo LPG World, số 17 ngày 7/9/2000, mỗi ngày tại thành phố này có 40 xe chuyển sang sử dụng LPG và đến nay thành phố này đã có khoảng hơn 40.000 xe taxi chạy LPG. Đây cũng là nguyên nhân làm cho lượng sử dụng
LPG của Thượng Hải tăng lên rất lớn trong những năm gần đây đạt hơn 300.000 tấn/năm, tốc độ tăng trưởng hàng năm trung bình khoảng 40-50%. Tiếp tục hỗ trợ thị trường này, chính quyền thành phố đã thông qua kế hoạch xây mới thêm nhiều trạm nạp mới cho đến nay tổng số trạm bơm LPG cung cấp cho xe ô tô đã lên tới hơn 100 trạm.
- Hàn Quốc: Do giá bán LPG chạy xe chỉ bằng 1/3 giá xăng, Autogas được sử dụng rất rộng rãi cho xe taxi, bus và xe tải nên tốc độ tăng trưởng rất nhanh. Sản lượng butan cho chạy xe khoảng 1,5 triệu tấn/năm.
- Ấn Độ: Tháng 08/2000, Chính phủ đã chính thức cho phép lưu hành xe chạy LPG. Hiện tại, hai thành phố Bombay và New Delhi được ưu tiên phát triển đội xe sử dụng LPG. Tại Bombay, hiện có 1/5 trong tổng số 55.000 xe taxi được lắp đặt bộ phận chuyển đổi dùng LPG.
Theo hiệp hội LPG thế giới, năm 2007 trên thế giới có khoảng 13 triệu phương tiện chạy LPG tiêu thụ 20,3 triệu tấn nhiên liệu với 51.730 trạm tiếp nhiên liệu. Số lượng tiêu thụ và sử dụng ngày càng tăng nhanh chủ yếu tập trung tại một số nước phát triển. Năm nước sử dụng LPG làm nhiên liệu động cơ nhiều nhất là Hàn Quốc, Nhật Bản, Ba Lan, Thổ Nhĩ Kỳ và Australia. Lượng tiêu thụ LPG của năm nước này chiếm một nửa lượng tiêu thụ LPG trên toàn thế giới.
Tuy nhiên, các con số thống kê trên chủ yếu là trên các loại động cơ đánh lửa cưỡng bức do số octan cao của LPG làm cho nó thích hợp với các loại động cơ này. Ngược lại, số cetan của LPG thấp nên việc sử dụng LPG trên động cơ diesel khó khăn hơn.
1.2.1 Các nghiên cứu sử dụng LPG cho động cơ đốt cháy cƣỡng bức
1.2.1.1 Đặc điểm kết cấu động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức
Nhiên liệu LPG có đặc điểm cháy tương tự xăng, có tính bay hơi và hòa trộn tốt với không khí và có trị số octan cao hơn xăng nên rất thích lợp làm nhiên liệu cho động cơ đốt cháy cưỡng bức. Do vậy, đặc điểm kết cấu chung của động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức hoàn toàn tương tự động cơ xăng và chỉ khác ở hệ thống cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp. Các nghiên cứu đã chỉ ra rằng động cơ chạy LPG có tính kinh tế nhiên liệu cao hơn động cơ xăng do suất tiêu hao nhiên liệu thấp hơn và giá nhiên liệu LPG trên thế giới hiện nay thường thấp hơn nhiều so với giá xăng [8]. Mặt khác, phát thải các thành phần độc hại của của động cơ chạy nhiên liệu LPG thấp hơn nhiều so với chạy xăng [2] nên LPG được coi là nhiên liệu sạch và do vậy có xu hướng được sử dụng ngày càng rộng rãi để làm nhiên liệu thay thế trong động cơ đốt cháy cưỡng bức.
-20-
Các động cơ đốt cháy cưỡng bức sử dụng nhiên liệu LPG hiện nay có thể đến từ hai nguồn, đó là các động cơ được thiết kế chế tạo mới chuyên sử dụng nhiên liệu LPG và các động cơ được hoán cải chuyển đổi từ các động cơ chạy xăng hoặc các động cơ chạy nhiên liệu diesel hiện hành sang chạy nhiên liệu LPG. Việc thiết kế chế tạo mới các động cơ LPG sẽ tốn kém kinh phí tương tự việc nghiên cứu thiết kế và phát triển một sản phẩm mới của các hãng chế tạo động cơ nên đương nhiên giá bán đến người sử dụng sẽ cao. Tuy nhiên, các động cơ LPG mới sẽ được thiết kế tối ưu để chạy nhiên liệu LPG nên sẽ có tính kinh tế và tính hiệu quả cao hơn động cơ chuyển đổi. Qua nghiên cứu đặc tính làm việc của cùng
một động cơ đốt cháy cưỡng bức khi chạy nhiên liệu xăng và khi chạy nhiên liệu LPG [9] và nghiên cứu đặc tính làm việc của động cơ LPG khi thay đổi tỷ số nén của động cơ [5], các nhà nghiên cứu đã chỉ ra rằng động cơ chạy LPG nên được thiết kế tăng tỷ số nén của động cơ và thay đổi góc đánh lửa sớm tối ưu theo hướng giảm một chút so với động cơ chạy xăng để tăng hiệu suất, công suất và giảm suất tiêu hao nhiên liệu. Tuy nhiên, khi đó động cơ sẽ nóng hơn nên cần thiết kế tăng hiệu quả làm mát và chọn vật liệu chịu nhiệt tốt hơn cho các chi tiết như piston, xupáp thải và xilanh so với khi thiết kế động cơ xăng.
Việc nghiên cứu chuyển đổi động cơ xăng và động cơ diesel hiện hành sang chạy nhiên liệu LPG có ý nghĩa thực tế hơn vì số lượng động cơ đốt trong hiện hành sử dụng nhiên liệu truyền thống đang rất lớn trong khi nguồn nhiên liệu này đang cạn kiệt, cần sử dụng nhiên liệu thay thế để bổ sung. Mặt khác, việc chuyển đổi các động cơ có sẵn sẽ rẻ hơn so với chế tạo mới rất nhiều nên dễ dàng đáp ứng được khả năng chi trả của nhiều đối tượng sử dụng.
Việc chuyển đổi động cơ xăng (thường là động cơ xăng tạo hỗn hợp bên ngoài như các động cơ dùng bộ chế hòa khí hoặc động cơ phun xăng vào đường nạp) sang chạy LPG khá đơn giản và rẻ tiền, chỉ cần trang bị thêm hệ thống cung cấp LPG cho động cơ, còn các hệ thống khác vẫn được giữ nguyên [10,11, 12]. Các động cơ này có thể tháo bỏ hệ thống cung cấp xăng để chạy chỉ với LPG hoặc để tồn tại song song cả hai hệ thống cung cấp xăng và LPG để có thể chọn chạy với một trong hai loại nhiên liệu xăng hoặc LPG nếu muốn. Cho nên hầu hết các động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức được chuyển đổi hiện nay là từ động cơ xăng. Tuy nhiên, do không thay đổi kết cấu động cơ nên tỷ số nén của động cơ không đổi và do đó không phát huy được ưu điểm trị số Octan cao của nhiên liệu LPG.
Việc chuyển đổi động cơ diesel sang chạy LPG đốt cháy cưỡng bức phức tạp và tốn kém hơn so với chuyển đổi động cơ xăng. Ngoài việc trang bị thay thế hệ thống phun nhiên liệu diesel cao áp bằng hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG, còn cần phải trang bị thêm hệ thống đánh lửa và thay đổi kết cấu động cơ để giảm tỷ số nén và thay đổi đường ống nạp cho phù hợp [13, 14]. Như vậy, động cơ diesel khi đã được chuyển đổi sang động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức thì động cơ sẽ chỉ chạy được với nhiên liệu LPG mà không thể quay về chạy nhiên liệu diesel theo ý muốn được. Do chi phí cao và sự phức tạp của việc thay đổi kết cấu động cơ nên việc chuyển đổi động cơ diesel sang động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức thường không được áp dụng rộng rãi bằng chuyển đổi động cơ xăng.
1.2.1.2 Phương pháp cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp
-21-
Việc cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong động cơ LPG chế tạo mới hay trong động cơ LPG chuyển đổi từ động cơ chạy nhiên liệu truyền thống sang thường không có gì khác biệt và đều là đối tượng được quan tâm nghiên cứu nhiều để nâng cao tính kinh tế, tính hiệu quả và giảm phát thải cho động cơ. Có nhiều phương pháp cung cấp LPG và tạo hỗn hợp cho động cơ LPG tương tự như các phương pháp cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong động cơ xăng. Đó là phương pháp cung cấp nhiên liệu LPG vào đường nạp bằng cách sử dụng bộ hòa trộn (hay bộ chế hóa khí) có họng venturi [8, 15] hay cung cấp LPG bằng cách phun LPG vào đường nạp [11, 16, 17], và phương pháp phun trực tiếp nhiên liệu LPG vào trong xilanh động cơ [18, 19, 20].
a) Phương pháp cung cấp LPG vào đường nạp sử dụng bộ hòa trộn
Hình 1.3 Sơ đồ hệ thống cung cấp LPG dùng ống venturi với lỗ khoan xung quanh họng
Hệ thống cung cấp LPG vào đường nạp sử dụng bộ hòa trộn có kết cấu rất đơn giản, dễ chế tạo, dễ lắp đặt và giá thành rất rẻ nên được sử dụng từ lâu giống như trên các động cơ gas nói chung. Ngày nay hệ thống này vẫn được sử dụng rất rộng rãi, đặc biệt là trên các động cơ LPG chuyển đổi từ động cơ xăng truyền thống vì chỉ cần lắp thêm hệ thống này lên động cơ và khóa đường xăng lại là động cơ có thể chạy với nhiên liệu LPG. Hình 1.3 trình bày sơ đồ nguyên lý làm việc của hệ thống cung cấp LPG kiểu này cùng với sơ đồ bộ hòa trộn có họng khuyếch tán kiểu ống venturi. Áp suất hơi LPG sau bộ giảm áp và hóa hơi dẫn vào bộ hòa trộn được duy trì ở giá trị ổn định bằng áp suất môi trường nên việc cung cấp nhiên liệu khí vào họng venturi hoàn toàn phụ thuộc vào kết cấu họng và lưu lượng không khí nạp đi qua họng (phụ thuộc chế độ làm việc của động cơ) tương tự như nguyên lý tạo hỗn hợp trong bộ chế hòa khí của động cơ xăng.
Bộ hòa trộn trên hình 1.3 có chất lượng tạo hỗn hợp tốt, độ đồng nhất của hỗn hợp cao và đường dẫn nhiên liệu vào họng không làm cản trở dòng không khí nạp nên được sử dụng rộng rãi nhất. Một số kết cấu khác của bộ hòa trộn như giới thiệu trên các hình từ hình 1.4 đến 1.6. Các bộ hòa trộn này có thể đơn giản về kết cấu, tuy nhiên có một số nhược điểm. Ví dụ, bộ hòa trộn trên hình 1.4 và 1.6 có đường dẫn nhiên liệu nằm trong dòng khí nạp nên làm tăng tổn thất dòng khí nạp; bộ hòa trộn hình 1.5 có đường cấp nhiên liệu ở một phía của họng nên chất lượng hòa trộn nhiên liệu với không khí không tốt bằng họng khuyếch tán cấp nhiên liệu vào đều xung quanh họng.
-22-
Các hệ thống cung cấp LPG và tạo hỗn hợp nhờ sử dụng bộ hòa trộn có các ưu điểm nổi bật là thiết kế, chế tạo, lắp đặt và điều chỉnh dễ dàng, giá thành rẻ nên dễ dàng áp dụng để chuyển đổi động cơ xăng hiện hành sang chạy LPG; mắt khác có thể sử dụng song song hoặc độc lập 2 loại nhiên liệu xăng và LPG tùy theo điều kiện sử dụng. Tuy nhiên, hệ thống cung cấp LPG sử dụng bộ hòa trộn cũng có nhược điểm như của bộ chế hòa khí trong động cơ xăng là có tổn thất khí động do sức cản của ống venturi và sự không đồng nhất của hỗn hợp giữa các xilanh. Điều này sẽ làm xấu đi các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật và phát thải của động cơ so với phương pháp phun LPG vào cửa nạp [15].
Hình 1.4 Họng venturi với một đường LPG vào loại cùng chiều
1 - Bầu lọc gió; 2 - Đường ống dẫn khí gas; 3 – Bướm gas; 4 - Họng phun gas.
Hình 1.5 Họng Venturi với một đường LPG vào loại trực giao
Hình 1.6 Kết cấu bộ chế hòa khí dạng modul hóa
1 - Bướm ga; 2 - Đường ống dẫn gas; 3 - Cơ cấu điều khiển; 4 - Vít điều chỉnh.
-23-
Hiện nay, để nâng cao chất lượng hệ thống cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp bằng phương pháp sử dụng bộ hòa trộn, người ta sử dụng phương pháp điều chỉnh lượng nhiên liệu cấp bằng điện tử. Trên hệ thống cung cấp nhiên liệu này người ta trang bị thêm một van tiết lưu nhiên liệu điều khiển điện tử trên đường dẫn nhiên liệu LPG từ bộ giảm áp đến bộ hòa trộn như giới thiệu trên sơ đồ hình 1.7. Áp suất hơi của nhiên liệu sau bộ giảm áp được duy trì lớn hơn áp suất khí trời một chút. Van tiết lưu nhiên liệu được điều khiển mở to nhỏ nhờ bộ điều khiển điện tử để điều chỉnh lưu lượng nhiên liệu LPG vào họng luôn phù hợp với chế độ làm việc của động cơ, tức là đảm bảo hệ số dư lượng không khí luôn tối ưu ở các chế độ làm việc của động cơ.
Hình 1.7 Sơ đồ cung cấp LPG trên động cơ dùng bộ trộn và điều khiển điện tử
1- Bình nhiên liệu LPG; 2- Van điện từ đóng mở đường LPG; 3- Bộ giảm áp và hóa hơi; 4- Van tiết lưu điều khiển bằng điện tử;5- Bộ hòa trộn; 6- Bộ chế hòa khí xăng; 7- Van điện từ đóng mở đường xăng; 8- Bình xăng.
b) Phương pháp phun LPG vào đường nạp
Hình 1.8 trình bày sơ đồ nguyên lý của hệ thống phun LPG vào cửa nạp (hệ thống phun đa điểm). Nguyên lý điều khiển phun LPG đa điểm bằng điện tử hoàn toàn tương tự như của hệ thống phun xăng đa điểm. Chỉ có một điểm khác là các vòi phun LPG được bố trí trên một cụm và từ mỗi vòi phun này có một đường dẫn nhiên liệu khí tới cửa nạp của mỗi xilanh động cơ. Áp suất hơi sau bộ giảm áp và trước vòi phun được duy trì vào khoảng 1-2 kgf/cm2 tùy theo yêu cầu của mỗi hệ thống.
Hệ phống phun LPG vào cửa nạp khắc phục được các nhược điểm của hệ thống cung cấp LPG dùng bộ hòa trộn mô tả ở trên. Hệ thống không bị tổn thất khí động qua họng khuyếch tán và lại đảm bảo định lượng chính xác và đều nhiên liệu giữa các xilanh nên tăng được công suất, giảm tiêu hao nhiên liệu và phát thải so với sử dụng bộ chế hòa khí hay bộ hòa trộn. Kết quả nghiên cứu so sánh đặc tính làm việc của động cơ sử dụng các hệ thống cấp nhiên liệu LPG khác nhau của tác giả Erkus và các cộng sự [15] cho thấy khi sử dụng hệ thống phun LPG vào đường nạp công suất động cơ tăng so với động cơ xăng dùng chế hòa khí và động cơ LPG dùng bộ trộn lần lượt là 31.07% và 29.86%. Tiêu thụ nhiên liệu giảm tương ứng 20.65% và 16.35%.
-24-
Ở Việt Nam, các tác giả Phạm Quốc Thái, Phan Minh Đức, Nguyễn Văn Minh Trí - Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng [21] cũng đã nghiên cứu thiết kế bộ điều khiển phun LPG cho động cơ đốt cháy cưỡng bức để chuyển đổi động cơ phun xăng điện tử DAEWOO A16 DMS để có thể chạy với một trong hai loại nhiên liệu xăng và LPG. Động cơ trang bị hai hệ thống cung cấp nhiên liệu xăng và LPG song song. Kết quả nghiên cứu cho thấy khi sử dụng hệ thống phun LPG, mô men và hiệu suất của động cơ tăng trong phạm vi 4 % và mức độ phát thải CO, HC và NOx trong khí xả giảm so với khi dùng xăng ở mọi tốc độ và tải trọng khác nhau của động cơ.
Hình 1.8 Sơ đồ hệ thống phun LPG vào cửa nạp điều khiển điện tử
c) Phương pháp phun trực tiếp LPG vào trong xilanh động cơ
Hệ thống phun trực tiếp LPG vào trong xilanh động cơ được mô tả trên hình 1.9 [19]. Nguyên lý làm việc của hệ thống phun trực tiếp LPG cũng tương tự hệ thống phun xăng trực tiếp GDI. LPG được cung cấp vào động cơ ở thể lỏng được phun tơi dưới áp suất cao qua vòi phun điện từ. Hỗn hợp nhiên liệu-không khí được tạo thành trong xilanh động cơ dưới dạng phân lớp hoặc đồng nhất tùy theo chế độ làm việc ít tải hay toàn tải của động cơ.
Bộ điều áp LPG
Đường LPG cao áp
Bơm cao áp
Vòi phun LPG
Bu gi
Theo sơ đồ hình 1.9, LPG ở thể lỏng từ đáy bình chứa được bơm thấp áp hút và đẩy lên bơm cao áp dẫn động bằng cam ở trục cam. Tiếp theo, LPG được bơm lên đường cao áp đến vòi phun. Áp suất nhiên liệu cao áp được điều chỉnh ổn định nhờ bộ điều áp LPG nhận sự điều khiển từ ECU. ECU điều khiển mở vòi phun để phun nhiên liệu vào động cơ đảm bảo đúng thời điểm, đủ lượng phun phù hợp với các chế độ làm việc của động cơ.
Bình LPG
Bơm thấp áp
Hình 1.9 Sơ đồ hệ thống phun trực tiếp LPG vào trong xilanh động cơ [19]
-25-
Hệ thống phun trực tiếp LPG cũng có tính ưu việt hơn hẳn các hệ thống cung cấp LPG vào đường nạp như của hệ thống phun xăng trực tiếp so với bộ chế hòa khí và phun xăng đa điểm về các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ. Tuy nhiên, do kết cấu động cơ phun LPG trực tiếp phức tạp hơn nhiều so với động cơ cấp LPG vào đường nạp nên phương pháp phun trực tiếp LPG thường chỉ được sử dụng trên các động cơ LPG chế tạo mới mà ít được áp dụng cho các động cơ chuyển đổi nhiên liệu sử dụng.
d) Các bộ linh kiện chuyển đổi động cơ đốt cháy cưỡng bức truyền thống sang chạy LPG
Như giới thiệu ở trên, có thể thấy công việc chính của việc chuyển đổi động cơ đốt cháy cưỡng bức chạy nhiên liệu truyền thống sang chạy nhiên liệu LPG là trang bị hệ thống cung cấp LPG cho động cơ, trong đó chủ yếu là dùng phương pháp cấp nhiên liệu LPG và tạo hỗn hợp trong đường ống nạp. Do đó, một số hãng công nghệ đã sản xuất các bộ linh kiện của hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG cho từng loại động cơ (được gọi là bộ kít chuyển đổi). Đây là bộ linh kiện vạn năng sử dụng được cho một số loại động cơ để giúp người sử dụng có thể mua về và tự lắp đặt lên động cơ của mình một cách dễ dàng. Sau khi lắp đặt bộ linh kiện, chỉ cần điều chỉnh theo tài liệu hướng dẫn để đạt được các chỉ tiêu kỹ thuật yêu cầu của động cơ là được. Hiện nay đa số các bộ linh kiện chuyển đổi thường hướng tới lắp đặt nhanh và điều chỉnh dễ dàng với giá thành chấp nhận được đối với đại đa số người sử dụng và đồng thời cho phép giữ nguyên hệ thống nhiên liệu xăng để có thể chuyển đổi chạy xăng sang LPG và ngược lại LPG sang xăng nếu muốn.
Hình 1.10 Hệ thống phun LPG vào đường nạp của hãng Magis 2
Các bộ phận chính của bộ linh kiện chuyển đổi gồm bình chứa LPG, van nạp, van điện từ, bộ giảm áp, bộ hòa trộn hoặc vòi phun và hệ thống điều khiển điện tử phun LPG. Ngoài ra còn có các đường ống dẫn gas cao áp và thấp áp cùng các van và đồng hồ kiểm tra theo dõi… Ví dụ, một bộ linh kiện của hệ thống phun nhiên liệu LPG của hãng Magis 2 được chỉ ra trên hình 1.10 không kể bình gas.
-26-
Các động cơ LPG – xăng trang bị bộ điều khiển cung cấp LPG bằng điện tử cho phép tự động chuyển đổi sang chế độ cung cấp LPG sau khi có tín hiệu thích hợp về các thông
số làm việc của động cơ như nhiệt độ và tốc độ động cơ. Ví dụ, động cơ được khởi động với nhiên liệu xăng cho dễ, sau khi ấm máy thì tự động chuyển sang chạy LPG và nếu trong quá trình vận hành mà hết LPG thì động cơ lại tự động chuyển sang chạy xăng.
Ở Việt Nam, năm 2004-2005 Bùi Văn Ga [88, 89] đã nghiên cứu sử dụng LPG trên xe máy và ô tô chạy xăng cỡ nhỏ và đã nghiên cứu thiết kế chế tạo thành công bộ phụ kiện chuyển đổi các động cơ xăng này sang sử dụng LPG theo nguyên lý sử dụng bộ hòa trộn đảm bảo tính năng kinh tế kỹ thuật tốt.
1.2.1.3 Đặc điểm làm việc và phát thải của động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức
Các nghiên cứu sử dụng nhiên liệu LPG cho động cơ đốt cháy cưỡng bức của các tác giả đều chỉ ra rằng nhiên liệu LPG rất thích hợp cho loại động cơ này. Các động cơ xăng chuyển đổi sang sử dụng nhiên liệu LPG với việc cấp LPG dạng khí vào đường nạp bằng bộ hòa trộn hay phun nhiên liệu vào cửa nạp đều có hàm lượng phát thải các thành phần độc hại thấp hơn đáng kể so với động cơ xăng nguyên thủy. Đặc biệt là phát thải CO của động cơ LPG giảm đến 80% so với động cơ nguyên thủy chạy xăng như nghiên cứu của Murillo [2] và phát thải rắn và khói thấp hơn đến 60% so với động cơ chạy xăng như nghiên cứu của Lee và cộng sự [16]. Sự giảm phát thải của động cơ chạy LPG đạt được là do nhiên liệu LPG có tỷ lệ H/C cao hơn xăng, thêm nữa do LPG có tốc độ bay hơi cao hơn, hòa trộn tốt hơn với không khí và có tốc độ cháy cao hơn so với xăng làm cho nhiên liệu cháy kiệt hơn.
Động cơ LPG có ưu điểm nữa so với động cơ xăng là có thể chạy tốt với hỗn hợp nhạt. Điều đó giúp tăng tính kinh tế và giảm phát thải CO và HC như kết quả nghiên cứu của Ceviz và Yuksel [12] đã chỉ ra. Tác giả đã nghiên cứu đặc tính làm việc và phát thải của động cơ chạy LPG so với chạy xăng ở hỗn hợp nhạt với hệ số dư lượng không khí từ =1 đến =1,3 qua việc phân tích diễn biến áp suất khí thể trong xilanh của các chu trình công tác, tốc độ cháy, thời gian cháy, sự dao động về áp suất chỉ thị trung bình, và mức phát thải CO và HC của hai động cơ. Kết quả cho thấy hỗn hợp càng nhạt thì mức độ dao động của áp suất cực đại trong xilanh và dao động của áp suất chỉ thị trung bình càng lớn và thời gian cháy càng kéo dài. Tuy nhiên với hỗn hợp nhạt, mức độ dao động của áp suất cực đại trong xilanh và dao động của áp suất chỉ thị trung bình của động cơ LPG nhỏ hơn nhiều so với động cơ xăng. Tức là, ở hỗn hợp nhạt, động cơ LPG chạy ổn định hơn động cơ xăng và thời gian cháy của động cơ LPG bị kéo dài ít hơn. Phát thải CO và HC khi chạy với hỗn hợp có =1-1,3 của động cơ LPG trung bình thấp hơn phát thải CO, HC của động cơ xăng lần lượt là 80% và 30%.
-27-
Năm 2007 công ty ô tô Ngô Gia Tự cũng đã nghiên cứu thành công sử dụng LPG trên xe taxi và chỉ ra rằng chi phí nghiên liệu giảm đến 29%. Tuy nhiên, do người sử dụng phương tiện chưa quen với việc sử dụng LPG nên đến năm 2010 việc sử dụng nhiên liệu này mới được triển khai rộng rãi. Theo thông báo của Công ty dầu khí Cửu Long thuộc Tập đoàn dầu khí quốc gia Việt Nam tính đến 10/2010 Công ty taxi dầu khí đã có trên 350 xe taxi của chuyển sang chạy LPG và dự kiến đến năm 2015 sẽ có trên 1500 xe taxi chạy LPG [90]. Xe chạy LPG tiết kiệm đến 30% chi phí nhiên liệu và giảm đáng kể phát thải CO và HC.
Tuy nhiên, các nghiên cứu cũng chỉ ra rằng công suất của động cơ LPG chuyển đổi từ động cơ xăng với việc cung cấp nhiên liệu khí vào đường nạp thường có công suất thấp hơn động cơ xăng nguyên thủy. Nghiên cứu của Sulaiman và cộng sự [8] và của Bayraktar và Durgun [9] cho thấy công suất động cơ chạy LPG giảm 3% đến 4% trong khi nghiên cứu của Murillo [2] thì cho thấy công suất động cơ LPG giảm đến 5%, còn Masi [11] thì chỉ ra công suất động cơ LPG thấp hơn đến 20% so với động cơ xăng, tốc độ càng cao thì mức độ chênh lệch công suất càng lớn. Sự giảm công suất này là do khi nạp LPG dạng khí vào đường nạp thì lượng không khí nạp bị giảm nên tổng lượng hỗn hợp không khí nhiên liệu trong xilanh của động cơ LPG ít hơn của động cơ xăng. Ngoài ra, đối với động cơ LPG sử dụng bộ hòa trộn còn có thêm tổn thất khí động qua họng khuyếch tán nữa.
Để cải thiện công suất động cơ LPG khi chuyển đổi từ động cơ xăng, người ta đã sử dụng hệ thống cung cấp LPG kiểu phun vào cửa nạp. Phương pháp này tuy có chi phí đắt hơn phương pháp dùng bộ hòa trộn nhưng giảm được tổn thất khí động và điều chỉnh chính xác hơn lượng nhiên liệu cấp đảm bảo kiểm soát tốt thành phần hỗn hợp theo mong muốn. Có thể sử dụng phương pháp phun nhiên liệu LPG ở dạng khí hoặc dạng lỏng. Nghiên cứu phương pháp cấp LPG bằng bộ hòa trộn và phun nhiên liệu dạng khí vào cửa nạp của Erkus [15] cho thấy công suất động cơ sử dụng phun LPG cao hơn đáng kể so với trường hợp sử dụng bộ hòa trộn, đặc biệt là ở tốc độ cao, mức chênh lệch có thể đến 20% và suất tiêu hao nhiên liệu thấp hơn đến 10%. Phương pháp phun LPG ở dạng lỏng vào cửa nạp [16] cho phép định lượng chính xác hơn lượng nhiên liệu phun đảm bảo chế độ làm việc tối ưu của tất cả các xilanh và đồng thời hạn chế sự giảm lượng khí nạp so với phun LPG dạng khí nên công suất động cơ lớn hơn và tiêu hao nhiên liệu nhỏ hơn. Phát thải CO2 và NOx cũng thấp hơn. Tuy nhiên, động cơ phun LPG dạng lỏng vào cửa nạp có mức phát thải rắn và HC cao hơn. Điều này là do chất lượng hòa trộn LPG lỏng với không khí kém hơn và nhiệt độ hỗn hợp thấp hơn so với phương pháp cấp nhiên liệu LPG dạng khí vào ống nạp, đặc biệt là phương pháp sử dụng bộ hòa trộn, nên quá trình cháy kém hơn. Cho nên, xét về phát thải rắn và HC thì động cơ LPG sử dụng bộ hòa trộn có mức phát thải thấp nhất trong ba phương pháp vừa nêu.
LPG rất dễ bay hơi và tính bay hơi của LPG phụ thuộc rất nhiều vào nhiệt độ và đặc điểm của bộ giảm áp và hóa hơi. Do đó, việc sấy nóng nhiên liệu LPG ở bộ hóa hơi cũng ảnh lớn tới đặc điểm làm việc như công suất và phát thải của động cơ [11, 23]. Các nghiên cứu đã chỉ ra nếu nhiệt độ bộ hóa hơi cao quá sẽ làm nhiên liệu khí nóng làm giảm lượng hỗn hợp nạp vào động cơ nên công suất động cơ thấp. Tuy nhiên nếu nhiệt độ bộ hóa hơi quá thấp sẽ làm cho nhiên liệu LPG hóa hơi không hoàn toàn nên hòa trộn và tạo hỗn hợp không đồng nhất với không khí làm cho chất lượng quá trình cháy kém. Điều này được thể hiện qua kết quả nghiên cứu của Masi [11] trên động cơ xăng chuyển đổi, cụ thể là nhiệt độ bộ giảm áp và hóa hơi ở 25,6oC cho công suất động cơ lớn hơn so với trường hợp nhiệt độ bộ hóa hơi ở 31,5oC và ở 12,7oC.
-28-
Một biện pháp khác để cải thiện công suất động cơ là sử dụng đồng thời một phần nhiên liệu xăng và một phần nhiên liệu LPG. Kết quả nghiên cứu đặc tính làm việc của động cơ khi thay đổi tỷ lệ LPG/xăng cấp vào động cơ của Gumus [23] cho thấy càng tăng tỷ lệ LPG thay thế thì phát thải CO, HC, CO2 càng giảm trong khi tỷ lệ LPG thay thế xăng
ở mức 25% cho hiệu suất nhiệt cao nhất và suất tiêu hao năng lượng và tiêu hao nhiên liệu thấp nhất. Tăng tỷ lệ LPG thay thế thì công suất động cơ giảm nhưng với tỷ lệ LPG thay thế ở mức 25%, công suất động cơ hầu như không chênh lệch so với trường hợp chạy 100% xăng. Tuy nhiên, phương pháp này chỉ giải quyết được mỗi việc là duy trì công suất động cơ không giảm so với động cơ nguyên thủy trong khi làm kết cấu động cơ phức tạp vì phải duy trì hoạt động đồng thời của hai hệ thống cung cấp nhiên liệu và không đạt được mục tiêu thay thế hoàn toàn xăng bằng LPG trên động cơ chuyển đổi. Do đó phương pháp sử dụng đồng thời xăng và LPG ít được sử dụng.
Nói tóm lại, nhiên liệu LPG có trị số ốc tan cao, đặc tính bay hơi nhanh và hòa trộn tốt với không khí và có đặc tính cháy nhanh nên rất thích hợp để làm nhiên liệu thay thế trên động cơ đốt cháy cưỡng bức. Việc chuyển đổi động cơ xăng sang sử dụng LPG cấp vào đường nạp khá đơn giản, dễ dàng, rẻ tiền và có tính kinh tế nhiên liệu cao và giảm được đáng kể lượng phát thải các thành phần độc hại CO và HC. Tuy nhiên, công suất động cơ chuyển đổi bị giảm nên có thể ảnh hưởng đến việc sử dụng động cơ khi cần công suất lớn.
1.2.2 Các nghiên cứu sử dụng LPG cho động cơ diesel
Động cơ diesel được sử dụng rất phổ biến, mặc dù tổng số lượng ít hơn động cơ xăng nhưng tổng công suất có thể lớn hơn nhiều vì động cơ diesel thường được sử dụng trên các phương tiện vận tải công suất lớn và các trang bị động lực khác. Ở Việt Nam theo thống kê năm 2007, số lượng ô tô trang bị động cơ diesel chiếm khoảng 22% tổng số ô tô đang hoạt động. Tuy nhiên, tỷ lệ phương tiện trang bị động cơ diesel ngày càng tăng. Theo quyết định 356 QĐ-TTg ngày 25-2-2013 của Thủ tướng Chính phủ về điều chỉnh quy hoạch phát triển giao thông vận tải đường bộ đến năm 2020 và định hướng đến năm 2030 [91], đến năm 2020, định hướng phát triển phương tiện vận tải gồm ô tô các loại có khoảng 3,2 - 3,5 triệu xe, trong đó xe con 57%, xe khách 14% và xe tải 29% ( 2 loại xe khách và xe tải hầu hết là trang bị động cơ diesel) và khoảng 36 triệu xe máy. Như vậy, số lượng động cơ diesel đến năm 2020 có thể lên đến trên 1,5 triệu chiếc. Số lượng và tỷ lệ động cơ diesel ngày càng tăng do động cơ diesel có ưu điểm nổi trội là tính kinh tế nhiên liệu cao hơn động cơ xăng do hiệu suất cao hơn, suất tiêu hao nhiên liệu thấp hơn và giá nhiên liệu rẻ hơn [24, 25]. Tuy nhiên, động cơ diesel có mức phát thải khói bụi (phát thải rắn) khá cao [26]. Do đó, đã có nhiều công trình nghiên cứu sử dụng nhiên liệu thay thế có mức phát thải thấp hơn như nhiên liệu LPG cho động cơ diesel để thay thế một phần nguồn nhiên liệu diesel đang cạn dần và đồng thời giảm phát thải cho động cơ trong khi vẫn tận dụng được tính ưu việt về hiệu suất cao và tiêu hao nhiên liệu thấp của loại động cơ này [27-32]. Việt Nam có số lượng động cơ diesel không nhỏ nên việc nghiên cứu sử dụng LPG trên các động cơ này sẽ có ý nghĩa kinh tế xã hội rất cao đối với việc giảm tiêu thụ nhiên liệu truyền thống và bảo vệ môi trường.
1.2.2.1 Phương pháp cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong động cơ LPG/diesel
-29-
Do nhiên liệu LPG có trị số octan cao và số Cetan thấp, nhiệt độ tự cháy cao (788K) so với nhiệt độ tự cháy của nhiên liệu diesel (525K) nên LPG khó có thể được sử dụng theo cách thức tự cháy do nén thông thường như nhiên liệu diesel và thay thế hoàn toàn
nhiên liệu diesel trong động cơ diesel hiện hành được [27, 29]. Do đó, LPG thường được sử dụng để thay thế một phần nhiên liệu diesel trên động cơ này, tức là động cơ diesel sẽ hoạt động đồng thời với một phần nhiên liệu LPG và một phần nhiên liệu diesel và được gọi là động cơ chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Việc cung cấp lưỡng nhiên liệu LPG/diesel được thực hiện theo cách hoặc là LPG được tạo hỗn hợp trước với không khí còn nhiên liệu diesel được phun vào cuối quá trình nén để khởi tạo quá trình cháy [27, 28, 29] hoặc LPG được hòa trộn ở trạng thái lỏng với nhiên liệu diesel ở bên ngoài động cơ rồi hỗn hợp nhiên liệu LPG/diesel được phun vào động cơ và được đốt cháy nhờ nhiên liệu diesel tự cháy.
a) Phương pháp phun trực tiếp lưỡng nhiên liệu LPG/diesel vào xilanh động cơ
Phương pháp phun trực tiếp lưỡng nhiên liệu nhiên liệu LPG/diesel vào các xilanh động cơ có tính ưu việt nổi bật là có thể định lượng chính xác và đều các thành phần nhiên liệu vào các xilanh giúp kiểm soát tối ưu thành phần hỗn hợp ở tất cả các xilanh. Việc phun trực tiếp LPG và diesel có thể được thực hiện riêng rẽ, trong đó việc phun LPG được thực hiện ở đầu hành trình nén để tạo hỗn hợp đồng nhất với không khí trong xilanh trước khi nhiên liệu diesel được phun vào để khởi tạo quá trình cháy. Tuy nhiên, trong trường hợp này sẽ phải bố trí lắp đặt hai hệ thống phun nhiên liệu cao áp vào trong xilanh. Điều này làm phức tạp không những về kết cấu của hệ thống cung cấp nhiên liệu mà cả của nắp xilanh nên rất khó khả thi đối với việc chuyển đổi các động cơ diesel hiện hành sang chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Do vậy, các nhà nghiên cứu thường sử dụng phương pháp hòa trộn nhiên liệu LPG với diesel rồi phun hỗn hợp nhiên liệu này vào không khí nén có nhiệt độ cao trong xilanh động cơ ở cuối quá trình nén [30, 31, 32]. Khi đó, nhiên liệu diesel sẽ tự bốc cháy tạo mồi lửa đốt cháy tiếp nhiên liệu LPG. Phương pháp cấp nhiên liệu này có thể giảm được xu thế kích nổ so với phương pháp tạo hỗn hợp LPG-không khí bên ngoài vì hỗn hợp LPG-không khí không bị nén trước. Do đó, có thể tăng được tỷ lệ LPG thay thế cao hơn so với trường hợp tạo hỗn hợp trong đường ống nạp. Đặc tính làm việc của động cơ cũng sẽ được cải thiện. Kết quả nghiên cứu của Donghui và cộng sự [30] khi sử dụng 10% LPG và 30% LPG trong hỗn hợp nhiên liệu LPG/diesel cho thấy, với tỷ lệ LPG cao hơn thì áp suất cực đại trong xilanh đạt được cao hơn và công suất động cơ cũng cao hơn. Thêm nữa, tăng tỷ lệ LPG thì thành phần phát thải Smoke, NOx và CO giảm nhưng HC tăng. Cũng với phương pháp này, Qi và cộng sự [31, 32] đã nghiên cứu đánh giá đặc điểm của quá trình cháy và phát thải khi sử dụng hỗn hợp nhiên liệu LPG và diesel bằng bộ trộn LPG và diesel bên ngoài xilanh sau đó phun trực tiếp vào xilanh động cơ với tỷ lệ LPG trong hỗn hợp là 10%, 20%, 30%, 40%. Kết quả cho thấy, ở tốc độ thấp, áp suất cực đại trong xilanh đạt được tương tự như sử dụng hoàn toàn diesel. Tuy nhiên ở tốc độ và tải cao, quá trình cháy trở lên kém hơn, thời gian cháy kéo dài do số xê tan của LPG thấp, dẫn đến hiệu suất động cơ giảm và tiêu hao nhiên liệu tăng khi tăng tỷ lệ LPG. Thành phần CO tăng nhẹ ở chế độ tải thấp và giảm ở tải cao trong khi thành phần HC tăng theo tỷ lệ LPG trong hỗn hợp nhiên liệu.
-30-
Có thể nói, phương pháp cung cấp hỗn hợp LPG/diesel trực tiếp vào xilanh đã đem lại lợi ích giảm phát thải khói bụi và NOx cho động cơ. Tuy nhiên, việc hòa trộn và phun trực tiếp hỗn hợp nhiên liệu lỏng LPG và diesel vào trong xilanh động cơ cũng khá phức
tạp. Nhiên liệu LPG lỏng và diesel có tỷ trọng rất khác nhau (560 kg/m3 so với 810 kg/m3) và áp suất bảo quản khác nhau nên khó có thể đảm bảo hòa trộn thành hỗn hợp nhiên liệu đồng nhất trong bình chứa để cung cấp cho động cơ. Do vậy, các nhiên liệu này thường được tích trữ trong các bình riêng rồi hòa trộn theo tỷ lệ đã định trong hệ thống cung cấp nhiên liệu trước khi đưa đến bơm cao áp để bơm dưới áp suất cao phun vào trong xilanh động cơ [30]. Đặc điểm này làm cho hệ thống cung cấp nhiên liệu trở lên phức tạp hơn nhiều so với phương pháp cấp và tạo hỗn hợp LPG-không khí trong đường ống nạp vì phải trang bị thêm thiết bị trộn LPG và diesel với áp suất cao trước khi cấp đến bơm cao áp để duy trì trạng thái lỏng của LPG. Điều này làm cho thiết bị cung cấp nhiên liệu có giá thành cao, khó cài đặt và vận hành. Do đó phương pháp cấp nhiên liệu này khó khả thi khi chuyển đổi động cơ diesel hiện hành sang chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Chính vì vậy, phương pháp cấp nhiên liệu này ít được sử dụng trong các động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel chuyển đổi từ động cơ diesel.
b) Phương pháp cấp và tạo hỗn hợp LPG-không khí trong đường nạp
Phương pháp cấp nhiên liệu khí hay LPG vào đường ống nạp, tạo hỗn hợp với không khí rồi nạp vào xilanh còn nhiên liệu diesel thì được phun vào cuối kỳ nén để khởi tạo quá trình cháy được thực hiện rộng rãi nhất trong các động cơ lưỡng nhiên liệu khí-diesel nói chung [33] cũng như động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel nói riêng [27]. Lý do là thiết bị cung cấp nhiên liệu khí vào đường nạp đã được sử dụng phổ biến trong các động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức và rất sẵn có trên thị trường, lắp đặt dễ dàng, chi phí thấp trong khi không phải thay đổi kết cấu động cơ. Còn đối với hệ thống cung cấp phun nhiên liệu diesel cao áp vào động cơ thì chỉ cần điều chỉnh giảm lượng nhiên liệu phun theo tính toán ở mỗi chế độ làm việc. Trong hệ thống cấp nhiên liệu này, LPG được cấp và tạo hỗn hợp với không khí trong đường nạp của động cơ rồi nạp vào xilanh tương tự như phương pháp cung cấp LPG vào đường nạp của động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức đã nói ở trên. Do đó, môi chất trong quá trình nén của động cơ là hỗn hợp không khí và nhiên liệu LPG ở trạng thái hơi. Cuối quá trình nén, hỗn hợp nhiên liệu không khí đã ở trạng thái đồng nhất có nhiệt độ và áp suất cao nhưng không tự cháy được do nhiệt độ tự cháy của LPG lớn hơn nhiệt độ của hỗn hợp trong quá trình nén [29]. Khi đó nhiên liệu diesel được phun vào, tự bốc cháy và làm mồi lửa đốt cháy tiếp nhiên liệu LPG trong hỗn hợp với không khí.
Thiết bị cung cấp LPG vào đường nạp có thể sử dụng bộ hòa trộn hoặc thiết bị phun LPG vào cửa nạp tương tự như thiết bị cấp LPG vào đường nạp của động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức được giới thiệu trên hình 1.3, hình 1.7 và hình 1.8. Tuy nhiên, bộ hòa trộn ít được sử dụng vì gây tổn thất khí nạp, thêm nữa, bộ hòa trộn cơ khí không giúp được việc thay đổi lượng nhiên liệu LPG cấp vào theo tải vì lưu lượng khí nạp trong động cơ diesel ít thay đổi theo tải. Hệ thống phun LPG dễ dàng định lượng chính xác lượng nhiên liệu phun theo tải nên được sử dụng rộng rãi hơn trong các động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
-31-
Khác với động cơ LPG đốt cháy cưỡng bức thường có hệ số dư lượng không khí gần bằng 1, trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, tổng nhiên liệu LPG và diesel được cung cấp cần đảm bảo hệ số dư lượng không khí chung >1 (thường là >1,2) [33] để nhiên liệu có thể cháy hết vì hỗn hợp cháy là không đồng nhất. Trong động cơ này, tỷ lệ LPG thay thế diesel tối đa thường bị giới hạn bởi sự cháy kích nổ vì sự cháy kích nổ của
nhiên liệu LPG phụ thuộc vào nhiệt độ hỗn hợp và hàm lượng của LPG trong hỗn hợp trước khi cháy [34, 35].
1.2.2.2 Đặc tính làm việc và phát thải của động cơ LPG/diesel cấp LPG vào ống nạp
Mục tiêu chính của việc sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trong động cơ diesel là sử dụng nguồn nhiên liệu tiềm năng có giá thành rẻ và ít gây ô nhiễm để làm nhiên liệu thay thế một phần cho nhiên liệu diesel đang cạn kiệt trên các động cơ diesel hiện hành và giảm phát thải gây ô nhiễm môi trường. Trong mọi trường hợp sử dụng nhiên liệu thay thế, yêu cầu đặt ra là động cơ phải làm việc ổn định và đạt được các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật mong muốn trong các điều kiện nhất định. Chính vì vậy đã có nhiều công trình nghiên cứu về quá trình cháy của động cơ cũng như đánh giá tính năng làm việc và phát thải của động cơ khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trong các điều kiện vận hành khác nhau nhằm đánh giá đặc tính làm việc và đưa ra được phương pháp cấp nhiên liệu phù hợp, xác định được các thông số điều chỉnh tối ưu và điều kiện vận hành hợp lý của động cơ. Các vấn đề chính được các nhà nghiên cứu quan tâm là nghiên cứu quá trình cháy cũng như đặc tính làm việc và phát thải của động cơ để đánh giá xem:
- Động cơ diesel hiện hành có vận hành bình thường được với lưỡng nhiên liệu khí-
diesel không, quá trình cháy của động cơ diễn ra như thế nào [27, 33, 34, 36, 37].
- Ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến công suất, hiệu suất, suất tiêu hao nhiên liệu
và phát thải của động cơ như thế nào [29, 36].
- Ảnh hưởng của thành phần nhiên liệu LPG đến các tính năng làm việc và phát thải
của động cơ như thế nào [17, 28].
- Các thông số kỹ thuật của động cơ (kết cấu, tốc độ, tải, góc phun sớm…) ảnh
hưởng thế nào đến đặc tính làm việc của động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel [33, 38].
- Các thông số điều chỉnh của động cơ cần thay đổi thế nào khi chuyển từ động cơ
chạy nhiên liệu diesel sang chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel [33].
Các tác giả đã thực hiện việc nghiên cứu sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên các mẫu động cơ khác nhau với các điều kiện vận hành và thí nghiệm cũng như tỷ lệ nhiên liệu khí LPG khác nhau và có các kết quả đánh giá như sau:
a) Đặc điểm quá trình cháy
-32-
Nghiên cứu về quá trình cháy của động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu khí-diesel nói chung và LPG/diesel nói riêng, các tác giả đã có một số nhận định khác nhau về diễn biến quá trình cháy liên quan đến các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật của động cơ. Goldsworthy [34] đã nghiên cứu thực nghiệm diễn biến quá trình cháy của động cơ diesel tăng áp tàu thủy kiểu common rail sử dụng lưỡng nhiên liệu propan-diesel với hệ thống cấp propan vào đường nạp và hệ thống điều khiển phun nhiên liệu diesel bằng điện tử phun hai lần. Đặc điểm của hệ thống điều khiển phun nhiên liệu diesel trên động cơ này là tự động thay đổi thời điểm phun ở giai đoạn phun chính theo tốc độ và lượng nhiên liệu phun ở mỗi chu trình, giảm lượng nhiên liệu phun thì thời điểm phun chính sẽ tự động được điều chỉnh muộn đi. Khi nghiên cứu ở mỗi chế độ tải và tốc độ, tác giả thay đổi tỷ lệ năng lượng nhiệt của propan trên tổng năng lượng nhiệt của diesel và propan trong khi giữ tổng năng lượng này bằng
năng lượng của diesel khi động cơ chạy chỉ với diesel. Xét về đặc điểm quá trình cháy lưỡng nhiên liệu, tác giả đã chỉ ra rằng khi tăng tỷ lệ propan thay thế, thời điểm cháy chính bắt đầu sớm hơn và áp suất cực đại trong xilanh cũng tăng lên, tốc độ cháy và tỏa nhiệt cũng tăng lên. Nghiên cứu chi tiết về thời gian cháy trễ, tác giả đã chỉ ra rằng khi tăng tỷ lệ propan thay thế thì thời gian cháy trễ của phần nhiên liệu diesel phun lần thứ nhất tăng một chút. Tuy nhiên, tốc độ cháy sau khi phun lần thứ hai tăng nhanh làm cho thời điểm cháy chính diễn ra sớm hơn và do đó tốc độ tăng áp suất và áp suất cực đại tăng lên cao hơn so với động cơ chạy chỉ với nhiên liệu diesel.
Kết quả nghiên cứu thực nghiệm động cơ LPG/diesel ở toàn tải của Negurescu [27] cũng cho kết quả tương tự kết quả công bố của Goldsworthy, khi tăng tỷ lệ LPG thay thế lên 18,3%, áp suất khí thể cực đại tăng lên 150bar so với 130bar của trường hợp động cơ chạy chỉ với nhiên liệu diesel.
Lata và cộng sự [29, 36, 37] nghiên cứu sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ diesel tăng áp công suất 62,5 kW dùng cho máy phát điện lại chỉ ra kết quả ngược lại so với kết quả nghiên cứu của Goldsworthy [34] ở tỷ lệ LPG thay thế nhỏ. Lata [37] chỉ ra rằng khi tăng tỷ lệ LPG thay thế từ 0 đến khoảng 30% thì thời gian cháy trễ của động cơ lưỡng nhiên liệu tăng. Tuy nhiên sau đó nếu tiếp tiếp tục tăng LPG thì thời gian cháy trễ giảm. Ở tải nhỏ và tỷ lệ LPG thay thế thấp thì thời gian cháy lưỡng nhiên liệu dài hơn và áp suất khí thể thấp hơn so với động cơ chạy diesel nhưng ở tỷ lệ LPG thay thế cao đến 40% thì thời gian cháy trễ và thời gian cháy chính của lưỡng nhiên liệu ngắn hơn so với diesel và áp suất cực đại khi đó cao hơn so với động cơ chạy diesel đến 5%.
Đối với động cơ lưỡng nhiên liệu khí thiên nhiên-diesel một số nhà nghiên cứu chỉ ra rằng ở mọi chế độ tải khi tăng tỷ lệ nhiên liệu khí thay thế thì thời gian cháy trễ của nhiên liệu diesel phun vào tăng lên do hàm lượng ôxy bị giảm và nhiệt độ môi chất trong quá trình nén thấp hơn của động cơ diesel, thời gian cháy chính cũng tăng lên và áp suất khí thể giảm [39].
b) Giới hạn tỷ lệ LPG thay thế gây cháy kích nổ
Về hiện tượng cháy kích nổ, Goldsworthy [34] chỉ ra rằng ở tải cao khi tăng tỷ lệ propan thay thế lên trên 20%, tốc độ tăng áp suất bắt đầu tăng mạnh và sau đó xuất hiện tiếng gõ. Ví dụ như ở tỷ lệ propan thay thế 20%, tốc độ tăng áp suất vào khoảng 17 bar/độ góc quay trục khuỷu, nhưng với tỷ lệ propan thay thế là 26% và 35% thì tốc độ tăng áp suất lần lượt là 19 bar/độ và 58 bar/độ góc quay trục khuỷu và tiếng gõ kích nổ rất mạnh. Theo Bradley [40] thì kích nổ thường xảy ra khi tốc độ tăng áp suất khí thể lớn hơn 10 bar/độ góc quay trục khuỷu. Cho nên có thể nói trong nghiên cứu của Goldsworthy [34] ở tỷ lệ propan thay thế 26% và 35%, hiện tượng cháy kích nổ đã xảy ra mạnh. Negurescu [27] cũng cho rằng ở toàn tải tỷ lệ LPG thay thế tăng đến 25% là bắt đầu xuất hiện kích nổ trong khi nghiên cứu của Lata và cộng sự [29, 36] cho thấy với tỷ lệ LPG thay thế tăng đến trên 50% kích nổ vẫn chưa xuất hiện.
c) Hiệu suất của động cơ
-33-
Về hiệu suất của động cơ, Goldsworthy [34] chỉ ra rằng với tỷ lệ propan thay thế tính theo phần trăm tổng năng lượng (diesel và propan) cấp vào tăng từ 0 đến 20%, hiệu suất
nhiệt của động cơ được cải thiện dần và đạt khoảng 2-2,5% ở tỷ lệ propan thay thế cao ở toàn tải. Việc sử dụng lưỡng nhiên liệu ở tải nhỏ hầu như không có cải thiện về hiệu suất nhiệt. Sự tăng hiệu suất động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở toàn tải cũng được Lata và cộng sự [29] chỉ ra. Tác giả cho thấy hiệu suất chỉ thị và hiệu suất có ích của động cơ chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở tải lớn với tỷ lệ LPG thay thế đến 40% (tính theo năng lượng) đều cao hơn so với hiệu suất động cơ khi chạy với chỉ nhiên liệu diesel. Mức tăng hiệu suất nhiệt so với khi chạy chỉ với nhiên liệu diesel đạt được khoảng 6% ở tỷ lệ LPG thay thế 40%. Tuy nhiên, ở các chế độ tải nhỏ và trung bình thì hiệu suất động cơ chạy với lưỡng nhiên liệu thấp hơn động cơ chạy diesel.
d) Đặc điểm phát thải
Kết quả nghiên cứu về phát thải NOx của Goldsworthy [34] cho thấy khi tăng tỷ lệ propan thì phát thải NOx giảm. Ở tải lớn và toàn tải, NOx giảm nhẹ khi tăng tỷ lệ propan nhưng ở tải nhỏ thì NOx giảm mạnh khi tăng tỷ lệ propan. Điều này được tác giả giải thích là do khi tăng tỷ lệ propan thì hàm lượng ôxy trong hỗn hợp cháy bị giảm một chút và thể tích chùm tia phun nhiên liệu diesel cũng giảm làm giảm các điều kiện tạo thành NOx vì NOx chủ yếu tạo ra ở vùng cháy của nhiên liệu diesel với ôxy. Nghiên cứu của Saleh [28] và của Lata và công sự [29] về động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel cũng chỉ ra sự giảm NOx và khói khi tăng tỷ lệ LPG thay thế. Tuy nhiên, nghiên cứu của Alla và cộng sự [41] lại chỉ ra rằng trong động cơ lưỡng nhiên liệu propan-diesel khi tăng tỷ lệ propan thay thế thì hàm lượng phát thải NOx tăng với sự giải thích là propan cháy có nhiệt độ cao làm tăng phản ứng của nitơ và ôxy.
Về phát thải HC trong động cơ lưỡng nhiên liệu khí-diesel nói chung hay LPG/diesel nói riêng, hầu hết các nhà nhiên cứu đều chỉ ra rằng phát thải HC tăng khi tăng tỷ lệ nhiên liệu khí thay thế, đặc biệt là ở chế độ tải nhỏ, HC tăng mạnh khi tăng tỷ lệ nhiên liệu khí thay thế [29, 34, 39]. Phát thải HC (g/kWh) ở tải thấp cao hơn rất nhiều so với phát thải HC ở tải cao khi cùng tỷ lệ nhiên liệu khí. Tuy nhiên, Negurescu [27] lại báo cáo HC giảm trong kết quả thí nghiệm của mình ở chế độ toàn tải khi tăng tỷ lệ LPG.
Về phát thải CO, theo kết quả nghiên cứu của Goldsworthy [34] phát thải CO tăng khi tăng tỷ lệ propan thay thế. Mức độ tăng CO theo tỷ lệ propan thay thế gần giống nhau ở các chế độ tải. Tuy nhiên khác với xu hướng thay đổi so với HC là phát thải CO (g/kWh) ở tải cao thường cao hơn so với phát thải CO ở tải thấp. Kết quả tương tự cũng được khẳng định trong nghiên cứu động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel của Lata và cộng sự [29] và nghiên cứu động cơ lưỡng nhiên liệu khí thiên nhiên-dieselcủa Papagiannakis [39]. Gibson [42] giải thích sự tăng CO theo tỷ lệ nhiên liệu khí thay thế và theo tải trong động cơ lưỡng nhiên liệu khí-diesel là do CO được tạo thành chủ yếu từ nhiên liệu khí trong vùng tia phun nhiên liệu diesel hoặc giáp với tia phun.
-34-
Đặc tính làm việc và phát thải của động cơ LPG/diesel còn phụ thuộc vào thành phần của nhiên liệu LPG. Thành phần chính của LPG là propan và butan, tỷ lệ giữa chúng có thể khác nhau ở các mẫu nhiên liệu khác nhau. Elnajjar và cộng sự [17] nghiên cứu thực nghiệm về ảnh hưởng của thành phần của LPG đến đặc tính làm việc của động cơ LPG/diesel và chỉ ra rằng tỷ lệ thành phần propan/butan (P/B) có ảnh hưởng ít đến công
suất, hiệu suất và suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ. Mẫu nhiên liệu LPG có tỷ lệ P/B = 25% cho hiệu suất nhiệt cao hơn một chút so với các nhiên liệu có thành phần P/B khác. Mẫu nhiên liệu LPG với 100% butan giúp động cơ chạy êm nhất. Về ảnh hưởng của tỷ lệ thành phần P/B đến tính năng làm việc và phát thải của động cơ LPG, Saleh [28] chỉ ra rằng LPG có tỷ lệ P/B = 40% cho hiệu suất nhiệt cao nhất. Tăng tỷ lệ P/B thì phát thải CO giảm còn giảm P/B thì NOx giảm. Điều này hoàn toàn phù hợp với cơ chế động lực học tạo thành CO và NOx trong động cơ.
e) Nghiên cứu giảm phát thải
Để giảm phát thải, một số nhà nghiên cứu đã bổ sung H2 vào đường nạp cùng LPG [29]. H2 có đặc tính cháy nhanh và cháy kiệt sẽ giúp mở rộng giới hạn cháy cho hỗn hợp LPG/không khí để cải thiện quá trình cháy diesel và LPG. Kết quả nghiên cứu cho thấy :
- Càng tăng tỷ lệ hydro trong hỗn hợp hydro và LPG thì áp suất lớn nhất trong xilanh
càng giảm do không khí nạp bị giảm.
- Hỗn hợp diesel – LPG, diesel – LPG – hydro, diesel – hydro đều cho quá trình cháy
sớm hơn so với khi sử dụng hoàn toàn nhiên liệu diesel.
- Sử dụng lưỡng nhiên liệu diesel/hỗn hợp hydro – LPG cho phép giảm thành phần
HC, NOx và độ khói ở chế độ tải trọng cao.
- Kích nổ xảy ra ở tải lớn khi tỷ lệ LPG tăng cao.
- Ở trên 35% tải, trường hợp khi sử dụng lưỡng nhiên liệu diesel/hỗn hợp hydro – LPG cho kết quả về tính kinh tế kỹ thuật và phát thải là tốt nhất, trong đó hỗn hợp hydro – LPG trong nhiên liệu đạt tối đa 40%.
Ở Việt Nam, việc nghiên cứu sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ diesel chưa được quan tâm nhiều do đặc tính làm việc của động cơ phụ thuộc vào nhiều thông số mà cần phải nghiên cứu sâu và bài bản để xác định được các thông số điều chỉnh tối ưu. Năm 2007 Công ty cơ khí Ngô Gia Tự đã thực hiện đề án: ―Nghiên cứu sử dụng khí hoá lỏng cho xe buýt thành phố vì mục đích bảo vệ môi trường‖ trong đó đã nghiên cứu sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel cho xe buýt 22 chỗ trang bị động cơ diesel. Kết quả nghiên cứu cho thấy sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel giảm được chi phí nhiên liệu chung (theo giá nhiên liệu năm 2007) và giảm được độ khói của xe. Tuy nhiên, nghiên cứu này mới ở mức sơ bộ với tỷ lệ LPG thay thế thấp (dưới 19%) và chưa đánh giá được ảnh hưởng của LPG đến các thành phần phát thải khí của xe cũng như chưa đánh giá được ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến đặc tính kinh tế, kỹ thuật của xe.
1.3 Kết luận chƣơng 1
Việc sử dụng LPG làm nhiên liệu thay thế trên các động cơ xăng đã trở nên phổ biến và đem lại hiệu quả lớn về kinh tế nhiên liệu và giảm phát thải bảo vệ môi trường. Công nghệ chuyển đổi khá đơn giản và việc vận hành động cơ LPG cũng dễ dàng.
-35-
Với số lượng đáng kể và thị phần cao về tổng công suất của động cơ diesel so với động cơ xăng và đặc điểm phát thải khói bụi cao của động cơ diesel thì việc nghiên cứu sử dụng nhiên liệu LPG trên động cơ diesel có ý nghĩa kinh tế và thực tiễn cao.
Nhiên liệu LPG không thể sử dụng được theo cách thức tự cháy do nén thông thường như nhiên liệu diesel và thay thế hoàn toàn nhiên liệu diesel được nên LPG thường được sử dụng trên động cơ diesel hiện hành theo cách kết hợp với nhiên liệu diesel gọi lad lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
Đã có khá nhiều công trình nghiên cứu về việc sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel
trên động cơ diesel. Các nhà nghiên cứu đã đưa ra các nhận định chung như sau:
- Việc cấp lưỡng nhiên liệu bằng phương pháp phun LPG dạng khí vào đường ống nạp của động cơ, hòa trộn với không khí rồi nạp vào xilanh để tạo hỗn hợp đồng nhất trong xilanh trước khi nhiên liệu diesel được phun là phù hợp đối với các động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
- Ở toàn tải với tỷ lệ LPG thay thế dưới 25%, động cơ làm việc êm dịu, quá trình cháy diễn ra qua ghi nhận đồ thị diễn biến áp suất thấy không thay đổi nhiều. Nếu tăng tỷ lệ LPG thay thế lên cao hơn sẽ dẫn đến tăng tốc độ cháy và áp suất cực đại trong xilanh và có xu hướng xuất hiện kích nổ.
- Phát thải khói bụi và NOx giảm đáng kể khi sử dụng LPG; tỷ lệ LPG thay thế càng
lớn thì mức giảm khói bụi càng nhiều.
- Phát thải HC và CO lớn hơn phát thải của động cơ diesel; tỷ lệ LPG thay thế càng
tăng thì phát thải HC càng lớn.
Tuy nhiên, một số nghiên cứu đưa ra các kết quả rất khác nhau xung quanh một số
vấn đề như sau:
- Về hiện tượng cháy kích nổ: Hiện tượng kích nổ xảy ra khi tăng tỷ lệ LPG thay thế đến mức nhất định, tuy nhiên các tỷ lệ LPG thay thế giới hạn xảy ra kích nổ được các tác giả chỉ ra rất khác nhau, thay đổi từ 20% đến trên 50% nên người sử dụng không xác định được nên giới hạn ở tỷ lệ nào là thích hợp.
- Ảnh hưởng của LPG đến thời gian cháy trễ, thời gian cháy chính, tốc độ cháy ở tải nhỏ và trung bình được công bố khác nhau. Một số tác giả cho rằng LPG làm tăng tốc độ cháy dẫn đến áp suất cực đại tăng, một số khác lại cho rằng LPG làm giảm nhiệt độ môi chất ở kỳ nén và giảm ôxy dẫn đến tăng thời gian cháy trễ, thời gian cháy chính, dẫn đến làm giảm áp suất khí thể cực đại và do vậy làm giảm hiệu suất nhiệt của động cơ. Các nhận định trái chiều nhau này làm khó cho cho người sử dụng trong việc xác định hướng điều chỉnh tỷ lệ LPG thay thế và góc phun sớm tối ưu khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
- Phát thải NOx: Đa số tác giả công bố kết quả phát thải này giảm nhưng một số khác
lại cho rằng NOx tăng khi tăng tỷ lệ LPG thay thế.
- Phát thải CO: Đa số tác giả công bố CO tăng nhưng một số lại cho rằng CO giảm
khi tăng tỷ lệ LPG.
-36-
Các nghiên cứu của các tác giả về cùng một vấn đề nhưng lại cho kết quả khác nhau như đã đề cập và phân tích ở trên là do động cơ thí nghiệm và các điều kiện vận hành động cơ trong thí nghiệm khác nhau. Từ đó có thể kết luận rằng ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến các đặc tính làm việc và phát thải của động cơ như kích nổ, phát thải, góc phun
sớm tối ưu … phụ thuộc rất nhiều vào loại và kết cấu động cơ, thành phần nhiên liệu sử dụng, phương pháp cấp nhiên liệu LPG và điều kiện vận hành động cơ.
Chính vì vậy, việc nghiên cứu sâu để làm rõ hơn ảnh hưởng của tỷ lệ LPG trên động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel đến đặc tính làm việc và phát thải của động cơ là rất cần thiết để xác định được các thông số điều chỉnh hợp lý giúp cho việc chuyển đổi hiệu quả động cơ diesel hiện hành sang chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Các vấn đề cần được nghiên cứu làm rõ thêm gồm:
- Ảnh hưởng của LPG thay thế đến diễn biến quá trình cháy và các chỉ tiêu kinh tế kỹ
thuật và phát thải của các động cơ khác nhau.
- Tỷ lệ LPG thay thế lớn nhất có thể sử dụng;
-37-
- Các thông số điều chỉnh tối ưu như góc phun sớm tối ưu khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở các tỷ lệ thay thế khác nhau và việc điều chỉnh cấp LPG phù hợp với các chế độ làm việc của động cơ.
2.1 Mở đầu
Như đã nói ở chương 1, việc nghiên cứu sử dụng các nhiên liệu khí, đặc biệt là LPG, trong động cơ diesel như một lưỡng nhiên liệu khí/diesel với cách thức cung cấp và tạo hỗn hợp đồng nhất của nhiên liệu khí-không khí từ bên ngoài vào xilanh còn nhiên liệu diesel được sử dụng làm nhiên liệu phun mồi đang ngày càng được quan tâm. Mục đích của việc nghiên cứu sử dụng lưỡng nhiên liệu trong động cơ diesel là để giảm phát thải khói bụi và thay thế một phần nhiên liệu diesel truyền thống đang ngày càng cạn kiệt [17, 43]. Tuy nhiên, để đạt được mục đích này khi sử dụng nhiên liệu LPG trong động cơ diesel cần phải hiểu rõ sự hình thành hỗn hợp và cháy của lưỡng nhiên liệu này trong động cơ vì quá trình cháy trong động cơ lưỡng nhiên liệu khí/diesel rất phức tạp do có sự kết hợp quá trình tự cháy của nhiên liệu diesel với quá trình cháy lan tràn màng lửa của nhiên liệu khí [44]. Thực vậy, quá trình hình thành hỗn hợp và cháy của nhiên liệu diesel trong hỗn hợp đồng nhất của nhiên liệu LPG với không khí bị thay đổi rất nhiều so với trong động cơ diesel truyền thống [45, 46]. Các vấn đề nói trên phụ thuộc nhiều vào tác động tương hỗ giữa chùm tia phun nhiên liệu diesel và chuyển động rối của môi chất trong xilanh, sự cháy hỗn hợp LPG-không khí và bản chất động học phản ứng cháy của các thành phần nhiên liệu diesel và thành phần LPG trong hỗn hợp. Do đó, việc nghiên cứu cơ sở lý thuyết để có cái nhìn toàn diện về bản chất của các quá trình này trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel là rất cần thiết để thực hiện hiệu quả việc nghiên cứu chuyển đổi động cơ diesel hiện hành sang sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Việc nghiên cứu đơn thuần bằng khảo nghiệm động cơ trên băng thử khó có thể đạt được mục tiêu này với kinh phí hạn hẹp.
-38-
Việc nghiên cứu phát triển các mô hình mô phỏng toàn diện về hoạt động của động cơ lưỡng nhiên liệu cho đến nay vẫn còn rất hạn chế, chủ yếu do đặc điểm quá trình cháy của lưỡng nhiên liệu khí/diesel quá phức tạp. Đến nay, cũng đã có một số nghiên cứu về chủ đề này nhưng thường giới hạn ở một số chế độ làm việc nhất định của động cơ. Ví dụ như, mô hình một vùng của Thyagarajian và cộng sự [47] hay của Cheikh Mansour và cộng sự [48] chỉ có thể tính toán các thông số đặc tính làm việc chung của động cơ như áp suất khí thể trong xilanh và công suất có ích. Mô hình 2 vùng của Karim và cộng sự [49] cho phép nghiên cứu đặc tính làm việc chung của động cơ lưỡng nghiên liệu ở chế độ tải lớn. Mô hình không tính toán được phát thải vì không đề cập đến đặc điểm thay đổi nhiệt độ, động học phản ứng cháy và thành phần khí cháy trong xilanh động cơ. Gao và cộng sự [50] đã phát triển mô hình 3 vùng để mô phỏng đặc tính làm việc và phát thải NOx trong phạm vi chế độ làm việc nhất định của động cơ lưỡng nhiên liệu ethanol/diesel trong đó ethanol tạo hỗn hợp đồng nhất với không khí, còn diesel là nhiên liệu phun mồi. Tuy nhiên, mô hình này cũng chỉ được sử dụng để nghiên cứu phạm vi chế độ làm việc nhất định của động cơ chạy ethanol/diesel. Đầy đủ và chi tiết hơn là mô hình đa vùng, đa chiều áp dụng cho môi chất công tác trong xilanh động cơ trên cơ sở lý thuyết tính toán động lực học chất lỏng CFD kết hợp với động học phản ứng cháy của Wong và cộng sự đề cập đến 53 thành
phần môi chất và 325 phản ứng hóa học [51]. Tuy nhiên, mô hình trên được phát triển để ứng dụng cho môi chất đồng nhất trong động cơ đánh lửa cưỡng bức và hơn nữa, mô hình quá phức tạp tốn rất nhiều thời gian chạy máy tính cho một lần tính toán.
Để khắc phục các hạn chế của các mô hình nói trên trong khi vẫn rút ngắn thời gian tính toán thì cần phải lựa chọn và xây dựng một mô hình tính toán hiệu quả hơn. Mô hình được chọn cần mô phỏng được đầy đủ quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, cho phép tính toán được áp suất, nhiệt độ và sự thay đổi thành phần khí thể theo thời gian, làm cơ sở để đánh giá được đặc tính làm việc và phát thải của động cơ. Trong khi đó, mô hình cũng phải đủ đơn giản để có thể số hóa một cách dễ dàng hoặc có thể áp dụng được các phần mềm mô phỏng sẵn có để cho ra các kết quả tính toán một cách nhanh chóng trong khi vẫn đảm bảo độ tin cậy sử dụng.
Trong đề tài này, tác giả sẽ xây dựng và phát triển các mô hình nhiệt động với các mô hình toán về động học phản ứng cháy để mô phỏng quá trình tạo hỗn hợp và cháy của động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với việc tạo hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí từ bên ngoài và phun mồi diesel trên động cơ nghiên cứu AVL 5402 (hình 2.1) trang bị hệ thống phun nhiên liệu kiểu tích áp điều khiển bằng điện tử (common rail). Mục đích cụ thể như sau:
- Xây dựng và phát triển các mô hình toán biểu diễn các quá trình tạo hỗn hợp, quá
trình cháy và hình thành phát thải của động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
- Đánh giá đặc tính kinh tế kỹ thuật và phát thải của động cơ và xác định tỷ lệ LPG
thay thế hợp lý và các thông số điều chỉnh tối ưu cho động cơ.
- Cung cấp số liệu làm cơ sở cho việc nghiên cứu thực nghiệm để chuyển đổi động
Hình 2.1 Động cơ diesel AVL 5402
cơ diesel hiện hành sang chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel một cách hiệu quả.
-39-
Động cơ AVL 5402 được chọn phục vụ nghiên cứu cho cả mô phỏng và thực nghiệm trong đề tài này vì đây là động cơ nghiên cứu tiêu chuẩn có trang bị đầy đủ các thiết bị đo và hệ thống điều khiển điện tử cho phép thay đổi và kiểm soát các thông số điều chỉnh một cách dễ dàng với độ chính xác cao thông qua giao diện điều khiển trên máy tính. Hơn nữa, các thông số thực nghiệm và bán thực nghiệm của động cơ này cũng sẵn có để phục vụ tính toán mô phỏng được thuận lợi. Động cơ này cũng đặc trưng cho họ động cơ trang bị
hệ thống nhiên liệu tích áp là một trong các đối tượng nghiên cứu của đề tài. Các thông số kỹ thuật cơ bản của động cơ AVL 5402 được thể hiện trên phụ lục 1.1.
Mô hình toán chung được tích hợp từ các mô hình chi tiết riêng để mô tả các quá
trình diễn ra trong động cơ, gồm :
- Mô hình phun nhiên liệu và tạo hỗn hợp: Mô tả đặc điểm quá trình phun nhiên liệu diesel và tạo hỗn hợp trong xilanh động cơ, cho phép xác định được khối lượng và thể tích hỗn hợp tại các thời điểm khác nhau của chu trình công tác.
- Mô hình phản ứng cháy: Mô tả đặc điểm của phản ứng cháy và cho phép tính toán các thành phần của sản phẩm cháy cũng như năng lượng của môi chất tại các thời điểm của chu trình công tác.
- Mô hình nhiệt động: Cho phép tính các thông số nhiệt động của chu trình như áp suất, nhiệt độ khí thể, công và nhiệt trao đổi tại các vị trí góc quay của trục khuỷu trong chu trình công tác, từ đó xác định được các thông số làm việc của động cơ như công suất, hiệu suất và suất tiêu hao nhiên liệu.
- Mô hình tạo thành CO, HC, NOx và chất thải dạng hạt: Cho phép xác định được hàm lượng phát thải các thành phần này của động cơ khi thay đổi điều kiện làm việc và tỷ lệ nhiên liệu thay thế.
2.2 Đặc điểm quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong động cơ LPG/diesel
2.2.1 Quá trình cung cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong xilanh
Trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với việc tạo hỗn hợp LPG-không khí bên ngoài xilanh, LPG được cung cấp vào đường nạp theo nguyên lý chế hòa khí hoặc phun, sau đó LPG sẽ hòa trộn với không khí và bay hơi trong đường nạp tạo hỗn hợp đi vào xilanh động cơ trong quá trình nạp. Trong xilanh, nhờ chuyển động rối và trao đổi nhiệt của hỗn hợp trong quá trình nạp và quá trình nén, LPG tiếp tục bay hơi và tạo thành hỗn hợp đồng nhất với không khí. Ngay từ đầu quá trình nén, một số phản ứng hóa học của nhiên liệu với không khí đã có thể xảy ra, tốc độ phản ứng phụ thuộc vào nhiệt độ, áp suất và thành phần hỗn hợp [52]. Tuy nhiên, tốc độ phản ứng hóa học trong quá trình này rất nhỏ, phản ứng chỉ có thể sinh ra một số thành phần hoạt tính trung gian chứ chưa giải phóng đủ nhiệt năng để có thể thấy được sự tăng áp suất của hỗn hợp so với áp suất nén (đường cháy chưa tách khỏi đường nén trong đồ thị áp suất khí thể).
-40-
Khi nhiên liệu diesel được phun vào thể tích hỗn hợp đồng nhất của hơi LPG và không khí trong buồng cháy dưới áp suất cao, nhiên liệu diesel được xé nhỏ và bay hơi. Do ma sát giữa các hạt nhiên liệu phun với hỗn hợp đồng nhất của LPG và không khí nên tốc độ của các hạt nhiên liệu phun giảm dần và bề dày tia phun tăng dần tạo nên tia phun có dạng hình côn trong đó có sự phân bố không đều về tốc độ hạt nhiên liệu, nhiệt độ và thành phần hỗn hợp. Trong động cơ phun nhiên liệu diesel trực tiếp (hình thành hỗn hợp thể tích trong buồng cháy thống nhất) thường người ta bố trí nhiều tia phun (4, 5, 6 hoặc 8 tia) phân bố đều xung quanh vòi phun. Trong các tia phun này có một lượng nhất định hơi LPG và không khí bị cuốn vào và trộn lẫn với hơi nhiên liệu diesel và tạo hỗn hợp với LPG và không khí thành vùng hỗn hợp có khả năng cháy được (có thành phần hỗn hợp nằm trong
Vùng hỗn hợp nhạt LPG-không khí
Vùng diesel đậm đặc
Vùng hỗn hợp diesel-LPG- không khí cháy được
Hình 2.2 Sơ đồ phân vùng hỗn hợp trên 1 tia phun khi phun
giới hạn cháy với hệ số dư lượng không khí trung bình 1). Cường độ và hàm lượng LPG và không khí thâm nhập vào tia phun phụ thuộc vào nhiều yếu tố như điều kiện phun (áp suất phun, độ nhớt của nhiên liệu phun và kích thước và hình dạng lỗ phun), lượng nhiên liệu diesel được phun và tỷ lệ LPG/không khí cũng như áp suất môi chất trong xilanh ở thời điểm phun. Phần hỗn hợp bao ngoài chùm tia phun là vùng hỗn hợp nhạt đồng nhất của LPG và không khí.
Như vậy có thể mô tả sự phân bố nhiên liệu trong xilanh động cơ trước khi sự cháy xảy ra gồm 3 vùng [44] như trên sơ đồ hình 2.2 gồm vùng lõi tia phun có hàm lượng đậm đặc của các hạt nhiên liệu diesel chưa kịp bay hơi, vùng hỗn hợp cháy được của hơi diesel- LPG-không khí và vùng hỗn hợp nhạt đồng nhất của LPG với không khí. Do đặc điểm của quá trình phun nhiên liệu nên vùng lõi tia phun là vùng có hàm lượng diesel đậm đặc, có rất ít hỗn hợp LPG-không khí, tỷ lệ nhiên liệu/không khí rất cao nên không cháy được. Tiếp theo là vùng hỗn hợp nhiên liệu diesel đã kịp hòa trộn với hỗn hợp LPG-không khí và có khả năng cháy được. Vùng này có hệ số dư lượng không khí trung bình 1 được giới hạn bởi một bề mặt tượng trưng có thành phần hỗn hợp đậm nhất có thể cháy được (0,5- 0,6) bao quanh vùng lõi tia phun và bề mặt tiếp giáp với vùng hỗn hợp đồng nhất LPG- không khí. Vùng còn lại là vùng hỗn hợp nhạt đồng nhất của LPG và không khí bao quanh tia phun.
2.2.2 Quá trình cháy
-41-
Theo Lata và các cộng sự [44], sự bốc cháy của nhiên liệu do nén trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel được coi là xảy ra trước tiên tại vùng hỗn hợp của nhiên liệu diesel đã bay hơi hòa và trộn với hỗn hợp đồng nhất của LPG và không khí. Quá trình tự cháy này diễn ra rất nhanh, trước tiên với hơi nhiên liệu diesel rồi bắt sang hơi LPG trong hỗn hợp. Tiếp theo, quá trình cháy diễn ra theo 2 hướng. Hướng thứ nhất là cháy khuyếch tán, diễn ra theo hướng đi vào lớp lõi của tia phun. Trong quá trình này, nhiên liệu diesel liên tục khuyếch tán vào vùng đang cháy và hỗn hợp LPG-không khí ở bên ngoài cũng liên tục bị cuốn và bổ sung vào vùng cháy do chuyển động rối và khuyếch tán của môi chất. Hướng thứ hai là theo sự lan tràn màng lửa trong vùng hỗn hợp đồng nhất của LPG và
Vùng cháy lan tràn màng
lửa
Vùng cháy khuyếch tán
Vùng nhiên liệu diesel chưa cháy
Màng lửa
Vùng hỗn hợp đồng nhất chưa cháy
Hình 2.3 Sơ đồ phân vùng xilanh ứng với 1 tia phun trong quá trình cháy
không khí nếu thành phần hỗn hợp của vùng này nằm trong giới hạn cháy. Quá trình cháy này diễn ra theo hướng từ vùng tự cháy ra phía thành buồng cháy với tốc độ lan tràn màng lửa phụ thuộc rất nhiều vào nhiệt độ, áp suất và tỷ lệ thành phần LPG/không khí trong xilanh.
Như vậy, quá trình cháy diễn ra thực sự rất phức tạp, có thể tồn tại đồng thời các quá trình khác nhau như cháy khuyếch tán của nhiên liệu diesel với hỗn hợp LPG-không khí, sự lan tràn màng lửa trong vùng hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí, sự chuyển động rối và khuyếch tán của không khí và LPG vào vùng cháy... Tuy nhiên, để đơn giản cho việc tính toán quá trình cháy trong khi vẫn phản ánh được các hiện tượng cơ bản diễn ra trong quá trình tạo hỗn hợp và cháy, môi chất trong xilanh ứng với mỗi tia phun trong quá trình cháy được giả thiết chia thành bốn vùng như trên hình 2.3. Có hai vùng hỗn hợp cháy nằm giữa hai vùng hỗn hợp chưa cháy. Hai vùng hỗn hợp chưa cháy gồm vùng thứ nhất là vùng lõi của tia phun chủ yếu là nhiên liệu diesel hoặc hỗn hợp của diesel với một tỷ lệ nhỏ LPG và không khí với thành phần nhiên liệu quá đậm không cháy ngay được. Vùng hỗn hợp chưa cháy thứ hai là vùng hỗn hợp đồng nhất của LPG với không khí bao quanh hai vùng cháy của tia phun và là vùng cách xa lõi tia phun nhất. Hỗn hợp trong vùng này bị nén và bị đốt nóng do piston dịch chuyển về phía điểm chết trên và màng lửa lan tràn tới theo hướng thu hẹp dần vùng này. Vì LPG có chỉ số octan cao (bằng khoảng 110-115) nên có tính chống kích nổ cao. Mặt khác, hỗn hợp đồng nhất LPG/không khí trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel khá nhạt. Cho nên, mặc dù làm việc với động cơ diesel có tỷ số nén cao hơn nhiều so với động cơ đánh lửa cưỡng bức nhưng cũng khó xảy ra cháy kích nổ trong vùng này trong điều kiện làm việc bình thường của động cơ.
-42-
Hai vùng hỗn hợp cháy diễn ra sau khi phần nhiên liệu diesel đã kịp bay hơi và hòa trộn tốt với hỗn hợp LPG-không khí với tỷ lệ thích hợp tự bốc cháy gồm vùng cháy khuyếch tán (cùng với vùng cháy hỗn hợp đã được chuẩn bị) và vùng cháy lan tràn màng lửa. Hai vùng này nằm giữa hai vùng chưa cháy là lõi của tia phun và vùng hỗn hợp đồng nhất của LPG và không khí bao quanh. Trong vùng cháy khuyếch tán, quá trình cháy của nhiên liệu diesel phun mồi và một phần nhiên liệu LPG cuốn vào xảy ra theo hướng đi vào lõi của tia phun. Đây được coi là vùng cháy chính và cung cấp phần lớn nhiệt cho chu trình
trong xilanh động cơ vì lượng LPG thay thế trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel thường không quá 50% tổng nhiên liệu cấp vào [17, 28, 43]. Quá trình cháy trong vùng này được giả thiết diễn ra trong điều kiện vừa đủ không khí. Trong quá trình cháy, nhiên liệu diesel từ lõi tia phun và hỗn hợp đồng nhất của LPG-không khí từ xung quanh liên tục bị cuốn vào vùng cháy này và duy trì quá trình cháy đến khi hết nhiên liệu diesel. Tốc độ cháy trong vùng này phụ thuộc rất nhiều vào tốc độ phun nhiên liệu và chuyển động rối của môi chất trong xilanh.
Trong vùng cháy lan tràn màng lửa, sẽ tồn tại vùng hỗn hợp đã cháy và màng lửa có thể gọi là vùng phản ứng cháy, tại đó diễn ra các phản ứng đốt cháy nhiên liệu [24]. Do đó, nếu nói một cách chi tiết thì có thể coi vùng cháy lan tràn màng lửa gồm vùng khí đã cháy và vùng phản ứng cháy là màng lửa. Tuy nhiên, do màng lửa rất mỏng, và thêm nữa, sự chuyển động rối và thâm nhập của hỗn hợp LPG và không khí vào vùng đang cháy có thể làm cho các phần tử đang cháy bị trộn lẫn với vùng đã cháy nên có thể coi hai vùng này là một và được bao bọc bởi màng lửa. Tốc độ cháy trong vùng này phụ thuộc vào nhiệt độ, áp suất, tỷ lệ LPG/không khí và hệ số khí sót của môi chất trong xilanh.
Với đặc điểm quá trình cháy diễn ra như mô tả ở trên, có thể thấy trong các vùng cháy khác nhau do điều kiện cháy khác nhau nên nhiệt độ và thành phần sản vật cháy của chúng sẽ khác nhau mặc dù áp suất các vùng được coi là như nhau.
Khi động cơ vận hành ở chế độ tải nhỏ thì cả lượng nhiên liệu LPG và diesel phun mồi đều nhỏ hơn so với bình thường, khi đó vùng thể tích buồng cháy có nhiên liệu diesel (gồm lõi tia phun và vùng hỗn hợp diesel với LPG-không khí có thể tự cháy) bị thu nhỏ trong xilanh, còn vùng hỗn hợp nhạt của LPG với không khí thì tăng lên. Khi đó, nhiệt năng giải phóng của nhiên liệu cháy giảm làm nhiệt độ bị giảm nên tốc độ phản ứng cháy giảm có thể dẫn tới cháy không hoàn toàn làm tăng phát thải ô xít các bon CO. Thêm nữa, hỗn hợp chưa cháy quá nhạt có thể làm màng lửa bị tắt không lan tràn hết thể tích hỗn hợp trong xilanh. Kết quả là quá trình cháy có thể diễn ra chủ yếu ở phần thể tích xilanh có nhiên liệu diesel vì màng lửa không thể lan tràn hết vùng hỗn hợp quá nhạt ngoài giới hạn cháy, làm tăng phát thải hydro các bon chưa cháy HC. Ngược lại, nếu tăng lượng phun mồi nhiên liệu diesel thì có thể sử dụng với hỗn hợp LPG-không khí nhạt hơn mà vẫn đảm bảo cháy kiệt [34].
Trong điều kiện động cơ làm việc bình thường với tải trung bình trở lên, thành phần LPG và lượng phun diesel tăng lên, nhiệt độ khí thể tăng cao và tốc độ cháy cũng cao nên vùng hỗn hợp trong giới hạn cháy được mở rộng, còn vùng hỗn hợp nhạt khó cháy thì bị thu hẹp còn rất nhỏ có thể bỏ qua khối lượng của nó. Ngược lại, trong điều kiện tải lớn và toàn tải, nhiệt độ và áp suất khí thể tăng cao, nếu thành phần LPG trong hỗn hợp đồng nhất lớn đến một mức nhất định thì có thể sẽ gây ra kích nổ [35].
2.3 Các giả thiết để nghiên cứu quá trình trình tạo hỗn hợp và cháy
-43-
Qua phân tích ở trên, có thể thấy quá trình tạo hỗn hợp và cháy trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel khá phức tạp. Để làm đơn giản bài toán mô hình hóa giúp cho việc nghiên cứu quá trình cháy được dễ dàng hơn trong khi vẫn đảm bảo độ tin cậy cần thiết, các giả thiết sau đây được đưa ra dựa trên đặc điểm làm việc của động cơ và diễn biến thực
tế của các quá trình cung cấp nhiên liệu, hình thành hỗn hợp và cháy trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel đang nghiên cứu:
- Vì động cơ trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu kiểu tích áp (common rail) có áp suất phun ổn định nên có thể coi tốc độ chuyển động của nhiên liệu tại lỗ phun không thay đổi trong quá trình phun.
- Vì thời gian phun nhiên liệu diesel rất ngắn nên có thể giả thiết các thông số đặc
tính của nhiên liệu không thay đổi trong quá trình phun.
- Vì nhiên liệu diesel được phun vào môi chất cuối quá trình nén có nhiệt độ cao nên các hạt nhiên liệu sau khi được phân tán và xé nhỏ trong quá trình phun sẽ bay hơi rất nhanh. Do đó, có thể giả thiết rằng trong quá trình phân tán và xé nhỏ, nhiên liệu diesel tồn tại ở thể lỏng nhưng ngay sau khi kết thúc quá trình này các hạt nhiên liệu ngay lập tức chuyển sang thể khí và lúc đó hỗn hợp LPG-không khí khuyếch tán vào và hòa trộn đều với hơi nhiên liệu diesel.
- Đối với động cơ nghiên cứu là động cơ một xilanh trang bị vòi phun kiểu kín 5 lỗ giống nau và phân bố đều, giả thiết các tia phun riêng rẽ, không chồng lấn nhau, tức là góc côn cực đại của tia phun không vượt quá 360º/5 và chiều dài cực đại của tia phun bằng nửa đường kính xilanh.
- Trong quá trình cháy, thể tích buồng cháy ứng với mỗi tia phun được chia thành 4 vùng gồm vùng lõi tia phun chưa cháy với sự phân bố hạt nhiên liệu diesel đậm đặc, vùng cháy khuyếch tán của nhiên liệu diesel cùng hỗn hợp LPG/không khí với tỷ lệ nhiên liệu/không khí trung bình bằng tỷ lệ cân bằng lý thuyết (=1), vùng cháy lan tràn màng lửa của hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí và vùng hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí chưa cháy. Tuy nhiên, nếu tỷ lệ LPG/không khí quá thấp ngoài giới hạn cháy thì vùng cháy lan tràn màng lửa không tồn tại và còn lại chỉ 3 vùng. Trong mỗi vùng, sự phân bố môi chất được coi là đồng đều.
2.4 Các mô hình toán
2.4.1 Mô hình phun nhiên liệu và tạo hỗn hợp
Các mô hình toán mô tả quá trình phun nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trong nghiên cứu này được phát triển dựa trên quan điểm của Liu và Karim [53] áp dụng cho động cơ lưỡng nhiên liệu khí/diesel.
ứng - Tốc độ dòng nhiên liệu tại lỗ phun Vf và lưu lượng khối lượng nhiên liệu
với mỗi tia phun được xác định như sau:
(2.1) Vf = Cd √
) (2.2) ̇ = 𝑉 (
-44-
trong đó P là chênh lệch áp suất qua lỗ phun; Cd là hệ số lưu lượng được giả thiết là không đổi trong quá trình phun và được xác định dựa trên đặc điểm lỗ phun (0,4); f là khối lượng riêng của nhiên liệu phun (kg/m3); d là đường kính lỗ phun (m).
Từ đó sẽ tính được tổng thời gian phun t (s) khi biết lượng nhiên liệu cấp chu trình
mct và số lỗ phun z:
(2.3)
Góc côn của tia phun (rad) được xác định như sau:
(2.4) =
trong đó a là khối lượng riêng của hỗn hợp LPG-không khí (kg/m3) và a là độ nhớt của hỗn hợp LPG-không khí (kg/ms).
Thời gian phân tán xé nhỏ nhiên liệu phun tbrk (s) được xác định theo công thức sau:
(2.5) + tbrk = 28.65 *
Độ dài tia nhiên liệu phun S (m):
(2.6)
Sự phân bố nhiên liệu diesel trong tia phun: Do nhiên liệu diesel được phun vào môi trường khí (LPG-không khí) có áp suất cao nên các hạt nhiên liệu diesel bị môi trường khí cản lại ở các mức độ khác nhau tùy thuộc vào lượng nhiên liệu phun và tọa độ không gian của hạt nhiên liệu tại thời điểm xét. Do đó, nhiên liệu sẽ phân bố không đều trong tia phun. Tuy nhiên, theo giả thiết ở trên có thể coi nhiên liệu phân bố đều trong mỗi vùng.
Độ dài tia nhiên liệu ở dạng hạt, Shat:
(2.7)
Độ dài phần hơi diesel, Shoi:
y
S
Shat
Shoi
2b
O
x
Các hạt nhiên liệu diesel
Hơi nhiên liệu diesel
Hình 2.4 Sơ đồ phân bố nhiên liệu diesel trong tia phun
-45-
(2.8)
Dựa trên phân tích lý thuyết về quá trình phun nhiên liệu và tạo hỗn hợp ở mục 2.2 và các giả thiết ở 2.3, sự phân bố nhiên liệu trong tia phun có thể được giả thiết là theo hình nón như minh họa trên hình 2.4 với chiều dài tia phun S = Shat + Shoi D/2 (D là đường kính xilanh ) và góc côn . Phần đầu của tia phun với chiều dài Shat tính từ lỗ phun chứa các hạt nhiên liệu với mật độ phân bố đậm đặc, phần đuôi tia phun với chiều dài Shoi chứa hơi nhiên liệu diesel hòa trộn đều với hỗn hợp LPG-không khí.
2.4.2 Mô hình cháy và tỏa nhiệt
Quá trình cháy và tỏa nhiệt của nhiên liệu diesel phun mồi và hỗn hợp đồng nhất của LPG và không khí được tính toán dựa trên đặc điểm tạo hỗn hợp và các giả thiết đã được đưa ra và phân tích ở trên. Quá trình cháy được giả thiết là xảy ra trước tiên trong vùng hỗn hợp đã được chuẩn bị tốt mà ở đó nhiên liệu diesel đã bay hơi hòa trộn đồng nhất với hỗn hợp LPG-không khí với hệ số dư lượng không khí λ gần với 1. Sau đó quá trình cháy diễn ra ở hai vùng cháy theo hai hướng là cháy khuyếch tán của nhiên liệu diesel cùng hỗn hợp LPG-không khí theo hướng đi vào lõi tia phun và quá trình cháy lan tràn màng lửa của hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí theo hướng về phía thành buồng cháy. Đặc điểm quá trình cháy nhiên liệu diesel phụ thuộc nhiều vào đặc điểm quá trình phun nhiên liệu và chuyển động rối của môi chất trong xilanh [54] trong khi đặc điểm quá trình cháy lan tràn màng lửa của hỗn hợp LPG-không khí phụ thuộc nhiều vào áp suất, nhiệt độ, tỷ lệ LPG/không khí và chuyển động rối của môi chất [55, 56].
- Thời gian cháy trễ:
Thời gian cháy trễ tính theo góc quay trục khuỷu từ thời điểm phun đến thời điểm nhiên liệu bốc cháy phụ thuộc vào nhiệt độ, áp suất, hệ số giảm ôxy do nhiên liệu khí của môi chất trong xi lanh khi nhiên liệu diesel phun vào, được xác định theo công thức dưới đây [37, 82] có độ tin cậy trên 97% nếu tỷ lệ LPG thay thế đến 30% và độ tin cậy trên 90% nếu tỷ lệ LPG thay thế 30- 40% và độ tin cậy trên 67% nếu tỷ lệ LPG thay thế 40-50%.
)
) ( ] (2.9) [ (
Trong đó C, k là các hằng số (với LPG thay thế C=0,99, k=1,2); Odf là tỷ lệ giữa hàm lượng ôxy trong môi chất nén trong xilanh khi có LPG và khi không có LPG, phụ thuộc vào tỷ lệ LPG thay thế (Odf=0,99-0,96 khi tỷ lệ LPG=0-40%); Mps là tốc độ piston (m/s); Pm (atm), Tm (K) là áp suất và nhiệt độ khí nén trong khi lanh; rc là tỷ số nén, R=8,314, n =1,35-1,32 khi LPG=0-40%; CN là số xê tan của nhiên liệu diesel.
Đối với trường hợp động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel như đã phân tích ở trên, sự bốc cháy của nhiên liệu do nén được coi là xảy ra trước tiên tại vùng hỗn hợp của nhiên liệu diesel đã bay hơi hòa và trộn với hỗn hợp đồng nhất của LPG và không khí. Vì vậy, so với động cơ sử dụng hoàn toàn diesel, trong động cơ LPG/diesel thời gian cháy trễ có thể dài hơn.
-46-
- Tốc độ cháy và tỏa nhiệt của nhiên liệu diesel và LPG:
a) Tốc độ cháy của nhiên liệu trong vùng tia phun
Quá trình cháy của nhiên liệu diesel phun mồi được coi là xảy ra theo 2 pha chồng lấn. Đó là sự bốc cháy và cháy phần nhiên liệu diesel đã bay hơi và hòa trộn trước đó với không khí trong vùng hỗn hợp đã được chuẩn bị và sự cháy khuyếch tán phần nhiên liệu chưa được chuẩn bị của phần lõi tia phun với hỗn hợp LPG/không khí. Các quá trình cháy này diễn ra rất phức tạp, tuy nhiên để đơn giản hóa quá trình tính toán, có thể biểu diễn tốc độ cháy bằng các hàm thực nghiệm. Trong đề tài này, mô hình hai hàm Vibe chồng lấn được sử dụng để mô tả đồng thời tốc độ tỏa nhiệt của quá trình cháy hỗn hợp tạo trước và quá trình cháy khuyếch tán của nhiên liệu trong tia phun như chỉ ra dưới đây:
(2.10)
Trong đó, các chỉ số p và d lần lượt chỉ các phần cháy hỗn hợp chuẩn bị trước và cháy khuyếch tán; a1, a2, Mp và Md là các hệ số; Qp và Qd lần lượt là tổng nhiệt cháy của phần nhiên liệu chuẩn bị trước và tổng nhiệt cháy của phần nhiên liệu cháy khuyếch tán; là góc quay trục khuỷu tính từ thời điểm cháy; p, d lần lượt là khoảng thời gian cháy tính theo góc quay trục khuỷu của phần hỗn hợp chuẩn bị trước và phần nhiên liệu cháy khuyếch tán. Các thành phần trên được xác định theo Miyamoto et al [54] như sau:
a1 = a2 = 6,908
Qp = hfmp hf là nhiệt trị thấp của nhiên liệu diesel;
mp là khối lượng nhiên liệu đã được chuẩn bị;
mp = 0,5mfi, mfi là lượng nhiên liệu phun trong thời gian cháy trễ;
Qd = hf md md là phần nhiên liệu cháy khuyếch tán
md = mf – mfi, mf là tổng lượng nhiên liệu diesel phun trong một chu trình;
Q = hf mf
Mp = 3; Md = 0,5
p =7; d =0,93Qd/Na +24,5
Nhiên liệu LPG được hòa trộn đồng nhất với không khí trong xilanh và phân bố ở cả các vùng nhiên liệu diesel đã bay hơi và chưa bay hơi của tia phun và ở vùng ngoài tia phun.
Ở vùng nhiên liệu diesel đã được chuẩn bị, hơi diesel được hòa trộn đều với hỗn hợp LPG-không khí với hệ số dư lượng không khí λ chung được coi là gần 1. Do đó sự cháy nhiên liệu LPG trong vùng này, mpLPG, cũng sẽ diễn ra đồng thời với nhiên liệu diesel nên tốc độ cháy của nó cũng được biểu diễn theo hàm Vibe như của nhiên liệu diesel ở vùng này.
-47-
Đối với vùng cháy khuyếch tán của nhiên liệu diesel, với giả thiết hỗn hợp LPG-
không khí khuyếch tán vào vùng cháy và đảm bảo quá trình cháy diễn ra với hệ số dư lượng không khí chung gần với 1 nên sự cháy LPG ở vùng này cũng diễn ra đồng thời với nhiên liệu diesel và tốc độ cháy của nó cũng được biểu diễn bằng hàm Vibe như của nhiên liệu diesel trong vùng cháy khuyếch tán này. Tổng lượng LPG cháy trong vùng này, mdLPG, chính bằng lượng LPG khuyếch tán cùng không khí vào để đốt cháy hết phần nhiên liệu diesel của lõi tia phun.
Như vậy, hàm Vibe biểu diễn quá trình cháy của nhiên liệu diesel cùng nhiên liệu LPG vẫn có dạng hàm (2.10) nêu trên nhưng khối lượng nhiên liệu tham gia cháy sẽ gồm cả nhiên liệu diesel và nhiên liệu LPG cuốn vào cùng không khí để đảm bảo cháy hết nhiên liệu diesel (với hệ số dư lượng không khí chung gần với 1). Nghĩa là trong hàm Vibe (2.10) nói trên, ta có:
Qp = hfmp + hLPGmpLPG Qd = hfmd + hLPGmdLPG Trong đó hLPG là nhiệt trị của nhiên liệu LPG.
b) Tốc độ cháy của hỗn hợp LPG-không khí bên ngoài tia phun
Đối với phần nhiên liệu LPG trong vùng hỗn hợp nhạt đồng nhất với không khí ở xung quanh tia phun, quá trình cháy diễn ra theo kiểu lan tràn màng lửa. Vùng hỗn hợp này lớn hay nhỏ phụ thuộc vào lượng nhiên liệu diesel được phun. Ở chế độ toàn tải, lượng nhiên liệu diesel phun mồi lớn nên các tia phun có thể bao trùm gần hết thể tích buồng cháy nên vùng hỗn hợp này có thể tích rất nhỏ, có thể coi như không đáng kể. Ngược lại, ở chế độ tải nhỏ, lượng phun mồi diesel ít hơn nên vùng hỗn hợp LPG-không khí có thể tích lớn hơn. Tổng lượng nhiên liệu cháy trong vùng này bằng tổng lượng LPG cấp trừ đi phần LPG cháy cùng nhiên liệu diesel trong tia phun như đã nói ở trên.
Mô hình cháy lan tràn màng lửa kiểu rối [55, 56] được áp dụng để tính toán tốc độ
cháy và tỏa nhiệt trong giai đoạn này.
(2.11) 𝑆
trong đó: - dmb/dt là tốc độ cháy của hỗn hợp; mb là khối lượng sản vật cháy;
- u là tỷ trọng của hỗn hợp;
- AT là diện tích màng lửa khi cháy rối, phụ thuộc vào đặc điểm kết cấu của buồng
cháy và tốc độ động cơ và được xác định theo [55].
- SL là tốc độ lan tràn màng lửa trong trường hợp cháy tĩnh, phụ thuộc vào áp suất, nhiệt độ, hệ số dư lượng không khí hay =1/ và hệ số khí sót, và có thể được xác định theo Rhodes và Keck [57] như sau:
)
+
+
𝑆 α = 2.4 – 0.271
(2.12) * 𝑆 = 𝑆 * (
-48-
β = - 0.357 + 0.14
Tu – nhiệt độ hỗn hợp chưa cháy (K), P- áp suất hỗn hợp (atm) To, Po – nhiệt độ và áp suất môi trường fD- hệ số khí sót (có thể chọn trong khoảng 0,05-0,06) - Tỷ lệ nhiên liệu –không khí tương đối (=1/ ) Theo phương trình (2.12) có thể tính được rằng với <0,3 (hay >3,3) thì quá trình lan tràn màng lửa sẽ không diễn ra hoặc màng lửa bị dập tắt. Do đó, nếu hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí quá nhạt (dưới giới hạn cháy nói trên) thì có thể coi là không tồn tại vùng cháy lan tràn màng lửa. Khi đó, quá trình cháy sẽ chỉ gồm sự cháy hỗn hợp hơi diesel đã hòa trộn với LPG-không khí và sự cháy khuyếch tán nhiên liệu diesel của lõi tia phun với hỗn hợp LPG/không khí khuếch tán vào. Trong trường hợp này, nhiên liệu LPG sẽ tham gia cháy đồng thời với nhiên liệu diesel khi khuyếch tán cùng không khí vào vùng cháy.
- Thành phần sản vật cháy ở trạng thái cân bằng:
Việc xác định các thành phần sản vật cháy tại các thời điểm trong quá trình cháy của động cơ cho phép tính toán được các tính chất nhiệt động của môi chất như entropy, enthanpy, thể tích riêng, nội năng và nhiệt dung riêng cân bằng phục vụ tính toán chu trình nhiệt của động cơ và sự hình thành các thành phần phát thải độc hại..
(hay
Theo Ferguson [52] và Rakopoulos et al [58], trong động cơ đốt trong với điều kiện thành phần hỗn hợp có ) thì trong quá trình cháy sẽ có 11 thành phần chính có hàm lượng đáng kể có thể tồn tại gồm CO2, H2O, N2, O2, CO, H2, H, O, OH, NO và N. Các thành phần khác có hàm lượng rất nhỏ nên có thể bỏ qua mà không ảnh hưởng nhiều đến việc tính toán hàm lượng cân bằng của các thành phần đang xét.
Phương trình phản ứng cháy của nhiên liệu khi xét đến 11 thành phần
sản vật cháy nói trên là:
(2.13)
Trong đó, là số mol nhiên liệu cháy với 1 mol không khí; là nghịch đảo của
) là số mol của các thành phần sản vật cháy; hệ số dư lượng không khí ; vi (
là tổng số mol sản vật cháy.
Phương trình trên thể hiện 11 ẩn số là số mol của các thành phần sản vật cháy. Cân
bằng nguyên tử cho các nguyên tố tham gia phản ứng ta nhận được 4 phương trình sau:
Cân bằng nguyên tử C (2.14)
Cân bằng nguyên tử H (2.15)
Cân bằng nguyên tử O (2.16)
-49-
Cân bằng nguyên tử N (2.17)
Trong đó: là thành phần mol của các thành phần sản vật cháy, tức là :
(2.18)
Chúng ta mới có 5 phương trình và 11 ẩn nên cần phải đưa thêm ít nhất 6 phương trình nữa thì mới giải được. Ở đây đưa ra 7 hằng số cân bằng và ta sẽ có 11 phương trình và 11 ẩn là thành phần mol . Các phản ứng được xem xét như sau: và số mol
Phản ứng thứ 1: với hằng số (2.19)
Phản ứng thứ 2: với hằng số (2.20)
Phản ứng thứ 3: với hằng số (2.21)
Phản ứng thứ 4: với hằng số (2.22)
Phản ứng thứ 5: với hằng số (2.23)
Phản ứng thứ 6: với hằng số (2.24)
Phản ứng thứ 7: với hằng số (2.25)
Ở đây là các hệ số cân bằng của các phản ứng hoá học tương ứng ở trên,
trị số của nó phụ thuộc vào nhiệt độ và áp suất, và được xác định theo Olikara và Borman [59]. Như vậy, thành phần mol của 11 thành phần sản vật cháy nói trên hoàn toàn có thể xác định bằng cách giải hệ 11 phương trình (2.14)(2.25) ở trên như sau:
Biểu thức cho hệ số cân bằng có thể viết dưới dạng biểu diễn thành phần mol của các
chất theo thành phần mol của N2, O2, CO, H2 là
(2.26) trong đó
(2.27) trong đó
(2.28) trong đó
(2.29) trong đó
(2.30) trong đó
-50-
(2.31) trong đó
trong đó (2.32)
Số mol có thể loại bỏ bằng cách chia phương trình (2.15) cho phương trình (2.14) ta
nhận được phương trình:
(2.33)
Tương tự như vậy ta chia phương trình (3.7) và (3.8) cho (3-5) ta nhận được:
(2.34)
(2.35)
Ta định nghĩa các hệ số sau:
Thế các phương trình từ (2.26) đến (2.32) vào phương trình (2.33) đến (2.35) và thế vào phương trình (2.18) ta nhận được bốn phương trình của bốn ẩn .
Bốn phương trình trên có thể viết dưới dạng:
(2.36)
Các phương trình phi tuyến nói trên được giải bằng phương pháp lặp Newton- , Raphson. Trước tiên, giải hệ phương trình (2.36) được các thành phần mol
sau đó lần lượt thế các giá trị này vào các phương trình (2.26) đến(2.32) ta sẽ được các . Như vậy, tại mỗi thời điểm ứng với mỗi điều thành phần mol
kiện nhiệt độ và áp suất của chu trình nhiệt động ta đều có thể xác định được thành phần mol của các thành phần sản vật cháy ở điều kiện cân bằng hóa học. Từ đó có thể xác định được các tính chất nhiệt động của sản vật cháy như tỷ nhiệt, nội năng, enthalpy, entropy và đồng thời thành phần động học của các chất phát thải.
Nhiên liệu tính toán của hỗn hợp LPG-không khí là hỗn hợp propan C3H8 và butan C4H10 với tỷ lệ thể tích 50:50. Do vậy, công thức phân tử giả định chung của nhiên liệu LPG nghiên cứu có thể được xác định là C3,5H9 theo tính toán số nguyên tử carbon và hydro trung bình của phân tử dựa trên tính toán tổng số nguyên tử carbon và hydro của các phân tử hydrocarbon trong hỗn hợp [44]. Nhiên liệu diesel nghiên cứu có công thức phân tử giả định là C14,4H24,9 [44, 52]. Trong vùng cháy của hỗn hợp diesel-LPG-không khí, công thức phân tử của nhiên liệu được xác định từ tỷ lệ thành phần mol của 2 nhiên liệu này từ tỷ lệ LPG/không khí cấp vào động cơ và tỷ lệ hòa trộn của nhiên liệu diesel với hỗn hợp LPG-không khí để có hỗn hợp nhiên liệu – không khí với hệ số dư lượng không khí λ bằng 1 như giả thiết ở trên.
-51-
Phẩm chất của LPG và diesel nghiên cứu được trình bày trong phụ lục 1.6 và 1.7.
2.4.3 Mô hình nhiệt động
Thể tích xilanh được giả thiết chia thành 4 vùng như đã nói ở trên gồm vùng cháy và chưa cháy của nhiên liệu diesel với một phần LPG trong tia phun và vùng cháy và chưa cháy của hỗn hợp đồng nhất của LPG-không khí. Khối lượng mỗi vùng được xác định bởi tính toán quá trình phun nhiên liệu và quá trình hòa trộn giữa nhiên liệu diesel và hỗn hợp LPG-không khí. Tổng khối lượng của môi chất trong xilanh là tổng khối lượng của các vùng cháy và chưa cháy. Sự thay đổi khối lượng của mỗi vùng dmi bằng tổng khối lượng nhận vào và mất đi của nó:
(2.37) ∑
Trong đó, dmij là khối lượng chuyển từ vùng i sang vùng j.
Thể tích môi chất V trong xilanh bằng tổng thể tích của các vùng Vi:
V = ∑ 𝑉
(2.38)
Giả thiết môi chất là khí lý tưởng tuân theo phương trình trạng thái PVi = miRiTi, thì
ta có:
( ) 𝑑𝑉 ∑ 𝑉
∑ 𝑉
) ∑ 𝑉
(2.39) 𝑉 ( ( )
Áp dụng định luật thứ nhất nhiệt động học cho các vùng chưa cháy, ta có:
(2.40) 𝑑𝑄 𝑑𝑊 𝑑𝑈 𝑑
Trong đó, dQui là nhiệt trao đổi của vùng chưa cháy i do truyền nhiệt cho thành xilanh ; dWui là công của môi chất vùng i, huidmui là năng lượng mất đi của khối lượng môi chất dmui của vùng chưa cháy i sang vùng cháy; dUi là lượng thay đổi nội năng của vùng chưa cháy i.
𝑑𝑈 𝑑 𝑑
Áp dụng định luật thứ nhất nhiệt động học cho các vùng cháy, ta có:
(2.41) 𝑑𝑄 𝑑 𝑑 𝑑𝑊 𝑑𝑈
Trong đó, dQui là nhiệt trao đổi của vùng cháy i do truyền nhiệt cho thành xilanh, hfpdmfp là nhiệt giải phóng do nhiên liệu cháy; huidmui là enthalpy của môi chất từ vùng chưa cháy chuyển sang.
Từ các phương trình trên, với lưu ý là nội năng của môi chất ở mỗi vùng được tính bằng tổng nội năng của các khí thành phần của hỗn hợp ở vùng đó được xác định từ việc tính toán phản ứng hóa học cân bằng đã nói ở phần trước, ta xác định được các phương trình vi phân biểu diễn áp suất khí thể dP/dt, nhiệt độ các vùng hỗn hợp chưa cháy dTui/dt và nhiệt độ các vùng hỗn hợp đã cháy dTbi/dt.
∑
-52-
(2.42) ( 𝑉 𝑇 ) ( )
𝑇
𝑉
𝑇
(2.43)
∑
⌉
⌈
(2.44)
2.4.4 Mô hình truyền nhiệt
Phương trình truyền nhiệt từ khí thể trong xilanh ra thành buồng cháy như nắp
xylanh, piston và lót xilanh được tính toán theo phương trình 2.45:
(2.45)
với Qi – nhiệt lượng truyền cho thành, Ai – diện tích truyền nhiệt, αw – hệ số truyền nhiệt, Tc – nhiệt độ môi chất trong xylanh, và Twi – nhiệt độ thành. Với hệ số truyền nhiệt αw được tính theo mô hình Woschni như sau [60]:
(2.46)
Trong đó, D là đường kính xilanh, - áp suất trong xilanh (bar), T- nhiệt độ môi
chất tại vùng môi chất đang xét (K),
(đối với các quá trình trao đổi khí)
(đối với các quá trình khác)
- nhiệt độ, áp suất và thể tích xilanh tại thời điểm van nạp đóng; - thể
tích xilanh tại thời điểm tính toán; - là tốc độ trung bình của piston (m/s); - là sự
chênh áp giữa áp suất khí thể trong xilanh khi động cơ làm việc bình thường và áp suất khi quay động cơ không nổ ở cùng điều kiện tốc độ và độ mở bướm ga.
2.4.5 Mô hình hình thành phát thải độc hại
- Mô hình hình thành phát thải HC:
Sự hình thành phát thải HC trong động cơ đốt trong đã được các nhà nghiên cứu quan tâm từ lâu [61, 62]. Nhiều lý thuyết khác nhau về sự hình thành HC đã được đề cập, nhưng hiện tại có ba cơ chế cơ bản của sự hình thành phát thải HC trong động cơ đốt trong được hầu hết các nhà nghiên cứu chấp nhận. Đó là:
- Sự nén HC vào các khe hẹp (trong quá trình nén) và sự thoát của HC ra khỏi các
-53-
khe hẹp ở hành trình giãn nở và thải.
- Sự hấp thụ và giải phóng của nhiên liệu trong màng dầu bôi trơn và trong lớp cáu
cặn trên thành buồng cháy.
- Sự đốt cháy không hoàn toàn của hỗn hợp nhiên liệu và không khí do điều kiện
cháy không thuận lợi.
Trong động cơ tạo hỗn hợp đồng nhất (động cơ xăng, động cơ gas tạo hỗn hợp bên ngoài), cả 3 cơ chế trên đều đóng vai trò quan trọng [61]. Tuy nhiên, trong động cơ diesel thì khác, nhân tố chính ảnh hưởng đến mức độ tạo HC là do sự cháy không hoàn toàn của hỗn hợp không khí nhiên liệu trong vùng cháy [62].
Do đó, trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, có thể coi gần đúng nguồn HC là tổng của HC tạo ra trong vùng cháy hỗn hợp đồng nhất của LPG-không khí và HC tạo ta trong vùng cháy khuyếch tán nhiên liệu diesel với LPG và không khí. Sau khi HC thoát khỏi quá trình cháy sẽ bị ôxy hoá một phần và phần còn lại sẽ phát thải ra môi trường. Như vậy, cơ chế hình thành HC có thể được chia thành 4 giai đoạn sau:
1) Nguồn HC hình thành ban đầu: HC thoát khỏi sự cháy (từ vùng cháy lan tràn màng lửa của hỗn hợp LPG-không khí và từ vùng cháy của nhiên liệu diesel) và hoà trộn với khí đã cháy trong xilanh.
2) Sự ôxy hoá một phần HC trong xilanh sau quá trình cháy. 3) HC còn lại trong xilanh được thải ra đường ống thải cùng khí thải. 4) Sự ôxy hoá một phần HC trong khí xả tại cửa thải.
Tóm lại, sau khi HC được hình thành trong quá trình cháy thông thường, một phần HC sẽ bị ôxi hoá trong quá trình giãn nở và quá trình thải, một phần HC lưu lại trong xilanh cùng với khí sót, phần còn lại được thải ra ngoài. Thông thường, phát thải HC trong động cơ diesel thấp hơn rất nhiều so với phát thải HC trong động cơ đốt cháy hỗn hợp đồng nhất [24]. Do đó, trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, có thể bỏ qua nguồn HC từ vùng nhiên liệu diesel. Như vậy, nguồn phát thải HC được giả thiết tạo thành chỉ từ vùng hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí. Sau đây sẽ phân tích và tính toán quá trình tạo HC trong động cơ LPG/diesel theo giả thiết này.
a) Nguồn HC ban đầu
Nguồn HC ban đầu trong khí thể có thể chia thành hai nguồn chính: nguồn HC từ
nhiên liệu và nguồn HC từ hỗn hợp không khí và nhiên liệu.
* Nguồn HC từ hỗn hợp không khí - nhiên liệu:
-54-
Nguồn HC này bao gồm HC do sự lọt khí tại cửa thải, HC tạo ra do cháy không hoàn toàn tại vùng phản ứng cháy, HC tạo ra do màng lửa bị dập tắt do điều kiện cháy không thuận lợi, và HC thoát ra từ các khe hẹp trong buồng cháy và từ màng dầu bôi trơn. Theo Hamrin và Heywood [63] với tỷ lệ hỗn hợp nằm trong giới hạn cháy bình thường (=1- 1,4) thì HC thoát khỏi sự cháy từ vùng phản ứng cháy thường chiếm tỷ lệ rất nhỏ so với các nguồn khác, có thể bỏ qua. Tuy nhiên, trong động cơ LPG/diesel nếu tỷ lệ LPG/không khí thấp dưới giới hạn cháy bình thường thì HC tạo ra từ vùng cháy lan tràn màng lửa sẽ lớn không thể bỏ qua. Nguồn HC tạo ra do lọt khí qua cửa thải trong quá trình quét khí (thời gian cả hai xu páp nạp và thải đều mở) phụ thuộc vào loại động cơ. Với động cơ
diesel và động cơ không tăng áp tạo hỗn hợp bên ngoài thì HC tạo ra do quét khí không đáng kể nhưng với động cơ tăng áp tạo hỗn hợp bên ngoài trong đó có động cơ LPG/diesel tăng áp thì HC từ nguồn này khá lớn. Điều này là vì trong động cơ tăng áp, áp suất đường ống nạp lớn hơn áp suất đường thải nên khi cả hai xu páp nạp và thải đều mở (thời kỳ trùng điệp của hai xu páp) thì khí nạp trong đường nạp đi qua xilanh sang đường thải mang theo hơi nhiên liệu thoát ra ngoài.
HC tạo ra do màng lửa bị dập tắt chủ yếu là từ vùng hỗn hợp nhạt đồng nhất của nhiên liệu-không khí khi hỗn hợp này quá nhạt. Theo Rhodes [57] và Westbrook [64], khi hỗn hợp đồng nhất của nhiên liệu với không khí có <0,4 (hay >2,5) thì màng lửa dễ bị dập tắt. Khi màng mửa bị dập tắt thì hơi nhiên liệu trong phần hỗn hợp chưa cháy còn lại sẽ đóng góp rất lớn vào phát thải HC.
Sự tạo thành HC từ các khe hẹp trong buồng cháy xảy ra trong trường hợp động cơ nén hỗn hợp của nhiên liệu với không khí. Cơ chế của nó là trong quá trình nén hỗn hợp hơi nhiên liệu và không khí (trong nghiên cứu hiện tại là hơi LPG và không khí), dưới áp suất cao HC bị nén đầy vào các khe hẹp nên ở quá trình cháy, phần hỗn hợp này không cháy được. Ở hành trình giãn nở, áp suất giảm làm phần hỗn hợp ở các khe hẹp chứa HC giải phóng và hoà trộn với khí đã cháy trong xilanh. Các khe hẹp trong buồng cháy gồm khe hẹp giữa đầu piston và thành xilanh, khe hẹp giữa đầu vòi phun (bu gi) và lỗ lắp,và khe hẹp giữa đệm nắp máy và các mặt lắp ghép thân máy và nắp máy. Tuy nhiên, thể tích khe hẹp ở đầu vòi phun và ở đệm nắp máy thường rất nhỏ so với thể tích khe hẹp giữa đầu piston và thành xilanh [62, 65] nên có thể bỏ qua mà không ảnh hưởng nhiều đến độ chính xác quá trình tính toán.
Như vậy, theo phân tích ở trên thì trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel không tăng áp, HC tạo ra từ nguồn hỗn hợp nhiên liệu diesel với không khí sẽ rất nhỏ so với HC tạo ra từ nguồn hỗn hợp đồng nhất của LPG với không khí nên có thể bỏ qua. Do vậy, chỉ cần tính toán nguồn HC từ vùng hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí gồm HC tạo ra do sự dập tắt màng lửa do tỷ lệ LPG/không khí nhạt và HC tạo ra do cơ chế nạp vào và giải phóng HC của các khe hẹp. Trong điều kiện hỗn hợp có thành phần thích hợp cho quá trình cháy thì HC tạo ra từ các khe hẹp chiếm tỷ lệ chính. Ngược lại nếu hỗn hợp quá nhạt có thành phần ngoài giới hạn cháy thì HC tạo do do dập tắt màng lửa sẽ là nguồn chính gây phát thải HC. Việc tính toán HC tạo ra do dập tắt màng lửa được thực hiện cùng việc tính toán quá trình cháy của động cơ.
Nguồn HC tạo ra do hỗn hợp LPG/không khí quá nhạt có thể được tính bằng nguồn HC nằm ngoài thể tích chùm tia phun diesel trừ đi phần hỗn hợp LPG/không khí khuyếch tán vào để đốt hết nhiên liệu diesel.
Để tính toán nguồn HC giải phóng ra từ thể tích các khe hẹp ở đầu piston ta có thể
giả thiết như sau:
-55-
- Khí hỗn hợp đi vào và ra khỏi các khe hẹp trong buồng cháy là khí lý tưởng với tỷ nhiệt phụ thuộc vào nhiệt độ của khí và có thành phần giống như hỗn hợp không khí - nhiên liệu ở hành trình nén.
- Áp suất trong khe hẹp bằng áp suất tức thời của môi chất trong xilanh và được tính
từ mô hình nhiệt động.
- Hỗn hợp trong khe hẹp ở đầu piston được làm nguội đến nhiệt độ thành xilanh.
Khi đó lượng HC không cháy có thể được tính toán theo công thức sau:
(2.47)
Trong đó, P là áp suất trong xilanh, Vcre-là thể tích khe hẹp, Mgas- khối lượng mol của hỗn hợp khí cháy; R - hằng số khí; Tw là nhiệt độ xilanh ; vgas là thể tích riêng của khí không cháy trong khe hẹp tại áp suất p và nhiệt độ Tw .
Lưu lượng hỗn hợp khí và HC không cháy ra khỏi thể tích khe hẹp có thể viết dưới
dạng sau:
(2.48)
Trong đó, là vận tốc góc của trục khuỷu.
Thể tích khe hẹp và nhiệt độ thành Tw được giả thiết là không đổi trong một chu trình động cơ. Tuy nhiên, trong quá trình quá độ (ví dụ, chạy ấm máy) thì thể tích của khe hẹp thay đổi do sự giãn nở nhiệt khác nhau giữa piston và xilanh. Nhiệt độ của piston tăng nhanh hơn so với nhiệt độ của thành xilanh trong thời gian chạy ấm máy. Điều này gây ra sự thay đổi thể tích khe hẹp ở đầu piston. Giả thiết sự giãn nở của xilanh và piston là hàm tuyến tính của nhiệt độ, đường kính của chúng sẽ là :
(2.49) dpiston = dpiston,0[1+ piston(Tpiston - Tpiston,0)]
(2.50) dliner = dliner,0[1+ liner(Tliner – Tliner,0)]
trong đó, - là hệ số giãn nở nhiệt; chỉ số 0 là giá trị ban đầu trước lúc khởi động động cơ.
Thể tích khe hẹp được giả thiết là tỷ lệ với hiệu số đường kính của piston và xilanh,
do vậy:
(2.51)
Như vậy theo phương trình (2.48) và (2.51), có thể tính được lưu lượng hỗn hợp chứa HC chưa cháy đi vào xilanh từ các khe hẹp ở một thời điểm bất kỳ sau khi quá trình cháy kết thúc. Từ đó có thể tính được lượng HC chưa cháy hoà trộn vào thể tích khí đã cháy trong xilanh.
* Nguồn HC từ nhiên liệu:
-56-
Nguồn HC từ nhiên liệu bao gồm HC từ sự hấp thụ và giải phóng khỏi lớp dầu bôi trơn và lớp cặn bám trên đỉnh piston và nắp xilanh. Tuy nhiên, các nghiên cứu đã chỉ ra rằng nguồn HC hấp thụ trên lớp cặn bám thường rất nhỏ so với nguồn HC hấp thụ trên lớp
dầu bôi trơn trên thành buồng cháy nên có thể bỏ qua mà vẫn không ảnh hưởng nhiều tới độ chính xác của bài toán.
Lớp dầu bôi trơn
Vùng 6
Vùng 5
thành xilanh
Vùng 4
Vùng 3
Vùng 2
Vùng 1
d
0
z Hình 2.5 Sơ đồ các vùng của lớp dầu bôi trơn
Cơ chế hình thành HC từ nguồn này là trong quá trình nén, một phần nhiên liệu bay hơi trong hỗn hợp được màng dầu bôi trơn hấp thụ theo định luật Henry. Sau đó ở hành trình giãn nở và hành trình thải khi áp suất trong xilanh giảm thì phần nhiên liệu hấp thụ này được giải phóng và hoà trộn với khí đã cháy [63, 66]. Một phần hơi nhiên liệu được ô xi hoá. Tuy nhiên phần nhiên liệu trong lớp biên hoà trộn với khí lạnh hơn ở giai đoạn cuối của chu trình có thể ít bị ô xi hóa và được thải ra ngoài ở dạng HC. Trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, phần nhiên liệu tiếp xúc với màng dầu chủ yếu là hơi LPG trong hỗn hợp đồng nhất với không khí. Do đó, nguồn phát thải HC do sự hấp thụ và giải phóng HC của màng dầu có thể được coi chỉ là từ LPG trong hỗn hợp LPG-không khí.
Để tính toán lượng HC hấp thụ và giải phóng khỏi lớp dầu trên thành xilanh người ta
có thể giả thiết như sau:
- Sự khuyếch tán của nhiên liệu trong màng dầu với các hằng số khuyếch tán trong
pha lỏng nhỏ hơn so với pha khí; bỏ qua dòng khí hỗn hợp đi qua màng dầu;
- Môi trường hộp cacte là ổn định trong chu trình động cơ.
Lớp màng dầu được chia thành một số vùng nhỏ theo hướng trục xilanh như trên hình 2.5 và bề mặt biên giữa pha lỏng và khí của mỗi vùng được giả thiết là đồng nhất. Phần khối lượng nhiên liệu khuyếch tán trong mỗi vùng có thể được xác định bởi phương trình khuyếch tán sau [66]:
(2.52)
Trong đó, là thành phần khối lượng của nhiên liệu trong lớp dầu, phụ thuộc vào Z
và t tức . Tại bề mặt thành xilanh tiếp xúc với lớp dầu thì Z=0, và tại bề mặt
-57-
lớp dầu tiếp xúc với môi chất thì (bằng bề dầy màng dầu); - là hệ số khuyếch tán.
Với điều kiện biên và điều kiện ban đầu sau:
- Không có khuyếch tán qua bề mặt xilanh, (2.53)
- Thành phần khối lượng của nhiên liệu trong lớp dầu tại mặt tiếp xúc với môi chất:
(2.54)
- Thành phần khối lượng của nhiên liệu trong lớp dầu trước khi khởi động động cơ:
(2.55)
Trong đó: là độ dày của lớp dầu, t là thời gian.
Nồng độ hơi nhiên liệu bị hấp thụ trên bề mặt ngoài của lớp dầu có thể được xác định
theo định luật Henry :
(2.56)
Trong đó, H là hằng số henry; Xf,(t) là thành phần mol của nhiên liệu trong lớp dầu tại bề mặt tiếp xúc với hỗn hợp; p(t) là áp suất khí thể trong xilanh với lớp dầu nằm phía trên piston hoặc áp suất trong hộp trục khuỷu với lớp dầu nằm phía dưới piston; f(t) là thành phần mol của nhiên liệu trong lớp dầu tại bề mặt. p(t) và yf(t) ứng với mỗi vùng cần được tính toán theo hai trường hợp:
- Với những vùng tiếp xúc với hỗn hợp trong xilanh tại thời điểm t, p(t) bằng áp suất trong xilanh, yf(t) bằng thành phần mol của nhiên liệu trong xilanh, cả hai thông số nhận được từ mô hình nhiệt động với giả thiết rằng yf(t) = 0 trong kỳ xả và giãn nở.
- Với những vùng dưới đỉnh piston tại thời điểm t thì p(t) và yf(t) được xác định như
áp suất và thành phần mol của nhiên liệu của khí trong hộp trục khuỷu.
Với giả thiết rằng khối lượng của nhiên liệu được hấp thụ trong lớp dầu bôi trơn là tương đối nhỏ so với khối lượng dầu, biểu thức bên phải của phương trình (2.48) có thể nhận được từ phương trình sau:
(2.57)
Trong đó, Mfuel và Moil là khối lượng mol của nhiên liệu và dầu bôi trơn.
Do đó, thành phần khối lượng nhiên liệu trong lớp dầu được xác định từ phương trình (2.52) cùng với điều kiện biên và mô hình nhiệt động của chu trình công tác theo góc quay trục khuỷu. Sự thay đổi thành phần khối lượng nhiên liệu trong lớp dầu chính là lưu lượng HC đi vào môi chất ở hành trình giãn nở và thải của động cơ.
Lượng HC tính toán từ hai nguồn trên được hoà trộn với khí cháy ở kỳ giãn nở và sẽ
bị ôxy hoá một phần tại đó và tại cửa thải do khí cháy có nhiệt độ cao và có ôxy dư thừa.
b) Sự ôxi hoá HC phía sau màng lửa
-58-
Sự ôxi hoá HC sau màng lửa có thể xảy ra trong quá trình giãn nở và thải. Sự ôxi hoá này xảy ra cả trong xilanh (ở hành trình giãn nở) và tại cửa thải (trong quá trình thải tự do).
Tốc độ ôxi hoá HC được thực hiện theo phương trình sau:
(2.58)
Trong đó, các ký hiệu trong ngoặc vuông [] là nồng độ mol (mol/cm), A- hằng số tỷ lệ; E - ( cal/mol) năng lượng kích hoạt; CR - là hằng số hiệu chỉnh; T - là nhiệt độ khí (K); R- là hằng số khí (cal/mol.K); Giá trị của các hằng số trong phương trình (2.58) như sau: A = 7,7.1015, E = 37230, a= 1, b = 1, R = 1987. Hàm lượng ôxy trong phương trình này được tính theo mô hình nhiệt động, khi các sản vật cháy được giả định là cân bằng.
- Mô hình hình thành phát thải CO:
CO là sản phẩm cháy của quá trình cháy thiếu O2, tức là CO chủ yếu sinh ra từ quá trình cháy không hoàn toàn các hydrocarbon. Vì thế để tính toán CO có thể dựa trên hai phản ứng dưới đây [24, 67]:
CO + OH ↔ CO2 + H
CO2 + O ↔ CO + O2
Tốc độ phản ứng tạo thành CO được tính theo công thức:
(2.59)
Trong đó [CO]e là hàm lượng cân bằng của CO, được xác định từ mô hình tính toán các sản phẩm cháy cân bằng hóa học đã nói ở trên. Các giá trị R1 và R2 là các tốc độ động học của các phản ứng CO + OH ↔ CO2 + H và CO2 + O ↔ CO + O2 và được tính theo hai phương trình (2.60) và (2.61).
(2.60)
(2.61)
[OH]e và [O2]e là hàm lượng cân bằng của OH và O2, được xác định từ mô hình tính toán các sản phẩm cháy cân bằng hóa học.
- Mô hình hình thành phát thải NOx:
Mô hình hình thành phát thải NOx trong động cơ đốt trong được tính toán dựa trên mô hình động lực học phản ứng được phát triển bởi Lavoie và cộng sự [68]. Mô hình sử dụng các phản ứng của chuỗi Zeldovich với hệ số tốc độ được trình bày trong bảng 2.1.
Quá trình tính toán bắt đầu từ thời điểm xảy ra quá trình cháy.
Tốc độ hình thành NO được tính toán theo công thức sau:
(2.62)
Trong đó, ; K1 = R1/(R2 + R3); K4 = R4/(R5 + R6); Ri (với i = 1-6) là
-59-
các tốc độ phản ứng hóa học của các chuỗi phản ứng trong bảng 2.1.
Bảng 2.1. Chuỗi phản ứng hình thành NOx. Hệ số tốc độ k=ATBexp(-E/RT) [68]
Phản ứng thuận (k+)
Phản ứng nghịch (k-)
Phản ứng
A (cm3/mols)
B (–)
E (kcal/molK)
A (cm3/mol s)
E (kcal/mol K)
B (–)
4,93 E13
0,0472
- 75,59
1,6 E13
0
0
1) N2 + O ↔ NO + N
1,48 E8
1,5
- 5,68
1,25 E7
1612
- 37,69
2) O2 + N ↔ NO + O
3) OH + N ↔ NO + H
4,22 E13
0
6,76 E14
- 0,212
- 49,34
0
4,58 E13
- 24,1
7,39 E8
0,89
- 58,93
0
4) N2O + O ↔ 2NO
2,25 E10
0,825
- 102,5
3,82 E13
0
- 24,1
5) O2 + N2 ↔ N2O + O
9,14 E7
1,148
- 71,9
2,95 E13
0
- 10,8
6) OH+N2 ↔ N2O + H
Thực ra, tốc độ phản ứng tạo thành N2O rất nhỏ so với tốc độ tạo thành NO nên theo Heywood [24], có thể bỏ qua ảnh hưởng của N2O đến sự tạo thành NO mà không ảnh hưởng nhiều đến kết quả tính toán. Khi đó phương trình tính toán tốc độ tạo thành NO được viết như sau:
(2.63)
trong đó, ; các hằng số phản ứng và xác định theo bảng 2.2; các thành
phần [O], [O2], [OH], và [N2] xấp xỉ với giá trị cân bằng và có thể nhận được từ mô hình
tính toán các sản phẩm cháy cân bằng hóa học của khí cháy trong xilanh động cơ theo góc
quay trục khuỷu đã nói ở phần trước.
- Mô hình hình thành phát thải rắn:
Bồ hóng là chất ô nhiễm đặc biệt quan trọng trong khí thải động cơ diesel. Tuy từ lâu người ta đã nhận biết được tác hại của chúng nhưng việc nghiên cứu sự hình thành chất ô nhiễm này trong khí thải động cơ diesel chỉ mới thực sự phát triển từ những năm 1970 dựa vào những thành tựu của kỹ thuật quang học. Theo nghiên cứu, bồ hóng bao gồm các thành phần chính sau đây:
- Cacbon: thành phần này phụ thuộc vào nhiệt độ cháy và hệ số dư lượng không khí
trung bình, đặc biệt là khi động cơ hoạt động ở chế độ tải lớn hoặc toàn tải.
- Dầu bôi trơn không cháy: đối với động cơ cũ thành phần này chiếm tỷ lệ lớn.
Lượng dầu bôi trơn bị tiêu hao và phát thải bồ hóng có quan hệ với nhau.
- Nhiên liệu chưa cháy hoặc cháy không hoàn toàn (HC): thành phần này phụ thuộc
-60-
vào nhiệt độ cháy và hệ số dư lượng không khí.
- Sunfat: do tạp chất lưu huỳnh có trong nhiên liệu bị ôxy hóa trong quá trình cháy và
tạo thành SO2 hoặc SO4.
Thành phần hạt bồ hóng phụ thuộc vào tính chất nhiên liệu, đặc điểm của quá trình
cháy, loại động cơ cũng như thời hạn sử dụng của động cơ.
Việc nghiên cứu hình thành phát thải rắn (Soot) thường dựa theo cơ chế được đề xuất bởi Hiroyasu và cộng sự [69, 70]. Cơ chế này còn được gọi là cơ chế hai bước, mô tả sự hình thành và ôxy hoá của các phân tử bồ hóng bởi hai hoặc nhiều phản ứng. Hiroyasu đưa ra mô hình đơn giản mô tả sự thay đổi của khối lượng bồ hóng thông qua công thức:
(2.64)
Với phần tử thứ nhất và thứ hai của vế phải lần lượt là tốc độ hình thành và tốc độ
ôxy hoá bồ hóng và được tính theo các công thức như sau:
(2.65) ] [ 𝑅𝑇
(2.66) [ ] 𝑑 𝑑𝑡 𝑑 𝑑𝑡 𝑃 𝑃 𝑅𝑇
Trong đó: ms là khối lượng bồ hóng; mf,v là khối lượng nhiên liệu bốc hơi; PO2 là áp suất riêng của O2; Es,f = 52,335 kJ/kmol là năng lượng hoạt hoá; Es,ox = 58,615 kJ/kmol là năng lượng ôxy hoá; Af, Aox là các hằng số kinh nghiệm phụ thuộc vào loại động cơ cụ thể.
Trong nhiều nghiên cứu về động cơ hiện nay, khối lượng bồ hóng phát ra được tính theo công thức (2.64), tốc độ hình thành bồ hóng tính theo công thức (2.65) nhưng tốc độ ôxy hoá bồ hóng thì lại được tính theo công thức của Nagle – Strickland Constble dựa trên các phương trình phản ứng xảy ra sau đây:
(2.67) ̇ 𝑃 𝑃
(2.68) ̇ 𝑃
(2.69) ̇
Với x là tỷ lệ C trên bề mặt của phần tử A tham gia phản ứng (i); ̇ ̇ ̇ là tốc độ phản ứng (i), (ii) và (iii). Với giả thiết ̇ ̇ , thì x trở thành:
(2.70) 𝑃
Các hằng số tốc độ:
(2.71)
(2.72)
(2.74) kA =20 exp [-15,100K/T] kB = 4,46 . 10-3exp [-7,650K/T] kτ = 1,51 . 105exp [-48,800K/T]
-61-
(2.75) kz = 21,3exp[+2,060K/T]
Tốc độ ôxy hoá bồ hóng ở công thức (2.66) trở thành:
(2.76) 𝑅 𝑑 𝑑𝑡 𝑊
Trong đó:
- Rtot : hằng số tốc độ ôxy hoá bồ hóng, Rtot tính theo công thức (2.75)
(2.75) 𝑅 𝑃 𝑃 𝑃
- MWc : trọng lượng của phân tử C;
- s
- Ds : mật độ của bồ hóng, s = 2000kg/m3; : đường kính của phân tử bồ hóng đặc trưng, Ds = 2,5.10-8 m.
Tổng quát nhất của cơ chế hai bước là tính tốc độ ôxy hoá bồ hóng theo công thức
sau đây:
(2.76) ) [ ] ( 𝑑 𝑑𝑡 𝑇 𝑃 𝑃
Ở trong công thức này tốc độ ôxy hoá bồ hóng được tính tới các điều kiện như trong
phần cơ chế hình thành ban đầu.
2.5 Kết quả tính toán mô phỏng
Việc tính toán các thông số đánh giá các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel theo các mô hình toán mô tả ở trên được thực hiện trên phần mềm AVL BOOST phiên bản 2011 [83, 84] kết hợp với lập trình tính toán trên ngôn ngữ FORTRAN.
Phần mềm AVL-BOOST phiên bản 2011 là phần mềm tiên tiến hiện đại chuyên dùng cho mô phỏng chu trình động cơ đốt trong cho phép xác định các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ với độ tin cậy cao. Phần mềm cho phép mô phỏng các quá trình nội tại diễn ra trong động cơ như hình thành hỗn hợp, phản ứng cháy và hình thành các chất phát thải độc hại có tính đến ảnh hưởng của sức cản dòng chảy, thành phần nhiên liệu, nhiệt trị của nhiên liệu và ảnh hưởng của quá trình trao đổi nhiệt và trao đổi chất… của môi chất công tác trong động cơ. Phần mềm cho phép áp dụng với nhiều loại nhiên liệu khác nhau với việc lựa chọn các thông số lý hóa của nhiên liệu và các mô hình cháy khác nhau trong kho dữ liệu của phần mềm hoặc của người dùng tùy thuộc loại nhiên liệu sử dụng. Phần mềm này có kho dữ liệu lớn, dễ sử dụng, tốc độ tính toán nhanh và kết quả tính toán khá chính xác, tin cậy nên rất thích hợp cho việc tính toán các thông số của chu trình công tác, các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ.
-62-
Trong đề tài này, tác giả sử dụng mô hình cháy là mô hình Vibe kép (mô hình 2.10 trong luận án) cho cả hai trường hợp nhiên liệu diesel và lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Đây là mô hình hai hàm Vibe chồng lấn áp dụng cho hai vùng hỗn hợp cháy là vùng cháy hỗn hợp đồng nhất được chuẩn bị trước và vùng cháy khuyếch tán của nhiên liệu diesel phun sau. Các thông số của mô hình Vibe là các thông số liên quan đến thời điểm bắt đầu cháy,
thời gian cháy, lượng nhiên liệu tham gia quá trình cháy và lượng nhiên liệu đã bay hơi hòa trộn với không khí trước khi cháy.
Thời điểm bắt đầu cháy phụ thuộc vào thời gian cháy trễ, được xác định theo mô
hình 2.9 trong thuyết minh luận án.
Đối với đơn nhiên liệu diesel, lượng nhiên liệu bốc hơi và hòa trộn trước với không khí thường khá nhỏ so với tổng lượng nhiên liệu phun trong một chu trình nên có thể bỏ qua (mp=0). Khi đó, chỉ số định dạng Md (chỉ số đặc trưng cho tốc độ cháy) của hàm Vibe áp dụng cho cháy khuyếch tán được chọn theo số liệu chuẩn của AVL-BOOST là 0,85.
Còn đối với trường hợp sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, trong vùng tia phun (có thể bao gồm gần hết thể tích buồng cháy khi ở toàn tải) phần hỗn hợp được chuẩn bị trước bao gồm cả nhiên liệu diesel bay hơi và hỗn hợp LPG-không khí khá lớn nên có thể chọn chỉ số định dạng của hàm Vibe trong giai đoạn này mp=2-3, còn hàm Vibe với phần nhiên liệu cháy khuyếch tán có thể chọn chỉ số định dạng Md=0,5-0,8 [83, 84]. Chỉ số định dạng được lấy giá trị nhỏ ứng với tỷ lệ LPG thay thế lớn và ngược lại. Các chỉ số này sẽ được hiệu chỉnh thêm khi so sánh kết quả tính toán lý thuyết với kết quả thực nghiệm để đảm bảo sai lệch giữa các kết quả tính toán lý thuyết và thực nghiệm không quá 3%. Với cách hiệu chỉnh này trong đề tài, sai số giữa kết quả mô phỏng và thực nghiệm về mô men, công suất động cơ khi sử dụng đơn nhiên liệu và lưỡng nhiên liệu đều dưới 3%.
Ngoài phần mềm AVL-BOOST, còn có nhiều phần mềm khác có thể sử dụng để tính toán các thông số chu trình cũng như các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ như KIVA, Ansys Fluent, GT-Power, AVL-Fire và một số phần mềm khác. Tuy nhiên, với mục đích tính toán các thông số chu trình và các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ thì các phần mềm này phức tạp và khó sử dụng hơn trong khi độ chính xác phụ thuộc rất nhiều vào việc phân tích quá trình và lựa chọn các thông số đầu vào cho mô hình của người sử dụng.
Phần mềm KIVA là phần mềm mã mở viết trên ngôn ngữ FORTRAN của phòng thí nghiệm Los Alamos. Đây là phần mềm 3D cho phép tính toán được tất cả các thông số của chu trình từ phun nhiên liệu, hình thành hỗn hợp đến quá trình cháy và hình thành phát thải tại các điểm khác nhau và thời gian khác nhau trong xi lanh động cơ. Tuy nhiên, mã nguồn viết rất phức tạp, dài đến 600 trang và chạy mất hàng mấy chục giờ nên khó áp dụng.
Phần mềm GT-Power là phần mềm một chiều cho phép mô phỏng và phân tích được hầu hết các quá trình trong động cơ. Đây cũng là phần mềm thông dụng trong nghiên cứu động cơ nhưng kho thư viện dữ liệu ít nên việc sử dụng không thuận tiện.
Phần mềm Ansys Fluent và AVL-Fire là các phần mềm đa năng CFD cho phép tính toán được hầu hết các quá trình trong động cơ và các thông số kể cả trường dòng, trường nhiệt độ của môi chất với độ phân giải và độ chính xác cao. Tuy nhiên, việc sử dụng khá phức tạp và thời gian tính toán lâu nên không tiện dụng bằng phần mềm AVL-BOOST nếu chỉ quan tâm tính toán các chỉ tiêu kinh tê, kỹ thuật và phát thải của động cơ.
-63-
Phần mềm AVL BOOST cho phép chọn các mô hình toán thích hợp và tính toán được hầu hết các thông số nhiệt động của chu trình công tác cũng như các thông số đặc
trưng cho đặc tính kinh tế kỹ thuật và phát thải của động cơ với độ tin cậy cao. Tuy nhiên, phần mềm này lại không tích hợp chương trình tính toán phát thải HC cho động cơ diesel, do đó không tính toán được phát thải HC khi động cơ diesel sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Trong khi đó, động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel có mức phát thải HC rất đáng kể theo như kết quả thực nghiệm của Lata và cộng sự [29, 72, 73] nên rất cần được nghiên cứu. Do vậy, việc tính toán mô phỏng phát thải HC theo các mô hình toán mô tả ở trên được thực hiện bằng mã code lập trình riêng trên ngôn ngữ FORTRAN, các thông số tính toán khác nhận được từ kết quả mô phỏng trên phần mềm AVL BOOST. Chương trình tính toán lập trình trên ngôn ngữ FORTRAN được trình bày trong phụ lục 1.2.
Các thông số đầu vào phục vụ tính toán mô phỏng gồm các thông số kết cấu và các thông số làm việc ở chế độ tính toán lựa chọn của động cơ AVL 5402 và các thông số liên quan tới sự cấp nhiên liệu diesel và LPG ở các chế độ làm việc. Các thông số hóa lý và nhiệt động liên quan đến môi chất công tác (không khí, nhiên liệu và dầu bôi trơn) được xác định dựa trên các bảng JANAF về thông số nhiệt động của các chất [71] và được tích hợp trong phần mềm AVL BOOST. Mô hình AVL BOOST mô phỏng động cơ AVL 5402, với số lượng các phần tử để và các thông số điều khiển chung được trình bày trong phụ lục 1.3, 1.4 và 1.5.
2.5.1 Đánh giá độ tin cậy của mô hình mô phỏng
Tiến hành mô phỏng động cơ chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel bằng cách cung cấp LPG vào đường nạp của động cơ với giả thiết LPG có tỷ lệ thành phần thể tích propan/butan=50/50 được cấp với lưu lượng đảm bảo tỷ lệ LPG thay thế đã định. Phẩm chất của LPG và diesel được trình bày trong phụ lục 1.6 và 1.7.
Việc sử dụng nhiên liệu LPG thay thế một phần diesel được thực hiện trên cơ sở nhiệt lượng của hai phần nhiên liệu thay thế nhau này tương đương nhau. Tức là, nhiệt lượng của lưỡng nhiên liệu cấp vào động cơ không thay đổi so với nhiệt lượng của diesel cấp vào ở trường hợp đơn nhiên liệu diesel. Điều này cũng có nghĩa là khi động cơ chạy với lưỡng nhiên liệu LPG/diesel thì mô men và công suất động cơ gần như không thay đổi so với khi chạy chỉ với nhiên liệu diesel. Như vậy, tỷ lệ nhiên liệu LPG thay thế có thể được tính như sau:
Tỷ lệ LPG thay thế =
Lượng diesel được thay thế
Tổng diesel ban đầu
Lượng LPG thay thế được xác định như sau:
Lượng diesel được thay thế nhiệt trị diesel Lượng LPG thay thế = Nhiệt trị LPG
-64-
Ví dụ, khi chạy động cơ ở chế độ lưỡng nhiên liệu, muốn LPG thay thế 20% diesel thì ta bớt đi 20% lượng diesel cấp vào so với trường hợp sử dụng hoàn toàn diesel. Sau đó, cấp LPG vào sao cho động cơ đảm bảo mô men như khi sử dụng hoàn toàn diesel. Từ đó, đo các thông số kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ như nội dung đặt ra.
Việc tính toán được thực hiện ở các chế độ làm việc trên đường đặc tính ngoài (100% tải) với tốc tốc độ động cơ thay đổi từ 1000vg/ph đến 3000vg/ph ở các tỷ lệ nhiên liệu LPG thay thế khác nhau. Với nguyên tắc thay thế LPG như trên thì mô men và công suất động cơ khi chạy với lưỡng nhiên liệu LPG/diesel được coi là không thay đổi so với khi chạy đơn nhiên liệu diesel. Điều này sẽ giúp cho việc điều chỉnh lượng cấp LPG vào động cơ trong thực nghiệm trở nên dễ dàng bằng cách giảm lượng nhiên liệu diesel cần được thay thế rồi điều chỉnh lượng cấp LPG cho đến khi động cơ đạt được mô men và công suất như ở trường hợp chạy với đơn nhiên liệu diesel ở cùng chế độ tốc độ và tải.
Để mô hình mô phỏng phản ánh gần đúng với đặc điểm làm việc thực tế của động cơ, các thông số đầu vào bán thực nghiệm của mô hình (ví dụ, các thông số trong hàm biểu diễn tốc độ cháy và hàm trao đổi nhiệt) được điều chỉnh để đảm bảo kết quả tính toán diễn biến áp suất trong xilanh, mô men và suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ khi sử dụng đơn nhiên liệu và lưỡng nhiên liệu trên đường đặc tính ngoài phù hợp với kết quả đo thực nghiệm. Kết quả mô phỏng và thực nghiệm được so sánh trên hình 2.6 đến hình 2.8 (số liệu ở phần phụ lục 1).
Hình 2.6 so sánh kết quả tính toán trên mô hình mô phỏng và kết quả thực nghiệm về mô men và suất tiêu thụ nhiên liệu của động cơ ở đặc tính ngoài (100% tải) khi chạy với đơn nhiên liệu diesel. Sai lệch giữa kết quả tính toán và thực nghiệm không quá 3%.
Hình 2.6 Mô men và suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ giữa thực nghiệm và mô phỏng trên đường đặc tính ngoài khi chạy đơn nhiên liệu
-65-
Hình 2.7 so sánh kết quả tính toán trên mô hình mô phỏng và kết quả thực nghiệm về mô men của động cơ ở đặc tính ngoài khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Sai lệch kết quả mô phỏng so với thực nghiệm không quá 3%.
Hình 2.7 Mô men của động cơ giữa thực nghiệm và mô phỏng trên đường đặc tính ngoài khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel
95
LPG+Diesel(20%LPG_MP)
85
LPG+Diesel(20%LPG_TN)
75
65
55
45
) r a b ( h n a l i x g n o r t t ấ u s
p Á
35
25
15
5
-60
-40
-20
0
20
40
60
80
Góc quay trục khuỷu (độ)
Hình 2.8 Diễn biến áp suất trong xilanh động cơ mô phỏng và thực nghiệm ở 100% tải tỷ lệ LPG thay thế diesel 20%, tốc độ 2000v/ph
Hình 2.8 so sánh diễn biến áp suất trong xilanh động cơ theo kết quả mô phỏng và thực nghiệm ở 100% tải, tỷ lệ LPG thay thế 20%, tốc độ 2000v/ph (tốc độ ứng với mô men lớn nhất) khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Sai lệch về áp suất lớn nhất là 0,63 bar ( áp suất lớn nhất khi thực nghiệm là 73 bar và khi mô phỏng là 72,37 bar) và sai lệch áp suất trung bình giữa mô phỏng so với thực nghiệm không quá 3,95 bar (gần 5%).
-66-
Với các sai lệch như trên (đều không quá 5%), có thể khẳng định rằng mô hình mô phỏng đủ tin cậy để sử dụng nghiên cứu quá trình làm việc của động cơ với lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
2.5.2 Ảnh hƣởng của tỷ lệ LPG đến chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật của động cơ
2.5.2.1 Ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến tính kinh tế nhiên liệu
Hình 2.9 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến tổng lượng diesel + LPG tiêu
thụ ở 100% tải ở các tốc độ khác nhau
a) Ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến tổng tiêu thụ nhiên liệu khối lượng
Kết quả trên hình 2.9 cho thấy, khi động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG khác nhau 10%, 20%, 30%, 40%, 50%, tốc độ trên 2000v/ph tổng lượng nhiên liệu tiêu thụ giảm khi tăng tỷ lệ LPG thay thế. Lượng tiêu thụ nhiên liệu Diesel+LPG giảm tới 15,16%% ở tốc độ 3000/ph tỷ lệ LPG thay thế 50%. Điều này cũng phù hợp với các phân tích tổng quan về diễn biến thay đổi hiệu suất khi thay đổi tỷ lệ LPG thay thế.
Có thể thấy rằng tiêu hao nhiên liệu tổng (LPG + diesel) của động cơ chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel sẽ giảm một chút so với chạy đơn nhiên liệu diesel vì lượng tiêu hao nhiên liệu LPG giảm do nhiệt trị thấp của LPG (46 MJ/kg) lớn hơn nhiệt trị thấp của diesel (42,5 MJ/kg). Tỷ lệ thay thế LPG càng cao thì suất tiêu hao nhiên liệu sẽ càng giảm nếu động cơ làm việc bình thường.
b) Ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến suất tiêu thụ năng lượng
-67-
Kết quả trên hình 2.10 cho thấy, khi động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG khác nhau 10%, 20%, 30% tốc độ trên 2400v/ph suất tiêu hao năng lượng giảm nhiều. Cụ thể ở tốc độ 3000v/ph tỷ lệ LPG thay thế 10%, 20%, 30%, 40%, 50% suất tiêu hao năng lượng giảm tương ứng là 2,8%; 5,4%, 7.71%, 11,7% và 12,28%. Điều này nói lên rằng hiệu suất của động cơ tăng khi tăng tỷ lệ LPG thay thế trong động cơ.
Suất TTNL_Di100%
Suất TTNL_ LPG10%
Suất TTNL_ LPG20%
Suất TTNL_ LPG30%
19
Suất TTNL_LPG40%
Suất TTNL_LPG50%
17
15
13
11
9
Hình 2.10 Kết quả mô phỏng suất tiêu thụ năng lượng ở các tỷ lệ LPG thay thế khác nhau,100% tải
1000 1200 1400 1600 1800 2000 2400 2800 3000 n (v/ph)
2.5.2.2 Ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến nồng độ phát thải
Hình 2.11 Kết quả mô phỏng phát thải HC ở các chế độ tải và tỷ lệ LPG thay thế khác nhau
a) Phát thải HC
-68-
Mô hình tạo thành HC giới thiệu ở mục 2.4.5.1 được lập trình trên ngôn ngữ FORTRAN kết hợp với các kết quả tính thông số nhiệt động của động cơ từ phần mềm
AVL BOOST để tính toán hàm lượng chất phát thải này. Việc tính toán mô phỏng được thực hiện ở tốc độ định mức n=3000 v/p với các chế độ tải 25%, 50%, và 100% tải định mức với các tỷ lệ LPG thay thế thay đổi từ 0% đến 10%, 20%, 30%, 40% và 50% ở mỗi chế độ tải. Hàm lượng HC được tính trên cơ sở thành phần thể tích của LPG (C3,5H9) trong khí thải. Kết quả được biểu diễn trên đồ thị hình 2.11.
Kết quả trên đồ thị cho thấy, ở tất cả các chế độ tải khi tỷ lệ LPG thay thế bằng 0, tức là khi động cơ chạy hoàn toàn với nhiên liệu diesel, thì đồ thị đi qua gốc tọa độ 0, tức là phát thải HC khi đó bằng 0. Điều này được giải thích dựa trên mô hình tính toán HC đã được thiết lập và mô tả ở mục 2.4.5.1. Theo đó, phát thải HC từ nguồn nhiên liệu diesel trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel đã được giả thiết bỏ qua (vì giá trị của nó rất nhỏ so với phát thải HC từ nguồn nhiên liệu LPG).
Khi tăng tỷ lệ LPG thay thế ở các chế độ tải, hàm lượng phát thải HC đều tăng. Ở chế độ tải càng nhỏ thì hàm lượng HC càng tăng mạnh khi tăng tỷ lệ LPG thay thế. Chẳng hạn như với tỷ lệ LPG thay thế 50%, hàm lượng phát thải HC ở 25% tải định mức cao gấp hơn 3 lần so với phát thải HC ở tải định mức.
Diễn biến phát thải HC ở trên có thể được giải thích dựa vào cơ chế tạo thành HC đã được mô phỏng ở trên. Có 3 nguồn tạo HC đã được đề cập gồm HC thoát ra từ các khe kẽ trong xilanh, HC giải phóng từ màng dầu và HC từ hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí không cháy được do thành phần hỗn hợp nhạt ngoài giới hạn cháy.
Ở chế độ 100% tải định mức, sự tăng phát thải HC khi tăng tỷ lệ LPG thay thế được giải thích là do lưu lượng HC bị nén vào và giải phóng khỏi các khe hẹp trong buồng cháy tăng do nồng độ LPG trong hỗn hợp tăng còn nguồn HC do dập tắt màng lửa thì rất nhỏ hầu như không có ảnh hưởng đến phát thải HC. Ở chế độ tải này, hệ số dư lượng không khí chung nhỏ (=1,1-1,2) nên nếu tỷ lệ LPG thay thế nhỏ (10%-20%) thì lượng phun diesel lớn, các tia phun sẽ bao chùm gần hết buồng cháy nên hầu hết hỗn hợp LPG-không khí đều tham gia quá trình cháy cùng nhiên liệu diesel. Ngược lại nếu tỷ lệ LPG thay thế lớn (40%- 50%) thì hỗn hợp đồng nhất LPG-không khí có thành phần nằm trong giới hạn cháy lan tràn màng lửa nên phần thể tích hỗn hợp này tuy không được tia phun diesel bao chùm tới nhưng vẫn được đốt cháy do sự lan tràn màng lửa.
-69-
Ở các chế độ tải nhỏ (dưới 50% tải định mức) do lượng khí nạp không thay đổi nên hệ số dư lượng không khí chung lớn (=1,7-2,2). Ở các chế độ này nồng độ LPG trong hỗn hợp đồng nhất với không khí nhỏ hơn so với trường hợp toàn tải nên phát thải HC do các khe hẹp thấp hơn. Tuy nhiên, do hỗn hợp LPG-không khí có thể nhạt dưới giới hạn cháy lan tràn màng lửa (theo mô hình 2.11 và 2.12 mô tả ở trên) trong khi tia phun diesel chỉ bao chùm một phần buồng cháy do lượng phun diesel nhỏ nên phát thải HC do màng lửa bị dập tắt đóng vai trò quan trọng hơn. Khi tăng dần tỷ lệ LPG thay thế đến 50% thì thành phần nhiên liệu của hỗn hợp đồng nhất của LPG-không khí tăng lên nhưng vẫn nằm ngoài giới hạn cháy lan tràn màng lửa trong khi lượng phun diesel lại giảm đi làm cho phần thể tích hỗn hợp LPG-không khí không cháy được tăng lên so với trường hợp tỷ lệ LPG thay thế nhỏ. Điều này làm tăng mãnh liệt hàm lượng HC chưa cháy khi tăng tỷ lệ LPG thay thế.
Nói tóm lại, theo đồ thị hình 2.11 có thể thấy ở các chế độ tải càng nhỏ thì phát thải HC càng tăng mạnh khi tăng tỷ lệ LPG thay thế. Cho nên để tránh phát thải HC cao thì nếu giảm tải thì nên giảm tỷ lệ LPG thay thế. Ví dụ, ở toàn tải nếu có thể sử dụng LPG thay thế đến 40% thì ở 50% tải chỉ nên sử dụng LPG thay thế không quá 20%. Với tải trọng nhỏ thì không nên sử dụng lưỡng nhiên liệu mà chỉ sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
b) Phát thải NOx
Kết quả tính toán phát thải NOx ở chế độ toàn tải với các tỷ lệ LPG thay thế khác nhau được giới thiệu trên đồ thị hình 2.12. Đồ thị cho thấy khi càng tăng tỷ lệ LPG thay thế thì nồng độ phát thải NOx càng có hướng tăng so với trường hợp đơn nhiên liệu, với tỷ lệ LPG 10% thì nồng độ NOx trung bình tăng 24,08%, khi tỷ lệ LPG 20%,30%, 40% và 50% thì nồng độ trung bình của NOx tăng tương ứng là 37,52%, 49,67%,70,27% và 83,21%.
Hình 2.12. Kết quả mô phỏng phát thải NOx theo tốc độ động cơ ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Phát thải NOx tăng lên khi tăng tỷ lệ LPG là do tốc độ quá trình cháy cao hơn, nhiệt độ cháy cục bộ tăng dẫn tới khả năng hình thành NOx tăng lên so với trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
c) Phát thải CO
-70-
Kết quả tính toán phát thải CO ở chế độ toàn tải được chỉ ra trên đồ thị hình 2.13. Đồ thị cho thấy khi tăng tỷ lệ LPG thì nồng độ phát thải CO giảm so với trường hợp đơn nhiên liệu ở mọi chế độ thử nghiệm. Xét trung bình, với tỷ lệ LPG thay thế 10%, 20%, 30%, 40%, 50% thì nồng độ CO trung bình giảm tương ứng là 35,13%; 41,41%; 46,54%; 55,53% và 56,48%. Điều này có thể giải thích là khác với phát thải HC được tạo thành do
nhiên liệu thoát khỏi sự cháy, phát thải CO lại được tạo ra trong vùng cháy của nhiên liệu diesel; ở chế độ toàn tải, nhiệt độ của khí cháy cao nên khí tăng tỷ lệ LPG thì quá trình cháy càng thêm mãnh liệt, nhiệt độ tăng cao giúp ôxy hóa nhanh CO làm cho hàm lượng CO giảm.
Như vậy, sự góp mặt của LPG đã làm cho quá trình cháy trong vùng cháy của động
Hình 2.13 Kết quả mô phỏng phát thải CO theo tốc độ động cơ ở các tỷ lệ LPG khác nhau
cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel tốt hơn, dẫn tới phát thải CO trong sản phẩm cháy giảm.
d) Phát thải rắn (Soot)
-71-
Kết quả tính toán phát thải Soot ở chế độ toàn tải được chỉ ra trên đồ thị hình 2.14. Có thể thấy khi tăng tỷ lệ LPG thì phát thải Soot giảm so với trường hợp đơn nhiên liệu ở mọi chế độ thử nghiệm, với tỷ lệ LPG 10%, 20%, 30%, 40%, 50% thì Soot trung bình giảm tương ứng là 9,86%, 32,53%, 34,23%, 50,84% và 56,27%. Do bổ sung LPG nên quá trình cháy trong vùng tia phun tốt hơn làm cho Soot của khí thải giảm.
Hình 2.14 Kết quả mô phỏng phát thải Soot theo tốc độ động cơ ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Các kết quả mô phỏng thể hiện ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến phát thải CO, NOx, Soot với các tỷ lệ khác nhau ở trên cho thấy : Ở tỷ lệ LPG thay thế 30%, 100% tải thì phát thải CO giảm 46,54%, Soot giảm 34,23%, HC tăng 500%, NOx tăng 49,67%. Khi thay thế 40% LPG, thành phần HC tăng 570%, NOx tăng 83,21%; CO giảm 56,48%, Soot giảm 50,8%. Vì vậy, với tiêu chí cải thiện thành phần phát thải và sử dụng lượng LPG tối đa, có thể lựa chọn tỷ lệ LPG thay thế diesel là 40%. Tuy nhiên, việc lựa chọn tỷ lệ nhiên liệu LPG thay thế hợp lý còn phụ thuộc vào điều kiện rung động và kích nổ có xảy ra hay không. Điều đó sẽ được đánh giá trong thực nghiệm vì các vấn đề này không được thể hiện trong bài toán mô phỏng.
2.5.2.3 Ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến diễn biến áp suất trong xilanh động cơ
-72-
Hình 2.15 thể hiện diễn biến áp suất trong xilanh động cơ khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG khác nhau ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải. Đồ thị cho thấy khi sử dụng lưỡng nhiên liệu, áp suất cực đại và tốc độ quá trình cháy cao hơn một chút so với khi sử dụng đơn nhiên liệu. Với tỷ lệ LPG 10%, 20%, 30%, 40%, 50%, tốc độ tăng áp suất ∆p/∆ tương ứng là 2,41 bar/0TK; 2,42 bar/0TK; 2,44 bar/0TK, 2,45 bar/0TK 2,47 bar/0TK cao hơn so với trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu với giá trị ∆p/∆ là 2,40 bar/0TK.
Hình 2.15 Kết quả mô phỏng diễn biến áp suất trong xilanh động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải với các tỷ lệ LPG khác nhau
2.5.3 Ảnh hƣởng của góc phun sớm
Việc xác định góc phun sớm tối ưu khi chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel được thực hiện qua việc nghiên cứu ảnh hưởng của việc thay đổi góc phun sớm đến các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật và phát thải của động cơ. Quá trình nghiên cứu được tiến hành ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, trong trường hợp động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu với tỷ lệ LPG 20%. Khi sử dụng nhiên liệu diesel, ở tốc độ 2000vg/ph thì góc phun sớm tối ưu là 180TK.
Hình 2.16 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến mô men và công suất động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải, tỷ lệ LPG 20%
-73-
2.5.3.1 Ảnh hưởng của góc phun sớm đến mômen và công suất động cơ
Đồ thị hình 2.16 cho thấy nếu giảm góc phun sớm so với góc phun sớm tối ưu khi chạy nhiên liệu diesel (180TK) thì mômen và công suất tăng, ở góc phun sớm 140TK, 160TK mômen tăng tương ứng là 0,71 % và 1,00%. Nếu tăng góc phun sớm từ 18oKthì mômen và công suất giảm xuống đáng kể, ở góc phun sớm 200TK, 220TK, và 240TK mômen giảm tương ứng là 19,39 %, 20,46% và 20,92%.
Như vậy, nếu đánh giá ảnh hưởng của góc phun sớm theo mô men và công suất động cơ thì góc phun sớm hợp lý khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở tốc độ 2000vg/ph nên lựa chọn là 140TK ( giảm so với góc phun sớm tối ưu khi sử dụng hoàn toàn diesel). Tuy nhiên, việc lựa chọn này cần được nghiên cứu và thảo luận thêm ở các phần tiếp theo.
2.5.3.2 Ảnh hưởng của góc phun sớm đến phát thải của động cơ
a) Ảnh hưởng của góc phun sớm đến phát thải NOx, Soot
Hình 2.17 mô tả ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến hàm lượng phát thải NOx và Soot của động cơ ở toàn tải, tốc độ 2000v/ph và LPG thay thế 20%. Đồ thị cho thấy, nồng độ NOx thấp nhất ở 14oTK, giảm 17,67% so với ở 18oTK. Khi tăng góc phun sớm, giá trị NOx tăng dần, ở góc phun sớm 24oTK thành phần NOx lớn nhất, tăng 18,69% so với ở 18oTK. Như vậy, giảm góc phun sớm cho phép cải thiện được phát thải NOx.
Hình 2.17 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến phát thải NOx, Soot của động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải tỷ lệ LPG 20%
Đồ thị cũng chỉ ra rằng khi giảm góc phun sớm thì hàm lượng Soot tăng lên, ở 14oTK hàm lượng Soot cao nhất, tăng 3,44% so với ở góc phun sớm18oTK. Khi tăng góc phun sớm cho giá trị Soot giảm xuống đáng kể.
b) Ảnh hưởng của góc phun sớm đến phát thải CO
Hình 2.18 thể hiện kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến phát thải CO của động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải tỷ lệ LPG 20%. Đồ thị cho thấy về tổng thể khi giảm góc phun sớm thì CO tăng.
-74-
Nói tóm lại, kết quả mô phỏng nói trên cho thấy khi giảm góc phun sớm 4oTK so với
Hình 2.18 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến phát thải CO của động cơ ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải tỷ lệ LPG 20%
góc phun sớm tối ưu của động cơ chạy đơn nhiên liệu diesel ở tốc độ 2000v/ph thì cải thiện được mô men, công suất và giảm được NOx đến 17,67%, tuy nhiên thành phần Soot tăng 3,44%, CO tăng 2,95%. Như vậy, đánh giá ảnh hưởng của góc phun sớm diesel khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel đến mô men, công suất và phát thải của động cơ, thì góc phun sớm hợp lý khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở tốc độ 2000vg/ph nên lựa chọn là 140TK (giảm 4oTK so với góc phun sớm tối ưu khi sử dụng hoàn toàn diesel). Điều này cải thiện được phát thải NOx trong khi phát thải CO và Soot tăng không nhiều.
2.5.3.3 Ảnh hưởng của góc phun sớm đến diễn biến áp suất trong xilanh động cơ
Hình 2.19 thể hiện diễn biến áp suất trong xilanh động cơ khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với việc thay đổi góc phun sớm ở chế độ tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, tỷ lệ LPG 20%. Khi giảm góc phun sớm từ 180TK xuống 160TK, 140TK thì giá trị ∆p/∆ tương ứng giảm từ 2,43 bar/0TK xuống 2,27 bar/0TK, 1,95 bar/0TK tương ứng mức 7,19% và 24,64%. Như vậy, khi giảm góc phun sớm, quá trình cháy diễn ra chậm hơn, áp suất quá trình cháy thấp hơn.
Khi góc phun sớm tăng lên 200TK, 220TK thì giá trị ∆p/∆ tương ứng là 2,13 bar/0TK, 2,12 bar/0TK thấp hơn trường hợp góc phun sớm 180TK( 2,43 bar/0TK ) là 12,53% và 12,94%. Khi tăng góc phun sớm làm cho quá trình cháy diễn ra sớm hơn, áp suất lớn nhất lùi về phía gần điểm chết trên, gây tốn công nén. Công suất mô men giảm mạnh.
-75-
Như vậy, dựa trên diễn biến áp suất trong xilanh khi sử dụng lưỡng nhiên liệu thì nên giảm góc phun sớm diesel so với động cơ chạy đơn nhiên liệu diesel. Ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải thì góc phun sớm hợp lý là 140TK( giảm 40TK so với khi chạy chỉ với nhiên liệu diesel).
Hình 2.19 Kết quả mô phỏng ảnh hưởng của góc phun sớm đến diễn biến áp suất trong xilanh động cơ ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải tỷ lệ LPG 20%
2.6 Kết luận chƣơng 2
Từ việc nghiên cứu mô phỏng sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ
diesel nghiên cứu AVL 5402 không tăng áp có thể kết luận tóm tắt như sau:
- Việc cấp LPG vào đường nạp của động cơ diesel là rất phù hợp và không yêu cầu phải thay đổi kết cấu động cơ. Tính chất nhiên liệu LPG đáp ứng được yêu cầu làm việc của động cơ.
- Khi sử dụng lưỡng nhiên liệu, phát thải HC và NOx trung bình ở 9 tốc độ tăng nhiều trong khi phát thải CO và Soot giảm. Cụ thể : Ở chế độ 100% tải, khi thay thế 30%LPG, 100% tải thì phát thải CO giảm 46,54%, Soot giảm 34,23%, HC tăng 500%, NOx tăng 49,67%.
- Khi tăng tỷ lệ LPG thì phát thải HC tăng mạnh, đặc biệt là ở các chế độ tải nhỏ, do đó ở các chế độ tải nhỏ nên sử dụng tỷ lệ LPG thay thế thấp hơn. Có thể sử dụng LPG thay thế diesel tới 40% ở toàn tải, khi sử dụng tỷ lệ LPG thay thế cao hơn, thành phần phát thải HC, NOx và tốc độ tăng áp suất khí thể tăng cao.
- Khi động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG khác nhau 10%, 20%, 30%, 40%, 50%, tốc độ trên 2000v/ph tổng lượng nhiên liệu tiêu thụ giảm khi tăng tỷ lệ LPG thay thế. Lượng tiêu thụ nhiên liệu Diesel+LPG giảm tới 9.41%% ở tốc độ 3000/ph tỷ lệ LPG thay thế 30%.
-76-
- Khi động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG khác nhau 10%, 20%, 30% tốc độ trên 2400v/ph suất tiêu hao năng lượng giảm nhiều. Cụ thể ở tốc độ 3000v/ph tỷ lệ LPG thay thế 10%, 20%, 30% suất tiêu hao năng lượng giảm tương ứng là 2,8%; 5,4%, 7.71%. Điều này nói lên rằng hiệu suất của động cơ tăng khi tăng tỷ lệ LPG thay thế trong động cơ.
- Động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel cần giảm góc phun sớm so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel để đạt các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải tốt hơn. Cụ thể: Ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải thì góc phun sớm hợp lý tương ứng là 140TK( giảm 40TK).
- Nghiên cứu mô phỏng chưa đánh giá được ảnh hưởng của áp suất phun LPG đến các chỉ tiêu làm việc của động cơ, chưa đánh giá được ảnh hưởng của LPG đến kích nổ và rung động của động cơ nên các vấn đề này cần được nghiên cứu làm rõ trong trong thực nghiệm để đưa ra được những kết luận hoàn chỉnh hơn về khả năng thay thế LPG tối đa cũng như các kết luận về tính kinh tế, kỹ thuật khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ diesel.
-77-
Kết quả nghiên cứu trên đã chỉ ra và giải thích được ảnh hưởng của LPG đến các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật và phát thải của động cơ diesel sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel. Nhờ đó, có thể định hướng cho việc nghiên cứu thực nghiệm sử dụng nhiên liệu LPG trên các động cơ diesel khác nhau để có thể đưa ra được các kết luận và điều kiện cụ thể khi chuyển đổi động cơ diesel cụ thể sang sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
3.1 Giới thiệu chung
Việc nghiên cứu thực nghiệm sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel được thực hiện trên 2 đối tượng động cơ diesel đặc trưng là động cơ diesel trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp AVL-5402 và động cơ diesel trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu truyền thống truyền thống D1146TI lắp trên xe khách. Động cơ AVL-5402 là động cơ diesel không tăng áp 1 xilanh trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp điều khiển điện tử với ECU mở cho phép thay đổi các thông số điều chỉnh của động cơ một cách dễ dàng và giúp cho việc xác lập các điều kiện làm việc và lấy dữ liệu một cách thuận tiện, tin cậy và chính xác. Việc nghiên cứu thực nghiệm trên động cơ này sẽ rất dễ dàng thuận lợi. Trong khi đó, động cơ D1146TI là động cơ diesel thương mại nhiều xilanh lắp trên xe khách trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu truyền thống. Việc nghiên cứu thực nghiệm trên động cơ này mang ý nghĩa thực tế cao, có thể nhân rộng kết quả để áp dụng vận hành thực tế ngay.
Việc cung cấp nhiên liệu LPG cho động cơ trong đề tài nghiên cứu này như đã phân tích ở chương 1 và đã ứng dụng trong nghiên cứu lý thuyết ở chương 2 được thực hiện theo phương pháp phun LPG dạng khí vào đường ống nạp và tạo hỗn hợp LPG-không khí trước khi nạp vào xilanh. Vấn đề cần quan tâm là phương pháp điều chỉnh lưu lượng nhiên liệu LPG cấp vào được thực hiện như thế nào để có thể thay đổi và duy trì tỷ lệ LPG thay thế theo ý muốn ở các chế độ làm việc khác nhau của động cơ. Có một số phương pháp thay đổi lượng nhiên liệu phun như sau:
- Phương pháp phun liên tục không thay đổi lưu lượng phun: Kết cấu hệ thống đơn giản với đường kính lỗ phun cố định và áp suất phun không đổi ở mọi chế độ làm việc của động cơ. Tuy nhiên, chất lượng điều chỉnh không tối ưu. Ở trường hợp này, lượng phun LPG là như nhau ở các chế độ tải khác nhau của động cơ. Do đó khi thay đổi tải thì tỷ lệ LPG thay đổi, tải càng nhỏ thì tỷ lệ LPG thay thế càng cao, gây phát thải HC cao. Điều này là không mong muốn. Do đó phương pháp này ít được sử dụng và chỉ sử dụng cho động cơ có phạm vi thay đổi tải ít. Động cơ thường được khởi động và chạy không tải và ít tải bằng nhiên liệu diesel, khi đạt đến mức tải nhất định thì mới cấp LPG vào.
- Phương pháp phun liên tục có thay đổi lưu lượng phun: Việc thay đổi lưu lượng phun được thực hiện nhờ thay đổi tiết diện lỗ phun hoặc thay đổi áp suất phun. Phương pháp này cũng có ưu điểm là kết cấu hệ thống đơn giản nhưng khó điều chỉnh chính xác lưu lượng phun theo yêu cầu ở các chế độ làm việc khác nhau của động cơ nên thường chỉ được sử dụng cho các động cơ có phạm vi thay đổi tải hẹp.
-78-
- Phương pháp phun gián đoạn có thay đổi lượng nhiên liệu phun: Phương pháp cấp LPG này tương tự hệ thống phun xăng điện tử, có thể là phun đơn điểm hoặc đa điểm. Đối với phun đa điểm có thể là phun đồng thời hay phun theo thứ tự làm việc của động cơ nhiều xilanh. Trong cả hai trường hợp phun đơn điểm và đa điểm, việc điều chỉnh lượng nhiên liệu phun được thực hiện bằng cách thay đổi độ rộng xung phun nhờ bộ điều khiển
điện tử trung tâm ECU. Trong các động cơ lưỡng nhiên liệu, các ECU này thường được làm riêng và hoạt động song song với hệ thống phun nhiên liệu diesel. Phương pháp này tuy trang thiết bị phức tạp hơn so với các phương pháp nói trên nhưng dễ dàng điều chỉnh chính xác lượng nhiên liệu phun theo các chế độ làm việc khác nhau của động cơ.
Trên hai động cơ thí nghiệm là động cơ nghiên cứu AVL 5402 và động cơ xe khách D1146TI sẽ trang bị hai hệ thống cung cấp LPG khác nhau. Đối với động cơ AVL5402, đây là đối tượng nghiên cứu sâu trong đề tài này nên hệ thống điều khiển cung cấp LPG sẽ được nghiên cứu thiết kế để đảm bảo kiểm soát được lưu lượng cấp LPG theo ý muốn phù hợp với các chế độ làm việc của động cơ. Căn cứ vào đặc điểm của các hệ thống điều khiển phun LPG phân tích ở trên, phương pháp phun LPG gián đoạn điều chỉnh lượng phun bằng cách thay đổi độ rộng xung điều khiển được lựa chọn áp dụng. Bộ phận chính của hệ thống điều khiển cần được nghiên cứu thiết kế để đảm bảo cung cấp LPG với lưu lượng phù hợp với yêu cầu là bộ điều khiển cung cấp LPG bằng điện tử ELC (Electronic LPG Control).
Hình 3.1 Sơ đồ hệ thống điều khiển cung cấp nhiên liệu LPG cho động cơ AVL5402
Sơ đồ hệ thống điều khiển cung cấp LPG cho động cơ nghiên cứu AVL 5402 được chỉ ra trên hình 3.1. Yêu cầu đặt ra là bộ điều khiển ELC phải điều chỉnh độ rộng xung phun thích hợp để đảm bảo lượng phun LPG phù hợp với các chế độ làm việc của động cơ, tức là đảm bảo tỷ lệ LPG thay thế tối ưu ở các chế độ làm việc. Để đạt được điều đó, ELC cần các thông số vào cơ bản là tín hiệu tốc độ động cơ, lưu lượng khí nạp, nhiệt độ khí nạp, áp suất hơi LPG trước vòi phun, nhiệt độ hơi LPG và lưu lượng hơi LPG. Các thông số này được cung cấp từ các cảm biến tương ứng. Các thông số điều khiển gồm tín hiệu điều khiển vòi phun (xung phun), tín hiệu điều khiển đóng mở đường cấp LPG cho động cơ. Ngoài ra ELC cần được kết nối với máy tính để lập trình điều khiển cung cấp LPG theo yêu cầu thí nghiệm.
-79-
Để quá trình đo lưu lượng LPG được chính xác, trên đường ống cấp nhiên liệu LPG có lắp thêm bình ổn áp phía sau cảm biến đo lưu lượng. LPG được phun vào đường ống nạp của động cơ qua vòi phun. Các tín hiệu từ cảm biến tốc độ, cảm biến nhiệt độ, cảm
biến lưu lượng, cảm biến chân ga, cảm biến áp suất,... được đưa về bộ điều khiển ELC của hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG. Tín hiệu điều khiển phun LPG được gửi tới van điện từ đóng ngắt nhiên liệu đặt phía trước bộ hóa hơi và tín hiệu điều khiển vòi phun. Quá trình đóng ngắt được thực hiện thông qua giao diện của máy tính kết nối với bộ ELC.
Để đảm bảo việc điều khiển cung cấp LPG tối ưu, cần phải xây dựng được bộ thông số cho bộ điều khiển ELC. Việc này sẽ được tiến hành thông qua phần mềm lập trình Delphi với chương trình kết nối máy tính và bộ điều khiển ELC. Phần mềm giao diện Delphi được thiết kế cho phép thay đổi lượng nhiên liệu LPG phun vào động cơ, điều khiển thời điểm phun nhiên liệu, hiển thị các giá trị từ các cảm biến đưa về ELC, bật tắt các van điện từ, và một số chức năng lưu giữ kết quả thí nghiệm.
Hình 3.2 Sơ đồ tổng thể hệ thống cung cấp LPG cho động cơ diesel D1146TI
Đối với động cơ thử nghiệm là động cơ xe bus D1146TI, đây là động cơ thương mại phổ biến nên có thể sử dụng hệ thống cung cấp LPG thương mại đã có sẵn trên thị trường. Việc cần làm là lắp đặt và điều chỉnh hệ thống cho phù hợp với động cơ và chế độ thử nghiệm. Trong đề tài này, hệ thống cung cấp LPG cho động cơ D1146TI được mua của hãng Chip IT –Australia. Sơ đồ hệ thống thiết bị điều khiển cấp nhiên liệu LPG cho động cơ này được trình bày trên hình 3.2.
-80-
LPG được chứa trong bình ở trạng thái lỏng có áp suất từ 6-8 bar. Dưới áp suất này LPG được dẫn theo đường ống chịu áp lực đi qua van điện từ, sau đó đến bộ hóa hơi, nhận
Hình 3.3 Sơ đồ cung cấp LPG vào động cơ D1146TI
Hình 3.4 Sơ đồ tín hiệu điều khiển hệ thống cung cấp LPG của động cơ D1146TI
nhiệt của bộ hóa hơi từ nước nóng của hệ thống làm mát, giảm áp, hóa hơi và đi vào đường ống nạp hòa trộn với không khí đảm bảo thành phần theo tính toán ở các chế độ tải của động cơ (hình 3.3). Ở cuối kì nén diesel được phun vào buồng cháy. Dưới áp suất và nhiệt độ cao, diesel cháy trước rồi đốt cháy hỗn hợp LPG và không khí. Lượng LPG cấp vào phụ thuộc vào áp suất ban đầu của LPG và kích thước của giclơ khí. Đồng thời lượng LPG được điều chỉnh tự động theo áp suất tăng áp của động cơ.
ECU của hệ thống cung cấp LPG chỉ hoạt động để điều khiển vòi phun LPG khi đủ
các điều kiện sau ( Hình 3.4):
-81-
- Khi động cơ hoạt động, tín hiệu từ máy phát điện truyền đến công tắc an toàn LPG để đóng mạch công tắc và cấp điện +12V cho rơ le. Tín hiệu GND của rơ le được cấp từ công tắc nhiệt lắp trên bộ hóa hơi, nhiệt độ nước làm mát động cơ phải từ 550C trở lên thì công tắc nhiệt mới hoạt động, đồng thời nhiệt độ này đảm bảo cho LPG được hóa hơi hoàn toàn. Lúc này cuộn dây của rơ le mới hoạt động và cung cấp điện áp +12V cho ECU.
- Khi áp suất tăng áp đạt giá trị quy định, ECU sẽ được kích hoạt và cung cấp tín
hiệu điện áp để mở vòi phun LPG.
Quá trình cung cấp khí LPG vào động cơ diễn ra liên tục sau khi ECU được kích hoạt. Lượng LPG cung cấp phụ thuộc vào áp suất ban đầu của LPG và kích thước của giclơ khí, đồng thời được điều chỉnh tự động theo áp suất tăng áp của động cơ. Giá trị áp suất tăng áp sẽ hiển thị trên đèn led của ECU để người lái có thể quan sát được thời điểm bắt đầu kích hoạt ECU. Trong khoảng áp suất tăng áp thiết lập, ECU mở van điện từ để đưa LPG vào đường ống nạp vì vậy lúc khởi động động cơ ở chế độ không tải hoặc tải nhỏ chỉ có nhiên liệu diesel được phun vào động cơ.
3.2 Nghiên cứu chế tạo hệ thống cung cấp LPG trên động cơ AVL 5402
3.2.1 Nghiên cứu thiết kế, chế tạo bộ điều khiển phun LPG
Hình 3.5 Bộ điều khiển hệ thống cung cấp LPG (ELC)
Bộ điều khiển cung cấp nhiên liệu LPG gọi tắt là ELC (Hình 3.5) được thiết kế, chế tạo để điều khiển lượng nhiên liệu cấp vào động cơ thông qua thời gian mở vòi phun. ELC gồm các khối mạch: Khối nguồn, khối ghi nhận tín hiệu từ cảm biến, khối vi xử lý, khối điều khiển cơ cấu chấp hành và khối kết nối với máy tính. Khối tín hiệu từ các cảm biến cho phép tính toán được lượng nhiên liệu LPG theo các chế độ làm việc của động cơ [76, 77, 78, 85].
Các tín hiệu từ cảm biến tốc độ, cảm biến nhiệt độ, cảm biến lưu lượng, cảm biến chân ga, cảm biến áp suất,... được đưa về bộ điều khiển cung cấp LPG. Bộ vi xử lý sau khi tính toán lượng nhiên liệu cần cấp vào sẽ đưa ra tín hiệu xung để mở vòi phun LPG. Trong quá trình nghiên cứu, việc thay đổi lượng nhiên liệu LPG để tìm ra tỷ lệ tối ưu giữa LPG và diesel được thực hiện thông qua khối kết nối giữa máy tính và bộ điều khiển ELC.
-82-
Chương trình điều khiển trong bộ vi xử lý được viết bằng ngôn ngữ lập trình C trên phần mềm CodeVisionAVR [79, 80]. Ngoài ra, để hiển thị các thông số của các cảm biến và điều chỉnh lượng nhiên liệu phun, thay đổi thời điểm phun, bật tắt các công tắc... trong quá trình thí nghiệm thì bộ điều khiển ELC phải được điều khiển từ máy tính. Giao diện xây dựng trên phần mềm được lập trình với ngôn ngữ Borland Delphi [81] cho phép người
thực hiện thay đổi được các thông số điều khiển theo mục đích đặt ra. Các khối mạch của ELC bao gồm :
Hình 3.6 Sơ đồ nguyên lý tạo nguồn 5V
- Khối cung cấp nguồn điện cho ELC
Khối cung cấp nguồn điện cho ELC gồm có điốt an toàn, các tụ lọc nguồn, IC ổn áp LM7805, đèn LED báo nguồn 5V. Điện áp nguồn 12V được lấy từ ắc qui thông qua công tắc điện và cầu chì chính của mạch, khi bật khóa điện thì nguồn 12V cấp cho mạch nguồn của ELC. Điốt được lắp vào mạch nguồn có tác dụng chống dòng ngược trong quá trình lắp ráp hoặc sử dụng, do đó tránh được dòng ngược đi vào các linh kiện trong mạch làm hỏng các linh kiện. Do các thành phần, linh kiện trong ELC sử dụng điện áp 5V nên điện áp 12V được qua IC ổn áp LM7805 cho ra điện áp 5V (4,98V). Các tụ điện được sử dụng để san phẳng những dao động điện áp nhỏ (nếu có).
- Khối xử lý tín hiệu từ các cảm biến
Hình 3.7 Mạch xử lý tín hiệu tốc độ
o Xử lý tín hiệu cảm biến tốc độ động cơ
Tín hiệu tốc độ qua IC thuật toán LM358 nhằm tạo ra xung vuông đưa về vi xử lý. Cầu điện trở gồm R23 và R24 có cùng giá trị trở kháng 1K để tạo ra mức điện áp 2,5V. Khi tín hiệu điện áp từ cảm biến tốc độ có biên độ lớn hơn 2,5V thì điện áp ra ở chân số 7 của LM358 ở mức cao (5V), ngược lại khi biên độ điện áp từ cảm biến tốc độ có biên độ nhỏ hơn 2,5V thì điện áp ra ở chân số 7 ở mức thấp (0V), do đây thực chất là một mạch so sánh không đảo. Tụ lọc C20 có tác dụng lọc nhiễu cho tín hiệu tốc độ.
o Xử lý tín hiệu CB đo lưu lượng, áp suất LPG, nhiệt độ LPG và van đóng mở LPG
-83-
Việc xác định lưu lượng nhiên liệu LPG rất cần thiết trong quá trình điều khiển hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG. Trên hình 3.8, tín hiệu từ cảm biến đo lưu lượng sẽ được đưa về chân CB.LL_LPG, qua mạch chuyển đổi tín hiệu để đưa về vi xử lý thông qua chân LL_LPG. Các điện trở R1 và R2 có tác dụng điều chỉnh điện áp đưa về vi xử lý. Tụ C1, C2 và điốt D1 có tác dụng chống nhiễu cho tín hiệu.
Lượng nhiên liệu LPG, cũng như khả năng chuyển hóa từ dạng lỏng sang dạng hơi phụ thuộc rất nhiều vào áp suất của LPG. Đối với cảm biến đo lưu lượng LPG được thiết kế để đo lưu lượng ở chế độ chuẩn (áp suất 1at và nhiệt độ 293K), do đó khi xác định lưu lượng LPG ở điều kiện thực tế cần phải xác định được áp suất để hiệu chỉnh lại lượng LPG đúng với giá trị thực của thí nghiệm.
Hình 3.8 Mạch xử lý tín hiệu lưu lượng và áp suất LPG
Tín hiệu từ cảm biến áp suất được đưa về chân CB.Asuat LPG của mạch ELC, thông qua điện trở R4 đưa tới chân Asuat_LPG của vi xử lý. Ban đầu thông qua mạch treo điện áp VCC-R3-R4 sẽ tạo điện áp +5V tại chân vi xử lý Asuat_LPG. Khi lắp cảm biến vào mạch, giá trị áp suất mà cảm biến đo được sẽ làm thay đổi điện áp đưa về vi xử lý. Giá trị điện áp thay đổi tỷ lệ với giá trị áp suất cảm biến đo được.
Hình 3.9 Mạch xử lý tín hiệu nhiệt độ và công tắc ON/OFF nhiên liệu LPG
Giá trị nhiệt độ LPG có tác dụng để điều khiển quá trình hóa hơi của nhiên liệu, đồng thời giá trị này được sử dụng để tính toán chính xác lượng nhiên liệu LPG cung cấp cho động cơ thông qua cảm biến lưu lượng TF-4000. Tín hiệu từ cảm biến nhiệt độ được đưa vào chân CB.NDo_LPG của mạch ELC. Khi giá trị điện trở thay đổi theo nhiệt độ sẽ làm thay đổi giá trị điện áp tại chân CB.NDo_LPG, giá trị này sẽ được đưa vào vi xử lý tại chân NDo_LPG và được chuyển đổi thành tín hệu số thông qua bộ ADC của vi xử lý để xác định được giá trị nhiệt độ tương ứng. Quá trình cung cấp LPG trước khi đưa vào bộ hóa hơi được điều khiển thông qua tín hiệu On/Off từ công tắc bên ngoài hoặc thông qua tín hiệu từ máy tính.
o Tín hiệu cảm biến đo lưu lượng và nhiệt độ khí nạp
-84-
Dựa vào đặc tính mối quan hệ giữa điện áp và lưu lượng đi qua cảm biến để tính được sự thay đổi điện áp tại chân CB.LL_Khi_nap từ đó tính được điện áp tương ứng tại chân LL_Khi_nap tại vi xử lý và thông qua bộ chuyển đổi ADC của vi xử lý sẽ xác định được giá trị số tương ứng. Trên cảm biến đo lưu lượng khí nạp thường được lắp kết hợp với cảm biến đo nhiệt độ khí nạp. Đối với cảm biến này, giá trị điện trở của cảm biến thay đổi theo nhiệt độ của khí nạp, thông qua mạch điện áp trên hình 3.10 xác định được giá trị điện áp tương ứng tại chân NDo_Khi và thông qua bộ chuyển đổi ADC sẽ xác định được
Hình 3.10 Mạch xử lý tín hiệu lưu lượng và nhiệt độ khí nạp
giá trị số tương ứng. Các tụ điện và điốt trên hình 3.10 có tác dụng chống nhiễu cho tín hiệu từ cảm biến đưa về vi xử lý.
Hình 3.11 Mạch xử lý tín hiệu vị trí chân ga và tín hiệu không tải
o Tín hiệu cảm biến chân ga và tín hiệu không tải
Mức tải của động cơ được xác định thông qua tín hiệu cảm biến chân ga. Tín hiệu cảm biến chân ga (VT_Chan_Ga) được lấy từ cảm biến vị trí chân ga (CB.VT Chan_ga) (Hình 3.11, trái), thông qua mạch điều điện áp VCC-R7-R8. Tín hiệu điện áp thay đổi từ 0 đến 5v sẽ qua mạch chuyển đổi sang tín hiệu số ADC (0 đến 1024) để vi xử lý xác định được tỷ lệ phần trăm chân ga. Các tụ C7, C8 và điốt D3 có tác dụng chống nhiễu. Tín hiệu không tải cũng được đưa về chân Khong_tai của mạch ELC (Hình 3.11, phải), thông qua mạch điều chỉnh điện áp VCC-R11-R12, tín hiệu được đưa về chân IDL của vi xử lý. Đây là chân ghi nhận tín hiệu On/Off của vi xử lý nhằm xác định đúng trạng thái không tải của động cơ để cấp lượng LPG phù hợp. Tụ C11 và điốt D4 có tác dụng chống nhiễu.
o Tín hiệu dự phòng
Để mở rộng tín hiệu đầu vào cho mạch ELC điều khiển hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG, trên bản mạch có thiết kế thêm một số chân dự phòng để ghi nhận được các tín hiệu tương tự hoặc các tín hiệu dạng On/Off.
-85-
Hình 3.12 Mạch xử lý tín hiệu dự phòng (option)
- Khối điều khiển cơ cấu chấp hành
o Điều khiển vòi phun LPG
Hình 3.13 Mạch xử lý tín hiệu điều khiển vòi phun LPG
Quá trình điều khiển vòi phun LPG được lập trình trong vi xử lý. Tín hiệu từ vi xử lý điều khiển vòi phun thông qua chân DK_phun (Hình 3.13). Điện áp tại chân điều khiển DK_phun luôn ở hai mức 0V hoặc 5V. Trong khi đó điện áp để đóng mở vòi phun là 12V. Do đó, để mở được vòi phun thì tín hiệu điều khiển phải điều khiển để đóng mở transitor (dạng MOSFET) IRF540N. Khi điện thế 5V từ vi xử lý được đưa ra chân DK_phun và truyền tới cực G của IRF540N, thì transistor dạng MOSFET sẽ được phân cực thuận làm thông mạch qua IRF540N, nhờ đó điện áp +12V đi qua cuộn dây của vòi phun tới chân Phun_LPG và đến chân mát GND, tạo ra dòng điện đi qua cuộn dây của vòi phun và sinh ra lực điện từ để nâng kim phun của vòi phun LPG.
Quá trình phun kết thúc khi tín hiệu điện áp từ vi xử lý đưa ra chân DK_phun là 0V. Khi đó IRF540N không thông mạch, dẫn đến dòng điện đi qua vòi phun bị cắt, lúc này lực điện từ của cuộn dây của vòi phun không thắng được lực lò xo tỳ lên kim phun làm cho kim phun đóng kín vòi phun.
Trên hình 3.13, điện trở R32 có tác dụng giảm dòng tác dụng lên IRF540N, giúp giảm nhiệt tỏa ra từ transitor trong quá trình điều khiển vòi phun. Điện trở R33 có tác dụng giúp cho quá trình ngắn mạch của IRF540N diễn ra nhanh và chính xác hơn. Điốt D11 có tác dụng dập giao động điện áp của vòi phun trong quá trình kết thúc phun, đồng thời có tác dụng ngăn dòng điện đánh thủng tác dụng lên transitor IRF540N.
o Điều khiển van điện từ đóng mở đường LPG
Trên đường cung cấp nhiên liệu LPG có sử dụng van điện từ để đóng mở quá trình cung cấp nhiên liệu LPG trước khi vào bộ hóa hơi. Quá trình đóng mở được thực hiện từ vi xử lý thông qua tín hiệu từ máy tính gửi vào vi xử lý. Để đóng mở được van điện từ, trên mạch ELC có gắn thêm mạch xử lý tín hiệu điều khiển van điện từ. Mạch xử lý tín hiệu này được thiết kế với nguyên lý tương tự mạch điều khiển vòi phun LPG. Đồng thời ELC còn được trang bị các mạch điều khiển rơle phục vụ các yêu cầu khác nếu cần thiết.
-86-
Hình 3.14 Mạch xử lý tín hiệu điều khiển van điện từ và rơle đóng mở LPG
- Khối vi xử lý ELC
Hình 3.15 Sơ đồ khối vi điều khiển hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG
Mạch ELC được thiết kế bao gồm các khối xử lý tín hiệu chính như: 1 vi xử lý loại Atmega32 của hãng Atmel, mạch tạo xung nhịp dao động thạch anh bên ngoài và mạch reset vi xử lý khi bắt đầu cấp nguồn cho vi xử lý. Với vi xử lý trang bị trên mạch ELC cho phép người điều khiển lập trình các thuật toán nhận tín hiệu từ cảm biến và từ đó đưa ra các tín hiệu điều khiển cơ cấu chấp hành một cách hợp lý và phù hợp với yêu cầu.
o Khối tạo xung nhịp dao động
Hình 3.16 Khối tạo xung nhịp
Hình 3.17 Khối mạch Reset
-87-
Thạch anh 8MHz được sử dụng để giữ nhịp dao động của vi xử lý. Thực tế vi xử lý AVR có nguồn dao động bên trong có thể đạt tới 8MHz. Như vậy có thể không cần sử dụng nguồn dao động ngoài, vi xử lý vẫn làm việc được. Tuy nhiên, nguồn dao động bên trong của vi xử lý có sai số khá cao (có thể tới 5%), do vậy thạch anh ngoài vẫn được sử dụng trong mạch để duy trì xung nhịp dao động với độ chính xác cao hơn (sai số gần 0%). Hai tụ điện C21 và C22 có giá trị 27pF nhằm duy trì dao động của thạch anh. Việc tạo ra xung nhịp dao động nhằm mục đích tính toán thời gian trong vi xử lý được chính xác.
o Khối mạch Reset
Mạch Reset có tác dụng reset lại vi xử lý bằng cách bật tắt lại khóa điện, khi đó sẽ có điện áp kích vào chân RESET (chân số 9) của vi xử lý. Quá trình reset giúp vi xử lý khởi động lại và tránh được hiện tượng bị treo vi xử lý.
o Vi xử lý chính
Vi xử lý chính được lựa chọn và sử dụng là Atmega32L-8PU(16PU) hiện đang rất phổ biến trên thị trường, và giá thành của vi xử lý cũng phù hợp trong nghiên cứu và ứng dụng (Hình 3.18).
Đặc điểm chính của vi xử lý:
Hình 3.18 Sơ đồ chân ATmega32
• Sử dụng kiến trúc RISC AVR với chỉ tiêu
chất lượng cao và tiêu thụ ít năng lượng. • Chịu được 100.000 lần ghi/ xoá. • Bộ nhớ EEPROM 512 byte. • Điện thế hoạt động: 2,7V- 5,5V. • Các nguồn ngắt ngoài và trong. • Vùng tốc độ làm việc: 0 – 16 MHz. • Có mạch Power-On reset. • 32x8 thanh ghi làm việc đa năng. • 32 đường vào ra lập trình được. • 32 kbytes RAM flash lập trình được ngay
trên hệ thống, điều này cho phép thay đổi chương trình điều khiển mà không cần lấy chip ra khỏi mạch.
• Bộ biến đổi ADC 8 kênh, 10 bit tăng độ phân giải khi xử lý các biến tương tự. • Tốc độ xử lý lệnh lên đến 8MIPS ở 8MHz. • Bộ đếm thời gian thực (RTC) với bộ dao động và chế độ đếm tách biệt. • Hai bộ đếm / bộ định thời 8 bit với chế độ so sánh và chia tần số tách biệt. • Một bộ đếm / bộ định thời 16 bit với chế độ so sánh và chia tần số tách biệt và chế
độ bắt mẫu (Capture).
• Ba kênh PWM (biến điệu độ rộng xung). • Bộ so sánh tương tự có sẵn trên chip. • Bộ truyền nhận UART. Sau khi xây dựng được các khối ghi nhận tín hiệu từ cảm biến, khối vi xử lý và khối điều khiển cơ cấu chấp hành, mạch thiết kế được in và hàn các linh kiện lên mạch theo sơ đồ nguyên lý đã trình bày ở trên.
- Khối mạch giao tiếp với máy tính
-88-
Trong quá trình nghiên cứu cần hiển thị các thông số của các cảm biến trên máy tính, cũng như để điều chỉnh được lượng nhiên liệu LPG phun vào trong động cơ... Công việc truyển thông giữa máy tính và vi xử lý này được thực hiện thông qua bộ truyền nhận nối tiếp UART RS232 (Hình 3.19).
Hình 3.19 Sơ đồ nguyên lý mạch kết nối theo chuẩn RS232
Các cổng này giao tiếp theo tiêu chuẩn RS232 trên máy tính PC là COM1 và COM2. Cổng này truyền dữ liệu dưới dạng nối tiếp theo một tốc độ do người lập trình quy định (thường là 9600 hoặc 19200 bps). Loại truyền này có khả năng dùng cho những khoảng cách lớn. Cổng nối tiếp chuẩn RS232 không phải là một hệ thống bus, do đó nó cho phép dễ dàng tạo ra liên kết dưới hình thức điểm giữa hai máy cần trao đổi thông tin với nhau. Chiều dài dữ liệu truyền đi có thể là 7 hoặc 8 bit, và kèm theo các bit start, stop, parity để tạo thành một khung truyền (frame). Do việc truyền dữ liệu là nối tiếp nên tốc độ truyền bị hạn chế do đó nó thường không được sử dụng trong những ứng dụng cần tốc độ truyền cao.
Cổng nối tiếp của vi điều khiển không thể ghép nối trực tiếp với cổng nối tiếp của PC. Lý do là các tín hiệu trên đường truyền RS-232 là tín hiệu hai cực có biên độ nằm trong khoảng +12V đến -12V, trong khi vi điều khiển ATMega32 chỉ có thể xử lý các tín hiệu có mức tín hiệu tương thích 0 đến 5V. Thông thường thì tín hiệu trên đường truyền RS-232 được lấy đảo. Tức là khi máy tính PC muốn một mức logic ―0‖ thì điện áp trên đường truyền RS-232 sẽ là +12V, còn khi muốn mức logic ―1‖ thì điện áp trên đường truyền là -12V. Như vậy để tương thích mức logic và điện áp giữa PC và vi điều khiển thì việc trang bị một bộ nhận và đệm đường truyền RS-232 là cần thiết. Bộ nhận và đệm đường truyền RS-232 được dùng phổ biến nhất là loại MAX232 của công ty Maxim. Vi mạch MAX232 này nhận mức RS232 đã được gửi tới từ máy tính và biến đổi tín hiệu này thành tín hiệu sao cho tương thích với vi điều khiển ATmega32 và nó cũng thực hiện ngược lại là biến đổi tín hiệu của vi điều khiển thành mức +12V, -12V để cho phù hợp với hoạt động của máy tính. Giao tiếp theo cách này, khoảng cách từ máy tinh đến thiết bi ngoại vi có thể đạt tới trên 20m.
Ưu điểm của giao tiếp này là có khả năng thiết lập tốc độ truyền thông. Khi có dữ liệu từ máy tính được gửi đến vi xử lý ATmega32 qua cổng COM thì dữ liệu này sẽ được đưa vào từng bit (nối tiếp) của thanh ghi UART.
3.2.2 Thuật toán đọc và tính các giá trị cảm biến trong hệ thống LPG
- Thuật toán đọc giá trị tốc độ động cơ
-89-
Tín hiệu từ cảm biến tốc độ động cơ được truyền qua mạch xử lý tín hiệu để chuyển thành tín hiệu có dạng xung vuông, tín hiệu dạng xung vuông được đưa vào chân ngắt
INT0 của vi xử lý. Sơ đồ thuật toán đọc giá trị tốc độ động cơ được thể hiện trên Hình 3.20. Vi xử lý tính khoảng thời gian giữa 2 xung liên tiếp từ đó xác định được tốc độ động cơ
theo công thức: (3.1)
Hình 3.20 Sơ đồ thuật toán đọc tốc độ động cơ
Trong đó: z là số răng của đĩa cảm ứng, T là thời gian giữa 2 xung liên liếp.
- Thuật toán đọc giá trị các cảm biến tín hiệu tương tự
Hình 3.21 Sơ đồ đọc giá trị của tín hiệu từ cảm biến
Tín hiệu các cảm biến lưu lượng LPG, áp suất LPG, nhiệt độ LPG, lưu lượng khí nạp, nhiệt độ khí nạp, cảm biến chân ga được đưa vào các chân ADC của vi xử lý để chuyển đổi từ giá trị tín hiệu tương tự của cảm biến sang tín hiệu số tương ứng được mã hoá trong vi xử lý (Hình 3.21).
Quá trình đọc giá trị cảm biến thực chất là sự kích hoạt mạch biến đổi tín hiệu tương tự thành tín hiệu số. Các tín hiệu đầu vào là mức điện áp từ chân các cảm biến, các mức điện áp được mã hoá thành các tín hiệu số. Với vi xử lý Atmega32 thì mức điện áp được mã hoá nằm trong khoảng từ 0-5V, được mã hoá dưới dạng 10bit, tương ứng với 1024 mức khác nhau, với độ nhạy là 5V/1024. Kết hợp với đặc tính cảm biến do nhà chế tạo cung cấp, ta có thể lấy được giá trị vật lý tương ứng mà cảm biến đó đo được.
- Thuật toán tính giá trị tín hiệu từ cảm biến lưu lượng
Tín hiệu từ cảm biến lưu lượng (CB_LL) là tín hiệu điện áp
với đặc tính điện áp phụ thuộc lưu lượng.
Vi xử lý thông qua bộ chuyển đổi ADC sẽ đọc được giá trị số tương ứng với điện áp đưa về. Từ giá trị số tương ứng (giatrichuyendoi) ta tính ra được giá trị điện áp tại chế độ đó của cảm biến theo công thức:
Hình 3.22 Sơ đồ tính cảm biến lưu lượng
(3.2)
-90-
Từ giá trị điện áp tính theo công thức trên, thông qua phương pháp tra bảng và công thức nội suy để tính giá trị lưu lượng ở các chế độ làm việc.
- Thuật toán tính giá trị tín hiệu từ cảm biến áp suất
Tín hiệu từ cảm biến áp suất (CB_Asuat_LPG) là tín hiệu điện áp với đặc tính điện áp phụ thuộc áp suất. Giá trị điện áp cũng được tính tương tự như đối với thuật toán tính giá trị tín hiệu từ cảm biến lưu lượng theo công thức (3.2) đã trình bày ở trên. Sơ đồ tính cảm biến áp suất được trình bày trên Hình 3.23.
- Thuật toán tính giá trị tín hiệu từ cảm biến nhiệt độ
Hình 3.23 Sơ đồ tính cảm biến áp suất
Tín hiệu từ cảm biến nhiệt độ đưa về là tín hiệu điện trở. Thông qua mạch điện áp +5VR1RGND có thể tính được giá trị điện áp tại chân CB.NDo, giá trị điện áp tại đây sẽ đưa về bộ ADC để chuyển đổi thành giá trị số tương ứng theo công thức (3.2).
Khi có giá trị điện áp, điện trở tương ứng của
Hình 3.24 Sơ đồ tính cảm biến nhiệt độ
cảm biến được tính theo công thức:
(3.3)
Khi biết điện trở R, dựa vào bảng 3.1 và công thức nội suy có thể tính được nhiệt độ
Bảng 3.1. Đặc tính của cảm biến nhiệt độ
thật của khí nạp hoặc nhiệt độ LPG.
Nhiệt độ -200 C 00 C 200 C 400 C 600 C 800 C
10 - 20 4 - 7 2 - 3 0,9-1,3 0,4- 0,7 0,2-0,7 Điện trở R (k)
- Thuật toán tính giá trị tín hiệu từ cảm biến chân ga
Tín hiệu từ cảm biến chân ga (CB.VT_Chan_ga) là tín hiệu điện áp với đặc tính điện
áp phụ thuộc vị trí chân ga.
Vi xử lý thông qua bộ chuyển đổi ADC sẽ đọc được giá trị số tương ứng với điện áp đưa về. Từ giá trị số tương ứng (giatrichuyendoi) có thể tính ra được giá trị điện áp tại chế độ đó của cảm biến theo công thức (3.2).
Vì đặc tính của cảm biến chân ga là đường tuyến tính nên phần trăm độ di chuyển
chân ga được tính theo công thức:
(3.4)
- Thuật toán nội suy
-91-
a) Chương trình nội suy ( phụ lục 1.11)
b) Chương trình tra bảng ( phụ lục 1.12)
3.2.3 Thuật toán điều khiển kết nối máy tính
- Thuật toán truyền giá trị từ vi xử lý lên máy tính
Hình 3.25 Sơ đồ thuật toán truyền giá trị
Mã start và stop có vai trò rất quan trọng trong truyền thông giữa máy tính và mạch ELC. Hai mã này cho phép quy định tín hiệu truyền nhận và thứ tự truyền nhận. Mã start để quy định bắt đầu quá trình truyền và mã stop quy định kết thúc quá trình truyền.
Ví dụ: cần truyền nhiệt độ LPG là 400C - Gán mã start là 130 và mã stop là 131 - Quá trình truyền là 130/40/131.
- Thuật toán nhận giá trị từ máy tính
Hình 3.26 Sơ đồ thuật toán thực thi lệnh từ máy tính
Quá trình hoạt động của mạch được điều khiển bởi phần mền trên máy tính. Chính vì vậy mà lập trình vi xử lý ngoài lập trình cho quá trình truyền dữ liệu tới máy tính còn phải lập trình cho quá trình nhận dữ liệu và lệnh điều khiển từ máy tính.
3.2.4 Chƣơng trình điều khiển hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG
3.2.4.1 Chương trình điều khiển vòi phun
a) Cách thức điều khiển lượng nhiên liệu
Hình 3.27 Nguyên lý điều khiển phun
Lượng nhiên liệu phun trong quá trình thí nghiệm được thay đổi bằng cách thay đổi độ rộng xung phun thông qua mạch đếm lập trình. Tức là khi đã xác định giá trị số của lượng nhiên liệu phun và khi có xung điều khiển phun thì mạch đếm xung nhịp sẽ đếm cho tới khi đạt đủ giá trị số bằng giá trị điều khiển ra. Khi bắt đầu đếm cũng là khi nâng xung điều khiển phun và khi giá trị đếm bằng giá trị điều khiển ra cũng là lúc hạ mức xung điều khiển phun xuống.
-92-
Ví dụ: giá trị số điều khiển phun do vi xử lý tính toán là 1800µs thì khi xuất hiện xung điều khiển phun, mạch đếm sẽ bắt đầu đếm xung nhịp đồng thời nâng mức của xung phun lên mức cao, vòi phun bắt đầu mở. Khi giá trị đếm xung đủ 1800µs thì mạch đếm sẽ
hạ mức xung phun xuống mức thấp tương ứng ngừng phun và đồng thời ngừng đếm chờ xung điều khiển thời điểm phun tiếp theo.
b) Điều khiển lượng phun nhiên liệu
Lượng phun nhiên liệu thực tế được xác định bằng hai đại lượng sau:
Lượng phuncơ bản: Lượng phun cơ bản dựa vào tín hiệu tốc độ và vị trí chân ga. Lượng phunhiệu chỉnh: Lượng phun hiệu chỉnh dựa vào các cảm biến còn lại (cảm biến
nhiệt độ, áp suất LPG).
Lượng phun nhiên liệu là tổng của 2 đại lượng trên:
Lượng phun = lượng phuncơ bản + lượng phun hiệu chỉnh
Nghiên cứu này chỉ mới xác định lượng nhiên liệu phun cơ bản do quá trình thí
nghiệm chủ yếu được thực hiện ở các chế độ ổn định, nhiệt độ động cơ đạt đến ổn định.
3.2.4.2 Thuật toán điều khiển vòi phun
a) Thuật toán điều khiển chung (Hình 3.28)
Hình 3.28 Sơ đồ thuật toán điều khiển chung hệ thống phun LPG
-93-
Sau khi bật khoá điện, ELC sẽ được cấp điện và sẵn sàng điều khiển quá trình phun nhiên liệu LPG theo các chế độ của động cơ. Quá trình phun LPG chỉ bắt đầu khi nhiệt độ động cơ lớn hơn 500C để đảm bảo nhiên liệu LPG hóa hơi hoàn toàn. Mỗi chế độ hoạt động của động cơ được đặc trưng bởi một biến trạng thái. Khi biến được đặt lên trạng thái ON, ELC sẽ tự động chuyển xuống chương trình điều khiển lượng nhiên liệu phun ở chế độ đó. Khi biến trạng thái đặt xuống mức OFF, ELC sẽ tự động thoát khỏi chương trình cũ và chuyển đến chương trình có biến trạng thái ON khác. Khi không có biến trạng thái nào ở mức ON, ELC sẽ chuyển sang trạng thái chờ (bật khoá điện nhưng không phun nhiên liệu LPG) cho đến khi có một biến trạng thái ON được đưa về bộ điều khiển ELC.
b) Thuật toán điều khiển ở chế độ không tải (Hình 3.29)
Hình 3.29 Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ không tải
Ở chế độ không tải, bộ điều khiển ELC sẽ kiểm tra liên tục vị trí chân ga thông qua cảm biến vị trí chân ga. Nếu giá trị vị trí chân ga đưa về ELC lớn hơn giá trị chân ga ở vị trí không tải, ELC sẽ điều khiển hệ thống chuyển sang chế độ chuyển tiếp từ không tải sang có tải (chuyen_tiep_KT_CT=on). Đồng thời, ELC sẽ kiểm tra liên tục tốc độ động cơ. Nếu tốc độ động cơ lớn hơn giới hạn tốc độ không tải chuẩn của động cơ (đối với động cơ thí nghiệm thì tốc độ đó là 900 vòng/phút) ELC sẽ điều khiển cắt nhiên liệu, quá trình phun trở lại khi tốc độ động cơ thấp hơn giới hạn tốc độ không tải chuẩn. Lượng nhiên liệu phun ở chế độ không tải là tổng của lượng phun cơ bản với lượng nhiên liệu phun hiệu chỉnh theo nhiệt độ và áp suất LPG.
c) Thuật toán điều khiển ở chế độ chuyển tiếp không tải - có tải (Hình 3.30)
Chế độ chuyển tiếp không tải - có tải nhằm mục đích để động cơ chuyển tiếp từ không tải sang có tải được êm dịu. Quá trình này diễn ra trong 20 vòng quay của động cơ bắt đầu từ khi vị trí chân ga lớn hơn vị trí không tải.
-94-
Khi có tín hiệu về chế độ chuyển tiếp, ELC sẽ kiểm tra liên tục giá trị của bien_chay (thể hiện số vòng quay của động cơ). Nếu giá trị của bien_chay > 20, ELC sẽ chuyển sang chế độ có tải bằng cách đặt biến chay_co_tai=on. Lượng nhiên liệu phun ở chế độ chuyển tiếp không tải - có tải là lượng nhiên liệu phun cơ bản và lượng nhiên liệu theo hàm của bien_chay.
Hình 3.30. Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ chuyển tiếp không tải - có tải
d) Thuật toán điều khiển ở chế độ có tải (Hình 3.31)
Khi động cơ làm việc ở chế độ có tải, ELC sẽ kiểm tra liên tục vị trí chân ga thông qua cảm biến vị trí chân ga. Nếu giá trị này nhỏ hơn giá trị chân ga ở vị trí không tải ELC sẽ chuyển sang chế độ chuyển tiếp từ có tải sang không tải (chuyen_tiep CT_KT=on). Đồng thời, ELC sẽ kiểm tra liên tục tốc độ động cơ. Nếu tốc độ này lớn hơn giá trị giới hạn (3100 vòng/phút), ELC điều khiển cắt nhiên liệu nhằm đảm bảo độ bền của động cơ.
Lượng nhiên liệu phun ở chế độ này là tổng lượng phun cơ bản (tra theo tốc độ và tải trọng động cơ) và lượng phun hiệu đính theo nhiệt độ và áp suất LPG. Khi có tín hiệu tăng tốc ELC sẽ điều chỉnh phun thêm một lượng nhiên liệu, hoặc khi có tín hiệu giảm tốc ELC sẽ điều khiển cắt LPG. Lượng nhiên liệu phun thêm vào khi tăng tốc hoặc cắt bớt khi giảm tốc phụ thuộc vào mức độ thay đổi đột ngột của vị trí chân ga.
e) Thuật toán điều khiển ở chế độ chuyển tiếp có tải - không tải (Hình 3.32)
-95-
Cũng như chế độ chuyển tiếp từ không tải sang chế độ có tải. Chế độ này là quá trình đệm nhằm mục đích để động cơ chuyển tiếp từ có tải sang không tải được êm dịu. Quá trình cũng diễn ra sau 20 vòng quay của động cơ. Ở chế độ này, ELC sẽ kiểm tra liên tục giá trị của bien_chay. Nếu giá trị của bien_chay>20, ELC sẽ chuyển sang chế độ không tải bằng cách đặt mức trạng thái khong_tai=on. Lượng nhiên liệu phun ở chế độ này là tổng lượng phun ở chế độ không tải trừ đi lượng phun chuyển tiếp là hàm của bien_chay.
Hình 3.31 Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ có tải
Hình 3.32 Sơ đồ thuật toán điều khiển chế độ chuyển tiếp có tải - không tải
-96-
3.2.5 Xây dựng giao diện điều khiển hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG
Để hiển thị các thông số của các cảm biến và điều chỉnh lượng nhiên liệu phun, thay đổi thời điểm phun, bật tắt các công tắc,... trong quá trình thí nghiệm thì bộ điều khiển ELC phải được điều khiển từ máy tính. Trong đề tài, việc kết nối bộ điều khiển với máy tính được thực hiện bằng phần mềm kết nối Delphi. Với giao diện xây dựng trên phần mềm cho phép người thực hiện thay đổi được các thông số theo mục đích đặt ra (Hình 3.33). Trong suốt quá trình thí nghiệm, lượng LPG được điều khiển trực tiếp trên giao diện phần mềm này theo các chế độ cấp diesel cho động cơ.
Các tính năng chính của giao diện: - Điều chỉnh lượng phun LPG trong 1 chu trình nhờ điều khiển thời gian phun. - Điều chỉnh thời điểm phun LPG. - Thu nhận tín hiệu từ các cảm biến như: Tốc độ động cơ, vị trí chân ga, lưu lượng
khí nạp, nhiệt độ khí nạp, áp suất phun LPG, nhiệt độ LPG, lượng LPG cung cấp.
- Các chức năng đóng mở van điện từ và đóng mở vòi phun. - Thực hiện quá trình đo và ghi lại kết quả trung bình của phép đo trong thời gian
Hình 3.33 Giao diện chương trình điều khiển quá trình phun LPG
của phép đo do người thí nghiệm đặt trên giao diện.
Các chức năng khác: - Biểu diễn bằng đồ thị sự thay đổi tốc độ động cơ - Biểu diễn bằng độ thì sự thay đổi lượng nhiên liệu LPG cung cấp (kg/h) - Lưu giữ kết quả thử nghiệm.
-97-
Các khối chính cùng các chức năng chương trình được xây dựng nhằm mục đích giúp người sử dụng dễ dàng tiếp cận với chương trình, từ đó có thể hiểu rõ hơn về quá trình phun LPG. Đồng thời, thông qua phần mềm người sử dụng có một cách nhìn trực quan về quá trình làm việc của hệ thống, mối quan hệ giữa các tín hiệu đầu vào và cơ cấu chấp hành.
3.3 Kết luận chƣơng 3
Để ứng dụng nhiên liệu LPG trên động cơ diesel một cách hiệu quả, đảm bảo cải thiện các vấn đề tồn tại đặt ra trong các nghiên cứu trước đây, thì vấn đề nghiên cứu, thiết kế, chế tạo và lắp đặt hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG phù hợp cho động cơ là cần thiết.
Trong chương này, tác giả đã thiết kế và chế tạo được bộ điều khiển cung cấp LPG (ELC) cho động cơ AVL 5402 có khả năng điều chỉnh lượng cung cấp LPG phù hợp với các chế độ làm việc của động cơ theo yêu cầu đặt ra, đảm bảo cho động cơ hoạt động ổn định ở tất cả các chế độ làm việc.
Hệ thống cung cấp LPG được thiết kế chế tạo là cơ sở quan trọng cho việc thực hiện
-98-
các nghiên cứu sâu về sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel cho động cơ nghiên cứu.
4.1 Mục đích, đối tƣợng và trang thiết bị thử nghiệm
4.1.1 Mục đích thử nghiệm
Quá trình thử nghiệm trên hai loại động cơ diesel đặc trưng chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên băng thử nhằm đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với tỷ lệ LPG thay thế lớn nhất. Đặc biệt là đánh giá một số tính năng mà nghiên cứu mô phỏng chưa chỉ ra được như giới hạn kích nổ và sự rung động khi tăng tỷ lệ LPG thay thế.
4.1.2 Đối tƣợng và nhiên liệu thử nghiệm
Đối tượng là động cơ diesel AVL 5402 trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp và động cơ diesel thương mại D1146TI trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu truyền thống rất phổ biến trên xe buýt tại Hà Nội. Các thông số cơ bản của các động cơ này được trình bày ở phụ lục 1.21.
Nhiên liệu thử nghiệm gồm nhiên liệu diesel thường dùng có hàm lượng lưu huỳnh <500ppm và LPG được chứa trong bình chứa có tỷ lệ về thể tích của propan/butan là 50/50. Phẩm chất LPG và diesel được trình bày trong phụ lục 1.6 và 1.7.
4.1.3 Trang thiết bị thử nghiệm
4.1.3.1 Băng thử
Hệ thống băng thử động cơ nghiên cứu AVL 5402 (phụ lục 1.13) là một cụm các hệ thống riêng biệt kết hợp lại với nhau tạo thành một hệ thống thiết bị thử nghiệm và nghiên cứu động cơ đốt trong gồm Băng thử điện Dyno-AMK, động cơ nghiên cứu 1 xilanh 5402, hệ thống làm mát dầu bôi trơn và nước làm mát AVL577, thiết bị đo tiêu hao nhiên liệu Fuel Balance 733S, hệ thống điều khiển và giám sát băng thử PUMA, phần mềm điều khiển INCA điều khiển ECU cung cấp nhiên liệu cho động cơ, thiết bị đo diễn biến áp suất trong xilanh INDICATING, thiết bị xác định nồng độ khí thải CEB-II, thiết bị xác định độ mờ khói Opacimeter 439, Smoke Meter và một số thiết bị phụ trợ khác.
-99-
Cụm quan trọng nhất của hệ thống băng thử là cụm phanh điện Dyno-AMK có chức năng như máy phát điện, trong đó từ trường tương hỗ giữa rotor và stator tạo ra mô men cản với rotor và cân bằng với mô men dẫn động từ động cơ (trục rotor được nối với trục khuỷu động cơ). Cường độ từ trường tương hỗ giữa rotor và stator được điều chỉnh để thay đổi mô men cản trên trục dẫn động từ động cơ. Khả năng thay đổi mô men phanh thích hợp cho việc điều khiển tự động ở các chế độ thử của động cơ. Cụm phanh có chức năng làm việc ở chế độ máy phát (phanh đối với động cơ) và chế độ động cơ điện (kéo động cơ quay). Khi băng thử làm việc ở chế độ máy phát thì điện năng sinh ra sẽ qua bộ biến tần để hòa vào lưới điện. Băng thử có thể thử nghiệm động cơ có mô men lớn nhất là 105 Nm, công suất lớn nhất là 45 kW và tốc độ của băng thay đổi từ 0 đến 8000 vòng/phút.
Hệ thống băng thử để thử nghiệm động cơ D1146 TI (phụ lục 1.14) có thiết bị chính là phanh APA100 tạo tải cân bằng với công suất của động cơ phát ra, từ đó xác định được mômen và công suất động cơ của động cơ. Suất tiêu hao nhiên liệu được xác định bằng cân nhiên liệu. Khí thải động cơ được lấy mẫu và phân tích hàm lượng các chất thải độc hại (CO, CO2, NOx, HC, PM) bằng các thiết bị phân tích khí. Điều kiện nhiệt độ của động cơ (nhiệt độ nước làm mát, nhiệt độ dầu bôi trơn, nhiệt độ nhiên liệu) được điều chỉnh chính xác bởi các bộ điều chỉnh nhiệt độ. Các tín hiệu về nhiệt độ (nước, dầu, nhiên liệu, khí nạp, khí xả) và áp suất (dầu bôi trơn, nhiên liệu, môi trường) được thu nhận từ các cảm biến gắn trên các đường ống dẫn và đưa về bộ chuyển đổi tín hiệu tương tự sang tín hiệu số và hiển thị trên màn hình máy tính. Việc cung cấp nhiên liệu diesel được điều khiển bởi bộ kéo ga Throttle Actuator THA100. Lượng tiêu hao nhiên liệu được xác định theo phương pháp khối lượng qua cân nhiên liệu Fuel Balance 733. Các chế độ làm việc của động cơ và các dữ liệu đo đạc được điều khiển, thu nhận và xử lý bởi các phần EMCON và PUMA.
Phanh điện APA100 có thể hoạt động được ở chế độ phanh điện và động cơ điện. Tác dụng tương hỗ giữa lực từ của stator và rotor sẽ tạo ra tải trọng cho động cơ hoặc lực kéo động cơ đốt trong quay. Lực này được đo bởi một cảm biến lực trên băng thử để xác định mô men. Thay đổi giá trị của lực này bằng cách thay đổi cường độ dòng điện vào băng thử. Tốc độ quay của băng thử được xác định bằng cảm biến tốc độ kiểu đĩa quang. Băng thử được trang bị các hệ thống điều khiển, xử lý số liệu tự động và hiển thị kết quả như PUMA, EMCON300, Concerto và ISAC300, giúp cho quá trình điều khiển được dễ dàng và bảo đảm kết quả thử nghiệm chính xác.
4.1.3.2 Thiết bị đo tiêu hao nhiên liệu
Cân nhiên liệu AVL733S (phụ lục 1.15) đo lượng diesel tiêu thụ của động cơ bằng cách cân lượng nhiên liệu trong bình chứa. AVL733S có thể đo liên tục lượng nhiên liệu trong một khoảng thời gian từ khi đầy bình đến khi nhiêu liệu trong bình giảm tới mức 0.
Bắt đầu quá trình đo, nhiên liệu được cấp đầy vào thùng đo. Lúc này lực tỳ lên cảm biến lưu lượng là lớn nhất. Van điện từ đóng lại ngăn không cho dòng nhiên liệu vào thùng đo trong khi đường cấp vào động cơ vẫn mở. Đồng thời với quá trình đó thì bộ phận đếm thời gian hoạt động. Khi nhiên liệu trong thùng chảy hết đồng nghĩa với lực tỳ lên cảm biến lưu lượng bằng 0 tức là quá trình đo kết thúc. Dựa vào các kết quả thu thập được sẽ được bộ vi xử lý tính toán lưu lượng nhiên liệu động cơ tiêu thụ theo đơn vị thời gian.
4.1.3.3 Hệ thống thiết bị phân tích khí thải
-100-
Tủ phân tích khí xả (phụ lục 1.16) CEB-II là hệ thống phân tích khí thải bao gồm toàn bộ các môđun thực hiện quá trình phân tích các thành phần khí thải (các bộ phân tích) và các thiết bị đảm bảo điều kiện làm việc chính xác của hệ thống như: Khối làm nóng (HSU), khối chuẩn đoán, khối điều khiển… Ngoài ra, tủ phân tích còn được lắp đặt một máy tính công nghiệp với phần mềm điều khiển GEM110. Việc kết nối máy tính điều khiển với các bộ phân tích được thực hiện thông qua các tín hiệu số, tùy thuộc vào bộ phân tích mà có thể kết nối với máy tính qua mạng CAN, LAN hay qua cáp nối tiếp RS232. Các bộ phân tích lắp đặt trong tủ được sử dụng để đo các thành phần có trong khí thải như CO, CO2, O2, NO và NOx, HC đồng thời còn đo được .
a) Nguyên lý làm việc của bộ phân tích CO
CO hấp thụ tia hồng ngoại ở bước sóng khoảng 4,7µm. Như thể hiện ở phụ lục 1.17, khi cần đo lượng CO có trong khí mẫu, khí mẫu được đưa vào buồng (4). Tia hồng ngoại tạo ra bởi đèn (1) đi qua buồng (4) và buồng (8). Do buồng (4) có CO nên một phần tia hồng ngoại bị hấp thụ, còn buồng (8) chỉ có chứa N2 vì vậy tia hồng ngoại đi qua hoàn toàn. Để lượng hồng ngoại đi qua hai buồng là như nhau đĩa (3) được điều khiển quay, trên đĩa (3) có xẻ các rãnh sao cho thời gian cho tia hồng ngoại qua rãnh trong và rãnh ngoài là bằng nhau. Sau khi đi qua hai buồng (4) và (8), tia hồng ngoại tới buồng (5) và buồng (7). Trong hai buồng này có chứa CO tia hồng ngoại sẽ bị hấp thụ hoàn toàn bởi khí này và làm tăng nhiệt độ của khối khí trong buồng (5) và buồng (7), tương ứng với sự tăng nhiệt độ là sự tăng áp suất. Hai buồng (5) và (7) được ngăn cách với nhau bằng một màng cao su. Trong hai chùm tia hồng ngoại thì chùm tia hồng ngoại đi qua buồng (4) đã bị hấp thụ một phần tại đó vì vậy sự hấp thụ tia hồng ngoại tại buồng (5) ít hơn buồng (7) do đó có sự chênh lệch áp suất giữa hai buồng. Sự chênh lệch áp suất này làm cho màng cao su bị cong, tiến hành đo độ cong có thể tính được độ chênh lệch áp suất. Qua tính toán chênh áp suất sẽ biết được lượng CO đã hấp thụ tia hồng ngoại. Lượng CO đó chính là lượng CO có trong mẫu khí thải.
Khi đo CO trong khí thải bằng phương pháp hồng ngoại phải tính đến các điều kiện gây sai số. Đặc biệt là sự hấp thụ của hơi nước. Vì vậy phải có biện pháp hiệu chỉnh giá trị đo. Thông thường hiệu chỉnh giá trị đo bằng cách lọc hết nước hoặc quy định giá trị ảnh hưởng của nước trong các khoảng đo.
b) Nguyên lý làm việc của bộ phân tích NO và NOx ( phụ lục 1.18)
Thiết bị hoạt động dựa vào hiện tượng quang hóa để xác định hàm lượng NO và - NOx. Thực chất phương pháp này là đo cường độ ánh sáng do các phần tử NO2 hoạt tính sinh ra. NO2 hoạt tính được tạo ra trong buồng phản ứng qua phản ứng sau: NO + O3 = NO2* + O2
Không khí được đưa vào một đường và được cho qua bộ tạo ôzôn, trong bộ này O2
trong không khí được tạo thành O3 nhờ tia lửa điện và được đưa đến buồng phản ứng.
Để đo lượng NO có trong khí thải, khí thải được đưa trực tiếp vào buồng phản ứng có O3. Khi đó, một phần NO có trong mẫu khí thải sẽ phản ứng với O3 và tạo ra NO2 hoạt tính (NO2*), NO2 hoạt tính tồn tại không lâu trong điều kiện bình thường vì vậy nó sẽ tự động chuyển về NO2 không hoạt tính bằng cách phóng đi một phần năng lượng dưới dạng tia sáng. Đo cường độ tia sáng thu được và dựa vào đó để xác định lượng NO phản ứng. Từ lượng NO phản ứng có thể tính ra lượng NO có trong khí thải mẫu.
Để đo lượng NOx có trong mẫu khí thải, mẫu này được đi qua một bộ chuyển đổi từ NO2 thành NO. Quá trình đo được thực hiện như đối với thành phần NO, kết quả đo thu được là lượng NOx có trong khí thải.
c) Nguyên lý làm việc của hệ thống đo HC
-101-
Như thể hiện ở phụ lục 1.19, khí mẫu cần đo được đưa vào hệ thống có áp suất 580mbar và lưu lượng 1500l/h. Khí mẫu và khí cháy (hỗn hợp H2/He có áp suất 1050mbar
và lưu lượng 30l/h) được hòa trộn với nhau và đưa và buồng cháy với áp suất là 680mbar. Trong buồng phản ứng, hỗn hợp khí (20% O2, 80% N2) được bơm vào làm môi trường cháy. Khi khí mẫu và khí cháy được đưa vào, bộ đánh lửa bật tia lửa đốt cháy. Trong điều kiện như vậy khí HC không cháy mà bị bẻ gãy liên kết tạo thành các ion. Các ion sinh ra trong môi trường có từ trường của cặp điện cực sẽ bị hút về hai bản cực và tạo thành dòng điện trong mạch. Tín hiệu này được xử lý, khuyếch đại và đưa đến bộ đo.
Khí cháy được hút ra nhờ độ chân không ở đầu ra. Độ chân không này được tạo ra do luồng khí nén thổi qua tại miệng hút. Dựa vào cường độ dòng điện sinh ra có thể đánh giá được lượng HC có trong khí mẫu.
d) Thiết bị đo độ mờ khói
Khi cho một lượng khí thải nhất định đi qua màng giấy lọc chuẩn, P-M sẽ bị giữ lại làm giấy lọc bị đen đi. Độ đen của giấy lọc xác định được sẽ phản ánh độ khói của khí thải. Thiết bị Smoke Meter AVL 415 có dải đo từ 0 đến 9,99 FSN (Filter Smoke Number) hoặc từ 0 đến 3199 mg/m3 với độ chính xác 0,1%.
4.1.3.4 Thiết bị đo độ rung động động cơ
Thiết bị đo độ rung động cơ có nhiều loại. Có loại theo nguyên lý đo sóng áp suất trong xi lanh động cơ. Thiết bị đo này sử dụng cảm biến thạch anh có độ nhạy cao có khả năng đo xung với tần số lớn tới hàng trăm kHz. Thiết bị được lắp đặt trực tiếp lên thành buồng cháy. Khi động cơ xảy ra cháy kích nổ, trong xi lanh động cơ sẽ xuất hiện sóng áp suất với tần số cao làm giá trị áp suất dao động. Do vậy thông qua quan sát đồ thị có thể đánh giá được hiện tượng kích nổ ở các mức độ khác nhau.
Trong đề tài này, tác giả sử dụng thiết bị đo độ rung động cơ dùng cảm biến gia tốc dựa trên nguyên lý đo biên độ dao động của phần tử cảm ứng của thiết bị khi thiết bị được gắn chặt lên thân máy của động cơ. Diễn biến biên độ rung động của động cơ được hiển thị trên phần mềm indicating.
Mô hình hệ cơ học có một bậc tự do của thiết bị này như trình bày ở phụ lục 1.20. Nguyên lý hoạt động của thiết bị như sau: Cảm biến gồm một phần tử nhạy cảm lò xo nối với một khối lượng rung và được đặt chung trong một vỏ hộp. Sự rung động của động cơ truyền cho phần tử cảm ứng M, chuyển động của M tác động lên lò xo của cảm biến và được chuyển thành tín hiệu ở đầu ra, vì vậy thiết bị đo sẽ đo được biên độ dao động của phần tử này và ghi lại.
Dùng toán tử laplace (p) có thể mô tả hoạt động của cảm biến rung bằng biểu thức
dưới đây:
- Mp2 h0 = Mp2z + Fpz + Cz
Trong đó: M là khối lượng rung; h0 là tung độ của điểm a của vỏ hộp; h là tung độ
điểm b của khối lượng rung; F là Lực ma sát ướt; Cz là phản lực lò xo.
Khi không có gia tốc tác động lên vỏ hộp, tung độ của a và b bằng nhau.
-102-
Dịch chuyển tương đối của khối lượng M so với vỏ hộp xác định bởi biểu thức: z = h – h0
4.2 Thử nghiệm trên động cơ AVL 5402
4.2.1 Nội dung thử nghiệm
Như đã phân tích ở chương 2, LPG thay thế thường được sử dụng ở chế độ tải lớn (toàn tải và gần toàn tải) để tránh phát thải HC cao. Thêm nữa, tỷ lệ LPG thay thế cao nhất có thể đạt được là ở chế độ toàn tải. Do đó, việc nghiên cứu thử nghiệm được thực hiện ở chế độ toàn tải với các tốc độ khác nhau. Nội dung và quy trình thử nghiệm như sau:
- Xây dựng đường đặc tính ngoài của động cơ chạy đơn nhiên liệu diesel:
Khi chạy với đơn nhiên liệu diesel, lượng nhiên liệu cấp cho một chu trình của động cơ được điều chỉnh sao cho mô men động cơ phát ra là lớn nhất ở chế độ tốc độ định mức (chưa xuất hiện khói đen). Giữ nguyên lượng cấp nhiên liệu chu trình này và thay đổi mô men cản của phanh ta đo được mô men, công suất, tiêu hao nhiên liệu và phát thải của động cơ ở các tốc độ khác nhau và ta xác định được đường đặc tính ngoài của động cơ chạy đơn nhiên liệu diesel.
- Thử nghiệm đánh giá ảnh hưởng của áp suất phun LPG khi sử dụng lưỡng nhiên liệu
LPG/diesel ở tốc độ 2000v/ph, 100% tải với các tỷ lệ LPG thay thế khác nhau:
Như đã trình bày ở chương 2, nghiên cứu mô phỏng chưa đánh giá được ảnh hưởng của áp suất phun LPG đến các chỉ tiêu làm việc của động cơ, chưa đánh giá được ảnh hưởng của LPG đến sự phát sinh kích nổ và rung động của động cơ nên cần thử nghiệm tìm áp suất phun LPG tối ưu ở chế độ mômen lớn nhất Memax. Mục đích của việc thử nghiệm này là tìm ra được áp suất phun LPG phù hợp với khả năng hình thành hỗn hợp của nhiên liệu LPG và thỏa mãn điều kiện sử dụng kiệt bình chứa LPG trong quá trình vận hành động cơ. Quy trình được thực hiện như sau:
Cho động cơ chạy với nhiên liệu diesel ở toàn tải với tốc độ 2000v/ph. Điều chỉnh áp suất phun LPG bằng 1 bar qua van giảm áp. Qua giao diện INCA trên máy tính, điều chỉnh giảm lượng nhiên liệu diesel cấp cho chu trình một lượng tương ứng với tỷ lệ diesel muốn được thay thế bằng LPG, lúc đó mô men động cơ giảm. Tiếp theo, thông qua giao diện máy tính của bộ điều khiển điện tử ELC, thực hiện điều chỉnh tăng dần lượng LPG cấp vào động cơ cho đến khi mô men đạt được giá trị tương đương mô men khi động cơ chạy với đơn nhiên liệu diesel và tiến hành đo các thông số làm việc của động cơ như mô men, công suất, áp suất trong xilanh, rung động và phát thải của động cơ.
Thí nghiệm được lặp lại với áp suất phun 1,5bar và 2bar. Sau đó, tiến hành đánh giá ảnh hưởng của áp suất phun LPG đến mô men, công suất, áp suất trong xilanh, rung động và phát thải của động cơ khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở các tỷ lệ LPG thay thế và áp suất khác nhau.
- Thử nghiệm sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG thay thế khác
nhau ở đường đặc tính ngoài:
-103-
Nội dung thử nghiệm này nhằm đánh giá ảnh hưởng của lượng LPG thay thế cho nhiên liệu diesel ở các chế độ làm việc của động cơ nghiên cứu, đảm bảo mômen của động cơ ở 2 trường hợp sử dụng nhiên liệu diesel và lưỡng nhiên liệu LPG/diesel là như nhau, đồng thời không gây ra hiện tượng kích nổ cho động cơ. Quy trình được thực hiện như sau:
Ở mỗi chế độ tốc độ khi động cơ đang chạy với nhiên liệu diesel, qua giao diện INCA trên máy tính, điều chỉnh giảm lượng nhiên liệu diesel cấp cho chu trình một lượng tương ứng với tỷ lệ diesel muốn được thay thế bằng LPG, lúc đó mô men động cơ giảm. Tiếp theo, điều khiển cung cấp LPG cho động cơ, thực hiện điều chỉnh tăng dần lượng LPG cấp vào động cơ cho đến khi mô men đạt được giá trị tương đương mô men động cơ khi chạy đơn nhiên liệu diesel ở tốc độ đó và tiến hành đo các thông số của động cơ như trên.
Hình 4.1 Sơ đồ thiết kế lắp đặt hệ thống cung cấp LPG trên động cơ AVL 5402
- Thử nghiệm đánh giá ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải tỷ lệ LPG 20%.
Sơ đồ lắp đặt hệ thống trang thiết bị thí nghiệm động cơ AVL 5402 sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel được chỉ ra trên hình 4.1. Nhiên liệu LPG được tích trong bình nhiên liệu thương mại thông thường. Trên bình sử dụng van đóng mở LPG dạng cơ khí với cơ cấu van xoay. Việc điều chỉnh áp suất LPG trong quá trình thí nghiệm của đề tài được thực hiện bằng van giảm áp dạng cơ khí. LPG được hóa hơi hoàn toàn qua bộ chuyển đổi hóa hơi trước khi vào động cơ. Việc điều khiển vòi phun để cung cấp lượng LPG cần thiết cho các thí nghiệm được ELC thực hiện với sự cài đặt các thông số điều khiển qua giao diện máy tính với ELC.
4.2.2 Kết quả thử nghiệm và thảo luận
4.2.2.1 Ảnh hưởng của áp suất phun
Áp suất phun LPG vào đường nạp ảnh hưởng trực tiếp đến chất lượng hòa trộn LPG với không khí nên sẽ ảnh hưởng đến phát thải của động cơ. Việc thay đổi áp suất phun LPG được thực hiện bằng cách điều chỉnh van giảm áp dạng cơ khí.
a) Ảnh hưởng của áp suất phun đến mô men động cơ
-104-
Kết quả trong phụ lục 3.1 cho thấy, khi động cơ thử nghiệm ở chế độ sử dụng lưỡng nhiên liệu với các áp suất phun LPG khác nhau luôn đảm bảo được sự tương đồng về mômen so với trường hợp chỉ sử dụng nhiên liệu diesel vì đây là mục đích điều chỉnh khi
điều chỉnh lượng LPG thay thế cấp vào. Kết quả sai lệch về mômen luôn nhỏ hơn 0,5%, và giá trị sai lệch lớn nhất là 0,45% ở tỷ lệ thay thế 10% diesel và áp suất LPG sử dụng là 1bar. Sai lệch này là không thể tránh khỏi do các yếu tố khách quan ảnh hưởng đến thông số vào của động cơ (gọi là nhiễu).
b) Ảnh hưởng của áp suất phun đến thành phần phát thải
Hình 4.2 Phát thải CO ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau
Hình 4.3 Phát thải Smoke ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau
-105-
Để tìm ra áp suất phun LPG phù hợp cho hệ thống cung cấp LPG trên động cơ nghiên cứu, động cơ được vận hành ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải. Nhiên liệu được sử dụng lần lượt là đơn nhiên liệu diesel và lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với tỷ lệ khác nhau và với các áp suất LPG khác nhau.
Ảnh hưởng của áp suất phun LPG đến phát thải CO, Smoke, HC và NOx ở các tỷ lệ LPG thay thế khác nhau được chỉ ra trên các đồ thị hình 4.2 đến hình 4.5. Đồ thị hình 4.2 cho thấy, động cơ thử nghiệm khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel cho nồng độ phát thải CO thấp hơn so với sử dụng hoàn toàn nhiên liệu diesel (LPG 0%) và càng tăng tỷ lệ LPG thay thế thì CO càng giảm. Theo các nhà nghiên cứu, trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, CO chủ yếu được tạo ra tại các vùng cháy hỗn hợp nhạt của LPG-không khí. Đối với động cơ LPG/diesel phun nhiên liệu diesel kiểu tích áp, do áp suất phun cao (trên 800 kgf/cm2) và vòi phun nhiều lỗ nên nhiên liệu diesel được phun rất tơi và phân bố khá đều trong toàn bộ thể tích hỗn hợp LPG-không khí làm cho quá trình đốt cháy nhiên liệu LPG diễn ra rất nhanh, sinh nhiệt lớn nên cháy kiệt. Hàm lượng LPG càng cao thì LPG cháy càng mạnh và cháy kiệt hơn nên CO giảm. Đồ thị cũng cho thấy với tỷ lệ LPG thay thế trên 26% thì áp suất phun 1,0 bar cho phát thải CO thấp nhất.
Nồng độ phát thải Smoke (hình 4.3) của động cơ khi chạy LPG/diesel cũng luôn thấp hơn so với trường hợp chạy đơn nhiên liệu diesel do sự cháy của LPG làm nhiên liệu diesel cháy kiệt hơn, tuy nhiên mức chênh lệch độ khói trong 3 trường hợp áp suất phun LPG khác nhau không đáng kể.
Hình 4.4 Phát thải HC ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau
-106-
Đồ thị hình 4.4 cho thấy, động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel luôn cho nồng độ phát thải HC cao hơn so với trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel. Kết quả thực nghiệm này hoàn toàn phù hợp với kết quả nghiên cứu lý thuyết ở chương 2. Kết quả thí nghiệm cũng cho thấy áp suất phun LPG 1,5bar và 2bar cho kết quả phát thải HC thấp hơn so với trường hợp áp suất LPG 1bar. Lý do có thể là ở áp suất phun cao, LPG sẽ hóa hơi và hòa trộn đồng nhất hơn với không khí nên tăng được giới hạn cháy.
Hình 4.5 Phát thải NOx ở các tỷ lệ và áp suất LPG khác nhau
Kết quả trên hình 4.5 cho thấy, khi sử dụng lưỡng nhiên liệu, nồng độ phát thải NOx luôn cao hơn trường hợp đơn nhiên liệu diesel do trong động cơ LPG/diesel phun nhiên liệu diesel kiểu tích áp, LPG giúp cháy kiệt sinh nhiệt lớn như đã nói ở trên nên làm tăng phản ứng tạo NOx. Đồ thị cũng cho thấy ở áp suất phun LPG 1,5bar nồng độ phát thải NOx thấp hơn so với ở áp suất phun LPG 1bar và 2bar.
Như vậy, nếu đánh giá một cách tổng hợp, ảnh hưởng của áp suất phun LPG đến khả năng phát thải của động cơ thì với áp suất là 1,5bar cho kết quả tốt hơn ở các giá trị áp suất 1bar và 2bar.
Hình 4.6 Diễn biến áp suất xilanh khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và lưỡng nhiên liệu với tỷ lệ LPG 16% ở các giá trị áp suất khác nhau
-107-
c) Ảnh hưởng của áp suất phun đến đặc tính cháy
Hình 4.7 Độ rung động của động cơ khi sử dụng nhiên liệu diesel và lưỡng nhiên liệu với tỷ lệ
LPG 16% ở các giá trị áp suất khác nhau
Ảnh hưởng của áp suất phun LPG đến đặc tính cháy của động cơ chạy LPG/diesel được đánh giá qua việc so sánh diễn biến áp suất cháy trong xi lanh (hình 4.6) và độ rung của động cơ (hình 4.7) ở các áp suất phun LPG khác nhau. Đồ thị hình 4.6 cho thấy, với áp suất phun LPG 1bar, áp suất cháy cực đại khi sử dụng LPG/diesel cao hơn so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel. Ở áp suất phun này, tần số rung của động cơ là lớn nhất (hình 4.7), với áp suất LPG 2bar độ rung gần với trường hợp đơn nhiên liệu diesel.
Như vậy, qua kết quả đánh giá đặc tính phát thải và đặc tính cháy của động cơ LPG/diesel ở các áp suất phun LPG khác nhau, có thể thấy rằng, để có quá trình cháy hiệu quả nhất, đảm bảo tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải động cơ thì giá trị áp suất phun 1,5bar là phù hợp ở 100% tải. Do đó giá trị áp suất phun LPG 1,5bar được lựa chọn cho các thử nghiệm động cơ sau này.
4.2.2.2 Nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến phát thải
Quá trình thử nghiệm nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế của động cơ chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel được tiến hành trên đường đặc tính ngoài (100% tải) của động cơ. Tốc độ động cơ thay đổi từ 1000vg/ph đến 3000vg/ph. Đồng thời, ở các chế độ thử nghiệm luôn đảm bảo mômen động cơ ở các tỷ lệ LPG khác nhau tương tự như trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
Trong các thử nghiệm khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel thì tỷ lệ LPG được tính theo tỷ lệ nhiên liệu diesel được thay thế (được giảm) khi mô men bằng mô men của trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel và được xác định theo công thức:
-108-
Trong đó: %LPG - Tỷ lệ LPG ở chế độ thử nghiệm; BHDi(100%) - Lượng tiêu thụ nhiên liệu diesel khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel; BHDi(Dual) - Lượng tiêu thụ nhiên liệu diesel khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel.
Ví dụ, để thay thế 10% diesel khi sử dụng lưỡng nhiên liệu thì ta sẽ giảm lượng nhiên liệu diesel 10% sau đó cung cấp lượng LPG vào để động cơ có cùng mômen với chế độ đơn nhiên liệu, khi đó ta ký hiệu là LPG 10%.
Hình 4.8 Phát thải NOx khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Phát thải NOx (hình 4.8): Khi tăng tỷ lệ LPG thì nồng độ phát thải NOx tăng so với trường hợp đơn nhiên liệu, với tỷ lệ LPG 10% và 30% thì nồng độ NOx trung bình tăng tương ứng 15,08% và 48,58%. Tuy nhiên, với tỷ lệ LPG tăng lên 40% và 54% thì nồng độ NOx trung bình lúc này tăng lên nhanh và đạt giá trị tương ứng là 82,44% và 149,72%. Phát thải NOx tăng là do trong động cơ LPG/diesel phun nhiên liệu diesel kiểu tích áp có áp suất phun cao (trên 800kg/cm2) nên nhiên liệu diesel được phun tơi và khá đều trong toàn bộ thể tích hỗn hợp LPG-không khí làm cho quá trình cháy tốt và kiệt hơn. Khi tăng tỷ lệ LPG ở chế độ toàn tải làm cho tốc độ quá trình cháy cao, sinh nhiệt mạnh làm nhiệt độ khí cháy cao dẫn tới khả năng hình thành NOx tăng lên rõ rệt so với trường hợp sử dụng tỷ lệ LPG thấp và trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
Phát thải CO (hình 4.9): Khi tăng tỷ lệ LPG ở chế độ toàn tải thì nồng độ phát thải CO giảm so với trường hợp đơn nhiên liệu ở mọi chế độ tốc độ. Xét trung bình trên toàn dải tốc độ, với tỷ lệ LPG thay thế 10% thì nồng độ CO trung bình giảm 28,83%; tỷ lệ LPG 30% thì nồng độ trung bình của CO giảm 56,07%; và với tỷ lệ LPG tăng lên 54% thì nồng độ CO trung bình lúc này giảm tới 66,89%.
-109-
Thực vậy theo Heywood [24], CO trong động cơ LPG/diesel được hình thành trong vùng cháy hỗn hợp nhạt của LPG-không khí. Do đó, với động cơ LPG/diesel phun nhiên liệu diesel tích áp ở chế độ toàn tải như nói ở trên, quá trình cháy tốt, trạng thái nhiệt của động cơ cao nên khi tăng LPG càng làm quá trình cháy tốt hơn. Đây là lý do dẫn tới phát thải CO trong sản phẩm cháy giảm xuống.
Hình 4.9 Phát thải CO khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Hình 4.10 Phát thải độ khói (Smoke) khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau
-110-
Phát thải độ khói (hình 4.10) : Khi tăng tỷ lệ LPG thì phát thải độ khói giảm so với trường hợp đơn nhiên liệu ở mọi chế độ tốc độ thử nghiệm, với tỷ lệ LPG 10% thì độ khói trung bình trên toàn dải tốc độ giảm 16,61%, với tỷ lệ LPG 40% thì độ khói trung bình giảm tới 70,73%, và với tỷ lệ LPG tăng lên 54% thì độ khói trung bình lúc này giảm tới 88,17%. Do LPG được hòa trộn với không khí trên đường ống nạp nên hỗn hợp khí nạp vào xilanh đồng nhất giúp quá trình cháy diễn ra tốt hơn làm độ khói của khí thải giảm.
Hình 4.11 Phát thải HC khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Phát thải HC (hình 4.11): Khi động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, nồng độ phát thải HC cao hơn khi sử dụng đơn nhiên liệu. Khi tăng tỷ lệ LPG thì nồng độ phát thải HC trung bình trong toàn dải tốc độ tăng, với tỷ lệ LPG thay thế 10% thì nồng độ HC trung bình tăng 177,09%; khi tỷ lệ LPG là 30% thì nồng độ HC trung bình đã tăng tới 643,14%, khi tỷ lệ LPG tăng lên 40% và 54% thì nồng độ HC trung bình lúc này tăng tương ứng là 939,03% và 946,70% so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
Hàm lượng HC tăng khi tăng tỷ lệ LPG ở chế độ toàn tải chủ yếu là do hiệu ứng nén HC vào và giải phóng HC ra khỏi các khe hẹp và lớp màng dầu bôi trơn như đã trình bày ở phần nghiên cứu lý thuyết. Tỷ lệ LPG thay thế càng cao thì nồng độ LPG trong khí nén càng lớn và do đó nồng độ LPG trong khí nén vào các khe hẹp và lớp màng dầu càng lớn nên sau đó giải phóng ra nhiều HC hơn. Ngoài ra, hiệu ứng dập tắt màng lửa sát vách buồng cháy và lọt khí qua xu páp thải cũng đóng góp một phần phát thải HC. Thành phần này cũng tăng theo nồng độ LPG trong hỗn hợp cháy.
Với kết quả thực nghiệm này và kết quả tính toán lý thuyết có thể thấy sự tăng HC trong khí thải khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel là không tránh khỏi. Tuy nhiên do mức phát thải HC của động cơ diesel nguyên bản sử dụng nhiên liệu diesel rất thấp nên tỷ lệ tăng cao HC vẫn có thể chấp nhận được nếu như hàm lượng phát thải HC trung bình nằm trong giới hạn cho phép của tiêu chuẩn khí thải.
-111-
Phát thải CO2: Kết quả thử nghiệm biểu diễn trên đồ thị hình 4.12 cho thấy khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, phát CO2 thấp hơn so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel. Hàm lượng CO2 trung bình giảm nhiều nhất là 5,93% ở tỷ lệ LPG thay thế 30%. Sự giảm này là do nhiên liệu LPG có tỷ lệ cácbon/hydro (C/H) ít hơn tỷ lệ C/H của nhiên liệu diesel trong khi nhiệt trị của LPG cao hơn nhiệt trị của diesel.
Hình 4.12 Phát thải CO2 khi thử nghiệm ở các tỷ lệ LPG khác nhau
Tóm lại, càng tăng tỷ lệ LPG thì hàm lượng trung bình của phát thải CO, Smoke giảm nhưng hàm lượng trung bình của phát thải HC và NOx lại tăng lên, cụ thể khi tỷ lệ LPG thay thế là 10%, 20%, 30%, 40% và 54%, mức độ thay đổi tương ứng của các thành phần phát thải CO, Smoke, HC và NOx được chỉ ra trên bảng 4.1.
Có thể thấy, kết quả thực nghiệm trên bảng 4.1 hoàn toàn phù hợp với kết quả tính toán mô phỏng và phân tích lý thuyết ở chương 2. Điều đó cho thấy mô hình mô phỏng đáng tin cậy có thể áp dụng nghiên cứu chuyển đổi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel cho các động cơ diesel cùng loại.
Bảng 4.1 Mức độ thay đổi phát thải trung bình khi thay đổi tỷ lệ LPG
-61.92
-66.89
CO -28,83 -38,22 -56,07
-70.73
-88.17
Smoke -16,61 -32,41 -52,26
939.03
946.70
HC 177,09 439,44 643,14
82.44
99.81
15,08 31,91 48,58 NOx
4.2.2.3 Ảnh hưởng của tỷ lệ LPG đến diễn biến áp suất và độ rung động động cơ
-112-
- Diễn biến áp suất và độ rung động của động cơ ở tốc độ 2000vg/ph,100% tải
Hình 4.13 Diễn biến áp suất xilanh ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, với các tỷ lệ LPG khác nhau
Hình 4.14 Độ rung động động cơ ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, với các tỷ lệ LPG khác nhau
-113-
Các đồ thị hình 4.13 và hình 4.14 thể hiện diễn biến áp suất trong xilanh và độ rung của động cơ khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG thay thế khác nhau. Với tỷ lệ LPG 10%, 20%, 30%, 40% và 54% thì tốc độ tăng áp suất ∆p/∆ tương ứng là 3,59 bar/0TK, 3,59 bar/0TK, 5,19 bar/0TK, 5,48 bar/0TK và 11,99 bar/0TK. Tốc độ tăng áp suất cao nhất gấp 234 lần so với trường hợp sử
dụng đơn nhiên liệu diesel. Đồ thị hình 4.14 cho thấy biên độ rung động lớn nhất của động cơ tăng tương ứng là 20,94%; 30%; 99,69%; 130% và 300%.
Khi tỷ lệ LPG từ 40% trở lên, có thể nói rằng, với biên độ dao động lớn, tốc độ tăng áp suất cao, hiện tượng kích nổ đã xảy ra đối với động cơ. Thực tế thử nghiệm cho thấy, động cơ bắt đầu có tiếng gõ ở chế độ thử nghiệm này. Khi tỷ lệ LPG là 54% thì xuất hiện đỉnh áp suất, quá trình kích nổ diễn ra mạnh.
Như vậy, có thể kết luận: ở chế độ tốc độ 2000v/ph, 100% tải ta có thể lựa chọn LPG
thay thế tối đa 30%, tránh hiện tượng kích nổ xảy ra.
- Diễn biến áp suất và độ rung động của động cơ ở tốc độ 3000vg/ph, 100% tải
Các đồ thị hình 4.15 và hình 4.16 thể hiện diễn biến áp suất trong xilanh và độ rung của động cơ khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với các tỷ lệ LPG thay thế khác nhau ở tốc độ 3000vg/ph, 100% tải.
Hình 4.15 Diễn biến áp suất xilanh ở tốc độ 3000vg/ph, 100% tải, với các tỷ lệ LPG khác nhau
-114-
Với tỷ lệ LPG 0%, 10%, 20%, 30% và 40%, tốc độ tăng áp suất ∆p/∆ tương ứng là 1,19 bar/0TK, 3,69 bar/0TK, 1,50 bar/0TK, 1,12 bar/0TK và 1,25 bar/0TK. Qua đó, ta thấy khi tỷ lệ LPG từ 10% đến 30% tốc độ tăng áp suất giảm, khi tỷ lệ này là 40% tốc độ tăng áp suất lại tăng và xuất hiện nhiễu ở vùng cháy. Hình 4.16 cho thấy càng tăng tỷ lệ LPG thì biên độ rung động lớn nhất của động cơ càng tăng cao tương ứng là 25%; 141,67%. 125%; 183,33%. Do đó, có thể nói rằng, với tỷ lệ LPG từ 30% trở lên, hiện tượng kích nổ bắt đầu xảy ra đối với động cơ (hình 4.15). Thực tế thử nghiệm cũng cho thấy, động cơ bắt đầu có tiếng gõ mạnh ở chế độ thử nghiệm này. Khi tỷ lệ LPG là 40% thì xuất hiện đỉnh áp suất, quá trình kích nổ diễn ra mạnh. Đây cũng là lý do không thể tăng lượng LPG hơn nữa.
Hình 4.16 Độ rung động của động cơ ở tốc độ 3000vg/ph, 100% tải, với ở các tỷ LPG khác nhau
Như vậy, khi nghiên cứu ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải độc hại của động cơ, với tiêu chí chọn tỷ lệ LPG tối đa không gây kích nổ, ở chế độ tốc độ 3000v/ph, 100% tải ta có thể lựa chọn LPG thay thế hợp lý là 30%.
4.2.2.4 Nghiên cứu ảnh hưởng của LPG đến góc phun sớm diesel tối ưu
Việc đánh giá ảnh hưởng của LPG đến góc phun sớm tối ưu được thực hiện ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải, tỷ lệ LPG 20%. Góc phun sớm tối ưu được lựa chọn dựa trên tiêu chí công suất động cơ thay đổi không quá 3%, các thành phần phát thải phù hợp nhất và độ rung động của động cơ giảm. Khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel, ở tốc độ 2000vg/ph thì góc phun sớm tối ưu là 180TK.
Hình 4.17 Mômen và công suất động cơ khi thay đổi góc phun sớm
- Ảnh hưởng của góc phun sớm diesel đến mômen và công suất động cơ
-115-
Đồ thị hình 4.17 chỉ ra mô men và công suất động cơ ở các góc phun sớm diesel khác
nhau. Đồ thị cho thấy sự thay đổi góc phun sớm 4-6oTK so với góc phun sớm tối ưu của trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel không làm thay đổi nhiều về mô men và công suất động cơ (thay đổi dưới 3%).
- Ảnh hưởng của góc phun sớm đến phát thải của động cơ
Khi giảm góc phun sớm của động cơ LPG/diesel so với góc phun sớm tối ưu 18oTK của trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel thì phát thải CO và độ khói tăng (hình 4.18), NOx giảm và HC gần như không đổi (hình 4.19). Tuy nhiên, theo bảng 4.2 so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel thì phát thải CO của động cơ LPG/diesel vẫn thấp hơn 26,15% và 25,22%; độ khói thấp hơn 11,87% và 2,68% ở 16oTK và 14oTK; phát thải NOx cao hơn ít, lần lượt là 16,84% và 0,35% ở 16oTK và 14oTK.
Khi tăng góc phun sớm so với góc phun sớm tối ưu 18oTK của trường hợp sử dụng đơn nhiên liệu diesel thì phát thải CO và độ khói giảm, nhưng HC và NOx tăng lên rất nhanh. Ở các góc phun sớm 20oTK, 22oTK và 24oTK mức độ tăng HC và NOx tương ứng là 5,02%, 14,40%, 34,95% và 14,85%, 35,72%, 57,09%. Càng tăng góc phun sớm, HC và NOx càng tăng, điều này không cho phép tiếp tục tăng góc phun sớm.
Hình 4.18 Phát thải CO và Smoke khi thay đổi góc phun sớm
-116-
Thành phần phát thải CO2 thay đổi không đáng kể khi tăng hoặc giảm góc phun sớm. Như vậy, kết quả đánh giá ở trên cho thấy khi giảm góc phun sớm 20TK, 40TK thì làm giảm công suất động cơ không quá 1,5%, phát thải NOx được cải thiện đáng kể. Khi tăng góc phun sớm lên 40TK thì công suất, mômen, phát thải CO và độ khói được cải thiện nhưng phát thải NOx lại xấu đi nhiều.
Hình 4.19 Phát thải NOx và HC khi thay đổi góc phun sớm
Bảng 4.2 So sánh phát thải khi thay đổi góc phun sớm ở tốc độ 2000v/ph
Đơn vị Diesel
Thành phần
Thay đổi so với diesel (%)
Thay đổi so với diesel (%)
Thay đổi so với diesel (%)
Diesel+LPG với góc phun sớm 160
Diesel+LPG với góc phun sớm 140
Diesel+LPG với góc phun sớm nguyên thủy 180
134
650,33
385,32
642,00
379,10
636,00
374,63
758
1012,30
33,552
885,67
16,84
760,67
0,35
HC ppm
8905
6156,00
-30,87
6576,33
-26,15
6659,00
-25,22
ppm NOx
8,59
6,43
-25,14
7,57
-11,87
8,36
-2,68
CO ppm
Smoke FSN
- Ảnh hưởng của góc phun sớm đến áp suất xilanh và độ rung động của động cơ
Các đồ thị hình 4.20 và hình 4.21 lần lượt thể hiện diễn biến áp suất trong xilanh và độ rung của động cơ khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với việc thay đổi góc phun sớm ở chế độ tốc độ 2000vg/ph và 100% tải.
Các đồ thị cho thấy, khi giảm góc phun sớm từ 180TK xuống 140TK và 160TK thì tốc độ tăng áp suất ∆p/∆ giảm xuống 3,30 bar/0TK và 3,68 bar/0TK, tương ứng mức giảm 10,59% và 0,19%; biên độ rung lớn nhất của động cơ ∆KAcc cũng giảm ở mức tương ứng 38,46% và 0,48%.
-117-
Khi tăng góc phun sớm từ 180TK lên 200TK thì giá trị ∆p/∆ tăng 18,05%; biên độ
rung động lớn nhất của động cơ ∆KAcc tăng 44,23%. Nếu tăng góc phun sớm lên 220TK thì giá trị ∆p/∆ tăng 25,39% và biên độ rung động lớn nhất của động cơ ∆KAcc tăng 146,15% so với ở góc phun sớm 180TK. Đồng thời, ở trường hợp này cũng xuất hiện nhiều biên độ rung động có tần số lớn.
Hình 4.20 Diễn biến áp suất xilanh khi thay đổi góc phun sớm ở 2000vg/ph, 100% tải
Hình 4.21 Độ rung động của động cơ khi thay đổi góc phun sớm ở 2000vg/ph, 100% tải
Hình 4.20 cũng cho thấy, khi tăng góc phun sớm thì quá trình cháy bắt đầu sớm hơn, dẫn tới tổn thất cho quá trình nén tăng. Tuy nhiên nhờ áp suất trong xilanh tăng ở mọi góc quay trục khuỷu nên không có những ảnh hưởng đáng kể đến công suất của động cơ.
-118-
Hình 4.21 cũng cho thấy khi tăng góc phun sớm thì độ rung động của động cơ tăng
lên rõ rệt và tần số các đỉnh có biên độ lớn cũng nhiều hơn, biên độ rung động có xu hướng tiến gần về điểm chết trên, khi góc phun sớm lớn hơn 180TK thì các biên độ rung động lớn này thậm chí còn diễn ra phía trước điểm chết trên.
Tóm lại, việc tăng góc phun sớm của động cơ mặc dù có thể có tác động tích cực đến công suất, phát thải CO và độ khói nhưng lại có tác động không tốt đến phát thải HC và NOx cũng như tốc độ tăng áp suất và độ rung động của động cơ. Giảm góc phun sớm trong phạm vi 40TK làm giảm công suất và mô men động cơ không quá 3%, nhưng cải thiện được thành phần NOx cũng như giảm được tốc độ tăng áp suất và độ rung động của động cơ. Tổng hợp các yếu tố ở trên, có thể thấy rằng khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở 100% tải góc phun sớm tối ưu nên lựa chọn giảm 40TK so với góc phun sớm tối ưu của động cơ khi động cơ sử dụng hoàn toàn diesel. Kết quả thực nghiệm này cũng phù hợp với kết quả nghiên cứu lý thuyết.
4.3 Thử nghiệm trên động cơ D1146TI
Động cơ D1146TI là động cơ diesel tăng áp nhiều xi lanh trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu truyền thống và được sử dụng phổ biến trên xe buýt. Điểm khác nhau cơ bản của động cơ này với động cơ AVL-5402 trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu tích áp đã được nghiên cứu cả về mô phỏng và thực nghiệm ở trên là ở hệ thống cung cấp nhiên liệu. Hệ thống cung cấp nhiên liệu diesel kiểu tích áp (common rail) có áp suất phun cao trên 800kgf/cm2 nên nhiên liệu được phun rất tơi và phân bố khá đều trong thể tích buồng cháy, trong khi hệ thống nhiên liệu truyền thống của động cơ D1146TI có áp suất phun 175kgf/cm2 nên độ phun tơi và mức độ phân bố đều nhiên liệu kém xa hệ thống nhiên liệu tích áp. Các thông số cơ bản của động cơ D1146TI được trình bày ở phụ lục 1.21.
Hệ thống cung cấp LPG được chọn để trang bị cho động cơ này là hệ thống phun liên tục. Lưu lượng phun LPG phụ thuộc vào tiết diện lỗ phun và chênh lệch áp suất trước và sau vòi phun. Trong hệ thống cung cấp LPG được mua của hãng Chip IT –Australia, đường kính lỗ phun của vòi phun không thay đổi trong quá trình làm việc còn chênh áp qua vòi phun thì được tự động điều chỉnh theo áp suất tăng áp (chênh áp tăng khi áp suất tăng áp tăng). Tuy nhiên sự thay đổi này không nhiều nên có thể nói trong hệ thống này lượng cấp LPG thay đổi không nhiều theo tải. Theo kết quả nghiên cứu lý thuyết và kết quả nghiên cứu của động cơ AVL 5402 thì phương pháp cấp LPG này không tối ưu cho mọi chế độ tải. Tuy nhiên, thiết bị đơn giản và giá thành rẻ là yếu tố khuyến khích khách hàng sử dụng thiết bị này. Để tránh hiện tượng kích nổ, cảm biến kích nổ của hệ thống sẽ giúp ECU cắt đường cấp LPG khi kích nổ bắt đầu xảy ra và tự động mở lại đường cấp LPG khi kích nổ được loại bỏ.
4.3.1 Nội dung thử nghiệm
-119-
- Xây dựng đường đặc tính ngoài của động cơ chạy đơn nhiên liệu diesel: Động cơ được vận hành với thanh răng điều khiển nhiên liệu ở vị trí cấp nhiên liệu cực đại và số vòng quay ổn định nhỏ nhất. Sau đó ghi giá trị mô men và tốc độ động cơ. Tiếp đến giảm sức cản trong phanh (dòng kích thích với phanh điện), điều này sẽ làm cho cả tốc độ và có thể mô men thay đổi. Ghi giá trị tốc độ và mô men. Quy trình được lặp lại cho đến khi động cơ đạt được tốc độ thiết kế. Từ các kết quả đó, ta xây dựng được các đường đặc tính
ngoài của động cơ.
- Thử nghiệm xác định tiết diện giclơ phun LPG đảm bảo lượng LPG phù hợp: Chính vì hệ thống sử dụng vòi phun có tiết diện giclơ không đổi nên cần thử nghiệm để đánh giá ảnh hưởng của đường kính giclơ đến lượng LPG thay thế và phát thải của động cơ, từ đó xác định tiết diện giclơ phù hợp. Chạy động cơ với các giclơ khác nhau (đường kính lần lượt là 0,8; 1,0; 1,2; 1,4; 1,6mm) cấp LPG và điều chỉnh lượng cấp diesel đảm bảo đường đặc tính công suất động cơ gần giống như khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel. Sau đó, đánh giá ảnh hưởng của lượng LPG thay thế ở các chế độ làm việc của động cơ đến tính kinh tế và phát thải của.
- Thử nghiệm đánh giá ảnh hưởng của góc phun sớm diesel: Điều chỉnh thay đổi góc phun sớm diesel ở 100% tải với giclơ đã chọn, đánh giá ảnh hưởng của các góc phun sớm khác nhau đến tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel từ đó xác định góc phun sớm diesel tối ưu cho động cơ.
4.3.2 Kết quả thử nghiệm và thảo luận
4.3.2.1 Nghiên cứu lựa chọn giclơ
Quá trình cung cấp khí LPG vào động cơ là liên tục sau khi ECU được kích hoạt. Lượng LPG phụ thuộc vào áp suất ban đầu của LPG và kích thước của giclơ khí. Đồng thời lượng LPG được điều chỉnh tự động theo áp suất tăng áp phù hợp với từng chế độ làm việc của động cơ. Lưu lượng này phụ thuộc vào độ chênh áp suất trước và sau vòi phun LPG tức là áp suất đường nạp pnạp và áp suất LPG ra khỏi bộ hóa hơi đến vòi phun pLPG.
Qua bảng 4.3 ta thấy, khi tốc độ càng tăng, mức tăng áp suất càng tăng thì lượng
LPG thay thế tăng lên ( lưu lượng LPG đã được đo bằng cảm biến lưu lượng).
Bảng 4.3 Độ chênh áp suất trước và sau vòi phun LPG
1000 100% 3,4 11,6 75% 15 14 11,7 2,3 1
1400 100% 5,3 12,7 75% 3,5 18 15 11,5 2
1800 100% 7,8 13,2 75% 5,3 21 18 12,7 3
2200 100% 9,6 14,4 75% 7 24 20 13 4
-120-
Có 5 cỡ giclơ được sử dụng trong thử nghiệm được đánh số 1, 2, 3, 3, 5 với đường kính tăng dần tương ứng lần lượt là 0,8, 1,0, 1,2, 1,4, 1,6mm đảm bảo lượng LPG tương ứng cấp cho động cơ tăng dần. Vòi phun được lắp tại cổ góp nạp sau két làm mát khí tăng áp. Vòi phun ở vị trí này đảm bảo được thời gian hòa trộn LPG với không khí nạp đủ lớn để hỗn hợp đều, đồng thời việc khoan lỗ lắp vòi phun ở vị trí này trên ống nạp của động cơ cũng dễ dàng hơn. Tại cổ góp cũng trích một lỗ để lấy tín hiệu áp suất tăng áp cho hệ thống cung cấp LPG.
Hình 4.22 (bảng số liệu phụ lục 3.7) biểu diễn đường đặc tính công suất động cơ khi
160
120
sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
80
100% tải
40
75% tải
0 1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
Hình 4.22 Công suất động cơ ở 100% và 75% tải
Kết quả thử nghiệm hàm lượng phát thải CO, HC, NOx, độ đen và CO2 ở chế độ
100% tải được thể hiện ở các hình 4.23 đến 4.27 và phụ lục 3.8.
Hình 4.23 Phát thải CO tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
-121-
Hình 4.24 Phát thải HC tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.25 Phát thải NOx tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
-122-
Hình 4.26 Độ đen của khí thải tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.27 Phát thải CO2 tại 100% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
-123-
Kết quả thử nghiệm ở 100% tải cho thấy động cơ D1146TI sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel có hàm lượng phát thải CO tăng nhẹ so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
Với trường hợp sử dụng giclơ 1, hàm lượng CO tăng trung bình trên toàn bộ dải tốc độ là 13,48% còn đối với khi sử dụng giclơ 5 thì CO chỉ tăng 4,02% so với chạy chỉ với nhiên liệu diesel. Khác với động cơ AVL 5402 trang bị hệ thống phun nhiên liệu tích áp có áp suất phun cao (800 kgf/cm2), động cơ D1146TI trang bị hệ thống phun nhiên liệu kiểu truyền thống, áp suất phun bình thường (175kgf/cm2), nhiên liệu phun không tơi nên tồn tại các vùng hỗn hợp LPG/không khí lớn xen kẽ các hạt nhiên liệu diesel nên sự tạo CO phụ thuộc rất nhiều vào đặc điểm cháy của các vùng hỗn hợp LPG/không khí này. Khi tỷ lệ nhiên liệu khí thay thế nhỏ làm hỗn hợp nhiên liệu khí-không khí nhạt ngoài giới hạn cháy thì quá trình cháy kém giải phóng nhiều CO. Khi đó tăng hàm lượng nhiên liệu khí thì CO tăng. Tuy nhiên khi nồng độ nhiên liệu khí tăng đến mức hỗn hợp có thể cháy tốt thì lúc đó nếu tăng tỷ lệ nhiên liệu khí sẽ làm quá trình cháy tốt hơn nên CO sẽ giảm khi tăng LPG. Tiếp tục tăng nhiên liệu khí ở một mức nhất định thì CO có thể giảm thấp hơn trường hợp chỉ có nhiên liệu diesel. Xu hướng thay đổi CO này cũng phù hợp với kết quả nghiên cứu thử nghiệm động cơ chạy lưỡng nhiên liệu propan/diesel trên động cơ tăng áp của Abd Alla và các cộng sự [86] và kết quả nghiên cứu trên động cơ lưỡng nhiên liệu methane/diesel của Badr và cộng sự [87].
Phát thải HC khi động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel thay đổi không nhiều ở các tỷ lệ cung cấp khác nhau ứng với 5 giclơ khác nhau: với giclơ 1 phát thải HC tăng trung bình 1,14%, với giclơ 5 phát thải HC tăng trung bình 8,90%. Nguyên nhân làm HC tăng cũng được giải thích như ở phần nghiên cứu lý thuyết và kết quả thử nghiệm trên động cơ AVL5402. Tuy nhiên, ở động cơ D1146TI tăng áp, nhiệt độ khí cháy cao hơn nhiều so với động cơ không tăng áp AVL5402 nên sự ô xi hóa HC trong quá trình giãn nhở và thải mạnh hơn nhiều so với ở động cơ AVL5402. Do đó, sự tăng HC khi tăng LPG trong động cơ này ít hơn nhiều so với ở động cơ AVL5402.
Hai thành phần quan trọng nhất trong khí thải động cơ diesel là NOx và độ đen của khí thải (Smoke) đều có xu hướng giảm khi tăng kích thước các giclơ, mức độ giảm nhiều nhất trong trường hợp sử dụng giclơ 5, khi đó NOx giảm 3,61% và độ đen của khí thải giảm tới 19,08%. Sự giảm NOx trong động cơ này có thể được giải thích là động cơ D1146TI trang bị hệ thống cấp nhiên liệu truyền thống với áp suất phun thấp hơn nhiều so với động cơ phun nhiên liệu tích áp nên phun không tơi làm tồn tại nhiều vùng hỗn hợp nhạt LPG/không khí cháy kém làm giảm nhiệt độ cháy. Khi đó, nếu tỷ lệ LPG thay thế nhỏ thì hỗn hợp LPG-không khí nhạt chưa đạt được tốc độ cháy tốt để tăng nhiệt lớn hơn so với nhiên liệu diesel để đủ bù vào phần nhiệt LPG hấp thụ của hỗn hợp khí trong xilanh để bay hơi. Kết quả là nhiệt độ khí cháy giảm làm giảm NOx.
-124-
Hàm lượng CO2 có xu hướng giảm ít với giá trị lớn nhất 6,46% với giclơ 5. Mức độ thay đổi hàm lượng các thành phần phát thải với các giclơ khác nhau được thể hiện trên hình 4.28.
Hình 4.28 Mức độ thay đổi các thành phần phát thải ở 100% tải
Kết quả thử nghiệm hàm lượng phát thải CO, HC, NOx, độ đen và CO2 ở chế độ 75%
tải được thể hiện ở các hình 4.29 đến 4.33 và phụ lục 3.9.
Hình 4.29 Phát thải CO tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
-125-
Hình 4.30 Phát thải HC tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.31 Phát thải NOx tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
-126-
Hình 4.32 Độ đen tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
Hình 4.33 Phát thải CO2 tại 75% tải khi sử dụng 5 loại giclơ
-127-
Kết quả thử nghiệm ở chế độ 75% tải có xu hướng tương tự như ở chế độ 100% tải. Khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel có hàm lượng phát thải CO thay đổi nhẹ, với giclơ 1 hàm lượng CO tăng trung bình trên toàn bộ dải tốc độ là 13,95% còn với giclơ 5 thì
CO chỉ tăng 2,35%. Phát thải HC tăng dần với các giclơ từ 1 đến 5 với mức tăng không đáng kể, nhiều nhất là 9,80% với giclơ 5. Phát thải NOx và độ đen của khí thải giảm nhiều nhất khi sử dụng giclơ 5 với mức giảm tương ứng là 6,39% và 21,06%. Phát thải CO2 giảm lớn nhất 8,4% với giclơ 5. Mức độ thay đổi hàm lượng phát thải với các giclơ khác nhau thể hiện trên hình 4.34.
Hình 4.34 Mức độ thay đổi các thành phần phát thải ở 75% tải
Hình 4.35 Tỷ lệ thay thế LPG với 5 loại giclơ
-128-
Như vậy, đánh giá phát thải của động cơ theo đường đặc tính tốc độ ở 100% tải và 75% tải cho thấy sử dụng giclơ 5 cho kết quả hợp lý nhất về phát thải, trong đó các thành phần phát thải NOx, CO2, độ đen đều giảm và hàm lượng HC và CO tăng ít. Tương ứng với giclơ 5, tỷ lệ LPG cung cấp cũng là nhiều nhất, ở chế độ 100% tải trung bình chiếm 17,81% và ở chế độ 75% tải trung bình chiếm khoảng 22,85% lượng nhiên liệu cung cấp cho động cơ. Tỷ lệ cung cấp LPG đối với các giclơ được thể hiện trên hình 4.35. Vì vậy, giclơ 5 được lựa chọn để tiếp tục cho các nghiên cứu tiếp theo.
4.3.2.2 Đánh giá phát thải động cơ theo chu trình thử ECE R49 (tiêu chuẩn Euro II)
với giclơ 5 đã chọn
Các thành phần phát thải CO, HC, CO2, NOx, và PM của động cơ khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel với tỷ lệ cung cấp tương ứng với giclơ 5 được xác định theo chu trình thử 13 mode ECE R49 (tiêu chuẩn Euro II). Các chế độ đo, trọng số của từng chế độ trong chu trình và lượng LPG thay thế thực tế được chỉ ra trong bảng 4.4. Kết quả đo được thể hiện trong bảng 4.5 và đồ thị hình 4.36.
Bảng 4.4 Chế độ đo trong chu trình thử ECE R49 và tỷ lệ LPG thay thế thực tế
1 Không tải 0 0,25/3 0,00
2 10 0,08 0,00
3 25 0,08 0,00
4 50 0,08 26,46 Tốc độ tương ứng với mômen lớn nhất 5 75 0,08 22,66
6 100 0,25 15,66
7 Không tải 0 0,25/3 0,00
8 100 0,10 11,21
9 75 0,02 14,46
10 50 0,02 17,03 Tốc độ tương ứng với công suất định mức 11 25 0,02 19,25
12 10 0,02 22,63
13 Không tải 0 0,25/3 0,00
Bảng 4.5 Kết quả đo phát thải theo chu trình Châu Âu ECE R49
TB 11,49
Thành phần Diesel Diesel+LPG Thay đổi (%) Đơn vị
g/kW.h 1,637 1,804 10,2% HC
g/kW.h 3,384 3,779 11,7% CO
g/kW.h 5,877 5,703 -3,0% NOx
g/kW.h -19,3% 0,1754 0,1416 PM
-129-
g/kW.h -5,8% 459,966 433,064 CO2
Hình 4.36 Hàm lượng phát thải theo chu trình thử ECE R49
Hàm lượng phát thải theo chu trình thử ECE R49 khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel so với sử dụng đơn nhiên liệu diesel, thay đổi như sau: lượng HC và CO tăng tương ứng 10,2% và 11,7%, lượng CO2 giảm 5,8%, NOx giảm 3% và đặc biệt hàm lượng chất thải hạt PM giảm đáng kể tới gần 20%.
Kết quả trên cho thấy, khi sử dụng LPG, thành phần phát thải thay đổi theo hướng NOx giảm và CO tăng. Sự thay đổi có vẻ có xu hướng ngược với kết quả thực nghiệm trên động cơ AVL5402, ở đó CO giảm và NOx tăng. Điều này được giải thích là, sự tạo thành CO trong động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel chủ yếu xảy ra tại khu vực cháy của nhiên liệu LPG vì trong động cơ này tỷ lệ LPG-không khí luôn nhạt hơn nhiều so với tỷ lệ lý tưởng, do đó nếu thể tích các vùng chứa chỉ có hỗn hợp LPG-không khí càng lớn thì phát thải CO càng lớn. Trong khi đó, phát thải NOx lại xảy ra tại các vùng cháy mãnh liệt của cả hai thành phần nhiên liệu do đó nếu tốc độ cháy càng lớn thì NOx càng tăng.
Xét về hai động cơ thử nghiệm thì hai động cơ này có áp suất phun nhiên liệu diesel khác nhau nên đặc điểm tạo hốn hợp cũng khác nhau, vì vậy đặc điểm quá trình cháy sẽ khác nhau và sẽ ảnh hưởng đến đặc điểm phát thải NOx và CO. Động cơ AVL-5402 là động cơ trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp (common rail) với áp suất phun nhiên liệu diesel là 800 kgf/cm2, vòi phun nhiều lỗ nên có thể nói nhiên liệu diesel được phun rất tơi vào buồng cháy và bao trùm gần hết thể tích buồng cháy ở chế độ toàn tải nên các hạt nhiên liệu diesel gần như phân bố đều trong hỗn hợp với hơi LPG và không khí nên thể tích vùng chứa chỉ LPG-không khí sẽ rất nhỏ. Do đó, quá trình cháy LPG diễn ra gần như đồng thời với diesel nên nếu tỷ lệ LPG càng tăng thì quá trình cháy càng mãnh liệt do hiệu suất tỏa nhiệt của nhiên liệu LPG lớn hơn của nhiên liệu diesel, làm cho nhiệt độ tăng và do đó NOx tăng. Cũng vì đặc điểm này nên khi tăng LPG thì tốc độ cháy LPG càng mạnh và cháy tốt hơn nên CO giảm.
-130-
Động cơ D1146TI thì lại khác. Đây là động cơ có hệ thống phun nhiên liệu diesel truyền thống, áp suất phun nhiên liệu diesel 175 kgf/cm2, thấp hơn rất nhiều so với hệ
thống nhiên liệu tích áp nên nhiên liệu phun không tơi như hệ thống nhiên liệu tích áp, do đó các hạt nhiên liệu lớn tập trung nhiều ở lõi tia phun mà không phân bố đều trong thể tích buồng cháy. Chính vì vậy, tổng thể tích vùng chứa chỉ hỗn hợp nhạt LPG-không khí lớn, tỷ lệ LPG càng tăng thì tổng thể tích vùng này càng tăng. Sự cháy trong các vùng hỗn hợp LPG là cháy lan tràn màng lửa trong khi hỗn hợp lại nhạt nên cháy kém làm CO tăng và NOx giảm. Chính vì vậy mà khi tăng tỷ lệ LPG thì trong động cơ AVL-5402 sử dụng hệ thống nhiên liệu tích áp thì NOx tăng và CO giảm trong khi ở động cơ D1146TI trang bị hệ thống phun nhiên liệu truyền thống thì NOx giảm và CO tăng.
Với kết quả thử nghiệm động cơ D1146TI, tính trung bình trên toàn bộ 13 Mode của
chu trình thử ECE R49, NOx giảm 3%; CO tăng 11,7%.
4.3.2.3 Nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của góc phun sớm khi sử dụng lưỡng nhiên
liệu LPG/diesel
Nhằm lựa chọn góc phun sớm hợp lý khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, góc phun sớm được thay đổi theo cả hai chiều tăng và giảm so với góc phun sớm tối ưu của trường hợp động cơ chạy với đơn nhiên liệu diesel. Góc phun sớm nguyên thủy của động cơ D1146TI là 90 trước điểm chết trên (tại tốc độ 2200vòng/phút). Khi thử nghiệm với lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, góc phun sớm được thay đổi so với giá trị nguyên thủy lần lượt như sau: giảm 5 độ (góc phun sớm 40), giảm 3 độ (góc phun sớm 60), tăng 2 độ (góc phun sớm 110), tăng 5 độ (góc phun sớm 140). Quá trình điều chỉnh được thực hiện thông qua thay đổi vị trí giữa trục cam của bơm cao áp và bánh răng dẫn động bơm cao áp và được kiểm tra bằng thiết bị đo góc phun sớm. Ứng với từng giá trị góc phun sớm nhiên liệu diesel, các thông số công suất, mômen, suất tiêu thụ nhiên liệu, lọt khí cácte và phát thải của động cơ được đo và so sánh với trường hợp chạy đơn nhiên liệu diesel.
- Ảnh hưởng của góc phun sớm đến công suất, mômen, tiêu hao nhiên liệu và lọt
Hình 4.37 Công suất động cơ tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
-131-
khí cácte theo đường đặc tính tốc độ
Hình 4.38 Mômen động cơ tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
Hình 4.39 Tiêu hao nhiên liệu tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
-132-
Hình 4.40 Lượng khí lọt cácte tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
Kết quả thử nghiệm biểu diễn trên các đồ thị hình 4.37 đến 4.40 cho thấy khi thay đổi góc phun sớm, công suất và mômen động cơ thay đổi ít theo cả hai chiều tăng và giảm, mức thay đổi đều nhỏ hơn 1,5%. Lượng khí lọt xuống cácte hầu như không bị ảnh hưởng bởi góc phun sớm. Suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ thay đổi ít. Khi giảm góc phun sớm 30, suất tiêu hao nhiên liệu giảm trung bình trên toàn dải tốc độ tới 6,09%. Nếu giảm góc phun sớm đi 50 thì suất tiêu thụ nhiên liệu giảm 5,32%. Nếu tăng góc phun sớm thì suất tiêu thụ nhiên liệu vẫn giảm, tuy nhiên giá trị trung bình trên toàn dải tốc độ lúc này chỉ giảm 4,40% khi tăng góc phun sớm thêm 2 độ và giảm 3,69% khi tăng góc phun sớm thêm 50. Như vậy khi động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel có thể điều chỉnh giảm góc phun sớm 30 để giảm suất tiêu thụ nhiên liệu của động cơ.
- Kết quả đánh giá phát thải
-133-
Hàm lượng phát thải khi thay đổi góc phun sớm theo hai chiều tăng và giảm lần lượt là: Giảm 50, giảm 30 và tăng 20, 50 so với góc phun sớm nguyên thủy ở chế độ 100% tải được thể hiện trên các đồ thị hình 4.41 đến 4.44. Phát thải CO đạt giá trị thấp nhất khi giảm góc phun sớm 30, ở chế độ này, CO của động cơ chạy LPG/diesel giảm trung bình trên toàn dải tốc độ là 6,90% so với động cơ sử dụng lưỡng nhiên liệu với góc phun sớm nguyên thủy. Đối với các góc phun sớm còn lại thì phát thải CO trung bình khi sử dụng lưỡng nhiên liệu luôn cao hơn. Phát thải HC thay đổi ít, HC tăng khi tăng góc phun sớm và giảm khi giảm góc phun sớm. Với góc phun sớm giảm 30, hàm lượng phát thải HC giảm nhiều nhất khoảng 9% so với ở góc phun sớm nguyên thủy. Tương tự, phát thải NOx có xu hướng tăng khi tăng góc phun sớm và giảm khi giảm góc phun sớm, mức giảm NOx lớn nhất là 13,76% trong trường hợp giảm góc phun sớm 30. Ngược lại, độ đen trong khí xả có xu hướng tăng khi giảm góc phun sớm và giảm khi tăng góc phun sớm, mức độ tăng lớn nhất khi giảm góc phun sớm 50 là 13,68% và mức độ giảm lớn nhất khi tăng góc phun sớm 50 là 14,93%.
Hình 4.41 Phát thải CO tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
Hình 4.42 Phát thải HC tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
-134-
Hình 4.43 Phát thải NOx tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
Hình 4.44 Độ đen trong khí thải tại 100% tải với các góc phun sớm khác nhau
-135-
Qua kết quả thử nghiệm đánh giá ở trên, có thể thấy góc phun sớm hợp lý là giảm 30 độ so với nguyên thủy, tương ứng với góc phun sớm 60 trước điểm chết trên. Với giá trị góc phun sớm này có thể giảm hầu hết các thành phần độc hại trong khí thải động cơ.
- Kết quả đánh giá phát thải động cơ theo chu trình thử RCE R49 với góc phun
sớm diesel là 60 trước điểm chết trên được thể hiện trong bảng 4.6
Bảng 4.6 Kết quả đo phát thải theo chu trình Châu Âu ECE R49 với góc phun sớm 60
Đơn vị Diesel Thành phần Diesel+LPG với góc phun sớm nguyên thủy Diesel+LPG với góc phun sớm 60 Thay đổi so với diesel (%)
HC g/kW.h 1,637 1,804 1,440 -12,0%
g/kW.h 5,877 5,703 4,659 -20,7% NOx
CO g/kW.h 3,384 3,779 3,301 -2,5%
PM g/kW.h 0,175 0,142 0,162 -7,7%
Hình 4.45 Hàm lượng phát thải theo chu trình thử ECE R49
g/kW.h 459,966 433,064 427,1 -7,1% CO2
Sự thay đổi hàm lượng các thành phần phát thải HC, NOx, CO, PM và CO2 theo chu trình thử ECE R49 khi thay đổi góc phun sớm so với góc phun sớm nguyên thủy 9oTK của trường hợp chạy đơn nhiên liệu diesel được trình bày trong bảng 4.6 và biểu diễn trên đồ thị hình 4.45. Có thể thấy, sau khi giảm góc phun sớm đi 30 so với góc nguyên thủy, tức góc phun sớm là 60 thì hầu hết các thành phần phát thải đều giảm, đặc biệt là NOx và PM.
4.4 Ứng dụng giải pháp nghiên cứu trên xe khách
-136-
Mục đích của việc thử nghiệm sơ bộ này là để đánh giá khả năng làm việc ổn định của động cơ D1146TI trang bị hệ thống cung cấp LPG và chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên xe khách TRANSINCO 46 chỗ ngồi chạy tuyến Thái Bình - Sài Gòn.
4.4.1 Thiết kế vị trí lắp đặt hệ thống cung cấp LPG lên xe
4.4.1.1 Yêu cầu về thiết kế
- Đảm bảo sự phân bố trọng lượng lên các trục của xe ôtô sau cải tạo tương tự như xe
ôtô nguyên thuỷ.
- Đảm bảo kích thước chiều dài và chiều rộng của ôtô hợp lý.
- Ô tô sau cải tạo đảm bảo chạy an toàn trên các loại đường giao thông công cộng.
- Thiết kế đảm bảo công nghệ đơn giản, phù hợp với khả năng cung ứng vật tư, trình
độ công nghệ của các cơ sở sản xuất trong nước.
Xe ôtô khách Transinco 46 chỗ bố trí động cơ ở phía sau, do đó trong quá trình lắp đặt
phải chia thiết bị cung cấp LPG thành 3 cụm chi tiết ở 3 vị trí khác nhau:
- Các chi tiết như bộ hóa hơi, van điện từ trước bộ hóa hơi, lọc khí LPG, vòi phun và
cảm biến áp suất tăng áp đường nạp được lắp đặt trong khoang chứa động cơ.
- Bình chứa khí LPG được nhóm khảo sát phân tích và lựa chọn lắp trong khoang đựng đồ của xe là phù hợp nhất, vì với vị trí đặt trong khoang đựng đồ sẽ đảm bảo tránh va đập bình LPG khi xe di chuyển trên đường.
- ECU, công tác ON/OFF, đồng hồ báo mức LPG, rơle, cầu chì được lắp đặt trên
khoang lái ở vị trí người lái có thể quan sát và điều khiển dễ dàng hệ thống.
Vị trí lắp đặt hệ thống cung cấp LPG lên xe Transinco 46 chỗ được thể hiện trên hình
4.46
4.4.1.2 Thiết kế lắp đặt bình chứa LPG
Bình LPG có kết cấu hình trụ dài với kích thước 330 x 950 mm. Trên bình có bố trí van cơ khí đóng mở LPG bằng tay, van điện từ đóng mở LPG, đồng hồ báo mức LPG và van nạp LPG. Bình chứa LPG được lắp đặt trong khoang đựng đồ và nằm ở giữa xe, với vị trí này sẽ đảm bảo bình không bị va đập trong quá trình làm việc.
-137-
Trên hình 4.47 thể hiện bản vẽ kết cấu lắp đặt bình LPG. Bình LPG được lắp đặt trên tấm thép đệm dày 2mm thông qua hai đai kẹp ở hai phía đầu bình. Đai kẹp được lắp lên tấm thép bằng bulông M10. Tấm thép đệm được lắp lên khung xương dọc sàn xe bằng 4 bulông M10. Bình LPG được lắp theo chiều dài dọc xe. Van nạp LPG được hướng ra bên ngoài, đảm bảo thao tác nạp khí được thực hiện một cách dễ dàng. Đồng thời đón mở van cơ khí trên bình LPG và quan sát được đồng hồ báo mức LPG khi đứng bên ngoài xe. Điều này giúp người điều khiển xe quan sát bình LPG tốt hơn, cũng như thao tác trên bình LPG dễ dàng hơn.
Hình 4.46 Vị trí bố trí các thiết bị của hệ thống cung cấp LPG lên xe Transinco
Hình 4.47 Thiết kế lắp đặt bình LPG lên xe
4.4.1.3 Thiết kế lắp đặt bộ hóa hơi và các thiết bị phụ trợ
-138-
Quá trình chuyển hóa nhiên liệu LPG từ dạng lỏng sang dạng hơi được thực hiện thông qua bộ hóa hơi. Bộ hóa hơi LPG( hình 4.48) là thiết bị được chế tạo bằng nhôm, bên trong có một khoang rỗng chứa LPG và đường nước đi xung quanh khoang này. LPG từ đường ống vào trong khoang của bộ hóa hơi thông qua van một chiều và điều chỉnh được tiết diện để thay đổi lưu lượng và áp suất LPG đi qua van trước khi vào khoang hóa hơi. Áp suất LPG này sẽ chính là áp suất LPG được phun vào động cơ.
Hình 4.48 Kết cấu bộ hóa hơi LPG
Bộ hóa hơi được gia nhiệt bằng nước làm mát động cơ. Trên bộ hóa hơi được gắn thêm công tắc nhiệt, khi nhiệt độ nước ≥ 500C sẽ tác dụng để đóng công tắc nhiệt thông mạch điện áp cấp cho ECU điều khiển hệ thống LPG.
Hình 4.49 Kết cấu van điện từ
Để đảm bảo LPG lỏng không vào bộ hóa hơi khi nhiệt độ nước làm mát còn thấp, thì trước bộ hóa hơi được gắn van điện từ( hình 4.49). Van điện từ chỉ làm việc khi đủ hai điều kiện: động cơ ở trạng thái làm việc và nhiệt độ nước làm mát qua bộ hóa hơi phải ≥ 500C.
-139-
Để đảm bảo an toàn cho động cơ thì LPG trước khi vào đường nạp động cơ được đi qua bộ lọc LPG( hình 4.50). Bộ lọc có tác dụng lọc các bụi bẩn bị lẫn vào LPG trong quá trình sản xuất hoặc quá trình nạp LPG, đồng thời bộ lọc còn có tác dụng ổn áp tức là ổn định dòng khí LPG trước khi đi vào đường nạp của động cơ.
Hình 4.50 Kết cấu bộ lọc LPG
Hình 4.51 Thiết kế lắp đặt bộ hóa hơi, van điện từ, lọc LPG trong khoang động cơ
Sau khi khảo sát vị trí lắp đặt hệ thống LPG, nhóm nghiên cứu đã quyết định các chi tiết bộ hóa hơi, van điện từ, bộ lọc LPG trong khoang động cơ. Các chi tiết được gắn trên một tấm bảng, sau đó được gắn vào sat-xi của xe. Kết cấu lắp đặt bộ hóa hơi, van điện từ và lọc LPG được thể hiện trên hình 4.51.
4.4.1.4 Thiết kế lắp ECU và công tắc đóng mở LPG
-140-
ECU của hệ thống cung cấp LPG có gắn kèm đồng hồ hiển thị áp suất tăng áp đường nạp, đồng thời ECU còn có các phím chức năng có tác dụng để cài đặt hệ thống LPG trong quá trình lắp đặt và vận hành hệ thống.
Công tắc đóng mở LPG có tác dụng cung cấp điện áp cho hệ thống LPG, ngoài ra
trên công tác còn có các mức LPG để báo lượng LPG trong bình chứa LPG.
Hình 4.52 Kết cấu bộ điều khiển LPG (ECU) và công tắc đóng mở LPG
Hình 4.53 Sơ đồ đấu nối dây tín hiệu điều khiển hệ thống cung cấp LPG
Chính vì thế vị trí lắp đặt ECU và công tắc đóng mở LPG phải được đặt tại khoang người lái, điều này cho phép người lái có thể thao tác đóng mở hệ thống LPG, cũng như biết được hệ thống LPG có làm việc hay không.
-141-
Tín hiệu điều khiển hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG được đấu nối theo sơ đồ hình 4.53 các dây tín hiệu được bọc trong vỏ các nhiệt, đồng thời chống chày xước. Với những dây tín hiệu đi từ khoang lái xuống khoang đựng đồ chứa bình LPG hoặc xuống khoang động cơ được đi dọc theo sat-xi của xe.
4.4.2 Hiệu chỉnh lƣợng nhiên liệu, góc phun sớm và kiểm tra sau khi lắp đặt.
4.4.2.1 Điều chỉnh lượng nhiên liệu
Điều chỉnh thanh răng bơm nhiên liệu để giảm lượng nhiên liệu diesel đảm bảo bơm
cao áp chỉ cung cấp tối đa 80% nhiên liệu diesel so với định mức.
4.4.2.2 Điều chỉnh góc phun sớm
Cho động cơ làm việc ở chế độ không tải, sử dụng thiết bị đo góc phun sớm để xác
định và điều chỉnh góc phun sớm của động cơ đạt giá trị góc phun sớm theo yêu cầu.
Sau khi hiệu chỉnh lượng nhiên liệu cũng như góc phun sớm của bơm cao áp, tiến hành cho động cơ làm việc ở chế độ không tải. Đồng thời đạp ga để tăng tốc độ không tải, kiểm tra khả năng làm việc của động cơ ở tải cao.
Tiếp tục tiến hành chạy ngoài hiện trường để kiểm tra khả năng làm việc của xe sau
khi hiệu chỉnh bơm cao áp và góc phun sớm.
4.4.2.3 Kiểm tra và đánh giá hệ thống cung cấp LPG sau lắp đặt
- Sau khi lắp đặt tiến hành kiểm tra sơ bộ các yêu cầu sau:
Các mối lắp ghép đảm bảo đủ bền trong quá trình sử dụng.
Yêu cầu làm sạch các mạt kim loại trong quá trình lắp ghép thêm các chi tiết để
tránh mài mòn các chi tiết chính xác trong động cơ.
- Sau khi kiểm tra sơ bộ, tiếp tục kiểm tra hệ thống cung cấp LPG theo các bước sau:
Sau khi lắp đặt hệ thống LPG lên xe, tiến hành chạy động cơ với nhiên liệu diesel để nhiệt độ nước làm mát của động cơ tăng lên đến nhiệt độ kích hoạt
công tắc nhiệt của bộ hóa hơi làm việc (nhiệt độ tại bộ hóa hơi ≥ 500C).
Mở van cơ khí tại bình LPG, kiểm tra hiện tượng rò rỉ ga.
Bật công tác hệ thống LPG, lúc này các van điện từ đã được mở, kiểm tra rò rỉ ga ở
các điểm nối và trên toàn đường ống.
Hình 4.54 Bộ điều khiển (ECU) hệ thống cung cấp LPG
-142-
- Cài đặt chế độ làm việc cho ECU theo quy trình sau:
Bật công tắc điện để cấp điện cho ECU, lúc này màn hình trên ECU sẽ hiện thị
giá trị áp suất môi trường, khoảng 0,2 đến 0,3 psi.
Ấn nút ―Set‖, trên màn hình Led sẽ hiện thị ―0000‖, sử dụng phím ―>‖ để kéo tín hiệu nhấp nháy đến số 0 cuối cùng, dùng phím ―‖ để thay đổi giá trị thành
―0001‖, sau đó ấn lại phím ―Set‖
Ấn phím ―>‖ đến khi màn hình hiển thị ―AH1‖, sau đó ấn phím ―Set‖ để thay đổi giá trị, lúc này sử dụng phím ―>‖ và phím ―‖ để thay đổi giá trị hiển thị
thành ―002.0‖, sau đó ấn phím ―Set‖ để lưu lại giá trị này. Tức là đã cài đặt giá
trị áp suất tăng áp của động cơ để bắt đầu mở vòi phun LPG là 2 psi.
Ấn phím ―>‖ đến khi màn hình hiển thị ―AL1‖, sau đó ấn phím ―Set‖ để thay đổi giá trị, lúc này sử dụng phím ―>‖ và phím ―‖ để thay đổi giá trị hiển thị thành
―001.0‖, sau đó ấn phím ―Set‖ để lưu lại giá trị này. Tức là đã cài đặt giá trị áp
suất tăng áp của động cơ để tắt vòi phun LPG là 1 psi sau khi đã được mở. Giá
trị áp suất mở vời phun và tắt vòi phun được đặt lệch nhau 1 psi với mục đảm
bảo trong quá trình làm việc khi bị nhiễu tín hiệu thì vòi phun không đóng mở
liên tục.
Ấn phím ―>‖ đến khi màn hình hiển thị ―END‖, sau đó ấn phím ―Set‖ để kết
thúc quá trình cài đặt cho ECU.
Sau khi cài đặt xong cho ECU ta cho động cơ làm việc, khi nhiệt độ nước làm mát
qua bộ hóa hơi ≥ 500C, lúc này các van điện từ sẽ mở ra.
Tăng ga ở chế độ không tải đến giá trị áp suất tăng áp ≥ 2 psi, lúc này vòi phun sẽ được mở để cung cấp LPG vào trong động cơ. Đồng thời đèn ―AL‖ trên ECU sẽ hiển thị màu xanh nước biển, báo hiệu là hệ thống đã cung cấp LPG cho động cơ. Sử dụng đồng hồ đo áp suất để kiểm tráp suất LPG sau vòi phun điện từ và trước giclơ bằng cách cho LPG phun ra ngoài (tốt nhất là cho LPG phun vào trong nước để tránh hiện tượng LPG bay ra môi trường xung quanh). Áp suất phun LPG được điều chỉnh qua vít điều chỉnh áp suất trên bộ hóa hơi, áp suất LPG phù hợp là 14 psi ( 0,95 bar).
Sau khi điều chỉnh xong áp suất phun LPG, lắp lại đường cấp LPG vào đường nạp của động cơ. Tiến hành tăng tốc độ không tải của động cơ đến khi hệ thống LPG bắt đầu mở vòi phun LPG, kiểm tra khả năng làm việc của động cơ khi có thêm nhiên liệu LPG.
4.4.3 Vận hành và đánh giá
-143-
Sau khi kiểm tra hệ thống cung cấp LPG đảm bảo không rò rỉ, các bộ phận hoạt động đúng chức năng, các ô tô được lắp đặt hệ thống cung cấp LPG được chạy thử nghiệm trên đường để đánh giá khả năng làm việc của hệ thống trong điều kiện vận hành thực tế. Xe được vận hành trong điều kiện ở các chế độ hoạt động ổn định (tốc độ ổn định) và chế độ chuyển tiếp (tăng giảm tốc độ). Trong tất cả các chế độ làm việc ổn định và chuyển tiếp, xe hoạt động bình thường không có khác biệt so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
4.5 Kết luận chƣơng 4
Qua nghiên cứu thực nghiệm động cơ diesel AVL-5402 trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp và động cơ diesel D1146TI trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu truyền thống sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, có thể rút ra một số kết luận sau:
- Quá trình lắp đặt hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG trên hai loại động cơ không
phải thay đổi kết cấu của động cơ.
- Thông qua kết quả đánh giá tiêu thụ nhiên liệu, phát thải và đặc tính cháy của hỗn hợp trong xilanh động cơ, có thể thấy rằng, để có quá trình cháy hiệu quả nhất, áp suất phun LPG cần thay đổi theo chế độ làm việc của động cơ và ở chế độ tải 100%, lựa chọn áp suất phun LPG 1,5 bar là hợp lý nhất.
- Đã nghiên cứu và lựa chọn được tỷ lệ cung cấp LPG phù hợp trên động cơ, đối với động cơ AVL 5402 ở 100% tải có thể lựa chọn tối đa 30% LPG thay thế diesel, còn đối với động cơ D1146TI thì tỷ lệ này là 17,81%.
- Đã đánh giá được ảnh hưởng của nhiên liệu LPG khi động cơ làm việc ở chế độ
lưỡng nhiên liệu LPG/diesel đến phát thải của động cơ, cụ thể như sau:
+ Đối với động cơ diesel D1146TI sử dụng hệ thống cung cấp nhiên liệu truyền thống chuyển sang chạy LPG/diesel: Theo chu trình thử Châu Âu ECE R49, hàm lượng phát thải khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel so với sử dụng đơn nhiên liệu diesel thay đổi như sau: phát thải HC và CO tăng tương ứng 10,2% và 11,7%, CO2 giảm 5,8%, NOx giảm 3% và đặc biệt chất thải hạt PM giảm đáng kể tới gần 20%.
+ Đối với động cơ diesel AVL 5402 trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp chạy LPG/diesel: Ở tỷ lệ LPG 30%, nồng độ trung bình của HC và NOx tăng tương ứng là 643,14%, và 48,58%, CO2 giảm 5,93%, CO giảm 56,07% và Smoke giảm 52,26% so với khi chạy đơn nhiên liệu diesel.
+ Đã xác định được góc phun sớm tối ưu khi động cơ chuyển sang sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, đối với động cơ AVL 5402 và động cơ D1146TI ở chế độ 100% tải góc phun sớm tối ưu nên lựa chọn giảm tương ứng là 40TK và 30TK so với góc phun sớm tối ưu của trường hợp chạy đơn nhiên liệu diesel.
- Quá trình lắp đặt hệ thống cung cấp nhiên liệu LPG trên ô tô rất thuận lợi và dễ
dàng, không làm ảnh hưởng đến kết cấu chung của ô tô.
- Trong tất cả các chế độ làm việc ổn định và chuyển tiếp, xe hoạt động bình thường
-144-
không có khác biệt so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
Đề tài đã rút ra được các kết luận sau đây:
1. Việc sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ diesel hiện hành là rất khả thi. Phương pháp cung cấp LPG bằng cách phun vào đường nạp của động cơ là phù hợp nhất và mang tính thực tiễn cao, không yêu cầu phải thay đổi kết cấu động cơ.
2. Kết quả nghiên cứu mô phỏng và thực nghiệm sử dụng LPG trên động cơ diesel hiện hành đã đánh giá được sự ảnh hưởng của tỷ lệ LPG thay thế đến tính năng kinh tế, kỹ thuật, phát thải độc hại và các thông số điều chỉnh tối ưu của động cơ, từ đó định hướng được việc sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ. Cụ thể là:
Đối với động cơ diesel AVL 5402 trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp (động cơ
diesel trang bị hệ thống nhiên liệu tích áp) chạy lưỡng nhiên liệu LPG/diesel:
- Với tốc độ trên 50% tốc độ định mức, tổng lượng nhiên liệu tiêu thụ và suất tiêu hao năng lượng giảm nhiều khi tăng tỷ lệ LPG thay thế. Ví dụ ở tốc độ thiết kế 3000v/ph, với tỷ lệ LPG thay thế 30% và tổng nhiên liệu tiêu thụ giảm tới 9,41%; với tỷ lệ LPG thay thế 10%, 20%, 30%, suất tiêu hao năng lượng giảm tương ứng là 2,8%; 5,4% và 7,71% so với khi chạy đơn nhiên liệu diesel. Điều này nói lên rằng hiệu suất động cơ tăng khi tăng tỷ lệ LPG thay thế.
- Càng tăng tỷ lệ LPG thay thế thì HC và NOx càng tăng trong khi CO, Smoke và CO2 càng giảm. Ở chế độ toàn tải, với tỷ lệ LPG thay thế 30%, nồng độ trung bình của HC và NOx tăng tương ứng khoảng 500%-643,14% và 48,58%-49,67%; nồng độ CO giảm 46,54%-56,07%; Smoke giảm 34,23-52,26% và CO2 giảm 5,93% so với khi chạy đơn nhiên liệu diesel. Tỷ lệ LPG thay thế diesel có thể đạt tới 30% ở toàn tải, vượt quá tỷ lệ này, tính năng kinh tế kỹ thuật của động cơ có thể sẽ xấu đi, xuất hiện kích nổ và rung.
- Cần giảm góc phun sớm so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel để đạt các chỉ tiêu
kinh tế, kỹ thuật và phát thải tốt hơn. Ví dụ, ở toàn tải góc phun sớm nên giảm 4oTK.
Đối với động cơ diesel D1146TI trang bị hệ thống nhiên liệu truyền thống (động
cơ diesel hiện hành trang bị hệ thống cung cấp nhiên liệu kiểu truyền thống):
- Càng tăng tỷ lệ LPG thay thế thì HC và CO càng tăng trong khi NOx, PM và CO2 càng giảm. Theo chu trình thử Châu Âu ECE R49, lượng HC và CO tăng tương ứng 10,2% và 11,7%, NOx giảm 3%, hàm lượng chất thải hạt PM giảm gần 20% và CO2 giảm 5,8%. Tỷ lệ LPG thay thế ở toàn tải đạt tới 17,81%.
- Ở chế độ toàn tải góc phun sớm nên điều chỉnh giảm 3oTK so với khi chạy đơn
nhiên liệu diesel.
-145-
3. Đề tài đã nghiên cứu và chế tạo thành công bộ điều khiển điện tử điều khiển phun LPG phù hợp với mục đích của đề tài và có khả năng ứng dụng vào thực tế. Đồng thời đề tài cũng đã chế tạo được một số bộ phận trong hệ thống điều khiển và cung cấp nhiên liệu
LPG phù hợp với điều kiện hiện tại ở Việt Nam.
4. Đề tài đã đánh giá được ảnh hưởng của áp suất phun LPG tới đặc tính làm việc của động cơ, từ đó đưa ra được áp suất phun LPG phù hợp khi sử dụng nhiên liệu này trên động cơ diesel.
5. Đề tài cũng đã đánh giá sơ bộ được sự hoạt động bình thường của xe lắp động cơ lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở các chế độ làm việc khác nhau, không có sự khác biệt rõ ràng so với khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel.
Nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng của lưỡng nhiên liệu LPG/diesel đến độ bền và tuổi
thọ của động cơ.
-146-
Triển khai thử nghiệm trên đường một cách sâu rộng trên các phương tiện vận tải thông dụng và đánh giá các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ khi vận hành với lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trong điều kiện thực tế.
[1] Kiều Đình Kiểm, Các sản phẩm dầu mỏ và hóa dầu. NXB KHKT, Hà Nội 2005. [2] Murillo, S. et al. LPG: Pollutant emission and performance enhancement for spark- ignition four strokes outboard engines. Applied Thermal Engineering, vol. 25 (2005) p1882–1893.
[3] Domnina Razusa, et.al. Explosion characteristics of LPG–air mixtures in closed vessels, Journal of Hazardous Materials 165 (2009) 1248–1252.
[4] Kihyung Lee, Jeaduk Ryu, An experimental study of the flame propagation and combustion characteristics of LPG fuel, Fuel 84 (2005) 1116–1127.
[5] Hakan Ozcan, Jehad A.A. Yamin. Performance and emission characteristics of LPG powered four stroke SI engine under variable stroke length and compression ratio. Energy Conversion and Management, Vol. 49, (2008), p1193-1201.
[6] P. Nhi. Khí LPG sẽ đạt mức kỷ lục 260 triệu tấn trong năm 2013. Báo Diễn đàn doanh nghiệp, 8-7-2013.
[7] Baosheng Liang, et. al., LPG characterization and production quantification for oil and gas reservoirs, Journal of Natural Gas Science and Engineering 2 (2010) 244- 252.
[8] Sulaiman, M. Y., Ayob, M. Ra and Meran. Performance of Single Cylinder Spark Ignition Engine Fueled by LPG, Procedia Engineering, vol. 53 ( 2013 ) p579 – 585.
[9] Hakan Bayraktar, Orhan Durgun, Investigating the effects of LPG on spark ignition engine combustion and performance, Energy Conversion and Management, vol.46 (2005) p2317–2333.
[10] M. Ihsan Karamangil, Development of the auto gas and LPG-powered vehicle sector in Turkey: A statistical case study of the sector for Bursa, Energy Policy 35 (2007) 640–649.
[11] Massimo Masi, Experimental analysis on a spark ignition petrol engine fuelled with LPG (liquefied petroleum gas), Energy, vol. 41 (2012), p 252-260.
[12] M.A. Ceviz, F. Yu¨ ksel, Cyclic variations on LPG and gasoline-fuelled lean burn SI engine, Renewable Energy 31 (2006) 1950–1960.
[13] Gyeung Ho Choi, Seok Choum Bae, A study on the characteristics of cumbustion with butan and propan in a retrofitted diesel engine, IMechE, 218, part D, p915. [14] Mohamed Ali Jemni, Gueorgui Kantchev, Mohamed Salah Abid, Influence of intake manifold design on in-cylinder flow and engine performances in a bus diesel engine converted to LPG gas fuelled, using CFD analyses and experimental investigations, Energy 36 (2011) 2701-2715.
[15] Barıs Erkus, Ali Sürmen, A comparative study of carburation and injection fuel supply methods in an LPG-fuelled SI engine, Fuel 107 (2013) 511–517.
[16] J. W. Lee, H. S. Do, S. I. Kweon, K. K. Park And J. H. Hong, Effect of various LPG supply systems on exhaust particle emission in spark-ignited combustion engine, International Journal of Automotive Technology, Vol. 11, No. 6, pp.793−800 (2010). [17] Emad Elnajjar, Mohammad O. Hamdan, Mohamed Y.E. Selim, Experimental investigation of dual engine performance using variable LPG composition fuel, Renewable Energy 56 (2013) 110-116.
-147-
[18] Cha-Lee Myung, et. al. Comparative study of regulated and unregulated toxic emissions characteristics from a spark ignition direct injection light-duty vehicle
fueled with gasoline and liquid phase LPG (liquefied petroleum gas), Energy, Vol. 44, (2012), p189-196.
[19] Juwon Kim, Kwanhee Choi, Cha-Lee Myung, Simsoo Park, Experimental evaluation of engine control strategy on the time resolved THC and nano-particle emission characteristics of liquid phase LPG direct injection (LPG-DI) engine during the cold start, Fuel Processing Technology, vol. 106 (2013), p166–173.
[20] Cha-Lee Myung, Juwon Kim, Kwanhee Choi, In Goo Hwang, Simsoo Park, Comparative study of engine control strategies for particulate emissions from direct injection light-duty vehicle fueled with gasoline and liquid phase liquefied petroleum gas (LPG), Fuel 94 (2012) 348–355.
[21] Phạm Quốc Thái, Phan Minh Đức, Nguyễn Văn Minh Trí, Nghiên cứu thiết kế bộ điều khiển phun LPG cho động cơ đốt cháy cưỡng bức; Tạp chí Khoa học – Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, Số 4 (33) 2009.
[22] M. Gumus, Effects of volumetric efficiency on the performance and emissions characteristics of a dual fueled (gasoline and LPG) spark ignition engine, Fuel Processing Technology 92 (2011) 1862–1867.
[23] Philip Price, Shengmin Guo, Martin Hirschmann, Performance of an evaporator for a LPG powered vehicle, Applied Thermal Engineering 24 (2004) 1179–1194.
[24] Heywood, J. B. (1988). Internal Combustion Engine Fundamentals. McGraw Hill, New York.
[25] Xin Wang, Yunshan Ge, Linxiao Yu, Xiangyu Feng. Comparison of combustion characteristics and brake thermal efficiency of a heavy-duty diesel engine fueled with diesel and biodiesel at high altitude. Fuel, Vol. 107, (2013), p852-858.
[26] Burtscher, H., Physical characterization of particulate emissions from diesel engines: a review. Journal of Aerosol Science, Vol. 36, (2005), p896-932.
[27] Niculae Negurescu, Constantin Pana and Alexandru Cernat, Theoretical and Experimental Investigations on the LPG Fuelled Diesel Engine, SAE-China and FISITA, Proceedings of the FISITA 2012 World.
[28] Saleh, H.E., Effect of variation in LPG composition on emissions and performance in a dual fuel diesel engine, Fuel 87 (2008), p3031–3039.
[29] Lata, D.B., Ashok Misra, S. Medhekar. Effect of hydrogen and LPG addition on the efficiency and emissions of a dual fuel diesel engine. International journal of hydrogen energy, vol. 37 (2012), p6084-6096.
[30] Donghui et al, Experimental studies on the combustion characteristics and performance of a direct injection engine fuelled with a LPG/diesel blend, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, vol. 219, (2005), part D, p253-261.
[31] Cao et al, Comparative investigation of diesel and mixed liquified petrolium gas/diesel injection engines, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, vol. 218, (2004), part D, p557-565.
[32] D.H. Qi, Y.ZH. Bian, ZH.Y. Ma, CH.H. Zhang, SH.Q. Liu, Combustion and exhaust emission characteristics of a compression ignition engine using liquefied petroleum gas–Diesel blended fuel, Energy Conversion and Management 48 (2007) 500–509.
-148-
[33] B.B. Sahoo, N. Sahoo, U.K. Saha, Effect of engine parameters and type of gaseous fuel on the performance of dual-fuel gas diesel engines—A critical review, Renewable and Sustainable Energy Reviews 13 (2009) 1151–1184.
[34] Goldsworthy, L, Combustion behaviour of a heavy duty common rail marine Diesel engine fumigated with propan, Experimental Thermal and Fluid Science 42 (2012) 93–106.
[35] Z. Liu and G. A. Karim. Knock characteristics of dual-fuel engines fuelled with hydrogen fuel. International Journal of Hydrogen Enrrgy, 20 (1995) p919-924. [36] D.B. Lata, Ashok Misra, S. Medhekar, Investigations on the combustion parameters of a dual fuel diesel engine with hydrogen and LPG as secondary fuels, International Journal of Hydrogen Energy 36 (2011) 13808-13819.
[37] D.B. Lata, Ashok Misra, Analysis of ignition delay period of a dual fuel diesel engine,with hydrogen and LPG as secondary fuels, International Journal of Hydrogen Energy 36 (2011) 3746-3756.
[38] Ren, J. et al., Influence of performance chatacteristics of a gaseous fuel supply system on hydrogen emissions of a dual-fuel engine, ImechE 2000, vol. 214, part D, 973-977.
[39] Papagiannakis RG, Hountalas DT. Experimental investigation concerning the effect of natural gas percentage on performance and emissions of a DI dual fuel diesel engine. Applied Thermal Engineering 23 (2003) 353–65.
[40] D. Bradley, Combustion and the design of future engine fuels, Proceedings of the IMechE Part C. Journal of Mechanical Engineering Science 223 (2009).
[41] Abd Alla GH, et. Al. Effect of pilot fuel quantity on the performance of a dual fuel engine. Energy Conversion and Maagement 41 (2000) 559–572.
[42] C.M. Gibson, et. al. Comparison of propan and methane performance and emissions in a turbocharged direct injection dual fuel engine, Journal of Engineering for Gas Turbines and Power 133 (2011).
[43] Kumaraswamy, Durga Prasad. Performance analysis of dual fuel engine using LPG and diesel with EGR system. Procedia Engineering 38 (2012) p2784 – 2792.
[44] D.B. Lata, Ashok Misra. Theoretical and experimental investigations on the performance of dual fuel diesel engine with hydrogen and LPG as secondary fuels. International Journal of Hydrogen Energy 35 (2010) p11918-11931.
[45] O Badr, G.A Karim, B Liu. An examination of the flame spread limits in a dual fuel engine. Applied Thermal Engineering, 19 (1999) P1071-1080.
[46] Liu, Z. and Karim, G. A. The ignition delay period in dual fuel diesel engine. SAE paper 950466, 1995.
[47] Thyagarajian and Babu. A combustion model for a dual fuel direct injection diesel engine. Proceedings of COMODIA Symposium on Diagnostics and Modeling of combustion in Reciprocating Engines, Tokyo 1985, p607.
[48] Cheikh Mansour, Abdelhamid Bounif, Abdelkader Aris, Françoise Gaillard. Gas– Diesel (dual-fuel) modeling in diesel engine environment. International Journal of Thermal Sciences, 40 (2001) P409-424.
[49] Karim, G. A. and Liu, Z. A prediction model for knock in dual fuel engine. SAE transaction 921550, 1992.
[50] Gao, X., Chen, J., Foster, D. and Borman, G. L. Ignition delay and heat release analysis of an ethanol fumigated turbocharged diesel engine. ASME paper 83-DGP- 1, 1983.
-149-
[51] Wang Y, Zhang X, Li C, Wu J. Experimental and modeling study of performance and emissions of SI engine fueled by natural gas-hydrogen mixtures. International Jourrnal of Hydrogen Energy, vol. 35 (2010), p2680-2683
[52] Ferguson, C. R. (1986). Internal Combustion Engines - Applied thermosciences. John Wiley & Sons.
[53] Z. Liu and G. A. Karim. Simulation of combustion process in gas-fuelled diesel engine. Proceedings of Institution of Mechanical Engineers, 211 (1997), part A, p159-169.
[54] Noboru Miyamoto, et. al. Description and Analysis of Diesel Engine Rate of Combustion and Performance Using Wiebe's Functions. SAE paper 850107 (1985).
[55]. M. Baratta, A.E. Catania, E. Spessa, and A. Vassallo. Development of an Improved Fractal Model for the Simulation of Turbulent Flame Propagation in SI Engines. SAE paper 2005-24-082 (2005).
[56]. Gerhard Regner, et. al. Performance Analysis and Valve Event Optimization for SI Engines Using Fractal Combustion Model. SAE paper 2006-01-3238 (2006).
[57]. David B. Rhodes, James C. Keck. Laminar Burning Speed Measurements of Indoleneair-Diluent Mixtures at High Pressures and Temperatures. SAE paper 850047 (1985).
[58] Rakopoulos, C. D., D. T. Hountalas, E. I. Tzanos & G. N. Taklis. A fast algorithm for calculating the composition of diesel combustion products using 11 species chemical equilibrium scheme. Advances in Engineering Software 19 (1994) p109-119.
[59]. Olikara,C. and Borman, G. (1975). Properties of equilibrium combustion products with some applications on IC engines. SAE paper 750468.
[60] Wochni, G (1967). A Universally Applicable Equation for Instantaneous Heat Transfer Coefficient in the Internal Combustion Engine. SAE paper 670931.
[61]. Yildirim, A., Gul, M., Ozatay, E., and Karamangil, I., Simulation of Hydrocarbon Emissions from an SI Engine, SAE paper 2006-01-1196 (2006).
[62]. Yu, R. C., V. W. Wong and S. M. Shahed. Sources of hydrocarbon emissions from direct injection diesel Engines. SAE paper 800048 (1980).
[63]. Hamrin, Douglas A. and Heywood, John B. Modeling of Engine -out Hydrocarbon Emission for Prototype Production Engines. SAE paper 950984 (1995).
[64] Charles K. Westbrook, Frederick L. Dryer. Chemical kinetic modeling of hydrocarbon combustion. Prog. Energy combust. Sci. 1984, vol. 10, pp.1-57.
[65] Alkidas, A.C. Combustion-chamber crevices: the major source of engine-out hydrocarbon emissions under fully warmed conditions. Progress in Energy and Combustion Science, vol. 25 (1999) p253–273.
[66] M. Ihsan Karamangil, et. al. Mathematical modeling of hydrocarbon emissions from oil film for different fuels. Fuel xxx (2013) xxx–xxx - Article in press.
[67] Valério, M., Raggi, K., and Sodré, J. Model for Kinetic Formation of CO Emissions in Internal Combustion Engines. SAE Paper 2003-01-3138, (2003).
[68] Lavoie, G. A., Heywood, J. B., and Keck, J. C. Experimental and Theoretical Study of Nitric Oxide Formation in Internal Combustion Engines. Combustion Science and Technology, (1970), Vol. 1, p313-326.
[69] Hiroyasu, H. and T. Kadota. Models for Combustion and Formation of Nitric Oxide and Soot in Direct Injection Diesel Engines. SAE paper 760129 (1976).
-150-
[70] Hiroyasu H, Kadota T, Arai M. Development and use of a spray combustion modeling to predict diesel engine efficiency and pollutant emissions. Bulletin of the Japan Society of Mechanical Engineers (1983), vol. 26, p569–75.
[71] Stull, D. R., Prophet, H. JANAF Thermodynamic Tables. Second Edition, Dow Chemical Co., (1971).
[72] Robert F. Klausmeier & Irwin F. Billick. Comparative analysis of the environmental impact of alternative transportation fuels. Energy Fuels, vol. 7 (1), 1993, pp 27-32.
[73] Xiaobei Cheng, Liang Chen, Fangqin Yan, Shijun Dong, Study on Soot formation characteristics in the diesel combustion process based on an improved detailed Soot model, Energy Conversion and Management 75 (2013) p1–10.
[74] Kumaraswamy, A., B. Durga, Performance Analysis of a Dual Fuel Engine Using LPG and Diesel with EGR System, Procedia Engineering 38 ( 2012 ) p2784 – 2792. [75] Emad Elnajjar, Mohammad O. Hamdan, Mohamed Y.E. Selim, Experimental investigation of dual engine performance using variable LPG composition fuel, Renewable Energy 56 (2013) 110e116
[76] Đỗ Văn Dũng (2002), Trang bị điện & điện tử trên ô tô hiện đại, NXB Đại học Quốc gia TP.Hồ Chí Minh.
[77] Nguyễn Viết Nguyên (2008), Giáo trình linh kiện điện tử, NXB Giáo dục, Hà nội. [78] Nguyễn Doãn Phước (2005), Lý thuyết điều khiển tuyến tính, NXB KH & KT. [79] Ngô Diên Tập (2003), Kỹ thuật vi điều khiển với AVR. NXB Khoa học và kỹ thuật, Hà Nội.
[80] Ngô Diên Tập (2006), Vi điều khiển với lập trình C. NXB KH&KT, Hà Nội. [81] Lê Phương Lan, Hoàng Đức Hải (2000), Giáo trình lý thuyết & bài tập Borland DELPHI, NXB Giáo dục, Hà Nội.
[82] Prakash G, Shaik AB, Ramesh A. An approach for estimation of ignition delay in a dual fuel engine. SAE paper 1999-01-0232 (1999).
[83] AVL-List GmbH (2011), BOOST User Guide, Hans-List-Platz 1, A-8020 Graz, Austria.
[84] AVL-List GmbH (2011), BOOST Theory, Hans-List-Platz 1, A-8020 Graz, Austria. [85] Weibin Wu et al., Design of Alternative Fuel Engine ECU, Proceedings of the International Symposium on Intelligent Information Systems and Applications (IISA’09) Qingdao, P. R. China, Oct. 28-30, 2009, pp. 345-348.
[86] Abd Alla GH, et. al. Effect of injection timing on the performance of a dual fuel engine. Energy Conversion and Management 43 (2002) 269–277.
[87] Badr O, Karim GA, Liu B. An examination of the flame spread limits in a dual fuel engine. Applied Thermal Engineering 19 (1999) 1071–1080.
[88] Bùi Văn Ga, Trần Thanh Hải Tùng, Lê Văn Tụy, Hồ Tấn Quyền. Sử dụng nhiên liệu LPG trên xe gắn máy và xe bus cỡ nhỏ. HN Khoa học và công nghệ Đăng kiểm Việt Nam 2004
[89] Bùi Văn Ga, Trần Diễn. So sánh đặc tính của động cơ 100cc khi chạy bằng xăng và bằng LPG với bộ phụ kiện DATECHCO-GA5. Tạp chí GTVT số 7/2006.
[90] Văn Nam. Cửu Long sẽ có 1.500 taxi chạy bằng khí LPG. Thời báo kinh tế Sài gòn 29/10/2010.
-151-
[91] Quyết định số 356/QĐ - TTg ngày 25-2-2013 của Thủ tướng Chính phủ : Phê duyệt điều chỉnh Quy hoạch phát triển giao thông vận tải đường bộ Việt Nam đến năm 2020 và định hướng đến năm 2030.
Vũ An, Nghiên cứu sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ Diesel, Tạp chí
Giao thông vận tải số ra tháng 1+2/2011, tr 68÷70.
2. Nguyễn Tường Vi, Lê Anh Tuấn, Phạm Hữu Tuyến, Hoàng Đình Long, Nghiên cứu
thực nghiệm sử dụng lưỡng nhiên liệu khí hóa lỏng/diesel (LPG/diesel) cho động cơ
diesel, Tuyển tập báo cáo Hội nghị Khoa học công nghệ Hàng Hải năm 2011, chào
mừng 55 năm xây dựng và phát triển Đại học Hàng Hải Việt Nam, tháng 3/2011, tr
49÷54.
3. Nguyễn Tường Vi, Lê Anh Tuấn, Hoàng Đình Long, Nguyễn Thế Trực, Vũ Khắc
Thiện, Nghiên cứu đặc tính của động cơ diesel 1 xilanh khi sử dụng lưỡng nhiên liệu
LPG/diesel, Tạp chí Cơ khí Việt Nam số ra đặc biệt tháng 10 năm 2011 chào mừng Hội
nghị Cơ khí động lực lần 4 tổ chức tại ĐHBK Hà Nội và kỷ niệm 55 năm ngày thành
lập trường ĐHBK Hà Nội, tr 96÷101.
4. Nguyễn Tường Vi, Nguyễn Thế Trực, Hoàng Đình Long, Lê Anh Tuấn, Nghiên cứu
phát triển hệ thống điều khiển cung cấp khí hóa lỏng (LPG) cho độngc cơ 1 xilanh sử
dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel, Tạp chí Giao thông vận tải số ra tháng 7/2012, tr
41÷44.
5. Nguyễn Tường Vi, Hoàng Đình Long, Lê Anh Tuấn, Nguyễn Thế Trực, Đánh giá tính
năng kinh tế khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel trên động cơ diesel, Kỷ yếu Hội
nghị Khoa học Công nghệ toàn quốc về Cơ khí lần thứ III tổ chức tại Đại học Công
-152-
nghiệp Hà nội, ngày 5 tháng 4 năm 2013, tr 711÷715
Phụ lục 1.1. Thông số cơ bản của động cơ AVL 5402
TT Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị
Hành trình piston 1 S mm 95
Đường kính xylanh 2 D mm 80
Số xylanh 3 i - 1
Chiều dài thanh truyền 4 L 148
Thể tích công tác 5 mm cm3 510,7 Vh
Công suất định mức ở tốc độ n = 3200 v/ph 6 Kw 9 Ne
Nm 31,4 7 Mô men cực đại ở n = 2000 v/ph Me max
8 Tỷ số nén -
9 Góc mở sớm xupáp nạp - 1
10 Góc đóng muộn xupáp nạp - 2
11 Góc đóng sớm xupáp thải - 3
12 Góc đóng muộn xupáp thải - 4
13 Kim phun 4 lỗ đường kính 0,17mm. - -
14 Buồng cháy thống nhất dạng ω 17.3 80 460 520 180 -
15 Hệ thống điều khiển ECU EDC15-C6-3.50 with ETK7 (hãng Bosch)
vcre=1.8*(1.+0.00139*(tblo-tpi)/0.239)
IMPLICIT DOUBLE PRECISION (A-H,m,O-Z) DOUBLE PRECISION MNOT,M,mw1,mw2,mprev COMMON /ENGINE/ R,B,S,hsr,RPM,C,THETAB,THETAS,PHI,F,P1,T1, & TW,M,OMEGA,mnot,UFINAL,cm,ts,mprev,mw1,mw2,dtheta,mexh,texh, & thetae,ta,zn,xx c--------------- DATA Y/0.8d0, 300., 300.,8*0.D0/, N/11/, & THETA/-360./, PI/3.14159265/, NN/1/ data yhc/20*0.d0/ DATA toil/300./,tpi/300./, tblo/300./, thd/300./, & tco1/300./, tco2/300./, tco3/300./ data thick1/0.003/,thick2/0.003/,denal/2790./ open (5,file='e:\predict\exhaut.dat') write(5,4) 4 format(1x,'Cycle',1x,'Time ',1x,'MassExh ',1x,'Tw ', & 1x,'Texhaust',1x,'NO ',1x,'HC1 ',1x,'HC10 ', & 1x,'Speed ') ----------------------------------- cm=rpm*s*1.e-2/30.
-153-
Phụ lục 1.2. Chương trình tính hàm lượng phát thải HC
YTB(2)=Y(2)
YTB(3)=T1
if(xx.gt.(xbi+0.003)) then nn=nn+1
endif
tfmep=0.97+0.15*rpm/1000.+0.05*(rpm/1000.)**2 aqfr=4*tfmep*rpm*(pi/4.*b**2*s)/1200.
OMEGA = RPM*PI/30. CALL AUXLRY(THETA,V,X,dx,em) Y(1)=P1 YTB(1)=P1 Y(3)=T1 CALL FARG(Y(1),Y(3),PHI,F,HU,U,VU,SU,Y1,CP,DLVLT,DLVLP) M = V/VU mprev=m UNOT = M*U do 19 Ihc=1,22 do 19 jhc=1,22 19 yhcoil(ihc,jhc)=0.0 mw1=(3/4.*pi*b**2+pi*(b+thick1*100.)*s)*thick1*denal*1.e-4 mw2=(pi*b**2/4.+pi*(b+(2*thick1+thick2)*100.)**2/2. & +pi*(b+(2*thick1+thick2)*100.)*s)*thick2 & *denal*1.e-4 Ccc DO 30 I=1,720 dtheta=1.d0 mprevc=mprev CALL RKSFX5(N,y,THETA,dtheta) mprev=mprevc xbi=1./zn ytb(nn+3)=ytb(nn+2) Dtime=dtheta/(6.*RPM) CALL HC(THETA,dtime,YHC) CALL AUXLRY(THETAE,V,X,dx,EM) THETA=THETAE THETAE=THETA+dtheta IF (THETAS .GE. THETA .AND. THETAS .LT. THETAE) THEN CALL TINITL(Y(1),Y(3),PHI,F,Y(2)) YTB(2)=Y(2) YTB(4)=Y(2) ENDIF tcyl=y(2)*x+y(3)*(1-x) 30 CONTINUE c Warm-up Calcu. cc Temp. of Pistons(4)
Tpi
aqpi=4*y(9)*rpm/120. aqoil=6.34*(tpi-toil) aqrl=0.12*68.3*(tpi-tblo) aqcon=(aqoil+aqrl)/9 amcpi=0.14*4*523.58 tpi=tpi+(aqpi-aqoil-aqrl-aqcon)/amcpi
tcolbl=0.5*(tco1+tco2) aqbl=4*y(11)*rpm/120.+ aqrl+0.5*aqfr aqcbl=2350*(tblo-tcolbl) aqbllos=5.*(tblo-300.) tblo=tblo+(aqbl-aqcbl-aqbllos)/17531. tco2=tco1+aqcbl/1743.
cc Temp. of Cylinder Block Tblo and Tco2 cc Temp. of Head amchd=25*900.
-154-
aqhd=4*y(10)*rpm/120. aqvtr= 0.2*aqfr aqexh=aqvtr aqchd= 2000.*(thd-tco2) aqhdoil=133.*(thd-toil) thd=thd+(aqhd+aqvtr+aqexh-aqchd-aqhdoil)/amchd
amcoil=4.5*1900.+11.*470. tqoil=aqoil+aqhdoil+0.2*aqfr+aqcon-4.*(toil-300.) toil=toil+tqoil/amcoil
tco3=tco2+aqchd/1743. tco1=300.+ 4.*jj/200.
do 41 ii=4,11
common /HCcom/vcre,tco1,toil,yhcoil
p=y(1) tb=y(2) tu=y(3) call farg(p,tu,phi,f,h,u,vu,s,y1,cp,dlvlt,dlvlp) sx=r*stroke/(r-1)-4*v/(3.1416*bore**2)
cc Temp. of oil cc Temp. of water aaimep=y(4)/(pi/4.*b**2*s)*10. nn=1 41 y(ii)=0. do 42 igy=1,50 ytb(igy)=0.0 42 yno(igy)=0.0 theta=-360. thetae=theta+dtheta mexh=mexh*rpm/120. WRITE (5,550) jj,time,mexh,tw,texh,YNOT,YHC(1),YHC(10),rpm 550 format (1x,I5,8(1x, f8.3)) write (7,22) jj,tpi,tblo,thd,toil,tco1,tco3 22 format(2x,i4 ,7(2x,f9.4)) 555 continue STOP END Subroutine HC(theta,dtime,z) implicit double precision(a-h,m,o-z) dimension z(50),yhcold(50) dimension y1(6),y2(10),ytb(50),yhcoil(22,22),mhcoil(22) double precision aa,ddd,mprev,mw,mb,mfuel,Y(11) common /engine/r, bore,stroke,hsr,rpm,cee,thetab,thetas,phi, & f,p1,t1,tw,m,omega,mnot,ufinal,cm,ts,mprev,mw1,mw2,dtheta, & mexh,texh,thetae,ta,ZN,xx common /twozone/Y common /cecp/mb common /cfarg/fuel,mfuel,mw data y1/6*0.d0/,y2/10*0.d0/,mhcoil/22*0.d0/ data nz1/10/, nz2/10/,doil/3.0e-6/, & ddd/1.4e-10/ data rouoil/900./,aimpe/180./, relsp/0./, & ycra/0.001/,pcra/1./ data ccr/0.3/, aa/7.7e+15/, ee/37230./, rr/1.987/ call auxlry (theta,v,x,dx,em) if(abs(theta+360) .lt. 0.1) vvc=v if(x .gt. 0.999) fuel=0.0 dtt=dtime*ddd/doil/doil dzz=1./nz2 hh=0.018*10**(0.0082*toil) mhct=0.0
-155-
if(i*stroke/nz1 .gt. sx) then fbc=fuel*p/hh else fbc=ycra*pcra/hh endif yhcoil(i,1)=fbc alss=yhcoil(i,1) yhcoil(i,nz2+2)= yhcoil(i,nz2+1) do 3 jj=2,nz2+1 yhcold(jj)=yhcoil(i,jj)
yhcold(nz2+2)=yhcold(nz2+1) mhcoil(i)=0.0 do 5 j=2,nz2+1 testls=dtt/dzz**2 yhcoil(i,j)=yhcold(j)+(yhcoil(i,j+1)+yhcoil(i,j-1)-
mhcoil(i)=3.1416*mhcoil(i)*rouoil* doil*bore*stroke
mhct=mhct+mhcoil(i)
call farg(p,tw,phi,f,h,u,vu,s,y1,cp,dlvlt,dlvlp)
fzls=fzls+z(7) fmls=fmls+z(8) z(10)=fzls/fmls call ecp(p,tb,phi,h,u,vb,s,y2,cp,dlvlt,dlvlp,ier)
tt=tb dyhcdt=ccr*aa*exp(-ee/rr/tt)*z(4)*yo2 dls=dyhcdt*dtime z(4)=z(4)-dyhcdt*dtime+1000*(dmhc1+dmhc2)/mfuel/v if(z(4).lt.0.0) z(4)=0.0 mmprv=z(5) z(5)=v/vb dmm=mmprv-z(5) z(9)=z(4)*1000000.
z(2)=z(3)*(0.866-0.000148*rpm-0.0007*aimpe-0.00791*
z(1)=(z(1)*z(6)+z(2)*dmm)/(z(6)+dmm) z(6)=z(6)+dmm
do 10 i=1,nz1 3 end do & 2*yhcoil(i,j))*dtt/dzz**2 mhcoil(i)=mhcoil(i)+yhcoil(i,j) 5 end do & /nz1/nz2/10000. 10 end do dmhc1=z(11)-mhct z(11)=mhct z(7)=dmhc1*1000000000. if(x .lt. 0.9) go to 100 amcre=fuel*(mfuel/mw)*(vcre/vu/1000.) dmhc2=z(12)-amcre z(12)=amcre z(8)=dmhc2*1000000000. if(x .lt. 0.999) go to 100 yo2=y2(4)/(mb*vb) if(theta .lt. 129.9) go to 100 if(dmm .lt. 0.00) go to 100 z(3)=z(4)*mb*vb*1.e+6 & relsp+0.0000255*tco1) 100 return end Subroutine AUXLRY(theta,v,x,dx,em) implicit double precision (a-h,o-z) double precision m,mw1,mw2,mexh
-156-
-157-
Phụ lục 1.3. Mô hình mô phỏng động cơ AVL 5402 trên AVL Boost
Phụ lục 1.4. Số lượng các phần tử để hoàn thiện mô hình
TT Tên phần tử Số lƣợng TT Tên phần tử Số lƣợng
1 Phần tử ổn áp 2 1 Xylanh 5
Lọc khí 1 Đường ống 7 2 6
4 Phần tử nối 2 3 Điểm đo 7
2 Vòi phun 1 4 Điều kiện biên 8
Phụ lục 1.5. Các thông số điều khiển chung
Giá trị Đơn vị TT Thông số
Đa nhiên liệu 1 Mô hình nhiên liệu
1000 đến 3000 vòng/phút 2 Tốc độ động cơ
Bên trong và bên ngoài 3 Hình thành hỗn hợp
1 4 Áp suất môi trường
24,85 5 Nhiệt độ môi trường bar 0C Diesel 6 Nhiên liệu LPG: Propan/Butan: 0,5/0,5
kỳ 4 Số kỳ 7
[-] 80 8 Số chu trình lặp
bar 9 Hệ số ma sát Theo mô hình xác định tổn thất cơ giới
Phụ lục 1.6. Phẩm chất của LPG
Thông số đặc trƣng Đơn vị Giá trị
0,55 -
460 Kpa Tỷ trọng tại 150C Áp suất hơi ở 37,80C
50/50 % thể tích Thành phần: Propane/Butane
0 % khối lượng Nước tự do
25 ppm Sulphur sau khi tạo mùi
0 % khối lượng Cặn còn lại sau khi hoá hơi
0 % khối lượng H2S
46
Nhiệt trị thấp Nhiệt độ cháy trong không khí 1900 MJ/kg 0C
Tỉ lệ hoá hơi : Lỏng thành hơi 250 Lần
-158-
Giới hạn cháy trong không khí 2-10 % thể tích
Phụ lục 1.7. Phẩm chất của diesel
Thông số đặc trƣng Đơn vị Giá trị
Trọng lượng phân tử kg/kmol 170 - 200
50
Kg/l 0,84
Chỉ số Cetan Khối lượng riêng ở 15 oC Nhiệt trị thấp tính theo khối lượng ở 15oC MJ/kg 42,7
MJ/l 35,7 Nhiệt trị thấp tính theo thể tích lỏng ở 15oC
Tỉ lệ không khí/ nhiên liệu 14,4
Nhiệt độ tự cháy kg / kg oC 250
% khối lượng 0,01
cSt 2-4,5
Hàm lượng tro lớn nhất Độ nhớt động học ở 40oC Mòn mảnh đồng ở 50oC trong 3 giờ Loại 1
Sai lệch Tốc độ Me thực nghiệm (N.m) Me mô phỏng (N.m) (%) (v/ph)
-159-
1.75% 2.40% 3.89% 4.19% 3.74% 2.77% 1.92% 4.79% 3.88% 3% 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2400 2800 3000 TB 27.37 28.35 29.07 30.10 30.77 31.40 29.63 27.37 27.03 27.85 29.03 30.20 31.36 31.92 32.27 30.20 28.68 28.08
Phụ lục 1.9. Bảng so sánh mô men động cơ AVL -5402 mô phỏng và thực nghiệm khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở các tỷ lệ LPG khác nhau.
Tốc độ
STT
Me(Nm) Me
Me
Me
so sánh Me
Me
so sánh Me
Me
so sánh
TN
MP
TN
%
MP
TN
%
MP
TN
%
vg/ph MP
Diesel LPG 20% LPG 30% LPG 40%
1 1000 27.85 27.37 27.75 27.33 1.54 27.52 26.90 2.30 27.32 27.40 -0.29
2 1200 29.03 28.35 28.89 28.50 1.37 28.62 28.30 1.13 28.52 28.20 1.13
3 1400 30.20 29.07 30.16 29.17 3.39 30.36 28.97 4.80 29.65 29.00 2.24
4 1600 31.36 30.10 31.28 30.07 4.02 31.34 29.93 4.71 31.08 29.57 5.11
5 1800 31.92 30.77 31.26 31.2 0.19 32.21 30.97 4.00 31.62 30.9 2.33
6 2000 32.27 31.40 31.34 31.37 -0.10 32.09 31.93 0.50 31.81 31.6 0.66
7 2400 30.20 29.63 29.63 29.90 -0.90 30.47 29.97 1.67 29.75 29.27 1.64
8 2800 28.68 27.37 28.56 27.33 4.50 28.88 27.53 4.90 29.03 26.97 7.64
9 3000 28.08 27.03 28.10 26.90 4.46 28.24 27.93 1.11 27.68 26.8 3.28
LPG 10%
LPG 20%
LPG 30%
LPG 40%
LPG 50%
Tốc
BH
S
BH
So
BH
So
BH
So
BH
So
BH
So
độ
Diesel
T
Dual
sánh
Dual
sánh
Dual
sánh
Dual
sánh
Dual
sánh
T
(vg/ph) (Kg/h) (Kg/h)
(%)
(Kg/h)
(%)
(Kg/h)
(%)
(Kg/h)
(%)
(Kg/h)
(%)
0.757
0.825
9.02
0.894
18.04
0.962
27.07
1.030
36.09
1.153 52.25
1000
1
0.935
1.000
6.94
1.061
13.50
1.112
18.90
1.173
25.45
1.260 34.71
1200
2
1.200
1.206
0.50
1.212
1.00
1.279
6.60
1.296
8.00
1.392 16.00
1400
3
1.377
1.391
0.98
1.408
2.22
1.450
5.29
1.474
7.06
1.553 12.75
1600
4
1.540
1.548
0.52
1.545
0.34
1.618
5.06
1.608
4.42
1.634
6.10
1800
5
1.727
1.716
-0.62
1.688
-2.28
1.731
0.23
1.720
-0.39
1.728
0.03
2000
6
1.927
1.900
-1.41
1.855
-3.75
1.871
-2.91
1.804
-6.37
1.792
-7.03
2400
7
2.160
2.102
-2.67
2.034
-5.83
1.994
-7.67
1.944
-10.00 1.890
-12.50
2800
8
2.273
2.197
-3.35
2.124
-6.54
2.059
-9.41
1.958
-13.87 1.929
-15.16
3000
9
Phụ lục 1.10 So sánh lượng nhiên liệu tiêu thụ khi sử dụng lưỡng nhiên liệu ở các tỷ lệ LPG khác nhau
-160-
Phụ lục 1.11. Chương trình nội suy
float noi_suy(float X1, float X2, float Y1, float Y2, float X) { if (Y2> Y1) return Y2-(((Y2-Y1)*(X2-X))/(X2-X1)); else return Y2+(((Y1-Y2)*(X2-X))/(X2-X1)); }
Trong đó:
X1, X2: điểm thứ nhất và điểm thứ 2 của trục X Y1, Y2: điển thứ nhất và điểm thứ 2 của trục Y X: giá trị đưa vào để xác định Y X1 tương ứng với giá trị Y1, X2 tương ứng với giá trị Y2 X2 luôn luôn lớn hơn X1, và X1 < X < X2
Phụ lục 1.12. Chương trình tra bảng
float tra_bang_2D(flash WORD *pMap, float buoc_X, float gia_tri_X, float dau_X,
float cuoi_X)
{ WORD X1, X2, Y1, Y2, nhap;
nhap= (gia_tri_X-dau_X)/buoc_X; X1=(nhap*buoc_X)+dau_X; X2=X1+buoc_X; Y1=pMap[nhap]; Y2=pMap[nhap+1]; if (cuoi_X > gia_tri_X && gia_tri_X > dau_X) return noi_suy(X1, X2, Y1, Y2, gia_tri_X); else return 0; }
Trong đó:
pMAP: tên bảng
-161-
buoc_X: khoảng cách hai điểm trên trục X gia_tri_X: giá trị nội suy X dau_X: giá trị đầu của trục X cuoi_X: giá trị cuối của trục X
-162-
Phụ lục 1.13. Sơ đồ băng thử động cơ nghiên cứu AVL 5402 một xilanh SCTB
Phụ lục 1.14. Sơ đồ băng thử động cơ nhiều xilanh D1146TI
Phụ lục 1.15. Sơ đồ nguyên lý đo của AVL Fuel balance 733s
-163-
Phụ lục 1.16. Mô hình tủ CEBII
1. Máy tính
2. Khối SCU
2a. khối làm nóng
2b. khối làm lạnh
2c. khối điều khiển SCU
2d. vùng dành cho ERG
3. Vùng đặt các bộ phân tích
4. Bảng đồng hồ khí
5. Công tắc hệ thống
6. Khối chẩn đoán
7. Các đường khí và nguồn điện
1.Buồng phát tia hồng ngoại; 2.Màn chắn; 3.Đĩa khoét các rãnh; 4.Buồng chứa khí mẫu; 5.Buồng chứa khí CO được ngăn bằng một màng chắn cao su; 6.Thiết bị đo độ võng của màng; 7.Buồng chứa khí CO được ngăn bằng một tấm màng cao su; 8.Buồng chứa khí mẫu
-164-
Phụ lục 1.17 Sơ đồ cấu tạo của bộ phân tích CO
1.Bộ phận tạo khí ôzôn;2.Bộ phận chuyển đổi NO2 thành NO; 3.Buồng phản ứng đo NOx có các đường dẫn khí ôzôn và khí mẫu; 4.Buồng phản ứng đo NO có các đường dẫn khí ôzôn và khí mẫu; 5.Bộ phận hủy ôzôn trước khi đưa ra ngoài môi trường;
6.Bộ phận đo cường độ sáng
Phụ lục 1.18 Sơ đồ cấu tạo của bộ phân tích NO và NOx
-165-
Phụ lục 1.19 Sơ đồ cấu tạo hệ thống đo CH
Phụ lục 1.20 Sơ đồ nguyên lý cảm biến đo gia tốc và rung
1. Khối rung 2. Vỏ hộp 3.Lò xo 4. Giảm chấn
Phụ lục 1.21 Thông số cơ bản của động cơ D1146TI
TT Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị
1 Hành trình piston S 139 mm
2 Đường kính xylanh D 111 mm
3 Số xylanh i 6 -
4 Chiều dài thanh truyền L 230 mm
5 Công suất định mức ở tốc độ n = 2200 v/ph 151 kW
6 Mô men cực đại ở n = 1400 v/ph 735 Nm
7 Số vòng quay định mức 2200 v/ph
8 Suất tiêu hao nhiên liệu nhỏ nhất 195 g/kW.h
9 Tỷ số nén 16,7 -
10 Góc mở sớm xupáp nạp 16 độ
11 Góc đóng muộn xupáp nạp 36 độ
12 Góc đóng sớm xupáp thải 46 độ
13 Góc đóng muộn xupáp thải 14 độ
14 Góc phun sớm 9 độ
15 Đường kính nấm xupáp nạp 50 mm
16 Đường kính nấm xupáp thải 46 mm Ne Me max nđm ge 1 2 3 4 s Dn Dt
-166-
17 Thứ tự nổ 1 - 5 - 3 - 6 - 2 - 4
-167-
Phụ lục 2.1 Hệ thống cung cấp LPG trên động cơ AVL – 5402 và quá trình điều chỉnh áp suất phun LPG
-168-
Phụ lục 2.2 Bàn điều khiển, giao diện điều khiển của băng thử SCTB và giao diện hiển thị kết quả áp suất và độ rung động cơ.
-169-
Phụ lục 2.3. Bàn điều khiển và giao diện hiển thị kết quả của băng thử ETB với động cơ diesel D1146TI khi thử nghiệm
Phụ lục 3.1 Mômen động cơ ở tốc độ 2000vg/ph khi động cơ AVL 5402 sử dụng diesel và sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel ở các giá trị áp suất và tỷ lệ LPG khác nhau
-0,45
0,00
-0,22
29,63
29,70
29,57
-0,34
0,11
0,00
29,70
29,73
29,60
-0,34
-0,22
-0,22
29,63
29,63
29,60
-0,22
-0,34
29,60
29,63
Phụ lục 3.2 Phát thải CO, Smoke, HC, NOx động cơ AVL 5402 theo tỷ lệ LPG và áp suất khác nhau ở 2000vg/ph, 100% tải
2955
2955
5,69
5,69
5,69
2955
2568
2342
4,38
4,55
4,45
2607
1747
1748
3,53
3,56
3,41
1920
1884
1809
2,98
3,02
3,09
1957
1962
2096
2,65
2,74
293
293
869
869
869
293
833
652
989
891
1010
590
1315
1258
1078
1073
1120
1256
1570
1552
1170
1134
1165
1568
1892
1824
1270
1197
-170-
Phụ lục 3.3 Phát thải CO, Smoke, HC, NOx động cơ AVL 5402 theo các tỷ lệ LPG và tốc độ khác nhau
-171-
Phụ lục 3.4 Mômen và công suất động cơ AVL 5402 khi thay đổi góc phun sớm ở tốc độ 2000vg/ph, 100% tải
Phụ lục 3.5 Phát thải CO, HC, NOx , Smoke động cơ AVL 5402 khi thay đổi góc phun sớm
6659,00
636,00
760,67
8,36
6576,33
642,00
885,67
7,57
6156,00
650,33
1012,33
6,43
6049,33
683,00
1162,67
6,19
5793,00
744,00
1374,00
5,85
5651,33
877,67
1590,33
5,47
Phụ lục 3.6. Độ chênh áp suất trước và sau vòi phun LPG động cơ D1146TI
1000 1400 1800 2200
100% 100% 100% 100%
3,4 5,3 7,8 9,6
15 18 21 24
11,6 12,7 13,2 14,4
75% 75% 75% 75%
2,3 3,5 5,3 7
14 15 18 20
11,7 11,5 12,7 13
Phụ lục 3.7 Kết quả công suất động cơ D1146TI ở 100% và 75% tải
-172-
Phụ lục 3.8. Kết quả thử nghiệm phát thải động cơ D1146TI theo đường đặc tính ngoài (100% tải) khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel khi sử dụng giclơ số 5
1000
100%
72,03
3004
166351
7950
1067
70,8
702
1400
100%
104,15
922
99058
868
1001
24,6
725
1800
100%
131,64
845
82042
570
887
9,4
709
2200
100%
144,87
602
73034
298
679
7,8
645
Phụ lục 3.9. Kết quả thử nghiệm phát thải động cơ D1146TI theo đường đặc tính bộ phận (75% tải) khi sử dụng đơn nhiên liệu diesel và khi sử dụng lưỡng nhiên liệu LPG/diesel khi sử dụng giclơ số 5
1000
75%
516
52.77
1547
119035
4710
928
48.8
1400
75%
542
77.47
674
81027
884
16.5
714
1800
75%
533
98.49
642
69112
769
8.6
434
2200
577
7.3
419
75%
484
108.78
532
59107
Phụ lục 3.10. Chế độ đo trong chu trình thử ECE R49 và tỷ lệ LPG thay thế thực tế của động cơ D1146TI
Không tải
0
0,25/3
0,00
10
0,08
0,00
25
0,08
0,00
Tốc độ tương ứng với mômen lớn nhất
50
0,08
26,46
75
0,08
22,66
100
0,25
15,66
Không tải
0
0,25/3
0,00
100
0,10
11,21
75
0,02
14,46
Tốc độ tương ứng với công suất định mức
50
0,02
17,03
25
0,02
19,25
10
0,02
22,63
Không tải
0
0,25/3
0,00
-173-
Phụ lục 3.11. Kết quả đo phát thải theo chu trình Châu Âu ECE R49 của động cơ D1146TI
g/kW.h
1,637
1,804
10,2
g/kW.h
3,384
3,779
11,7
g/kW.h
5,877
5,703
-3,0
g/kW.h
0,1754
0,1416
-19,3
g/kW.h
459,966
433,064
-5,8
Phụ lục 3.12. Kết quả đo phát thải theo chu trình Châu Âu ECE R49 của động cơ D1146TI với góc phun sớm 60TK
g/kW.h
1,637
1,440
-12,0
HC
g/kW.h
5,877
4,659
-20,7
5,703
NOx
g/kW.h
3,384
3,301
-2,5
3,779
CO
g/kW.h
0,175
0,162
-7,7
0,142
PM
g/kW.h
459,966
433,064
427,1
-7,1
CO2
-174-
