Luận án tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu tạo nhiên liệu giàu hyddro trên động cơ để cải thiện tính năng và phát thải

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là đề tài nghiên cứu của riêng tôi. Các số liệu kết

quả nêu trong luận án là trung thực và chưa từng được ai công bố trong bất kỳ

đề tài nghiên cứu nào khác.

Hà Nội, tháng 09 năm 2017

Nghiên cứu sinh

i

LỜI CẢM ƠN

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 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 chân thành cảm ơn ban chủ nhiệm các thành viên trong đề tài

KC.05.TN05/11-15 đã cho tôi sử dụng kết quả nghiên cứu để làm luận án.

Tôi xin cảm ơn Ban Giám hiệu trường Cao đẳng nghề cơ khí nông nghiệp, Lãnh

đạo khoa động lực và các thầy 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

ii

Phạm Ngọc Anh

MỤC LỤC

MỤC LỤC .................................................................................................................. iii

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU, CÁC CHỮ VIẾT TẮT ............................................ vii

DANH MỤC BẢNG BIỂU ........................................................................................ ix

DANH MỤC HÌNH VẼ .............................................................................................. x

MỞ ĐẦU ................................................................................................................ - 1 -

i. Lý do chọn đề tài ...................................................................................................... - 1 -

ii. Mục đích nghiên cứu .............................................................................................. - 1 -

iii. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu ........................................................................ - 1 -

iv. Phương pháp nghiên cứu ...................................................................................... - 2 -

v. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài nghiên cứu .......................................... - 2 -

vi. Điểm mới của luận án ............................................................................................ - 2 -

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN .................................................................................. - 3 -

1.1 Vấn đề kiểm soát phát thải độc hại trong động cơ đốt trong ............................ - 3 -

1.1.1 Đặc điểm phát thải độc hại của động cơ đốt trong .......................................... - 3 -

1.1.2 Các biện pháp giảm phát thải độc hại ............................................................. - 4 -

1.2 Nhiên liệu hydro cho động cơ đốt trong ............................................................. - 6 -

1.2.1 Tính chất của khí hydro ................................................................................... - 6 -

1.2.2 Động cơ đốt trong dùng đơn nhiên liệu hydro ............................................... - 9 -

1.2.3 Động cơ đốt trong bổ sung hydro .................................................................. - 15 -

1.2.4 Động cơ đốt trong bổ sung khí giàu hydro .................................................... - 20 -

1.2.5 Kết luận về sử dụng hydro và khí giàu hydro trên động cơ .......................... - 22 -

1.3 Các phương pháp sản xuất hydro và khí giàu hydro ...................................... - 23 -

1.3.1 Giới thiệu chung ............................................................................................ - 23 -

1.3.2 Điện phân nước ............................................................................................. - 23 -

1.3.3 Khí hóa sinh khối .......................................................................................... - 24 -

1.3.4 Biến đổi nhiệt hóa cồn hoặc nhiên liệu hydrocarbons .................................. - 24 -

iii

1.4 Tích trữ, vận chuyển và cung cấp hydro và khí giàu hydro cho động cơ đốt trong - 28 -

1.4.1 Vấn đề tích trữ và vận chuyển hydro ............................................................ - 28 -

1.4.2 Tạo hydro và khí giàu hydro ngay trên xe .................................................... - 29 -

1.5 Kết luận chương 1 ............................................................................................... - 29 -

CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN QUÁ TRÌNH BIẾN ĐỔI NHIỆT

HÓA NHIÊN LIỆU XĂNG ................................................................................. - 31 -

2.1 Giới thiệu chung .................................................................................................. - 31 -

2.2 Các phản ứng hóa học của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng ...... - 32 -

2.2.1 Biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước (SR) ................................................... - 32 -

2.2.2 Ô xi hóa không hoàn toàn xăng (PO) ............................................................ - 35 -

2.2.3 Biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước và ô xy ở trạng thái tự cân bằng về nhiệt (ATR) ..................................................................................................................... - 37 -

2.3 Tốc độ của phản ứng xúc tác ............................................................................. - 40 -

2.3.1 Chất xúc tác ................................................................................................... - 40 -

2.3.2 Trạng thái cân bằng hóa học của phản ứng biến đổi nhiệt hóa ..................... - 43 -

2.3.3 Biểu thức tốc độ động học phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng ..... - 46 -

2.4 Tốc độ thay đổi hàm lượng thành phần khí trong BXT .................................. - 51 -

2.5 Kết luận chương 2 ............................................................................................... - 52 -

CHƯƠNG 3. TÍNH TOÁN SỰ TẠO KHÍ GIÀU HYDRO TRONG BXT BIẾN

ĐỔI NHIỆT HÓA XĂNG TẬN DỤNG NHIỆT KHÍ THẢI TRÊN ĐỘNG CƠ

HONDA WAVE- ............................................................................................... - 53 -

3.1 Giới thiệu chung .................................................................................................. - 53 -

3.1.1 Mục đích tính toán......................................................................................... - 53 -

3.1.2 Nhiệt khí thải của động cơ và khả năng tận dụng ......................................... - 53 -

3.1.3 Sơ đồ BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tận dụng nhiệt khí thải ................. - 54 -

3.2 Mô hình tính toán ............................................................................................... - 58 -

3.2.1 Mô hình trao đổi nhiệt giữa khí thải và BXT ................................................ - 58 -

3.2.2 Mô hình tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT .......... - 61 -

3.3 Kết quả tính toán và bàn luận ........................................................................... - 65 -

3.3.1 Các thông số vào ........................................................................................... - 65 -

3.3.2 Kết quả tính toán quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải ................................. - 67 -

iv

3.3.3 Kết quả tính toán quá trình PO ...................................................................... - 72 -

3.3.4 Kết quả tính toán quá trình ATR ................................................................... - 74 -

3.3.5 Kết hợp SR và PO tận dụng nhiệt khí thải .................................................... - 77 -

3.4 Kết luận chương 3 ............................................................................................... - 81 -

CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM .................................................. - 82 -

4.1 Giới thiệu chung .................................................................................................. - 82 -

4.1.1 Mục đích và nội dung nghiên cứu thực nghiệm ............................................ - 82 -

4.1.2 Đối tượng, chế độ và điều kiện thử nghiệm .................................................. - 83 -

4.1.3 Nhiên liệu thử nghiệm ................................................................................... - 83 -

4.2 Thiết kế, chế tạo hệ thống tạo và cấp khí giàu H2 trên động cơ ..................... - 83 -

4.2.1 Thiết kế chế tạo BXT .................................................................................... - 83 -

4.2.2 Thiết kế lắp đặt hệ thống tạo và cung cấp khí giàu H2 trên động cơ ............ - 85 -

4.3 Trang thiết bị thử nghiệm .................................................................................. - 86 -

4.3.1 Phanh thuỷ lực .............................................................................................. - 87 -

4.3.2 Cảm biến tốc độ động cơ .............................................................................. - 88 -

4.3.3 Thiết bị đo lượng nhiên liệu tiêu thụ ............................................................. - 88 -

4.3.4 Tủ phân tích khí thải AVL CEB II ............................................................... - 89 -

4.3.5 Chương trình thử nghiệm .............................................................................. - 94 -

4.4 Kết quả thử nghiệm ............................................................................................ - 96 -

4.4.1 Đánh giá độ tin cậy của mô hình tính toán biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu ..... - 96 -

4.4.2 Tính năng làm việc của động cơ ở 70% tải ................................................... - 98 -

4.4.3. Tính năng làm việc của động cơ ở toàn tải ................................................ - 101 -

4.5 Kết luận chương 4 ............................................................................................. - 103 -

KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG PHÁT TRIỂN ......................................................... - 104 -

Kết luận .................................................................................................................... - 104 -

Hướng phát triển..................................................................................................... - 104 -

TÀI LIỆU THAM KHẢO ....................................................................................... 105

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN .................. 112

PHỤ LỤC ................................................................................................................ 113

v

Phụ lục 1. Chương trình tính toán mô phỏng quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa xăng ........................................................................................................................ 113

Phụ lục 2. Kết quả tính toán quá trình SR ................................................................ 120

vi

Phụ lục 3. Một số hình ảnh thử nghiệm ..................................................................... 121

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU, CÁC CHỮ VIẾT TẮT

Danh mục ký hiệu

Ký hiệu Tên gọi

CO Oxit cacbon

HC Hydro cacbon

Oxit nitơ NOx

Oxit lưuhuynh SO2

Nitơ N2

Cacbonnic CO2

Nước H2O

α Hệ số dư lượng không khí

Protoxit N2O

Ethanol C2H6O

Metan CH4

vii

Hydro H2

Danh mục chữ viết tắt

Suất tiêu hao năng lượng có ích BSEC

Bio-mass To Liquid BTL

Bộ xúc tác BXT

Hệ thống phân tích khí thải CEB-II

Chế hòa khí CHK

Cơ khí động lực CKĐL

Khí thiên nhiên nén CNG

Biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với khí các bon níc CR

ĐCĐT Động cơ đốt trong

ĐHBK HN Đại học Bách khoa Hà Nội

Dimethyl ether DME

Băng thử động lực học cao ETB

Fatty Acid Methyl Ester FAME

Hỗn hợp nhiên liệu hydro/CNG HCNG

Hydrotreating Vegetable Oil HVO

Khí thiên nhiên hóa lỏng LNG

Dầu mỏ hóa lỏng LPG

Khí thiên nhiên NG

Xe chạy nhiên liệu khí thiên nhiên NGV

Ô xi hóa không hoàn toàn nhiên liệu PO

Biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước SR

viii

ATR Biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước và ô xi ở trạng thái tự cân bằng về nhiệt

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Một số tính chất của hydro, mê-tan, xăng [39, 101] ..................................................... - 7 -

Bảng 2.1 Năng lượng tạo thành (enthalpy of formation) của một số chất ở 298K [33, 36] ......... - 34 -

Bảng 2.2. Ưu nhược điểm của các phương pháp tạo ra hydro ..................................................... - 40 -

Bảng 2.3 Các hằng số động học phản ứng [87] .......................................... - 50 -

Bảng 2.4 Các hằng số cân bằng [49, 75] ...................................................................................... - 50 -

Bảng 2.5 Các hằng số hấp thụ [49, 75] ........................................................................................ - 50 -

Bảng 3.1 Đặc tính kỹ thuật của chất xúc tác Ni-0309S ................................................................ - 55 -

Bảng 3.2. Các thông số kỹ thuật của động cơ thử nghiệm Honda Wave- ................................. - 57 -

Bảng 3.3 Các thông số vào của BXT (xác định từ thực nghiệm) ................................................. - 66 -

Bảng 3.4 Hàm lượng và tỷ suất tạo khí giàu hydro ...................................................................... - 69 -

Bảng 3.5 Nhiệt độ BXT và tỷ suất tạo H2 ở các chế độ tải (Số liệu đồ thị Hình 3.11) ................ - 72 -

Bảng 3.6 Hàm lượng và tỷ suất tạo khí giàu hydro của quá trình PO .......................................... - 73 -

Bảng 3.7 Hàm lượng và tỷ suất tạo khí giàu hydro ...................................................................... - 75 -

Bảng 3.8 Thông số khí thải vào BXT ........................................................................................... - 78 -

Bảng 3.9 Kết quả tính toán kết hợp SR vàPO có tận dụng nhiệt khí thải .................................... - 78 -

Bảng 4.1 Các thông số cấp nguyên liệu của BXT ........................................................................ - 95 -

Bảng 4.2 Kết quả tính toán và thực nghiệm quá trình SR ............................................................ - 97 -

Bảng 4.3 Thành phần H2 và khí giàu H2 trong khí nạp của động cơ .......................................... - 98 -

Bảng 4.4 Đặc tính động cơ chạy xăng nguyên bản và bổ sung khí giàu hydro ở 70% tải ........... - 98 -

Bảng 4.5 Đặc tính động cơ chạy xăng nguyên bản và bổ sung khí giàu hydro ở 100% tải ....... - 101 -

ix

DANH MỤC HÌNH VẼ

Hình 1.1. Giới hạn cháy của hydro và một số loại nhiên liệu [44]................................................. - 8 -

Hình 1.2 Tốc độ ngọn lửa của một số hỗn hợp khí [12] ............................................................... - 9 -

Hình 1.3 Các phương án cung cấp hydro cho ĐCĐT [46] ........................................................... - 10 -

Hình 1.4 So sánh hiệu suất nhiệt của động cơ hydro và động cơ xăng [98] .............................. - 11 -

Hình 1.5 So sánh hiệu suất có ích của động cơ H2 với bướm ga (BG) mở 100% (thay đổi ), động

cơ H2 và động cơ xăng thay đổi độ mở BG (=1) duy trì mô men 80 Nm ở tốc độ khác nhau [93] .. - 12 -

Hình 1.6 So sánh hiệu suất có ích của động cơ H2 với bướm ga (BG) mở 100% và 50% (thay đổi )

và động cơ xăng thay đổi độ mở BG (=1) để duy trì mô men 20 Nm ở các tốc độ khác nhau [93] . -

12 -

Hình 1.7 Phát thải NOx của động cơ H2 ở 1500v/p, bướm ga mở hoàn toàn [93] ....................... - 13 -

Hình 1.8 So sánh hiệu suất của động cơ khi bổ sung và không bổ sung hydro ở 1400 v/p) ở tải trọng (MAP) khác nhau [19] ........................................................................................................ - 15 -

Hình 1.8 So sánh hiệu suất của động cơ khi bổ sung và không bổ sung hydro ở 1400 v/p) ở các điều kiện tải trọng (MAP) khác nhau [18] ........................................................................................... - 16 -

Hình 1.9 Hiệu suất chỉ thị phụ thuộc vào tỷ lệ năng lượng H2 thay thế ở không tải [19] ............ - 16 -

Hình 1.10 Diễn biến hàm lượng phát thải của động cơ theo  khi bổ sung hydro với các tỷ lệ khác

nhau [18] ...................................................................................................................................... - 17 -

Hình 1.11 Áp suất có ích trung bình của động cơ bổ sung H2 ở 1400v/p) với hỗn hợp có  khác nhau [18] ...................................................................................................................................... - 18 -

Hình 1.12 So sánh hiệu suất có ích và phát thải của động cơ khi chạy chỉ diesel và khi chạy hydro- diesel [78] ..................................................................................................................................... - 19 -

Hình 1.13 Hiệu suất chỉ thị và áp suất có ích trung bình của động cơ xăng bổ sung khí giàu hydro (syngas) [21] ................................................................................................................................. - 20 -

Hình 1.14 Phát thải HC và NOx của động cơ xăng bổ sung khí giàu hydro (syngas) [21] .......... - 21 -

Hình 1.15 Phát thải CO của động cơ xăng bổ sung khí giàu hydro (syngas) [21] ....................... - 21 -

Hình 1.16 Sơ đồ nguyên lý điện phân nước tạo hydro ................................................................. - 23 -

Hình 2.1 Sơ đồ bộ xúc tác và quá trình biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước, SR ..................... - 32 -

Hình 2.2 Sơ đồ bộ xúc tác và quá trình ô xi hóa không hoàn toàn xăng, PO ............................... - 35 -

Hình 2.3 Sơ đồ bộ xúc tác và quá trình phản ứng nhiệt hóa nhiên liệu với ô xy và hơi nước tự cân bằng về nhiệt, ATR ...................................................................................................................... - 37 -

Hình 2.4 Các dạng lõi phần tử xúc tác ......................................................................................... - 42 -

x

Hình 2.5 Sơ đồ quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu ở trạng thái cân bằng ............................. - 43 -

Hình 3.1 Các thành phần cân bằng nhiệt của đông cơ đốt trong (ĐCĐT) ................................... - 53 -

Hình 3.2 Sơ đồ BXT biến đổi nhiệt hóa xăng tận dụng nhiệt khí thải ....................................... - 54 -

Hình 3.3 Mô hình truyền nhiệt sấy nóng BXT ............................................................................. - 59 -

Hình 3.4 Mô hình 2 chiều của bộ xúc tác ..................................................................................... - 62 -

Hình 3.5 Diễn biến thay đổi nhiệt độ khí thải và nhiệt độ trung bình của hạt xúc tác dọc theo chiều dài BXT trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ, tỷ lệ khối lượng N/X = 3 ................ - 67 -

Hình 3.6 Diễn biến thay đổi hàm lượng thể tích các thành phần khí ẩm trong BXT dọc theo chiều dài của nó trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ , tỷ lệ khối lượng N/X=3 .............. - 68 -

Hình 3.7 Diễn biến thay đổi hàm lượng thể tích của các thành phần khí khô trong BXT dọc theo chiều dài của nó trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ ............................................. - 68 -

Hình 3.8 Quan hệ giữa hàm lượng sản phẩm khô của quá trình SR với tỷ lệ khối lượng N/X ở chế độ toàn tải của động cơ................................................................................................................. - 69 -

Hình 3.9 So sánh tỷ số biến đổi nhiên liệu của quá trình SR theo tỷ lệ khối lượng N/X khi có tận dụng và không tận dụng nhiệt khí thải ở chế độ toàn tải của động cơ ......................................... - 70 -

Hình 3.10 So sánh tỷ suất tạo hydro của quá trình SR theo tỷ lệ nước/xăng ở các chế độ 100% tải, 70% tải và 50% tải của động cơ ................................................................................................... - 71 -

Hình 3.11 Ảnh hưởng của chế độ tải đến nhiệt độ BXT và tỷ suất tạo H2 (mol H2/1g xăng) của quá trình SR ở tỷ lệ N/X tối ưu ........................................................................................................... - 71 -

Hình 3.12 Quan hệ giữa các hàm lượng thành phần sản phẩm khô và tỷ lệ K/X của quá trình PO .... - 73 -

Hình 3.13 Quan hệ giữa tỷ suất tạo H2 và CO và nhiệt dư với tỷ lệ K/X của quá trình PO ........ - 73 -

Hình 3.14 Sự thay đổi của hàm lượng thể tích khí khô CO, H2 theo tỷ lệ nước/xăng ở các tỷ lệ không khí/xăng (K/X) khác nhau của quá trình ATR .................................................................. - 76 -

Hình 3.15 Sự thay đổi của tỷ suất tạo CO, H2 theo tỷ lệ nước/xăng ở các tỷ lệ không khí/xăng (K/X) khác nhau của quá trình ATR ............................................................................................ - 76 -

Hình 3.16 Tỷ suất tạo H2 của BXT ở các chế độ tải của động cơ ............................................... - 79 -

Hình 3.17. Tỷ suất tạo H2 của BXT ở các chế độ tải của ĐC với tỷ lệ cấp nguyên liệu tối ưu ... - 80 -

Hình 4.1 Cụm BXT và ống trao đổi nhiệt ................................................................................... - 83 -

Hình 4.2 Bản vẽ chi tiết BXT ...................................................................................................... - 84 -

Hình 4.3 Mô hình bố trí BXT reforming nhiên liệu xăng theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải - 85 -

Hình 4.4 Sơ đồ băng thử nghiệm các tính năng của động cơ ...................................................... - 86 -

Hình 4.5 Phanh thuỷ lực Didacta T101D .................................................................................... - 87 -

xi

Hình 4.6 Bộ chuyển đổi tín hiệu và máy tính hiển thị ................................................................. - 87 -

Hình 4.7 Sơ đồ nguyên lý và hình ảnh thực tế của hệ thống cảm biến tốc độ động cơ ................ - 88 -

Hình 4.8 Sơ đồ nguyên lý và hình ảnh thực tế của AVL Fuel Balance 733S ............................. - 88 -

Hình 4.9 Giao diện trên máy tính hệ thống cân nhiên liệu AVL 733S ....................................... - 89 -

Hình 4.10 Sơ đồ của tủ AVL CEBII ............................................................................................ - 90 -

Hình 4.11 Sơ đồ cấu tạo của bộ đo CO ........................................................................................ - 90 -

Hình 4.12 Sự ảnh hưởng của H2O đến CO.................................................................................. - 91 -

Hình 4.13 Sơ đồ cấu tạo bộ phân tích NO và NOx ...................................................................... - 92 -

Hình 4.14. Sơ đồ cấu tạo hệ thống đo HC ................................................................................... - 93 -

Hình 4.15 So sánh kết quả tính toán và thực nghiệm SR ở 70% tải ............................................. - 97 -

Hình 4.16 So sánh kết quả tính toán và thực nghiệm SR ở 100% tải ........................................... - 97 -

Hình 4.17 Công suất động cơ tại 70% độ mở bướm ga .............................................................. - 99 -

Hình 4.18 Suất tiêu hao nhiên liệu tại 70% độ mở bướm ga........................................................ - 99 -

Hình 4.19 Diễn biến các thành phần phát thải tại 70% bướm ga ............................................... - 100 -

Hình 4.20 Công suất động cơ tại vị trí bướm ga mở hoàn toàn ................................................. - 101 -

Hình 4.21 Suất tiêu hao nhiên liệu tại vị trí bướm ga mở hoàn toàn .......................................... - 102 -

Hình 4.22 Diễn biến các thành phần phát thải tại 100% bướm ga ............................................. - 103 -

xii

MỞ ĐẦU

i. Lý do chọn đề tài

Trong sự phát triển của bất kỳ quốc gia nào trên thế giới, động cơ đốt trong (ĐCĐT) luôn giữ một vai trò vô cùng quan trọng trong nền kinh tế xã hội và có mặt ở mọi lĩnh vực như nông nghiệp, công nghiệp, giao thông vận tải, quốc phòng và các lĩnh vực khác. Không một nước phát triển nào lại không có ngành ĐCĐT phát triển. Hiện nay, sự gia tăng nhanh về số lượng ĐCĐT đang khiến cho mức tiêu thụ nhiên liệu hóa thạch truyền thống tăng cao gây nguy cơ cạn kiệt nhanh nguồn nhiên liệu này và làm môi trường bị ô nhiễm ngày càng trầm trọng không chỉ ở các quốc gia phát triển trên thế giới mà cả ở Việt Nam. Do đó, cần phải có các giải pháp cấp bách để khắc phục vấn đề này. Việc nghiên cứu phát triển các nguồn nhiên liệu thay thế có mức phát thải thấp và sử dụng hiệu quả nguồn nhiên liệu sẵn có sẽ là giải pháp căn cơ có tầm ảnh hưởng toàn cầu, đảm bảo an ninh năng lượng của các quốc gia và sự phát triển bền vững cho nhân loại. Tuy nhiên, hiện vẫn chưa phát triển được nguồn nhiên liệu mới sạch có tiềm năng đủ để thay thế hoàn toàn nhiên liệu truyền thống trên ĐCĐT nên trước mắt, việc nghiên cứu tối ưu hoá, nâng cao hiệu quả quá trình cháy của động cơ để tiết kiệm nhiên liệu và giảm phát thải độc hại vẫn luôn được quan tâm hàng đầu.

Một trong những biện pháp hữu hiệu để nâng cao hiệu quả quá trình cháy trên các động cơ hiện hành mà không cần thay đổi nhiều về kết cấu động cơ là bổ sung một lượng nhỏ khí hydro hoặc khí giàu hydro vào động cơ. Hydro có đặc điểm khuếch tán nhanh, dễ bắt cháy và cháy nhanh nên khi được bắt cháy trong hỗn hợp với nhiên liệu hóa thạch truyền thống trong xi lanh động cơ nó sẽ làm tăng tốc độ cháy của hỗn hợp nhiên liệu và giúp nhiên liệu cháy kiệt, nhờ đó làm tăng hiệu quả quá trình cháy và giảm phát thải độc hại của động cơ.

Tuy nhiên, hydro có nhược điểm lớn so với nhiên liệu truyền thống là tồn tại ở dạng khí và có tỷ trọng rất thấp nên việc tích trữ, bảo quản và vận chuyển khí này để đủ cung cấp liên tục cho động cơ trên các phương tiện vận tải gặp khá nhiều khó khăn và tốn kém. Chính vì vậy, việc nghiên cứu tạo ra và cung cấp khí hydro hoặc khí giàu hydro cho động cơ ở ngay trên động cơ để cải thiện quá trình cháy, nâng cao hiệu suất và giảm phát thải cho động cơ sẽ có ý nghĩa khoa học và thực tiễn cao. Công nghệ này sẽ khắc phục được các khó khăn về tích trữ, bảo quản và vận chuyển nói trên. Đây cũng chính là lý do của việc thực hiện đề tài “Nghiên cứu tạo nhiên liệu giàu hyddro trên động cơ để cải thiện tính năng và phát thải”.

ii. Mục đích nghiên cứu

Đưa ra và phát triển được giải pháp công nghệ thích hợp để tạo khí giàu hydro trên động cơ xăng đảm bảo tỷ suất và hiệu suất tạo hydro cao nhất, phù hợp với các chế độ làm việc của động cơ.

Đánh giá được tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ được bổ sung khí

giàu hydro tạo ra trên động cơ. iii. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

- 1 -

Nghiên cứu tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tạo khí giàu hydro

trong bộ xúc tác (BXT) và thiết kế chế tạo BXT tận dụng nhiệt khí thải tạo khí giàu hydro trên động cơ xe máy Honda Wave- và đánh giá tính năng của động cơ sử dụng khí giàu hydro này. Việc nghiên cứu được thực hiện trong phòng thí nghiệm tại Phòng thí nghiệm Động cơ đốt trong, Viện Cơ khí động lực (CKĐL), Trường Đại học Bách khoa Hà Nội. iv. Phương pháp nghiên cứu

Phương pháp nghiên cứu của luận án là kết hợp chặt chẽ giữa nghiên cứu lý thuyết

và nghiên cứu thực nghiệm, cụ thể là:

Phần nghiên cứu lý thuyết gồm nghiên cứu cơ sở lý thuyết của các phương pháp tạo khí giàu hydro trên động cơ và mô hình hóa tính toán quá trình tạo khí giàu hydro trong BXT tận dụng nhiệt khí thải nhằm xác định được các phương pháp tạo khí giàu hydro phù hợp và các thông số làm việc tối ưu của BXT ở các chế độ làm việc của động cơ.

Phần nghiên cứu thực nghiệm nhằm đánh giá độ tin cậy của kết quả tính toán lý thuyết quá trình tạo khí giàu hydro và đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ được bổ sung khí giàu hydro tạo ra trên động cơ.

v. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài nghiên cứu Luận án đã phân tích và lựa chọn phương án tạo khí giàu hydro từ nhiên liệu xăng qua quá trình biến đổi nhiệt hóa với sự hỗ trợ của chất xúc tác. Đã xây dựng được mô hình mô phỏng và tính toán các thông số làm việc của bộ xúc tác làm cơ sở cho việc thiết kế và chế tạo bộ xúc tác nhiệt hóa tận dụng nhiệt khí thải cho động cơ xe máy Wave – α. Kết quả thử nghiệm bộ xúc tác cho thấy những cải thiện đáng kể về tính năng làm việc và phát thải của động cơ. Đồng thời luận án đã giải quyết được khó khăn vè tích trữ và cung cấp khí giàu hydro cho động cơ bằng cách tạo ra hydro ngay trên phương tiện. vi. Điểm mới của luận án

Luận án đã xây dựng thành công mô hình tính toán quá trình tạo khí giàu hydro từ nhiên liệu xăng bằng phương pháp biến đổi nhiệt hóa tận dụng nhiệt khí thải động cơ. Từ đó tính toán được tỷ lệ nước/nhiên liệu cấp vào bộ xúc tác cho hiệu suất tạo khí giàu hydro cao.

Đã thiết kế, chế tạo lắp đặt và thử nghiệm thành công hệ thống cung cấp khí giàu hydro sử dụng bộ xúc tác biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước cho động cơ xe máy Wave – α. Kết quả đã cải thiện đáng kể tính năng và phát thải của động cơ ở 70% tải và 100% tải.

vii. Nội dung của luận án

Mở đầu Chương1. Tổng quan Chương 2. Cơ sở lý thuyết tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng Chương 3. Tính toán sự tạo khí giàu hydro trong bộ xúc tác biến đổi nhiệt hóa xăng tận dụng nhiệt khí thải trên động cơ Honda Wave-

- 2 -

Chương 4. Nghiên cứu thực nghiệm Kết luận chung và phương hướng phát triển

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN

1.1 Vấn đề kiểm soát phát thải độc hại trong động cơ đốt trong

1.1.1 Đặc điểm phát thải độc hại của động cơ đốt trong

Động cơ đốt trong là nguồn gây ô nhiễm lớn cho môi trường. Các thành phần độc hại chính phát thải từ động cơ gồm ô xít các bon (CO), hydrocacbon (HC), ô xít ni tơ (NOx), ô xít lưu huỳnh (SO2), khói đen và các chất thải dạng hạt khác. Các thành phần chất thải này không những gây tác hại trực tiếp cho sức khỏe con người mà về lâu về dài còn phá hoại cả thế giới sinh vật đang nuôi sống con người. Theo số liệu thống kê ở Mỹ năm 1997, các chất ô nhiễm phát thải từ các phương tiện vận tải trang bị động cơ đốt trong sử dụng nhiên liệu hóa thạch chiếm 4050% tổng hàm lượng HC trong không khí, 50% tổng hàm lượng NOX và 8090% tổng hàm lượng CO ở khu vực thành phố [40]. Ở các nước phát triển khác như Châu Âu và Nhật Bản cũng xảy ra vấn đề tương tự. Trong những năm gần đây, số lượng phương tiện vận tải ngày càng tăng cao, trung bình hàng năm thế giới sản xuất và đưa vào sửa dụng thêm trên 40 triệu chiếc động cơ, nên càng làm vấn đề ô nhiễm môi trường thêm trầm trọng.

Các thành phần độc hại phát ra từ động cơ có thể từ 3 nguồn. Thứ nhất là khí thải trên đường ống xả. Đó là những khí độc hại phát sinh trong quá trình cháy nhiên liệu trong động cơ và thải ra ngoài thông qua đường ống xả. Khí thải bao gồm những thành phần chính là Ni tơ (N2) và hơi nước chiếm khoảng 83%, các khí còn lại là ô xít carbon (CO), các bon níc (CO2), carbuahydro (HC), và các loại ô xít ni tơ (NOx). Thứ hai là các khí rò lọt bao gồm những khí rò lọt qua khe hở giữa pít tông và xi lanh, chủ yếu là N2 và O2 chiếm tới 90% phần còn lại là CO2, HC, hơi nước và một hàm lượng nhỏ CO và NOx. Thứ ba là các khí bay hơi gồm chủ yếu là hơi xăng (HC) bay hơi từ các thiết bị nhiên liệu. Trong ba nguồn này thì khí thải từ đường ống thải là nguồn gây ô nhiễm chính của động cơ với các thành phần độc hại là CO, HC, NOx, khói và chất thải rắn. Với động cơ xăng, các thành phần phát thải độc hại chủ yếu gồm CO, HC, NOx. Đối với nguồn khí rò lọt và khí bay hơi, thành phần độc hại chủ yếu là HC chiếm tỷ lệ nhỏ trong tổng phát thải HC của động cơ nên thường không được quan tâm nhiều.

- 3 -

Sự hình thành các chất độc hại trong khí thải động cơ liên quan đến quá trình cháy và đặc điểm của nhiên liệu sử dụng bởi vì quá trình cháy trong động cơ đốt trong là quá trình ô xi hoá nhiên liệu, giải phóng nhiệt năng và quá trình này diễn ra trong buồng cháy động cơ theo những cơ chế hết sức phức tạp và chịu ảnh hưởng của nhiều thông số như thành phần giữa không khí và nhiên liệu, điều kiện cháy v.v... Ở điều kiện lý tưởng, sự đốt cháy hoàn toàn của nhiên liệu Hydrocacbon với Oxy trong không khí sẽ sinh ra sản phẩm cháy không độc hại như là CO2, H2O. Tuy nhiên, trong động cơ trạng thái cân bằng hoá học lý tưởng đối với sự cháy hoàn toàn có thể nói là không bao giờ xảy ra, bởi vì thời gian cho quá trình ôxy hoá bị giới hạn và sự thiếu đồng nhất ở trạng thái hơi của nhiên liệu trong không khí. Kết quả là trong sản vật cháy, ngoài các sản phẩm cháy hoàn toàn còn có các thành phần độc hại CO và HC. Thêm nữa, quá trình cháy diễn ra ở nhiệt độ cao trong môi trường có ô xy và ni tơ nên sẽ sinh ra chất độc hại NOx trong khí thải.

Nồng độ các thành phần trong khí thải thay đổi tuỳ thuộc vào kiểu loại động cơ, và đặc biệt là phụ thuộc vào điều kiện vận hành động cơ [5]. Hàm lượng CO tăng khi hệ số dư lượng không khí giảm. Nồng độ CO cao hơn với hỗn hợp giàu nhiên liệu hơn. Một nguyên nhân nữa là sự hoà trộn không đều giữa nhiên liệu và không khí hoặc nhiên liệu không hoàn toàn ở trạng thái hơi. Do vậy, mặc dù chung có thể >1 nhưng vẫn có những khu vực cháy trong xi lanh thiếu không khí, dẫn đến sự tạo thành CO.

Chất thải Hydrocacbon chưa cháy HC cũng là do sự cháy không hoàn toàn của nhiên liệu trong xylanh động cơ gây ra. Nguồn chính của khí thải HC là do nhiên liệu thoát khỏi sự cháy trong buồng cháy của động cơ do quá trình chuyển tiếp nhiên liệu nạp, do các khe hở, do sự nén hỗn hợp chưa cháy vào các khe giữa đầu pít tông và xi lanh trong quá trình nén khi áp suất cao và sự giải phóng hỗn hợp này vào hỗn hợp đã cháy trong xi lanh ở thời kỳ giãn nở khi áp suất giảm. Màng dầu bôi trơn cũng là nguyên nhân gây ra HC trong khí thải, màng dầu hấp thụ HC trong quá trình nén và giải phóng HC vào khí cháy trong quá trình giãn nở. Một phần Hydrocacbon này được ôxy hoá khi được trộn với khí đã cháy trong quá trình giãn nở và quá trình xả, phần còn lại thải ra ngoài cùng với khí thải nên gây ra sự phát thải HC. Mức độ ôxy hóa HC phụ thuộc vào các điều kiện và chế độ vận hành động cơ như là tỷ số giữa nhiên liệu và không khí, tốc độ động cơ, tải, góc đánh lửa... Sự đánh lửa muộn hơn thích hợp để ôxy hoá HC sau quá trình cháy. Nguồn phát sinh khác của HC là sự cháy không hoàn toàn trong một phần của chu kỳ vận hành của động cơ (hoặc là đốt cháy từng phần hoặc hiện tượng bỏ lửa hoàn toàn) xảy ra khi chất lượng đốt cháy kém. Hàm lượng HC chưa cháy trong khí thải chủ yếu phụ thuộc vào tỷ lệ không khí và nhiên liệu. Nồng độ của chúng tăng khi hỗn hợp đậm hơn, đặc biệt là với <1. Đối với hỗn hợp quá nghèo khí xả HC cũng tăng do đốt cháy không hoàn toàn hoặc hiện tượng bỏ lửa trong một phần của các chu kỳ vận hành động cơ.

Các chất oxit nitơ NO, dioxit nitơ NO2, và protoxit nitơ N2O được gọi chung dưới cái tên NOX trong đó NO chiếm đa phần trên 80%. Khí thải NOx được hình thành ở nhiệt độ cháy cao. Trong buồng cháy động cơ, dưới áp suất cao, bề dày màng lửa không đáng kể và tồn tại trong thời gian ngắn, do đó đại bộ phận NOX hình thành phía sau màng lửa, tức là sau khi hỗn hợp bị đốt cháy. Nhân tố chính ảnh hưởng tới với sự hình thành NOx là nhiệt độ, ôxy và thời gian. Nhiệt độ cao, ô xy nhiều và thời gian dài thì NOX sẽ cao, tức là khi động cơ chạy toàn tải, tốc độ thấp và =1,051,1 thì NOX lớn.

1.1.2 Các biện pháp giảm phát thải độc hại

Việc nghiên cứu áp dụng các biện pháp hữu hiệu để giảm phát thải cho động cơ đã được quan tâm từ lâu. Nhìn chung các biện pháp giảm phát thải độc hại cho động cơ xăng hiện nay có thể được chia thành ba nhóm [5].

- 4 -

Nhóm thứ nhất bao gồm các biện pháp giảm nồng độ độc hại khí thải từ xi lanh bằng cách tối ưu hoá chất lượng tạo hỗn hợp và đốt cháy nhiên liệu thông qua việc tối ưu hoá kết cấu động cơ. Các biện pháp công nghệ của nhóm này bao gồm cải tiến hệ thống phun nhiên liệu và tạo hỗn hợp, áp dụng hệ thống điều khiển điện tử trên động cơ, điều chỉnh chính xác tỉ lệ không khí-nhiên liệu và thiết kế hệ thống đánh lửa thích hợp trong động cơ xăng, tối ưu kết cấu buồng cháy, luân hồi khí thải, và một số công nghệ khác. Nhìn chung

các động cơ hiện đại đều đã được tối ưu hóa kết cấu với việc sử dụng các thành tựu khoa học công nghệ tiên tiến cho phép giảm tối thiểu thành phần phát thải độc hại khí thải thoát ra khỏi xi lanh động cơ. Tuy nhiên, hàm lượng phát thải độc hại của động cơ vẫn chưa thể đáp ứng các tiêu chuẩn khí thải ngày càng ngặt nghèo trong khi khó có thể giảm thêm được bằng cách áp dụng các biện pháp cải tiến kết cấu động cơ.

Nhóm thứ hai bao gồm các biện pháp xử lý khí thải để chuyển đổi các thành phần độc hại của khí thải thành khí trơ trước khi thải ra ngoài môi trường bằng cách sử dụng các phương pháp xử lý xúc tác trung hòa khí thải. Ở phương pháp này, các thành phần độc hại CO, HC được ô xi hóa tiếp trong các bộ xử lý xúc tác ô xi hóa; còn NOx được chuyển thành N2 trong bộ xủa lý xúc tác giảm NOx hoặc việc ô xi hóa CO, HC, và giảm NOx được thực hiện đồng thời trong cùng một bộ xử lý xúc tác 3 chức năng trên động cơ xăng; khói bụi thì được xử lý trong các bộ xử lý xúc tác đặc biệt. Việc xử lý xúc tác khí thải cho phép giảm đến trên 95% hàm lượng các thành phần độc hại [81]. Tuy nhiên, hiệu quả xử lý xúc tác này chỉ đạt được ở chế độ làm việc ổn định của động cơ khi bộ xử lý xúc tác đã nóng hoàn toàn. Ở chế độ khởi động lạnh, chạy ấm máy, chạy không tải và chế độ chuyển tiếp, hiệu quả của bộ xủa lý xúc tác rất thấp làm tăng lượng phát thải độc hại vào môi trường.

Nhóm thứ ba bao gồm các biện pháp liên quan đến cách thức sử dụng nhiên liệu (pha phụ gia cải thiện nhiên liệu) và sử dụng nhiên liệu thay thế. Hiện nay, việc nghiên cứu sử dụng nhiên liệu thay thế trên các động cơ hiện hành ngày càng được quan tâm nhằm mục đích vừa để bù đắp phần nhiên liệu thiếu hụt do nguồn nhiên liệu hóa thạch ngày càng cạn kiệt và vừa để giảm phát thải cho động cơ. Do đó, yêu cầu đối với nhiên liệu thay thế là phải có trữ lượng lớn hoặc tái tạo được, đồng thời có khả năng cháy tốt, cháy kiệt và có nồng độ phát thải độc trong khí thải thấp.

Nhiên liệu thay thế có thể được phân thành hai nhóm, nhóm nhiên liệu có nguồn gốc hóa thạch và nhóm có nguồn gốc tái tạo. Nhóm nhiên liệu thay thế có nguồn gốc hóa thạch có thể gồm khí thiên nhiên (khí thiên nhiên nén CNG, khí thiên nhiên hóa lỏng LNG), khí dầu mỏ hóa lỏng (LPG), dimethyl ether (DME) và một số khí khác. Các loại khí này có tỷ lệ các bon (C/H) nhỏ nên sản vật cháy chứa ít thành phần độc hại CO, HC và CO2 hơn so với khí thải của xăng và diesel [6, 11]. Nhóm nhiên liệu có nguồn gốc tái tạo có thể gồm khí sinh học (biogas), ethanol sinh học (bio-ethanol)/methanol sinh học (bio-methanol), hydro, dầu thực vật (vegetable oil), diesel sinh học (bio-diesel hay FAME – Fatty Acid Methyl Ester), dầu thực vật/mỡ động vật hydro hóa (HVO – Hydrotreating Vegetable Oil) và sinh khối hóa lỏng (BTL – Bio-mass To Liquid). Các nhiên liệu tái tạo có ưu điểm nổi bật là có thể nuôi trồng chế biến được nên không bao giờ cạn, mặt khác các nhiên liệu này cũng có hàm lượng C nhỏ hơn so với nhiên liệu xăng và diesel và đặc biệt là khí hydro không chứa C nên phát thải độc hại thấp hơn.

- 5 -

Trong các loại nhiên liệu thay thế, khí hydro (H2) là loại khí có nhiệt trị khối lượng cao và khi cháy không gây phát thải các thành phần độc hại HC và CO như các loại nhiên liệu gốc hóa thạch, mặt khác, hydro có trữ lượng gần như vô tận trong thiên nhiên nên hiện nay được coi là nhiên liệu của tương lai và là nhiên liệu thay thế rất tiềm năng cho động cơ đốt trong [37].

1.2 Nhiên liệu hydro cho động cơ đốt trong

1.2.1 Tính chất của khí hydro

Hydro là nguyên tố phổ biến nhất trong vũ trụ và tồn tại chủ yếu ở dạng hợp chất với các nguyên tố khác. Hydro từ lâu đã được xem như một loại nhiên liệu mong muốn cho động cơ đốt trong (ĐCĐT). Khác với các loại nhiên liệu nguồn gốc hóa thạch, đây là nguồn nhiên liệu không gây ô nhiễm khí thải, có thể tái tạo và có thể được sản xuất từ nguồn nước vô tận. Một số tính chất điển hình của hydro so với khí mê tan và xăng được chỉ ra trong Bảng 1.1 [37, 98]. Hydro có thể được sử dụng như một đơn nhiên liệu trên ĐCĐT đốt cháy cưỡng bức [98] hoặc làm nhiên liệu bổ sung trên cả động cơ xăng [18] và động cơ diesel [88]. Hydro khi phản ứng với không khí tạo ra sản phẩm sạch, chủ yếu nước và không có thành phần ô nhiễm CO và HC nên không gây ô nhiễm môi trường và không gây hiệu ứng nhà kính như khi sử dụng các loại nhiên liệu hóa thạch. Thêm nữa, nhiên liệu này có ưu điểm là cháy nhanh, trị số ốc tan cao (trên 130), chống kích nổ tốt, nên cho phép động cơ có thể làm việc ở tốc độ rất cao, tỷ số nén lớn, nhờ đó có thể tăng công suất và hiệu suất của động cơ. Giới hạn thành phần hỗn hợp để đảm bảo khả năng cháy tốt rất rộng (=0,1410) nên động cơ có thể làm việc với hỗn hợp rất loãng, góp phần làm tăng tính kinh tế của động cơ. Mặc dù vậy, nhiên liệu hydro cũng có một số nhược điểm so với nhiên liệu xăng và diesel là nhiệt trị mole rất thấp nên nếu không thay đổi kết cấu động cơ khi chuyển từ động cơ chạy xăng hoặc diesel sang động cơ chạy hoàn toàn bằng hydro cấp vào đường ống nạp thì công suất động cơ sẽ bị giảm nhiều. Các tính chất vật lý và tính chất cháy của khí hydro ảnh hưởng trực tiếp đến khả năng sử dụng khí này làm nhiên liệu trong động cơ đốt trong đã được trình bày một cách chi tiết trong các tài liệu tham khảo [12,37,44, 98].

a) Tỷ trọng

Số liệu trong bảng cho thấy hydro có tỷ trọng nhỏ chỉ bằng khoảng 11% so với mê tan và 1,6% so với hơi xăng, tức là nhẹ hơn 8,7 lần so với mê tan và 63,2 lần so với hơi xăng ở cùng điều kiện áp suất. Trong bảng tuần hoàn hoá học, hydro có khối lượng phân tử là 2,016 và là nguyên tố nhẹ nhất; tỉ trọng của nó nhỏ hơn 14 lần so với không khí ở điều kiện áp suất tiêu chuẩn. Hydro tồn tại ở dạng lỏng tại nhiệt độ dưới 20,3K. Tỷ trọng của hydro nhỏ sẽ làm giảm mật độ năng lượng của nhiên liệu này.

b) Hệ số khuếch tán

Hydro có hệ số khuyếch tán cao gấp hơn 3 lần mê tan và hơn 12 lần xăng nên khả năng tạo hỗn hợp đồng nhất với không khí trong động cơ tốt hơn nhiều so với mê tan và xăng. Thêm nữa, vì có hệ số khuếch tán cao cộng với tỷ trọng nhỏ nên hydro khi bị rò rỉ ra môi trường ngoài sẽ rất dễ dàng phát tán và bay lên chứ không tập trung gần mặt nền như khí mê tan và xăng nên nguy cơ xảy ra cháy nổ và hỏa hoạn thấp hơn rất nhiều so với hai nhiên liệu kia [44].

c) Nhiệt trị và năng lượng cháy trong động cơ

- 6 -

Hydro có nhiệt trị khối lượng cao nhất so với tất cả các loại nhiên liệu khác của động cơ. Nhiệt trị của hydro là 119,7 MJ/kg gấp gần ba lần so với xăng. Tuy nhiên, do tỷ trọng

của hydro nhỏ nên mật độ năng lượng của nó nhỏ hơn so với mê tan và xăng và thành phần thể tích nhiên liệu trong hỗn hợp với không khí lại lớn hơn so với trường hợp hai nhiên liệu kia nên công suất động cơ hydro có thể sẽ thấp hơn động cơ chạy khí mê tan và xăng nếu động cơ có cùng dung tích xi lanh và cấp nhiên liệu vào đường ống nạp. Vấn đề này cần phải được lưu lý khi thiết kế động cơ hydro để đảm bảo công suất yêu cầu của động cơ. Trong động cơ phun nhiên liệu trực tiếp nếu cùng tốc độ và dung tích xi lanh thì động cơ hydro sẽ có công suất lớn hơn.

Bảng 1.1 Một số tính chất của hydro, mê-tan, xăng [37, 98]

Tính chất Hydro Mê-tan Hơi xăng

Tỉ trọng tại điều kiện 1 at và 300 K (kg/m3) 0,082 0,717 5 , 1 1

Hệ số khuyếch tán vào không khí (cm2/s) 0.61 0.189 0.05

Giá trị nhiệt trị thấp (MJ/kg) 119,7 45,8 44,79

Mật độ năng lượng (kJ/m3) - Ở áp suất 1 atm, 15oC - Ở áp suất 200 atm, 15oC - Ở trạng thái lỏng 10.050 1.825.000 8.491.000 32.560 6.860.000 20.920.400 228.495 - 31.150.000

trong hỗn hợp tích thể 29,53 9,48 1,65 Thành phần stoichiometric với không khí (% thể tích)

34,5 14,8 17,2 Tỷ lệ khối lượng không khí/nhiên liệu của hỗn hợp stoichiometric

Lượng không khí lý thuyết (kg/kg nhiên liệu) 34,5 14,7 14,5

3,37 2,9 2,83 Nhiệt cháy của hỗn hợp nhiên liệu với 1 kg không khí ở stoichiometric (MJ/kg không khí)

Giới hạn cháy (lambda) 0,14-10 0,6-2,5 0,25-1,4

Giới hạn cháy (% thể tích hơi `nhiên liệu) 4-75 4,3-15,0 1,4-7,6

Năng lượng đánh lửa tối thiểu yêu cầu (MJ) 0,02 0,25 0,28

Tốc độ màng lửa (m/s) 3,2-4,4 0,41 0,83

Trị số ốc tan >130 110-120 90-100

Nhiệt độ tự cháy (K) 858 500-700 813

Khoảng cách dập tắt màng lửa (mm) 0,64 2,0 2,03

d) Giới hạn cháy

- 7 -

Giới hạn cháy là phạm vi cháy đặc trưng cho khả năng có thể cháy của nhiên liệu với không khí ở những tỉ lệ nhiên liệu/không khí nhất định. Hydro có phạm vi cháy rất rộng,

nằm giữa 4% đến 75% thể tích hydro có trong hỗn hợp nhiên liệu-không khí (tương đương =1,4  10), trong khi đó khí thiên nhiên có phạm vi cháy từ 5,3% - 15% (=0,6  2,5) và xăng 2% - 6% (=0,25  1,4), tức là hydro có thể làm việc được với hoà khí rất nghèo. Giới hạn cháy của hydro một số nhiên liệu khác được thể hiện trên Hình 1.1.

Hình 1.1. Giới hạn cháy của hydro và một số loại nhiên liệu [44]

Thông thường, khi hỗn hợp có giới hạn cháy càng nghèo thì nhiên liệu sẽ cháy kiệt hơn vì thế nâng cao được tính kinh tế. Thêm nữa, cháy nghèo sẽ làm nhiệt độ cuối quá trình cháy thấp hơn làm giảm bớt hàm lượng ô nhiễm NOx trong khí thải. Khi động cơ làm việc với hỗn hợp nghèo thì công suất động cơ thấp do mật độ của nhiên liệu có trong của hỗn hợp không khí nhiên liệu thấp. Do đó, trong động cơ hydro có thể điều chỉnh thành phần hỗn hợp theo tải để có thể đảm bảo động cơ làm việc kinh tế ở tải nhỏ và công suất lớn ở tải lớn.

e) Năng lượng tia lửa yêu cầu

Năng lượng đánh lửa yêu cầu để đốt cháy nhiên liệu hydro thấp hơn nhiều so với năng lượng đánh lửa yêu cầu để đốt cháy khí mê tan và xăng (Bảng 1.2) nên ưu điểm của động cơ hydro là hệ thống đánh lửa đơn giản và giá thành thấp. Tuy nhiên, đặc điểm này có thể gây khó kiểm soát vấn đề tự cháy của nhiên liệu. Những đốm lửa trong thành xy- lanh có thể dễ dàng đốt cháy nhiên liệu ngay cả khi van nạp chưa kịp đóng, dẫn đến hiện tượng cháy ngược lại cổ hút hoặc tạo ra sự tăng áp đột ngột trong xi lanh trong động cơ cấp hydro vào đường nạp tạo nên tiếng gõ gây hư hỏng cho động cơ. Vấn đề này cần phải được quan tâm trong thiết kế động cơ chạy nhiên liệu hydro.

g) Tốc độ cháy

- 8 -

Hydro có tốc độ cháy cao, tốc độ lan tràn màng lửa của hydro nhanh hơn so với xăng. Khi λ=1 thì tốc độ cháy của hỗn hợp (không khí và hydro) cao gấp 6 lần so với tốc độ cháy của hỗn hợp (không khí-mê tan) và 10 lần so với hỗn hợp (không khí –xăng). Nhưng với λ càng lớn (hỗn hợp nghèo) thì tốc độ ngọn lửa giảm đáng kể vì lúc này mật độ nhiên liệu giảm nên khoảng cách giữa các phần tử nhiên liệu gia tăng sẽ làm cản trở đến tốc độ lan tràn màng lửa trong buồng đốt. Ngoài ra, tốc độ cháy nhanh còn làm cho đặc tính của động cơ sử dụng nhiên liệu hydro ít nhạy với sự thay đổi hình dạng của buồng

cháy, sự chảy rối và xoáy của đường ống nạp. Tốc độ cháy cao và khả năng dễ cháy lớn còn giúp cho động cơ có khả năng khởi động tốt hơn. Đồ thị Hình 1.2 thể hiện sự thay đổi của tốc độ cháy theo hệ số dư lượng không khí của một số loại nhiên liệu.

Hình 1.2 Tốc độ ngọn lửa của một số hỗn hợp khí [12]

Tốc độ cháy nhanh sẽ giúp dễ dàng cháy kiệt làm tăng hiệu quả quá trình cháy nhưng lại làm cho áp suất và nhiệt độ cháy cao trong suốt quá trình cháy của động cơ. Do vậy, khi động cơ làm việc ở gần tỉ lệ hoà khí tối ưu dẫn tới nhiệt độ khí cháy cao và dễ dàng hình thành NOx. Ngoài ra nó có thể gây ra tiếng ồn và rung vì sự gia tăng áp suất quá nhanh trong buồng đốt.

h) Nhiệt độ tự cháy

Nhiệt độ tự cháy là một thông số vô cùng quan trọng, nó quyết định đến tỉ số nén của động cơ tức là quyết định đến hiệu suất nhiệt có ích của động cơ. Hydro có nhiệt độ tự cháy cao nên có thể nâng cao tỉ số nén mà không sợ bị cháy kích nổ, góp phần nâng cao hiệu suất của động cơ. Tỉ số nén càng cao thì động cơ có thể làm việc với hoà khí nghèo mà vẫn cho hiệu suất và công suất cao. Nhiệt độ tự cháy của hydro cao (858oC) gấp đôi của xăng nên đây là một ưu điểm lớn của nhiên liệu hydro.

i) Khoảng cách dập tắt màng lửa

Khoảng cách dập tắt màng lửa là khoảng cách từ màng lửa bị dập tắt đến bề mặt thành buồng cháy. Nhiên liệu hydro có khoảng dập tắt màng lửa nhỏ hơn xăng (của hydro là 0,6 mm của xăng là 2,0 mm). Do vậy ngọn lửa hydro tiến sát gần với thành xi-lanh hơn so với ngọn lửa của các loại nhiên liệu khác trước khi bị dập tắt, vì thế trong động cơ hydro, sự cháy có thể diễn ra với các phần nhiên liệu tại các vị trí mà ngọn lửa trong động cơ xăng không thể đến được, như vậy nhiên liệu sẽ được đốt kiệt hơn tạo ra công suất lớn hơn, nâng cao tính kinh tế và đặc biệt là ít ô nhiễm môi trường hơn do thành phần nhiên liệu không cháy được từ khu vực màng lửa bị dập tắt thoát vào khí thải giảm xuống [44].

1.2.2 Động cơ đốt trong dùng đơn nhiên liệu hydro

a) Các phương pháp cung cấp nhiên liệu trong động cơ hydro

- 9 -

Do hydro có trị số ốc tan cao và nhiệt độ tự cháy cao như chỉ ra trên Bảng 1.1 nên hydro rất thích hợp để làm nhiên liệu trong động cơ đốt cháy cưỡng bức. Cũng như trong động cơ xăng hay động cơ chạy nhiên liệu khí, việc cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong

động cơ hydro cũng có thể được thực hiện bằng cách cấp hydro vào đường ống nạp hay phun trực tiếp vào trong xi lanh động cơ. Tuy nhiên, trong động cơ xăng việc cấp nhiên liệu vào đường nạp hay phun trực tiếp vào trong xi lanh không ảnh hưởng nhiều đến lượng không khí nạp do nhiên liệu xăng khi cấp vào vẫn tồn tại ở thể lỏng và có tỷ trọng lớn hơn nhiên liệu khí. Còn trong động cơ hydro thì khác hẳn, phương pháp cấp hydro vào động cơ ảnh hưởng rất lớn đến lượng khí nạp và do đó sẽ ảnh hưởng lớn đến công suất động cơ [46]. Sơ đồ Hình 1.3 giới thiệu một số phương pháp cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong động cơ hydro và ảnh hưởng của chúng đến lượng khí nạp trong điều kiện hỗn hợp không khí-nhiên liệu có hệ số dư lượng không khí lambda bằng 1 so với động cơ xăng tạo hỗn hợp trong đường ống nạp.

a) Động cơ xăng cấp xăng vào đường ống nạp, b) Phun hydro dạng khí vào đường ống nạp, c) Phun H2 lỏng vào đường ống nạp, d) Phun H2 dạng khí áp suất cao vào buồng đốt

(a) (b) (c) (d)

Hình 1.3 Các phương án cung cấp hydro cho ĐCĐT [46]

Giả sử các trường hợp các sơ đồ động cơ (a), (b), (c) và (d) trên Hình 1.3 là cùng dung tích xi lanh (ví dụ 1 lít) và lần lượt ứng với động cơ xăng cấp nhiên liệu vào đường nạp, động cơ hydro cấp khí hydro vào đường nạp, động cơ hydro phun hydro lỏng vào đường nạp và động cơ hydro phun trực tiếp khí hydro áp suất cao vào trong xi lanh động cơ. Với hệ số dư lượng không khí lambda bằng 1 có thể dễ dàng tính toán được lượng hỗn hợp không khí và nhiên liệu nạp đầy vào xi lanh ở điều kiện lý tưởng và từ đó dựa vào số liệu Bảng 1.1 sẽ tính được lượng nhiệt đưa vào động cơ.

Với động cơ xăng cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong đường ống nạp (Hình 1.3a), thể tích hỗn hợp khí nạp stoichiometric gồm 1,65% thể tích nhiên liệu và 98,35% thể tích không khí. Nếu 1 lít thể tích hỗn hợp khí nạp nói trên ở nhiệt độ 25oC và áp suất khí trời 1 atm (khối lượng không khí khi đó vào khoảng 1,22g) thì sẽ sinh ra năng lượng nhiệt khi cháy hoàn toàn là khoảng 3,5 kJ.

- 10 -

Động cơ hydro cấp khí hydro vào đường nạp (Hình 1.3b) có hệ thống cung cấp nhiên liệu rẻ. Tuy nhiên, thể tích khí hydro trong hỗn hợp chiếm tỷ lệ tới 29,53% và thể tích không khí còn lại là 70,47%. Với thể tích hỗn hợp khí nạp ở điều kiện nhiệt độ và áp suất như ở động cơ xăng nói trên thì năng lượng nhiệt sinh ra khi cháy hoàn toàn chỉ bằng khoảng 84% so với động cơ xăng.

Với động cơ hydro phun hydro lỏng vào đường nạp (Hình 1.3c), hydro hầu hết vẫn ở dạng lỏng trong xi lanh trước khi xu páp nạp đóng nên thể tích khí nạp bị giảm không nhiều, chỉ khoảng 3,5%, tức là thể tích khí nạp chiếm khoảng 96,5% thể tích xi lanh. Do đó trong trường hợp này với thành phần hỗn hợp stoichiometric thì khối lượng nhiên liệu hydro trong xi lanh nhiều hơn trường hợp (b) nên công suất lớn hơn. Nếu so với động cơ xăng trường hợp (a) thì do hydro có nhiệt trị khối lượng cao hơn nên công suất động cơ hydro trong trường hợp này sẽ lớn hơn khoảng 15%.

Với động cơ phun hydro trực tiếp vào xi lanh thì không ảnh hưởng gì đến lượng không khí nạp, tức thể tích không khí nạp bằng đúng thể tích xi lanh. Khối lượng không khí nạp trong trường hợp này là 1,24g, từ đó tính được năng lượng đưa vào động cơ là 4,2kJ, lớn hơn của động cơ xăng 21%.

Nói tóm lại, động cơ hydro với phương pháp cung cấp khí hydro vào đường nạp thường được sử dụng vì hệ thống cung cấp nhiên liệu đơn giản, giá thành rẻ. Tuy nhiên, phải chấp nhận công suất động cơ giảm 15% so với chạy xăng.

b) Hiệu suất nhiệt của động cơ hydro

Về mặt lý thuyết, hiệu suất nhiệt th của động cơ đốt trong được xác định theo công

thức:

t ệ i h n t ấ u s u ệ i H

o Động cơ hydro,  =14,5  Động cơ hydro,  =12,5  Động cơ hydro,  =9 — Động cơ xăng,  =9

-

Tỷ lệ tải so với tải max của động cơ xăng

Trong đó, V1/V2 là tỷ số nén,  là tỷ số tỷ nhiệt đẳng áp và tỷ nhiệt đẳng tích của môi chất, =Cp/Cv.

Hình 1.4 So sánh hiệu suất nhiệt của động cơ hydro và động cơ xăng [98]

Do đó, có thể thấy chắc chắn hiệu suất nhiệt của động cơ hydro lớn hơn hiệu suất nhiệt của động cơ xăng vì hydro có trị số ốc tan cao hơn nên cho phép tăng tỷ số nén lên cao hơn của động cơ xăng. Mặt khác, tỷ số tỷ nhiệt  của hydro là 1,4 trong khi tỷ số tỷ nhiệt của xăng là 1,1.

- 11 -

Theo nghiên cứu của White và các cộng sự [98], khi so sánh hiệu suất nhiệt của các động cơ hydro cùng dung tích với các tỷ số nén khác nhau và động cơ hydro với động cơ xăng cùng tỷ số nén cho thấy hiệu suất có ích của động cơ hydro cao hơn đáng kể so với hiệu suất của động cơ xăng ở cùng chế độ tải và khi tăng tỷ số nén thì hiệu suất tăng lên (đồ thị Hình 1.4). Theo các tác giả này, động cơ hydro có thể tăng được tỷ số nén tới 14,5:1 và đó có thể là tỷ số nén tối ưu để cho hiệu suất cao nhất. Chính vì vậy, cùng với thực tế là nhiệt trị khối lượng của nhiên liệu hydro cao gấp hơn 2,7 lần nhiệt trị của xăng nên suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ hydro thấp hơn đến 63% so với động cơ xăng theo kết quả nghiên cứu của Pourkhesalian và cộng sự [11].

)

%

( h c í ó c t ấ u s u ệ i H

H2 BG=100% H2 =1 Xăng =1

Tốc độ động cơ (v/p)

Hình 1.5 So sánh hiệu suất có ích của động cơ H2 với bướm ga (BG) mở 100% (thay đổi ), động cơ H2 và động cơ xăng thay đổi độ mở BG (=1) duy trì mô men 80 Nm ở tốc độ khác nhau [93]

)

%

H2 BG=100% H2 BG=50% Xăng =1

( h c í ó c t ấ u s u ệ i H

Nhiều công trình nghiên cứu khác cũng đã chỉ ra rằng hiệu suất cực đại của động cơ hydro trong dải chế độ làm việc thường lớn hơn hiệu suất cực đại của động cơ xăng. Hiệu suất có ích của động cơ xăng thường là 25-30% trong khi hiệu suất có ích cực đại của động cơ hydro phun trực tiếp có thể đến 45% [97]. Các động cơ cấp hydro vào đường nạp cũng có hiệu suất khá cao. Tang và cộng sự [85] nghiên cứu thực nghiệm đo công suất, tiêu hao nhiên liệu và diễn biến áp suất trong xi lanh của một động cơ nghiên cứu chạy hydro ở các tỷ số nén và tốc độ khác nhau để tính toán hiệu suất của động cơ đã chỉ ra rằng hiệu suất chỉ thị cực đại của động cơ đạt đến 52% và hiệu suất có ích cực đại đạt đến 38%. Natkin và cộng sự [68] cũng có kết luận tương tự khi nghiên cứu thực nghiệm trên động cơ hydro tăng áp. Các tác giả còn chỉ ra rằng ở tải thấp, phương pháp điều chỉnh tải bằng cách thay đổi  (bướm ga mở hoàn toàn) có thể giúp tăng hiệu suất có ích thêm đến 15% so với khi điều chỉnh tải bằng cách thay đổi độ mở bướm ga.

Tốc độ động cơ (v/p) Hình 1.6 So sánh hiệu suất có ích của động cơ H2 với bướm ga (BG) mở 100% và 50% (thay đổi ) và động cơ xăng thay đổi độ mở BG (=1) để duy trì mô men 20 Nm ở các tốc độ khác nhau [93]

Nghiên cứu của Verhelst và cộng sự [93] trên động cơ Volvo 4 xi lanh, 1,8 lít, tỷ số nén 10,3:1 được trang bị thêm hệ thống phun hydro đa điểm vào đường nạp để có thể chạy chỉ với xăng hoặc chỉ với hydro để so sánh hiệu suất của động cơ khi chạy hai nhiên liệu này. Kết quả nghiên cứu khi duy trì thành phần hỗn hợp =1 và mô men không đổi (80Nm) trên toàn dải tốc độ (thay đổi độ mở bướm ga và lực phanh) cho thấy hiệu suất của động cơ khi chạy H2 luôn luôn lớn hơn hiệu suất của động cơ khi chạy xăng. Ở tốc độ thấp (1500v/p), mức chênh lệch đến 28%, còn ở tốc độ cao (3500v/p), mức chênh lệch gần 10%. Ở chế độ mô men này khi động cơ hydro thay đổi công suất bằng cách thay đổi  (=1,2 – 1,8) còn bướm ga luôn mở hoàn toàn thì hiệu suất cao hơn 24-36% so với hiệu suất của động cơ khi chạy xăng (Hình 1.5).

- 12 -

Kết quả nghiên cứu của Verhelst và cộng sự [93] cũng cho thấy động cơ H2 khi giảm tải thì hiệu suất động cơ giảm nhiều, khi tăng tốc độ thì hiệu suất động cơ cũng giảm. Tuy nhiên, ở cùng chế độ mô men và tốc độ với động cơ xăng thì hiệu suất của động cơ H2 vẫn lớn hơn nhiều. Ở mô men 20 Nm, hiệu suất của động cơ H2 cao hơn động cơ xăng đến

67% (Hình 1.6). Ở độ mở bướm ga 50% thì cần thay đổi  từ 4 đến 2 để tăng tốc độ động cơ từ 1050v/p lên 4500v/p; còn khi mở hoàn toàn bướm ga thì cần điều chỉnh  trong khoảng 4-5.

c) Phát thải

Sự cháy của hydro với ô xi tạo ra sản phẩm chỉ có nước. Tuy nhiên, trong động cơ đốt trong sử dụng nhiên liệu hydro thì hydro cháy với không khí nên ngoài nước, sản phẩm cháy có thể còn có các loại ô xít ni tơ NOx:

(1-1) H2 + O2 + N2 = H2O + N2 + NOx

x O N

)

m p p (

i ả h t t á h P

NOx được tạo ra trong buồng cháy do ni tơ phản ứng với ô xi ở nhiệt độ cao trong quá trình cháy của nhiên liệu. Thêm nữa, khí xả của động cơ có thể còn có ô xít các bon CO, khí các bon níc CO2 và hydro các bon HC do sự cháy dầu bôi trơn trong buồng cháy. Tuy nhiên, các nghiên cứu về phát thải của động cơ hydro [59, 104] cho thấy NOx là thành phần phát thải chủ yếu của động cơ hydro, chiếm trên 95% tổng khối lượng phát thải độc hại sinh ra của động cơ.

Hệ số dư lượng không khí 

Hàm lượng NOx tạo thành trong động cơ hydro phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố như thành phần hỗn hợp (hệ số dư lượng không khí lam đa), phương pháp cấp hydro và tạo hỗn hợp, tỷ số nén, góc đánh lửa sớm, tốc độ của động cơ, và tỷ lệ luân hồi khí thải nếu áp dụng.

Hình 1.7 Phát thải NOx của động cơ H2 ở 1500v/p, bướm ga mở hoàn toàn [93]

Phương pháp phun trực tiếp khí hydro áp suất thấp vào xi lanh sẽ làm giảm đáng kể phát thải NOx ở tải nhỏ so với phương pháp cấp hydro dạng khí vào đường ống nạp. Còn ở tải trung bình và tải lớn thì phương pháp phun trực tiếp khí hydro áp suất cao vào trong xi lanh động cơ và phun hydro dạng lỏng vào đường ống nạp lần lượt có hàm lượng phát thải NOx thấp hơn [79,104].

- 13 -

Tuy nhiên tỷ lệ thành phần hỗn hợp (hệ số dư lượng không khí ) là nhân tố có ảnh hưởng mạnh nhất. Ở tỷ lệ không khí/nhiên liệu gần với tỷ lệ lý thuyết (1) thì quá trình cháy rất mãnh liệt, nhiệt độ cao nên hàm lượng NOx lớn, và còn lớn hơn cả trong động cơ xăng [11]. Tuy nhiên, với hỗn hợp nhạt (lam đa >1) thì hàm lượng NOx thấp hơn, đặc biệt là khi >2 thì hàm lượng NOx rất nhỏ [82, 90, 93, 98, 104]. Đồ thị Hình 1.7 biểu diễn kết quả nghiên cứu của Verhelst và cộng sự [93] về sự thay đổi của hàm lượng phát thải NOx của động cơ hydro theo  cho thấy khi  >1 và tăng dần, hàm lượng NOx giảm rất nhanh và khi >2 thì hàm lượng phát thải NOx rất nhỏ, không đáng kể. Nghiên cứu thực nghiệm trên động cơ Volkswagen Polo 1.4, Sopena và cộng sự [82] cũng chỉ ra kết luận tương tự rằng với >1,8 thì phát thải NOx<75ppm nhưng khi =1,6 thì phát thải NOx tăng lên trên 550ppm, còn nếu >1,3 thì NOx>10000ppm. Do đó động cơ hydro thường được thiết kế hoạt động với hỗn hợp nhạt (>2) để giảm phát thải NOx.

d) Công suất

Công suất của động cơ hydro phụ thuộc nhiều vào tỷ lệ không khí/nhiên liệu và phương pháp cấp nhiên liệu và tạo hỗn hợp trong động cơ. Như đã nói ở trên, về mặt tính toán lý thuyết, với hỗn hợp có hệ số dư lượng không khí lam đa bằng 1 thì trong trường hợp cấp khí hydro vào đường nạp, công suất động cơ sẽ giảm khoảng 16% so với động cơ chạy xăng nhưng nếu phun trực tiếp hydro vào trong xi lanh thì công suất động cơ có thể cao hơn tới 21% so với động cơ xăng.

Tuy nhiên, khi động cơ hydro chạy với hỗn hợp có =1 thì nhiệt độ cháy rất cao nên gây phát thải NOx lớn [82, 93,] như đã nói ở trên và đồng thời dễ xảy ra hiện tượng cháy sớm. Mặt khác, quá trình cháy xảy ra mãnh liệt sẽ làm cho tốc độ tăng áp suất cao gây rung động cơ. Nhiệt độ cháy cao còn làm cho nhiệt độ thành buồng cháy cao nên rất dễ xảy ra cháy sớm dẫn đến cháy ngược ra ống nạp trong trường hợp động cơ cấp hydro vào đường ống nạp gây nguy hiểm. Chính vì vậy, động cơ hydro thường được thiết kế vận hành với hỗn hợp nhạt để giảm phát thải NOx, tránh ồn và tránh cháy sớm nên công suất động cơ có thể thấp hơn nhiều so với công suất động cơ xăng cùng dung tích xi lanh [12, 98]. Một nghiên cứu thực nghiệm khác được thực hiện trên động cơ Toyota Corolla 1.8 trang bị hệ thống phun hydro vào đường ống nạp để có thể so sánh tính năng kinh tế kỹ thuật và phát thải của động cơ khi chạy với nhiên liệu hydro và khi chạy với nhiên liệu xăng, tác giả Tien Ho và cộng sự [87] đã chỉ ra rằng công suất động cơ khi chạy hydro nói chung chỉ bằng 50% so với khi chạy xăng. Còn công suất cực đại có thể đạt được của động cơ hydro cũng chỉ đạt đến 60,5% công suất cực đại của động cơ khi chạy xăng.

Như vậy, khi chuyển động cơ xăng hiện hành sang chạy nhiên liệu hydro thì công suất bị giảm nhiều. Tuy nhiên, vì các động cơ ô tô thường được thiết kế có công suất dự trữ lớn nên nếu chuyển sang chạy nhiên liệu hydro thì có thể vẫn đảm bảo công suất để vận hành được trong điều kiện đường phố và trên đường trường [82]. Còn với các động cơ hydro cần công suất lớn tương tự của động cơ xăng thì dung tích của các động cơ hydro chế tạo mới thường được thiết kế lớn hơn dung tích động cơ xăng có cùng gam công suất để bù đắp phần công suất giảm nói trên. Một cách khác để tăng công suất động cơ hydro là người ta có thể sử dụng hydro thuần túy trên động cơ diesel đốt cháy do nén như thể hiện trong nghiên cứu của Gomes và cộng sự [38]. Tác giả đã chỉ ra rằng công suất động cơ khi chạy hydro thuần túy bằng phương pháp phun trực tiếp và đốt cháy do nén tăng 14% và hiệu suất động cơ đạt đến 43% so với 28% khi chạy nhiên liệu diesel. Tuy nhiên, do hydro có nhiệt độ tự cháy cao nên phải sấy nóng khí nạp để đảm bảo động cơ làm việc bình thường nên làm phức tạp hết cấu động cơ. Mặt khác, do nhiệt độ cháy cao làm áp suất cực đại trong xi lanh tăng cao nên động cơ rung. Do đó, việc sử dụng thuần túy hydro trên động cơ diesel đốt cháy do nén ít được quan tâm.

- 14 -

Nói tóm lại, động cơ đốt cháy cưỡng bức chạy thuần túy nhiên liệu hydro lợi dụng được các đặc tính cháy nhanh và phát thải ít của nhiên liệu này cho phép động cơ làm việc với hiệu suất cao, tiêu hao nhiên liệu ít, phát thải thấp. Tuy nhiên, do hydro có mật độ năng lượng thấp, thêm nữa động cơ hydro thường phải chạy với hỗn hợp nhạt (>1,8) để tránh

các hiện tượng quá nóng, phát thải NOx cao, cháy sớm và cháy ngược nên công suất động cơ sẽ thấp hơn nhiều so động cơ xăng cùng dung tích xi lanh.

Với động cơ chạy hoàn toàn nhiên liệu hydro, do hydro có tỷ trọng nhẹ, mật độ năng lượng thấp nên việc tích trữ, vận chuyển và cung cấp đủ hydro để động cơ làm việc liên tục như động cơ xăng cũng còn nhiều khó khăn. Chính vì vậy, việc sử dụng hỗn hợp hydro với các loại nhiên liệu khác đã trở thành một giải pháp tốt để nâng cao tính năng kinh tế, kỹ thuật và giảm phát thải của động cơ và được các nhà nghiên cứu rất quan tâm. Khi đó, hydro sẽ làm tăng tốc độ cháy của hỗn hợp, giúp cháy kiệt, từ đó nâng cao hiệu suất, giảm tiêu hao nhiên liệu và giảm phát thải của động cơ chạy các loại nhiên liệu hóa thạch này.

1.2.3 Động cơ đốt trong bổ sung hydro

Việc sử dụng khí hydro làm nhiên liệu bổ sung trong động cơ đốt trong là sử dụng một tỷ lệ nhỏ hydro kết hợp với nhiên liệu truyền thống để cải thiện tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ. Trong động cơ chạy nhiên liệu lỏng như xăng và dầu diesel, việc bổ sung hydro thường được thực hiện bằng cách cấp hydro vào đường ống nạp của động cơ để tạo hỗn hợp với không khí nạp đi vào xi lanh, trong khi nhiên liệu chính vẫn được cấp theo cách bình thường nhưng với lưu lượng được điều chỉnh giảm để không làm hỗn hợp cháy đậm lên [20, 88]. Còn trong động cơ chạy nhiên liệu khí như khí thiên nhiên, biogas thì hydro có thể được cấp bằng hệ thống riêng hoặc được hỗn hợp với các khí này trong bình chứa trước khi cấp vào động cơ [29, 65].

Việc bổ sung khí hydro vào động cơ đốt trong sử dụng nhiên liệu hóa thạch sẽ tạo ra được hỗn hợp cháy là hỗn hợp của hydro, nhiên liệu hóa thạch và không khí. Do hydro có đặc điểm dễ bắt cháy, cháy nhanh và nhiệt độ cháy cao [46, 98] nên khi cháy sẽ giúp đốt cháy kiệt nhiên liệu hóa thạch, góp phần tăng hiệu suất và giảm phát thải độc hại của động cơ. Mặt khác, do nhiên liệu hydro bổ sung chỉ chiếm một tỷ lệ nhỏ trong tổng nhiên liệu sử dụng của động cơ nên mặc dù có mật độ năng lượng thấp nhưng hydro sẽ ảnh hưởng không nhiều đến sự giảm công suất của động cơ. Thêm nữa, cũng do lượng hydro sử dụng nhỏ nên việc sản xuất, vận chuyển và cung cấp hydro để động cơ chạy liên tục sẽ không khó khăn như đối với động cơ chạy hoàn toàn nhiên liệu hydro. Đã có khá nhiều công trình nghiên cứu đã công bố cho thấy tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ bổ sung hydro được cải thiện đáng kể so với động cơ chạy chỉ nhiên liệu truyền thống.

1.2.3.1 Động cơ xăng bổ sung hydro

Với động cơ xăng khi bổ sung hydro, giới hạn cháy nghèo được mở rộng đáng kể [18, 92] và thời gian cháy hết nhiên liệu được rút ngắn một cách hiệu quả ở mọi chế độ làm việc của động cơ [17-20]. Điều này tạo điều kiện cho hỗn hợp nhiên liệu cháy kiệt, giúp tăng hiệu suất nhiệt, nâng cao tính kinh tế nhiên liệu và giảm phát thải của động cơ so với khi không bổ sung hydro.

a) Hiệu suất của động cơ

- 15 -

Hiệu suất nhiệt hoặc mức tiêu hao nhiên liệu thường được sử dụng để đánh giá tính năng kinh tế của động cơ. Các công trình nghiên cứu về động cơ xăng bổ sung hydro đều cho thấy hiêu suất nhiệt của động cơ tăng đáng kể so với khi không bổ sung hydro. Kết quả

)

%

h c í ó c t ấ u s u ệ i H

(

Hệ số dư lượng không khí 

Hình 1.8 So sánh hiệu suất có ích của động cơ khi bổ sung hydro ở các tỷ lệ khác nhau [18]

)

%

ị h t ỉ h c t ấ u s u ệ i H

(

Chạy chậm không tải: n=790 v/p - =1

Tỷ lệ năng lượng hydro thay thế (%)

nghiên cứu của Changwei và các cộng sự về sự thay đổi hiệu suất có ích của động cơ Hyundai 1,6 lít ở tốc độ 1400v/p khi bổ sung hydro chỉ ra rằng ở mọi chế độ tải hiệu suất có ích của động cơ đều tăng so với khi không bổ sung hydro và tăng nhiều hơn khi hỗn hợp nhạt hơn [20]. Ở tải trọng trung bình ứng với áp suất tuyệt đối trong đường ống nạp (MAP) 61,5 kPa khi cấp hydro vào đường nạp với các tỷ lệ khác nhau ở các thành phần hỗn hợp có hệ số dư lượng không khí  khác nhau, diễn biến thay đổi hiệu suất có ích của động cơ được thể hiện trên đồ thị Hình 1.8 [18]. Đồ thị cho thấy hiệu suất có ích của động cơ được cải thiện và giữ gần như không đổi trong phạm vi thay đổi khá rộng của hệ số dư lượng không khí  (từ  =1 đến  =1,5) sau khi bổ sung hydro. Hiệu suất có ích của động cơ tăng khi tăng tỷ lệ hydro bổ sung. Cụ thể, hiệu suất tăng từ 26,37% khi động cơ chạy chỉ với xăng lên 28% khi bổ sung 3% hydro và tăng lên 31,56% khi bổ sung 6% hydro trong thể tích khí nạp.

Hình 1.9 Hiệu suất chỉ thị phụ thuộc vào tỷ lệ năng lượng H2 thay thế ở không tải [19]

Các công trình nghiên cứu khác cũng chỉ ra rằng khi bổ sung hydro vào động cơ, quá trình cháy được cải thiện nên cháy kiệt và hiệu suất chỉ thị của động cơ tăng lên [17, 19]. Với thành phần hỗn hợp có hệ số dư lượng không khí =1, hiệu suất chỉ thị của động cơ tăng gần như tỷ lệ với hàm lượng hydro bổ sung trong thể tích khí nạp [19] như minh họa trên đồ thị Hình 1.9. Đồ thị thể hiện diễn biến thay đổi hiệu suất chỉ thị của động cơ Huyndai 1,6 lít ở chế độ chạy chậm không tải với tốc độ 790v/p, khi tăng tỷ lệ H2 bổ sung từ 0 đến 6,52% trong thể tích khí nạp tương ứng với tỷ lệ năng lượng H2 thay thế trong tổng năng lượng của xăng và Hydro cấp vào là từ 0 đến 18%, hiệu xuất chỉ thị tăng 7% từ 18% lên 25%.

b) Tiêu hao nhiên liệu của động cơ

- 16 -

Bổ sung H2 làm hiệu suất nhiệt của động cơ tăng nên mức tiêu thụ nhiên liệu được cải thiện tốt. Nghiên cứu của Changwei và cộng sự ở chế độ chạy chậm không tải của động cơ 4 xi lanh 1,6 lít cho thấy khi bổ sung 6,52% H2 trong thể tích khí nạp, tương ứng 18% tổng năng lượng cấp vào động cơ, thì mức tiêu thụ năng lượng giảm (tiết kiệm nhiên liệu) khoảng 25% so với khi không cấp H2 trong khi giữ =1 và tốc độ chạy chậm không tải không đổi [19]. Cũng trên động cơ này khi hợp kết hợp bổ sung 2,87% H2 và ngắt cung cấp nhiên liệu của hai xi lanh (chỉ có 2/4 số xi lanh làm việc) có thể giảm tiêu hao năng lượng cấp vào cho động cơ đến 33,25% [17].

Ở chế độ toàn tải, theo kết quả nghiên cứu của F. Yüksel [33] trên động cơ Ford 4 xylanh cho thấy khi bổ sung H2 với lưu lượng lần lượt là 0 (chạy chỉ với xăng); 0,129; 0,168 và 0,208 (kg/h) thì suất tiêu hao nhiên liệu tổng quy đổi về xăng (khối lượng H2 quy về xăng = khối lượng H2  nhiệt trị của H2/nhiệt trị của xăng) tương ứng là 215,78 (g/kW.h) khi sử dụng xăng; 200,11; 190,58 và 194,58 (g/kW.h). Như vậy càng tăng lưu lượng H2 bổ sung thì suất tiêu hao nhiên liệu càng giảm, nghĩa là bổ sung H2 giúp giảm tiêu hao nhiên liệu. Ở nghiên cứu này, với lưu lượng H2 bổ sung 0,208kg/h suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ giảm khoảng 11,5%.

c) Phát thải của động cơ





Hệ số dư lượng không khí 

Các công trình nghiên cứu về đặc tính làm việc của động cơ xăng bổ sung hydro đều chỉ ra rằng khi bổ sung hydro trong điều kiện hệ số dư lượng không khí  không đổi thì phát thải HC và CO đều giảm trong khi phát thải NOx tăng so với phát thải của động cơ khi không bổ sung hydro [18 - 20]. Các nhận định này hoàn toàn phù hợp với tính chất cháy của hydro là dễ bắt cháy, cháy nhanh giúp cháy kiệt làm giảm phát chải HC và CO, nhưng vì nhiệt độ cháy cao nên làm tăng phát thải NOx.

Hình 1.10 Diễn biến hàm lượng phát thải của động cơ theo  khi bổ sung hydro với các tỷ lệ khác nhau [18]

- 17 -

Các đồ thị Hình 1.10 thể hiện kết quả nghiên cứu của Changwei và cộng sự [18] về phát thải của động cơ Huyndai 1.6 khi bổ sung hydro với các tỷ lệ khác nhau và hỗn hợp có hệ số dư lượng không khí  khác nhau. Có thể thấy trên đồ thị Hình 1.10 rằng khi tăng tỷ lệ

hydro bổ sung đến 6%, phát thải HC giảm trên 50% ở =1, hỗn hợp càng nhạt thì việc bổ sung H2 càng làm giảm HC. Tương tự, phát thải CO cũng giảm khi bổ sung H2. Sự giảm phát thải CO được thấy rõ với thành phần hỗn hợp có hệ số dư lượng >1,1 và mức giảm đạt gần 50% với tỷ lệ 6% H2 bổ sung trong phạm vi  từ 1,1 đến 1,3, còn với >1,3 thì mức giảm CO mạnh hơn theo . Khác với thay đổi phát thải HC và CO, khi bổ sung H2, phát thải NOx tăng, tăng tỷ lệ H2 bổ sung thì phát thải NOx cũng tăng. Điều này có thể khắc phục (giảm phát thải NOx) bằng cách sử dụng hỗn hợp nhạt, có >1,4. Ở thành phần hỗn hợp này nếu bổ sung 6% H2 thì HC và CO giảm trên 60% trong khi phát thải NOx không lớn so với phát thải NOx khi chạy xăng ở =1.

)

%

, h n ì b g n u r t h c í ó c t ấ u s p Á

( p e m b

d) Công suất động cơ

Hệ số dư lượng không khí  Hình 1.11 Áp suất có ích trung bình của động cơ bổ sung H2 ở 1400v/p) với hỗn hợp có  khác nhau [18]

Công suất động cơ ở một chế độ tốc độ và tải nhất định có thể được đánh giá thông qua mô men hoặc áp suất có ích trung bình (bmep). Các nghiên cứu cho thấy ở tải nhỏ việc bổ sung H2 sẽ cải thiện bmep, nhưng ở tải trung bình trở lên việc bổ sung H2 sẽ làm giảm bmep của động cơ; tỷ lệ H2 bổ sung càng lớn thì bmep càng giảm nhiều, với tỷ lệ H2 bổ sung 3% trong thể tích khí nạp thì sự thay đổi bmep không quá 5% [20]. Ở tải nhỏ do tỷ lệ khí sót lớn làm chất lượng hỗn hợp kém, khó cháy nên việc bổ sung H2 sẽ cải thiện đáng kể chất lượng quá trình cháy làm tăng bmep. Còn ở tải lớn, chất lượng hỗn hợp tốt rồi nên việc bổ sung H2 cũng cải thiện quá trình cháy nhưng không bù được sự giảm năng lượng cấp vào do mật độ năng lượng của H2 nhỏ trong khi lại chiếm thể tích lớn trong xi lanh làm giảm lượng không khí nạp nên bmep giảm.

Theo Changwei và cộng sự [18], khi động cơ làm việc với hỗn hợp cháy có hệ số dư lượng không khí  lân cận 1, nếu bổ sung H2 thì áp suất có ích trung bình (bmep) giảm một chút do mật độ năng lượng của H2 nhỏ, chiếm thể tích lớn làm giảm lượng không khí nạp. Ngược lại với hỗn hợp nhạt (>1,15) nếu bổ sung H2 thì bmep tăng do xăng cháy kém ở hỗn hợp nhạt nhưng khí bổ sung H2 thì cháy tốt hơn nhiều, hỗn hợp nhạt hơn thì sự cải thiện bmep của H2 bổ sung mạnh hơn (Hình 1.11).

1.2.3.2 Động cơ gas bổ sung hydro

- 18 -

Việc bổ sung H2 trong động cơ gas có thể được thực hiện bằng cách hòa trộn H2 và nhiên liệu khí trong bình chứa trước khi cấp vào động cơ hoặc cấp H2 và nhiên liệu khí vào động cơ từ hai hệ thống riêng biệt. Do vấn đề tích trữ và bảo quản nên cách thứ hai thường được sử dụng nhiều hơn. Dimopoulos và cộng sự [29] và Ma và cộng sự [65] đã nghiên cứu thực nghiệm bổ sung hydro trên động cơ khí thiên nhiên nén và chỉ ra rằng tính kinh tế nhiên liệu được cải thiện và phát thải CO, HC và CO2 giảm đáng kể so với động cơ khi chạy thuần túy khí thiên nhiên nén CNG. Đặc biệt là với hỗn hợp nhạt, bổ sung H2 sẽ làm

tăng tính kinh tế nhiên liệu và mức giảm phát thải nhiều hơn. Tuy nhiên, cũng như trong động cơ xăng bổ sung H2, phát thải NOx trong động cơ H2-khí thiên nhiên tăng so với khi chạy thuần túy nhiên liệu gốc.

1.2.3.3 Động cơ diesel bổ sung hydro

Đã có nhiều nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm về việc sử dụng nhiên liệu kép

hydro và diesel trong đó có hai phương pháp được áp dụng là:

- Hydro được sử dụng như một nhiên liệu bổ sung với tỷ lệ hydro sử dụng tương tự trong động cơ xăng – hydro, trong đó hydro thường được cấp vào đường nạp tạo hỗn hợp trước với khí nạp, còn diesel được phun bình thường nhưng với lưu lượng được điều chỉnh giảm tương ứng với phần H2 bổ sung [74, 77, 78, 88].

- Hydro được sử dụng là nhiên liệu chính (chiếm tỷ lệ lớn) còn nhiên liệu diesel được

phun mồi khởi tạo quá trình cháy.

Trong hai phương pháp trên, phương pháp thứ nhất thường được sử dụng khi hydro được bổ sung với tỷ lệ nhỏ để cải thiện tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ, còn phương pháp thứ hai thì tương tự chạy thuần túy hydro nhưng trên động cơ diesel. Phương pháp này ít được sử dụng hơn so với dạng thứ nhất vì khó kiểm soát sự cháy sớm của hydro trong động cơ có tỷ số nén cao.

Các kết quả nghiên cứu bổ sung hydro vào đường nạp trên động cơ diesel cho thấy hiệu suất, tiêu hao nhiên liệu và phát thải của động cơ được cải thiện đáng kể. Theo Toru Miyamoto và cộng sự [88], khi bổ sung hydro kết hợp điều chỉnh thời điểm phun diesel muộn đi một chút có thể giảm phát thải khói xuống 0% và NO xuống thấp hơn nhiều so với khi chạy chỉ với diesel trong khi công suất động cơ không giảm. Nghiên cứu của Santoso và cộng sự [77] và Rajendra Prasath và cộng sự [74] cho thấy ở mọi chế độ tải hiệu suất nhiệt của động cơ cơ khi bổ sung hydro đều tăng so với khi không bổ sung hydro trong khi áp suất có ích trung bình của động cơ thay đổi ít. Phát thải CO, HC và độ khói giảm so với khi chạy với chỉ nhiên liệu diesel và mức thay đổi càng mạnh khi tỷ lệ H2 bổ sung càng tăng. Suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ bổ sung H2 thấp hơn động cơ chạy chỉ với nhiên liệu diesel.

Hình 1.12 So sánh hiệu suất có ích và phát thải của động cơ khi chạy chỉ diesel và khi chạy hydro-diesel [78]

- 19 -

Kết quả nghiên cứu thực nghiệm của Saravanan và cộng sự [78] trên động cơ diesel một xi lanh bổ sung hydro bằng cách phun trực tiếp được thể hiện trên biểu đồ Hình 1.12. Kết quả cho thấy khi sử dụng nhiên liệu thuần diesel thì độ khói thu được là 4,8 BSN (Bosch smoke Number) nhưng khi sử dụng kết hợp cả hydro thì độ khói giảm xuống còn 0,3 BSN. Hiệu suất nhiệt gia tăng từ 23,59% với nhiên liệu diesel tới 29% với sự bổ sung hydro. Kết quả này là do hydro đã cải thiện quá trình cháy của động cơ. Các chất phát thải như HC, CO và CO2 đều giảm mạnh, riêng NOx giảm từ 6,74g/kWh xuống 3,14g/kWh.

1.2.4 Động cơ đốt trong bổ sung khí giàu hydro

n = 1800 v/p; MAP = 61,5 kPa  = 1

)

%

n = 1800 v/p; MAP = 61,5 kPa  = 1

( ị h t ỉ h c t ấ u s u ệ i H

) r a b ( h n ì b g n u r t h c í ó c t ấ u s p Á

Tỷ lệ syngas bổ sung (% thể tích khí nạp)

Tỷ lệ syngas bổ sung (% thể tích khí nạp)

Khí giàu hydro là khí tổng hợp hay còn gọi là khí syngas, một sản phẩm thô trong quá trình sản xuất hydro, được tạo ra từ quá trình khí hóa sinh khối, khí hóa than đá hay nhiệt phân cồn và nhiệt phân các loại nhiên liệu hydrocarbon; khí này có thành phần chính là H2 chiếm 35-75%, còn lại là CO, CO2 và một tỷ lệ nhỏ các thành phần khác tùy thuộc vào phương pháp sản xuất [45]. Khí giàu hydro không sử dụng trực tiếp được cho pin nhiên liệu hydro vì loại thiết bị này đòi hỏi cung cấp hydro tinh khiết, nhưng lại sử dụng dễ dàng trong động cơ đốt trong vì hydro được dùng làm nhiên liệu đốt và nó có thể cháy cùng với các thành phần tạp chất. Trong động cơ đốt trong, hydro được trộn lẫn với nhiên liệu gốc và khí đã cháy còn sót lại cũng như các khí tạp chất khác trong xi lanh mà vẫn cháy tốt. Do đó, thay vì sử dụng hydro tinh khiết đắt tiền, người ta thường sử dụng khí giàu hydro làm nhiên liệu bổ sung trong động cơ đốt trong mà vẫn cải thiện được các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ như khi sử dụng hydro tinh khiết [14, 21, 99].

Hình 1.13 Hiệu suất chỉ thị và áp suất có ích trung bình của động cơ xăng bổ sung khí giàu hydro (syngas) [21]

- 20 -

Nghiên cứu thực nghiệm động cơ Huyndai 1,6 lít ở chế độ tải trung bình khi bổ sung khí giàu hydro chứa 50-60% H2 và 20-30% CO trong khi duy trì hệ số dư lượng không khí =1, Changwei và cộng sự [21] chỉ ra rằng hiệu suất chỉ thị của động cơ tăng tỷ lệ tuyến tính với tỷ lệ thể tích khí giàu hydro bổ sung trong khi áp suất có ích trung bình được cải thiện ở tỷ lệ bổ sung nhỏ (Hình 1.13). Khi tăng mức bổ sung khí giàu hydro từ 0 đến 2,5%, hiệu suất chỉ thị của động cơ tăng tuyến tính từ 34,5% khi chạy chỉ với xăng lên 39,5% khi chạy xăng bổ sung 2,5% khí giàu hydro. Với tỷ lệ bổ sung khí giàu hydro đến 1,5%, áp suất chỉ thị trung bình được cải thiện so với động cơ khi chạy chỉ với xăng, nhưng nếu tăng

n = 1800 v/p; MAP = 61,5 kPa  = 1

n = 1800 v/p; MAP = 61,5 kPa  = 1

Tỷ lệ syngas bổ sung (% thể tích khí nạp)

Tỷ lệ syngas bổ sung (% thể tích khí nạp)

tỷ lệ bổ sung khí giàu hydro lớn hơn 1,5% thì áp suất có ích trung bình giảm xuống thấp hơn trường hợp chạy với xăng, càng tăng tỷ lệ bổ sung khí giàu hydro thêm nữa thì áp suất có ích trung bình càng giảm.

Hình 1.14 Phát thải HC và NOx của động cơ xăng bổ sung khí giàu hydro (syngas) [21]

n = 1800 v/p; MAP = 61,5 kPa  = 1

Tỷ lệ syngas bổ sung (% thể tích khí nạp) Hình 1.15 Phát thải CO của động cơ xăng bổ sung khí giàu hydro (syngas) [21]

Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy phát thải HC và NOx giảm (Hình 1.14), trong khi phát thải CO tăng (Hình 1.15) khi tăng tỷ lệ khí giàu hydro bổ sung trong thành phần thể tích khí nạp. Sự giảm phát thải NOx và tăng phát thải CO (ngược so với trường hợp bổ sung hydro tinh khiết) là do thành phần khí giàu hydro chứa hàm lượng CO và CO2 cao. Thành CO2 lớn trong khí giàu hydro không tham gia quá trình cháy và có nhiệt dung riêng lớn sẽ làm nhiệt độ cháy giảm nên phát thải NOx giảm. Đồng thời, hàm lượng CO lớn bổ sung vào sẽ tạo ra một lượng CO không tham gia quá trình cháy do nhiệt độ cháy giảm (vì CO2) và hiệu ứng nén ép vào và thoát ra khỏi các khe kẽ sau quá trình cháy, gây phát thải CO tăng.

- 21 -

Các nghiên cứu khác [14, 99] cũng chỉ ra kết quả tương tự nghiên cứu của Changwei nói trên. Việc bổ sung khí giàu hydro có hiệu quả tương tự như khi bổ sung hydro tinh khiết về sự làm việc ổn định ở hỗn hợp nhạt và mở rộng giới hạn cháy nghèo nhờ đó mà tăng được chỉ tiêu kinh tế của động cơ. Với hỗn hợp nhạt, càng tăng lượng khí giàu hydro bổ sung thì hiệu suất chỉ thị của động cơ càng tăng. Phát thải của động cơ bổ sung khí giàu hydro phụ thuộc vào thành phần khí giàu hydro và tỷ lệ bổ sung. Trong mọi trường hợp, phát thải HC đều giảm. Tuy nhiên đối với phát thải CO và NOx thì diễn biến thay đổi có khác với trường hợp bổ sung hydro tinh khiết. Khi thành phần khí giàu hydro chứa hàm lượng CO và các thành phần CO2 và N2 cao cao, việc bổ sung khí này có tác dụng như luân hồi khí thải, làm giảm phát thải NOx trong khi làm tăng phát thải [14, 99].

John và cộng sự [50, 51] chỉ ra rằng bổ sung khí giàu hydro từ sản phẩm của quá trình ô xi hóa không hoàn toàn xăng vào động cơ trong giai đoạn khởi động lạnh và chạy ấm máy có thể giúp giảm đến 73% phát thải HC và giảm tới 50 lần phát thải phát thải NOx so với khi động cơ chạy chỉ với xăng. Ở chế độ làm việc bình thường nếu bổ sung 30% khí giàu hydro này có thể giúp giảm 55-85% phát thải NOx của động cơ. Sự cải thiện tính năng động cơ trong giai đoạn khởi động lạnh và chạy ấm máy nhờ bổ sung khí giàu hydro cũng được khẳng định bởi Kristine và cộng sự [58] khi chỉ ra rằng bổ sung khí giàu hydro giúp khởi động động cơ dễ dàng, có thể khởi động động cơ trong vòng 10 giây ở nhiệt độ -20oC và giảm phát thải HC và CO lần lượt đến 80% và 40% trong giai đoạn này.

Thorsten Allgeier [86] cũng có kết quả nghiên cứu tương tự khi chỉ ra rằng bổ sung khí giàu hydro từ sản phẩm biến đổi nhiệt hóa xăng cho động cơ kết hợp với luân hồi khí xả có thể giảm HC và NOx đến gần không, tuy nhiên phát thải CO tăng một chút so với phát thải của động cơ khi chạy chỉ với xăng. Tuy nhiên, bổ sung tỷ lệ lớn khí giàu hydro sẽ làm công suất động cơ giảm nhiều. Nghiên cứu thực nghiệm và mô phỏng động cơ chạy với 100% khí giàu hydro của tác giả chỉ ra rằng áp suất có ích trung bình cũng như mô men động cơ giảm đến 45%.

Theo PGS.TS Lê Anh Tuấn và cộng sự [3] khi bổ sung khí giàu hydro được tạo ra từ điện phân nước vào đường nạp tại 70% độ mở buớm ga, tốc độ vòng quay thay đổi từ 3200v/p đến 7600v/p công suất và mô men động cơ tăng 2, 98% và 2,72%; suất tiêu hao nhiên liệu và khí thải được cải thiện như sau: Suất tiêu hao nhiên liệu giảm 2,43% phát thải HC giảm 4,98%, CO2 giảm 2,26%, CO và NOx tăng 5,44% và 15,5%;

Tsolakis [89] và Alberto [9] nghiên cứu sử dụng khí giàu hydro trên động cơ diesel cũng khẳng định bổ sung khí giàu hydro là biện pháp tốt để giảm phát thải khói bụi và NOx trong động cơ diesel.

1.2.5 Kết luận về sử dụng hydro và khí giàu hydro trên động cơ

Việc sử dụng hydro và khí giàu hydro trên động cơ đốt trong là phương pháp hữu hiệu để nâng cao hiệu suất, tăng tính kinh tế nhiên liệu và giảm phát thải cho động cơ. Động cơ chạy đơn nhiên liệu hydro có hiệu suất cao, phát thải CO và HC gần như bằng không. Tuy nhiên, phát thải NOx cao và trong động cơ cấp hydro vào đường nạp thì công suất động cơ thấp hơn so với động cơ chạy nhiên liệu truyền thống cùng dung tích. Việc vận chuyển cung cấp đủ hydro để động cơ làm việc liên tục cũng là vấn đề khó khăn vì hydro có mật độ năng lượng kJ/m3 rất nhỏ, chỉ bằng khoảng 30% so với khí thiên nhiên và hơn 4% so với hơi xăng. Phương pháp sử dụng nhiên liệu kép kết hợp hydro và nhiên liệu truyền thống với việc bổ sung chỉ một tỷ lệ nhỏ hydro sẽ giải quyết được khó khăn về lượng cung cấp hydro trong khi vẫn tăng được hiệu suất, giảm tiêu hao nhiên liệu và phát thải của động cơ, đồng thời công suất động cơ không thay đổi nhiều.

- 22 -

Hydro tinh khiết đắt tiền trong khi sử dụng khí giàu hydro trên động cơ cũng vẫn đạt được mục tiêu tăng tính kinh tế nhiên liệu và giảm phát thải cho động cơ nên khí giàu hydro thường được sử dụng thay cho hydro tinh khiết trên động cơ. Việc sử dụng hoàn toàn khí giàu hydro trên động cơ giúp giảm phát thải tốt nhưng công suất động cơ giảm

nhiều (đến 45%) nên việc việc sử dụng kết hợp khí giàu hydro với nhiên liệu truyền thống là giải pháp tốt để tăng tính kinh tế, giảm phát thải và không làm giảm công suất động cơ.

Nói tóm lại, việc sử dụng hydro và khí giàu hydro trên động cơ sẽ giúp nâng cao tính kinh tế và giảm phát thải cho động cơ, vấn đề còn lại là cần nghiên cứu phương pháp tạo ra và cung cấp hydro và khí giàu hydro cho động cơ một cách hiệu quả nhất.

1.3 Các phương pháp sản xuất hydro và khí giàu hydro

1.3.1 Giới thiệu chung

Hydro là một trong số các nguyên tố được thấy nhiều nhất trên trái đất. Tuy nhiên vì hydro là khí nhẹ nên rất ít gặp ở trạng thái tự do trong lớp khí quyển. Hydro chủ yếu tồn tại ở dạng hợp chất với các nguyên tố khác như trong nước, trong các mỡ động, thực vật, trong cồn, dầu mỏ, khí thiên nhiên và các hợp chất khác. Chính vì vậy, để có được khí hydro và khí giàu hydro cần phải tách hydro ra từ các hợp chất chứa hydro nói trên. Các công nghệ phổ biến được áp dụng để thực hiện việc này gồm điện phân nước, khí hóa sinh khối, biến đổi nhiệt hóa cồn và nhiên liệu hydrocarbon [45].

1.3.2 Điện phân nước

e-

Nguồn điện

e-

O2

H2O  H2

K

Màng ngăn khí

Dung dịch điện phân KOH

Hình 1.16 Sơ đồ nguyên lý điện phân nước tạo hydro

Quá trình điện phân nước là quá trình phân giải nước H2O thành hai chất khí ôxy O2 và hydro H2 trong thiết bị điện phân khi cho dòng điện một chiều chạy qua các cực trong dung dịch điện phân như sơ đồ Hình 1.16. Dung dịch điện phân có thể có tính kiềm hoặc a xít nhưng dung dịch mang tính kiềm, ví dụ dung dịch KOH, có hiệu suất cao hơn nên thường được sử dụng hơn [45, 55]. Trên sơ đồ, dương cực (anode) thường được làm bằng nickel và đồng mạ phủ ô xít mangan cho phép kết hợp nhanh các nguyên tử ô xy thành ô xy phân tử trên bề mặt bản cực. Âm cực (cathode) thường được làm bằng nickel mạ phủ platin làm chất xúc tác cho phép kết hợp nhanh các nguyên tử hydro thành hydro phân tử. Màng ngăn không cho các khí hydro và ô xy ở hai cực đi qua để tránh trộn lẫn nhưng lại cho phép nước và các ion đi qua.

Nguyên lý hoạt động của thiết bị điện phân khá đơn giản. Trước tiên KOH bị phân ly trong dung dịch điện phân. Dưới tác động của điện trường, ion OH- đi về anode, còn ion K+ đi về cathode.

Tại cathode, các phản ứng xảy ra ở như sau:

K+ + e-  K (1-2)

- 23 -

(1-3) K + H2O  KOH + H  K+ + OH- + H

(1-4) H + H  H2

Tại anode, các phản ứng xảy ra như sau:

(1-5) OH-  OH + e-

(1-6) 2OH  H2O + O

(1-7) O + O  O2

Các thiết bị điện phân nước quy nhỏ thì năng suất và hiệu xuất thấp, hiệu suất chỉ đạt 60-65% và rất cồng kềnh không lắp đặt trên xe hay trên động cơ để cung cấp hydro tại chỗ được. Các thiết bị quy mô công nghiệp có thể đạt hiệu suất điện phân cao hơn, đạt khoảng 65-80% với mật độ dòng điện 1-3A/cm2. Tuy nhiên, để có năng suất cao, chi phí điện năng sẽ khá lớn và đồng thời phải sử dụng nhiều chất xúc tác bằng kim loại quý đắt tiền như platin. Nếu nguồn điện này được lấy từ các nhà máy nhiệt điện sử dụng nhiên liệu hóa thạch than đá, khí thiên nhiên hoặc diesel thì giá thành sản xuất hydro sẽ khá cao và môi trường vẫn bị ô nhiễm do đốt nhiên liệu hóa thạch trong nhà máy điện. Thêm nữa, nếu sử dụng hydro từ nguồn điện này cho động cơ đốt trong để thay cho nhiên liệu hóa thạch thì hiệu suất sử dụng nhiên liệu nói chung sẽ thấp hơn nhiều so với dùng trực tiếp nhiên liệu hóa thạch cho động cơ đốt trong. Việc tích trữ và vận chuyển hydro từ nơi sản xuất để cung cấp cho động cơ cũng gặp khó khăn. Do đó, có thể thấy, việc sản xuất hydro cho động cơ đốt trong bằng phương pháp điện phân nước từ nguồn điện của các nhà máy nhiệt điện sử dụng nhiên liệu hóa thạch sẽ không đem lại hiệu quả về kinh tế và môi trường hơn so với sử dụng trực tiếp nhiên liệu hóa thạch cho động cơ.

Để khắc phục vấn đề nguồn điện nói trên, đã có một số nghiên cứu tách hydro từ nước theo nguyên lý quang hợp [54, 62] hay nhiệt phân nước trực tiếp từ năng lượng nhiệt mặt trời [39]. Tuy nhiên, các công nghệ này hiện nay còn khá mới mẻ, chi phí khá cao, năng suất thấp, chưa đáp ứng được yêu cầu sản xuất hydro đại trà.

1.3.3 Khí hóa sinh khối

Khí hóa sinh khối là quá trình sản suất khí tổng hợp giàu ô xy từ việc nhiệt phân và hóa khí các nguyên liệu gỗ, mùn cưa, rơm rạ, vỏ trấu… [23]. Nguồn nguyên liệu phục vụ khí hóa sinh khối là khá lớn và có thể tái tạo. Tuy nhiên, công nghệ sản xuất khí tổng hợp từ sinh khối hiện nay chưa ứng dụng để sản xuất đại trà được vì hiệu quả kinh tế chưa cao, năng suất tạo khí giàu hydro thấp, thiết bị sản xuất cồng kềnh. Do đó, phương pháp sản xuất khí giàu hydro này khó áp dụng cho việc cung cấp nhiên liệu cho động cơ.

1.3.4 Biến đổi nhiệt hóa cồn hoặc nhiên liệu hydrocarbons

- 24 -

Biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu để tạo khí giàu hydro, hay còn được gọi là quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu, là quá trình phản ứng hóa học của nhiên liệu chứa hydro CnHmOr (thường là cồn và các loại hydrocacbon) với hơi nước hoặc ô xy hoặc với đồng thời với cả hơi nước và ô xy trong môi trường phản ứng có chất xúc tác ở điều kiện nhiệt độ nhất định [45]. Khí giàu hydro được tạo ra có chứa hydro, ô xít các bon, các bon níc và một số thành phần khí khác. Thiết bị để thực hiện nhiệm vụ này được gọi là bộ xúc tác biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu (BXT). Năng suất và hiệu suất nhiệt hay hệ số biến đổi nhiên

liệu của BXT phụ thuộc vào thông số kết cấu, nhiên liệu và các thành phần cấp vào cũng như điều kiện vận hành của BXT.

Hệ số biến đổi nhiên liệu của BXT được tính bằng tỷ số giữa hóa năng (tích của nhiệt trị thấp với khối lượng nhiên liệu) của khí sản phẩm và hóa năng của nhiên liệu cấp vào. Trong trường hợp chỉ quan tâm đến khí sản phẩm là hydro (trường hợp cung cấp khí sản phẩm cho pin nhiên liệu) thì hóa năng của khí sản phẩm thường chỉ tính cho hydro mặc dù trong sản phẩm có cả khí hydro, ôxit các bon và nhiên liệu chưa biến đổi. Trong trường hợp khí giàu hydro được sử dụng cung cấp cho động cơ đốt trong thì hóa năng của khí sản phẩm được tính cho tất cả các thành phần cháy được trong đó, gồm hydro, ô xít các bon và nhiên liệu chưa cháy. Nếu không tính phần nhiên liệu chưa cháy có trong khí sản phẩm thì nhiên liệu cấp vào phải tính trừ đi phần nhiên liệu chưa cháy này. Nếu phải cung cấp nhiệt từ nguồn nhiệt bên ngoài (ví dụ từ thiết bị đốt nóng bằng điện hoặc bằng nhiên liệu đốt bên ngoài) để đốt nóng duy trì hoạt động của BXT thì phần năng lượng cấp vào, ngoài hóa năng của nhiên liệu, phải kể đến cả phần năng lượng này, khi đó hệ số biến đổi nhiên liệu cũng chính là hiệu suất nhiệt  của BXT và được xác định theo công thức:

(1-8)

Trong đó, HH2, HCO, Hnl lần lượt là nhiệt trị thấp của hydro, ôxit các bon và nhiên liệu; mH2, mCO là lưu lượng khối lượng hydro và ô xít các bon trong khí sản phẩm giàu hydro; mnl là lưu lượng khối lượng nhiên liệu cấp vào BXT đã tham gia phản ứng (bằng hiệu của nhiên liệu cấp vào và nhiên liệu chưa phản ứng có trong sản phẩm); Q là nhiệt lượng cấp vào để đốt nóng BXT.

Các nhiên liệu chứa hydro thường dùng cho biến đổi nhiệt hóa tạo khí giàu hydro hiện nay là cồn ethanol C2H6O [36, 66] và các loại nhiên liệu hóa thạch hydrocacbon như khí thiên nhiên CH4 [63], xăng và dầu diesel CnHm [7, 43, 101].

1.3.4.1 Biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước (SR)

Đây là quá trình phản ứng của nhiên liệu với hơi nước ở nhiệt độ cao trong môi trường có chất xúc tác nickel. Sản phẩm cuối cùng được tạo thành qua phản ứng nhiệt hóa nhiên liệu chứa hydro với hơi nước như sau:

(1-9) CnHmOr + aH2O + Q  bCO + cCO2 + dH2

Phản ứng trên là phản ứng thu nhiệt, xảy ra ở điều kiện cấp nhiệt vào BXT và duy trì nhiệt độ 250-650oC với cồn [36] và 450-900oC với khí thiên nhiên, xăng và dầu diesel [63, 101]. Với phương pháp SR, nguyên liệu đưa vào BXTchỉ có nhiên liệu và nước với tỷ lệ nhất định a, sản phẩm gồm CO, CO2 và H2 và một phần nhiên liệu chưa phản ứng. Hàm lượng các thành phần này (số mol b, c, d) phụ thuộc vào nguyên liệu cấp vào và nhiệt độ xúc tác trong BXT. Nếu tỷ lệ nước cấp vào cao thì hàm lượng CO trong sản phẩm thấp vì phần lớn CO khi đó sẽ tác dụng với nước tạo thành CO2 và H2.

- 25 -

Biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước cần phải cấp nhiệt vào BXT nhưng đây là

phương pháp có hiệu quả và năng suất tạo hydro cao nhất so với các phương pháp biến đổi nhiệt hóa khác trong khi sự kết muội than là thấp nhất; tỷ lệ hydro trong khí sản phẩm có thể đạt trên 70% [45, 80]. Trong các loại nhiên liệu đầu vào thường dùng thì khí thiên nhiên (CH4) cho năng suất tạo hydro cao nhất và sự tạo các bon ít nhất nên BXT hoạt động được lâu. Hàm lượng hydro trong sản phẩm cũng cao nhất, có thể đạt trên 75% [62]. Do đó, phương pháp SR khí thiên nhiên thường được sử dụng trong sản xuất hydro ở quy mô công nghiệp hiện nay. Tuy nhiên, đối với các thiết bị tạo hydro di động trên các phương tiện vận tải thì việc sử dụng khí thiên nhiên làm nhiên liệu cấp vào sẽ không thích hợp vì nhiên liệu khí có mật độ năng lượng thấp hơn rất nhiều so với nhiên liệu lỏng, làm cho việc tích trữ, vận chuyển và cung cấp nhiên liệu cho BXT gặp nhiều khó khăn.

Biến đổi nhiệt hóa cồn với hơi nước có ưu điểm là tốn ít năng lượng nhiệt, có thể thực hiện được ở nhiệt độ thấp, chỉ từ 250-650oC, có năng suất cao, hàm lượng hydro trong sản phẩm đạt trên 70% [36, 45, 66]. Mặt khác cồn là nhiên liệu lỏng nên không gặp khó khăn trong tích trữ và vận chuyển để cung cấp cho các BXT di động so với khí thiên nhiên. Tuy nhiên, việc sản xuất cồn còn đắt, sản lượng hiện nay nhỏ nên chưa thay thế hoàn toàn được nhiên liệu truyền thống nên nếu dùng cồn làm nhiên liệu sản suất hydro trên các phương tiện vận tải thì ngoài hệ thống cung cấp xăng hay diesel lại phải trang bị thêm hệ thống cung cấp cồn nên thiết bị sẽ cồng kềnh. Mật độ năng lượng của cồn thấp, chỉ bằng 60% so với xăng, nên chi phí tích trữ và vận chuyển tốn kém hơn so với xăng dầu.

Biến đổi nhiệt hóa xăng và dầu desel với hơi nước đòi hỏi nhiệt cấp vào nhiều và duy trì ở nhiệt độ cao, 450-900oC [43, 80]. Tuy nhiên, nhiên liệu này có mật độ năng lượng cao và năng suất và hàm lượng hydro trong sản phẩm của quá trình biến đổi nhiệt hóa cũng cao, có thể đạt gần tới giá trị hàm lượng hydro ở trạng thái cân bằng hóa học. Chính vì vậy, nhiên liệu xăng và diesel rất thích hợp làm nguyên liệu cung cấp cho việc sản suất khí gàu hydro trên các phương tiện vận tải.

1.3.4.2 Ôxi hóa không hoàn toàn nhiên liệu (PO)

Đây là quá trình đốt cháy thiếu ô xi của nhiên liệu chứa hydro trong BXT với chất xúc tác platin hoặc rodium và nickel. Các loại nhiên liệu dùng cho sản xuất hydro theo phương pháp biến đổi nhiệt hóa với hơi nước nói trên gồm cồn, khí thiên nhiên, xăng và dầu diesel đều sử dụng được để sản xuất hydro theo phương pháp ô xi hóa không hoàn toàn (PO) [13, 24, 73, 101]. Sản phẩm của phản ứng PO được tổng hợp trong phương trình phản ứng chung như sau:

(1-10) CnHmOr + a(0,21O2 + 0,79N2)  bCO + cCO2 + dH2 + eN2 + Q

- 26 -

Quá trình ô xi hóa nhiên liệu là quá trình cháy tỏa nhiệt mạnh. Nhiệt độ BXT thường khá cao, 900-1100oC [13, 103], nên cần phải có biện pháp làm mát để đảm bảo thiết bị không bị quá nóng. Chính vì vậy, so với phương pháp SR, phương pháp PO có hệ số biến đổi nhiên liệu nhiệt thấp hơn. Năng suất và hàm lượng H2 tạo ra trong sản phẩm của PO cũng thấp hơn so với SR [80] vì sản phẩm của quá trình PO còn có hàm lượng đáng kể CO và ni tơ. Vì ô xy được cấp vào BXT là ô xy trong không khí nên thường sử dụng không khí thay vì ô xy để đảm bảo tính kinh tế nên sản phẩm bị làm loãng bởi thành phần ni tơ trong không khí cấp vào BXT. Hàm lượng H2 trong sản phẩm thấp hơn nhiều so với SR, chỉ đạt

30-50%, trong khi CO chiếm từ 10-30%. Ưu điểm nổi bật của phương pháp PO là dễ dàng khởi động BXT và không cần nguồn nhiệt bên ngoài nên thiết bị nhỏ gọn hơn nhiều so với BXT SR [13]. Có thể hạ thấp nhiệt độ của BXT nhờ sử dụng các chất xúc tác đặc biệt, khi đó có thể giảm lượng không khí cấp vào mà vẫn duy trì được quá trình PO trong khi nâng cao được hàm lượng hydro và hạ thấp sự tạo các bon [89]. Tuy nhiên, chi phí chất xúc tác và thiết bị BXT sẽ sẽ tăng lên khá cao.

Về nhiên liệu cấp vào BXT, việc sử dụng khí thiên nhiên cho PO cho năng suất tạo hydro cao hơn và kết muội than ít hơn so với xăng và diesel nhưng việc cấp khí thì khó khăn hơn [13]. Xăng và dầu diesel gây kết muội than nhiều nhưng mật độ năng lượng cao nên và dễ tích trữ và vận chuyển nên sử dụng thuận tiện hơn khí thiên nhiên.

1.3.4.3 Biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu các- bua- hydro với CO2 (CR)

Trong điều kiện nhiệt độ cao và môi trường có chất xúc tác, nhiên liệu chứa hydro

có thể phản ứng với CO2 tạo ra khí CO và hydro [26, 32] theo phương trình sau:

(1-11) CnHmOr + aCO2 + Q  bCO + cH2

Quá trình phản ứng cần được cung cấp một nguồn nhiệt lớn và duy trì nhiệt độ khá cao. Phản ứng diễn ra ở nhiệt độ cao (trên 800oC) với tốc độ chậm và sản phẩm có hàm lượng hydro nhỏ hơn nhiều so với phản ứng SR trong khi sản phẩm CO thì lại cao hơn. Thiết bị cồng kềnh và điều kiện duy trì phản ứng khó khăn nên phương pháp này không thích hợp cho việc tạo và cung cấp khí giàu hydro trên các phương tiện vận tải.

1.3.4.4 Biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước kết hợp ô xi hóa không hoàn toàn (ATR)

Quá trình PO là quá trình tỏa nhiệt mạnh trong khi quá trình SR thì thu nhiệt nên nếu bổ sung hơi nước vào BXT PO thì sẽ tận dụng được nhiệt sinh ra của quá trình này để thực hiện phản ứng SR và cho năng suất và hệ số biến đổi nhiên liệu tạo hydro cao hơn [61]. Quá trình kết hợp PO cà SR cùng diễn ra trong BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo hydro khi không cần cấp nhiệt hoặc làm mát BXT được gọi là quá trình biến đổi nhiệt hóa tự cân bằng về nhiệt (ATR). Quá trình phản ứng được mô tả bằng phương trình sau:

(1-12) CnHmOr + aH2O + b(0,21O2 + 0,79N2)  cCO + dCO2 + eH2 + gN2

- 27 -

Nhiệt độ cân bằng của BXT ATR và hàm lượng hydro và các khí thành phần khác trong khí sản phẩm phụ thuộc vào tỷ lệ không khí/nước/nhiên liệu và lưu lượng cấp vào của hỗn hợp nguyên liệu này ứng với một đơn vị thể tích BXT [41, 52, 93]. Các loại nhiên liệu sử dụng cho quá trình SR, PO và CR đều thích hợp cho quán trình ATR. Tuy nhiên, thành phần nhiên liệu ảnh hưởng rất lớn đến năng suất tạo hydro, thành phần sản phẩm và nhiệt độ tối ưu của BXT. Nhiên liệu có hàm lượng các bon cao thì sự tạo thành muội than cao hơn, các loại các bua hydro thơm thì cần duy trì nhiệt độ BXT cao hơn để đạt hệ số biến đổi cao [44, 52, 71]. Tuy nhiên, thành phần các bua hydro thơm trong xăng không nhiều nên cũng ít ảnh hưởng đến hệ số biến đổi nhiên liệu của BXT cũng như hàm lượng hydro trong sản phẩm. Mặt khác nếu thành phần này không biến đổi mà tồn tại trong sản phẩm khí giàu hydro thì cũng vẫn có tác dụng tốt đối với quá trình làm việc của động cơ như giảm kích nổ khi được cấp vào động cơ [71]. Hàm lượng hydro trong sản phẩm của

quá trình biến đổi nhiệt hóa xăng thương mại bằng phương pháp ATR đạt đến 60% [43].

Phương pháp ATR có ưu điểm là nhiệt độ của BXT thấp hơn PO và không cần nguồn nhiệt cấp vào và cũng không cần làm mát BXT, năng suất tạo hydro và hàm lượng hydro trong khí sản phẩm cao hơn so với PO nhưng thấp hơn so với SR [49]. Tuy nhiên, vì phải điều khiển cung cấp cả không khí và nước vào BXT nên thiết bị ATR phức tạp hơn so với các thiết bị của phương pháp SR và PO.

1.4 Tích trữ, vận chuyển và cung cấp hydro và khí giàu hydro cho động cơ đốt trong

1.4.1 Vấn đề tích trữ và vận chuyển hydro

Nếu hydro và khí giàu hydro được sản xuất ở nhà máy tập trung thì cần phải có biện pháp tích trữ và vận chuyển đến nơi tiêu thụ. Hydro có tỷ trọng và mật độ năng lượng thấp hơn rất nhiều so với nhiên liệ khác như khí thiên nhiên và xăng (xem Bảng 1.1) nên việc tích trữ và vận chuyển để làm nhiên liệu cung cấp cho các phương tiện vận tải sẽ gặp nhiều khó khăn và chi phí cao [100]. Có 3 phương pháp chính thường được sử dụng để tích trữ hydro là hóa lỏng, nén với áp suất cao và sử dụng vật liệu rắn hydride hấp thụ [35, 45].

Việc tích trữ hydro ở dạng lỏng được thực hiện bằng cách làm lạnh hydro đến nhiệt độ -253oC để hóa lỏng hydro, hydro không thể hóa lỏng bằng phương pháp nén ở nhiệt độ môi trường. Năng lượng tiêu tốn để hóa lỏng hydro khá cao, khoảng trên 30 MJ/kg hydro lỏng, tương đương trên 25% năng lượng nhiệt tích trữ của hydro [35]. Hydro lỏng phải được bảo quản trong thiết bị cách nhiệt nên chi phí cũng tăng thêm nên tổng chi phí tích trữ bảo quản hydro lỏng có thể tương đương 40% năng lượng tích trữ của hydro [84], một tỷ lệ hao tổn khá lớn trong khi đối với xăng thì chi phí tích trữ và bảo quản có thể nói rất nhỏ, không đáng kể. Tỷ trọng của hydro lỏng vào khoảng 70 kg/m3, chưa bằng 1/10 tỷ trọng của xăng và mật độ năng lượng thì chưa bằng 1/3 của xăng.

Việc tích trữ hydro ở dạng khí nén cao áp có thể ở áp suất 250 bar, 350 bar hoặc 700 bar, tương ứng với tỷ trọng lần lượt khoảng 17 kg/m3, 22 kg/m3 và 41 kg/m3. Tích trữ ở áp suất cao thì mật độ khối lượng cao hơn nhưng chi phí nén khí và bình chứa cũng cao hơn. Phương pháp tích trữ ở dạng khí nén có chi phí thấp hơn so với tích trữ ở dạng lỏng nhưng thiết bị nặng nề và cồng kềnh hơn 3-4 lần [45] nên gây khó khăn cho việc sử dụng cho các phương tiện vận tải.

Phương pháp tích trữ hydro nhờ hấp thụ của các vật liệu rắn hydride là lợi dụng khả năng hấp thụ và giải phóng hydro của một số vật liệu rắn hydride ở các điều kiện nhất định. Một số vật chất rắn, ví dụ như Ti2Ni-H2,5, FeTi-H2, LaNi5-H6,7, Mg2Ni-H4, ..., có thể hấp thụ khối lượng hydro bằng 1-4% khối lượng của nó [15]. Một số hydride rắn có thể hấp thụ hydro ở điều kiện áp suất cao và nhiệt độ thường, còn nếu được sấy nóng ở áp suất bình thường thì nó giải phóng hydro trở lại. Phương pháp tích hydro vào các hidride rắn rất an toàn, không tốn nhiều năng lượng như phương pháp hóa lỏng hay nén cao áp nhưng khối lượng của thiết bị tích trữ lớn gây khó khăn cho việc vận chuyển.

- 28 -

Cả 3 phương pháp tích trữ hydro nói trên đều tốn kém, thiết bị cồng kềnh, vận

chuyển khó khăn hơn nhiều so với các nhiên liệu lỏng truyền thống. Để khắc phục khó khăn này, người ta có thể vận chuyển hydro dạng khí nén qua đường ống đến các trạm nạp như vận chuyển khí thiên nhiên [84], rồi từ đó nạp vào các thiết bị tích trữ hydro dạng lỏng, khí nén cao áp hoặc hidride rắn. Tuy nhiên việc vận chuyển bằng hệ thống đường ống chỉ áp dụng được ở quy mô quốc gia khi có nền kinh tế hydro (năng lượng phục vụ nền kinh tế chủ yếu là từ hydro). Do đó giải pháp hữu hiệu nhất cho việc cung cấp hydro và khí giàu hydro cho các phương tiện vận tải là sản xuất hydro ngay trên xe.

1.4.2 Tạo hydro và khí giàu hydro ngay trên xe

Nếu tạo được khí giàu hydro ngay trên xe thì có thể cung cấp và sử dụng ngay cho động cơ nên vấn đề tích trữ và vận chuyển hydro sẽ không còn mà được thay bằng việc tích trữ và vận chuyển nguyên liệu (là các loại nhiên liệu lỏng) để tạo ra hydro trên xe nên sẽ dễ dàng và kinh tế hơn nhiều. Chính vì vậy, đã có một số công trình nghiên cứu tạo hydro ngay trên xe bằng phương pháp biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu lỏng. Tuy nhiên, hầu hết các nghiên cứu này nhằm mục đích tạo hydro cung cấp cho pin nhiên liệu [22, 28, 66]. Vì trên các phương tiện di động sử dụng pin nhiên liệu không có nguồn nhiệt thải nào có thể tận dụng và để không phải sử dụng thiết bị cung cấp nhiệt bên ngoài cồng kềnh nên các BXT di động thường dựa trên phương pháp PO và ATR nên hệ số biến đổi nhiên liệu tạo hydro bị hạn chế.

Việc nghiên cứu tạo khí giàu hydro ngay trên xe để cung cấp cho động cơ đốt trong chưa được nghiên cứu nhiều và cũng chưa có công trình nào nghiên cứu đầy đủ về vấn đề này. Hoàng Đình Long và Nguyến Thế Lương [2] và Koichi Ashida và cộng sự [57] đã nghiên cứu và trang bị BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng để giảm phát thải cho động cơ nhưng mới chỉ đánh giá ảnh hưởng của việc lắp BXT đến phát thải của động cơ mà chưa đánh giá được đặc tính làm việc của BXT cũng như hàm lượng hydro mà BXT tạo ra. Các BXT này tận dụng nhiệt, hơi nước và ô xy trong khí thải để biến đổi nhiệt hóa xăng; nguyên liệu cấp vào gồm xăng và khí thải luân hồi. Với nguyên lý này, BXT không cần nguồn nhiệt, ô xy và hơi nước cung cấp từ bên ngoài nên kết cấu nhỏ gọn, nhưng do lượng hơi nước và ô xy trong khí thải nhỏ nên lượng hydro tạo ra bị hạn chế. Mặt khác do sử dụng hơi nước và ô xy từ khí thải nên sản phẩm khí giàu hydro của BXT cung cấp cho động cơ bị làm loãng nhiều bởi khí thải với hàm lượng khí ni tơ và các bon níc cao nên công suất động cơ bị giảm nhiều. Nghiên cứu mô hình hóa quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu diesel với khí thải trong BXT tạo khí giàu hydro tận dụng nhiệt khí thải trên động cơ diesel của tác giả Hoàng Đình Long [1] đã phần nào chỉ ra được đặc tính làm việc của BXT và cho thấy năng suất và hàm lượng hydro tạo ra không cao do hạn chế bởi lưu lượng hơi nước và ô xy có trong khí thải.

1.5 Kết luận chương 1

Trên cơ sở phần nội dung đã trình bày ở trên, có thể rút ra một số kết luận tóm tắt

chương 1 như sau:

- 29 -

1. Nhiên liệu hydro có năng lượng cháy cao, dễ tạo hỗn hợp cháy và có các tính chất cháy rất thích hợp cho động cơ đốt trong, giúp tăng hiệu suất và giảm phát thải cho động

cơ. Tuy nhiên, vì hydro là chất khí có tỷ trọng và mật độ năng lượng rất thấp nên gây khó khăn cho việc tích trữ, vận chuyển và cung cấp khối lượng lớn cho động cơ. Chính vì vậy, việc nghiên cứu tạo ra khí giàu hydro ngay trên xe và bổ sung hydro làm một phần nhiên liệu như một nhiên liệu xúc tác cùng với nhiên liệu lỏng đang dùng (xăng và dầu diesel) để tăng tốc độ cháy, giúp cháy kiệt để nâng cao hiệu suất, giảm tiêu hao nhiên liệu và giảm phát thải cho động cơ mang ý nghĩa khoa học và thực tiễn hơn là sử dụng hoàn toàn nhiên liệu hydro và khí giàu hydro cho động cơ.

2. Việc sản xuất hydro ngay trên xe theo phương pháp điện phân hay nhiệt phân nước tuy tạo ra được khí hydro có độ tinh khiết cao nhưng rất tốn năng lượng và thiết bị cồng kềnh nên rất khó hiện thực hóa trong khi động cơ không đòi hỏi phải được cung cấp khí hydro tinh khiết. Việc biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu sử dụng trên xe như xăng và dầu diesel mang tính thực tế hơn. Công nghệ này có thể tận dụng được nhiệt khí thải của động cơ và không cần mang thêm một thiết bị chứa nhiên liệu khác trong khi mật độ năng lượng của các loại nhiên liệu này cao, năng suất tạo khí giàu hydro cao nên thiết bị biến đổi nhiệt hóa sẽ nhỏ gọn, dễ bố trí lắp đặt trên xe. Vấn đề đặt ra là cần nghiên cứu xem các phương pháp biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tận dụng nhiệt khí thải trên xe theo công nghệ SR, PO và ATR, phương pháp nào thích hợp và có hiệu quả tạo khí giàu hydro cao hơn để trang bị cho động cơ.

Chính vì vậy, nội dung của luận án này sẽ tập trung nghiên cứu phương pháp tạo khí giàu hydro trên động cơ bằng phương pháp biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tận dụng nhiệt khí thải để giảm phát thải cho động cơ. Vì việc cung cấp khí giàu hydro cho động cơ xăng và động cơ diesel đều cải thiện được hiệu suất và phát thải của động cơ, mặt khác công nghệ biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng và diesel cũng không khác nhau nên luận án sẽ nghiên cứu cụ thể công nghệ biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng trên động cơ xăng và thực hiện nghiên cứu trên động cơ Honda Wave-. Nội dung nghiên cứu chính bao gồm:

- Nghiên cứu mô hình hóa quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tận dụng nhiệt khí thải trên động cơ để tạo khí giàu hydro và xác định điều kiện vận hành hợp lý cho BXT ở các chế độ làm việc khác nhau của động cơ.

- Nghiên cứu thực nghiệm đánh giá đặc tính làm việc của BXT và của động cơ được

- 30 -

cấp khí giàu hydro từ BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng.

CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN QUÁ TRÌNH BIẾN ĐỔI NHIỆT HÓA NHIÊN LIỆU XĂNG

2.1 Giới thiệu chung

Việc nghiên cứu lý thuyết quá trình phản ứng xúc tác biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tạo khí giàu hydro trong BXT là để làm cơ sở nghiên cứu tính toán tối ưu hóa quá trình phản ứng xúc tác và tối ưu hóa thiết kế BXT để nâng cao hiệu suất, hệ số biến đổi nhiên liệu và năng suất tạo khí giàu hydro.

Các phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu hydro các bon CnHm nói chung và nhiên liệu xăng nói riêng để tạo khí giàu hydro có sở lý thuyết giống nhau [7]. Có thể thực hiện quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu theo 4 phương pháp như đã nói ở chương 1. Đó là biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước (SR), ô xi hóa không hoàn toàn nhiên liệu (PO), biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với khí các bon níc (CR) và quá trình biến đổi nhiệt hóa kết hợp giữa biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước và ô xi hóa không hoàn toàn nhiên liệu ở trạng thái cân bằng về nhiệt ở nhiệt độ làm việc của BXT, tức là không cần cấp nhiệt và cũng không cần làm mát BXT (ATR).

Trong 4 phương pháp biến đổi nhiệt hóa đã nêu, CR xảy ở nhiệt độ khá cao, khoảng 800oC. Hiệu suất, năng suất tạo hydro và hàm lượng hydro trong sản phẩm thấp, thấp hơn so với quá trình PO và thấp hơn nhiều so với hiệu suất, năng suất và hàm lượng hydro trong sản phẩm của các phương pháp biến đổi nhiệt hóa khác [27]. Do đó, người ta ít sử dụng phương pháp CR để tạo khí giàu hydro cho động cơ đốt trong hay cho pin nhiên liệu, mà thường chỉ dùng để tạo khí tổng hợp phục vụ các quá trình sản xuất một số sản phẩm khí khác trong công nghiệp. Tuy nhiên, mặc dù không chủ định thực hiện quá trình CR và không cấp CO2 vào BXT, nhưng vì trong sản phẩm của quá trình SR, PO và ATR luôn có CO2 nên các phản ứng CR vẫn có thể xảy ra ở tốc độ nào đó cùng với các phản ứng biến đổi nhiệt hóa khác.

Nhiên liệu xăng là tổng hợp của nhiều loại các bua hydro có số nguyên tử các bon từ 4 đến 12 và theo Ferguson [34] thì trung bình một phân tử xăng tiêu chuẩn có số phân tử các bon khoảng 7-8 và số phân tử hydro 15-18 nên trong tính toán có thể giả định công thức phân tử của xăng là C7H16 đến C8H18. Một số tác giả coi công thức phân tử của xăng theo cách tính toán riêng của mình về số nguyên tử. Tuy nhiên do tính chất lý hóa của xăng khá gần với iso-octan nên trong các nghiên cứu tính toán lý thuyết về quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa, người ta có thể coi xăng tương đương với iso-octan về công thức hóa học C8H18 [42, 83]. Thêm nữa, sự biến đổi nhiệt hóa các loại nhiên liệu hydro các bon đều có đặc điểm tương đồng nên trong luận án này tác giả coi xăng có công thức phân tử giả định giống như công thức phân tử của iso-octan C8H18 để thuận lợi cho nghiên cứu tính toán lý thuyết.

- 31 -

Mục đích của chương này là làm rõ cơ sở lý thuyết của quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng, các phản ứng hóa học và tốc độ phản ứng trong các điều kiện khác nhau phục vụ nghiên cứu tính toán và thực nghiệm nâng cao hệ số biến đổi nhiên liệu và năng suất tạo khí giàu hydro.

2.2 Các phản ứng hóa học của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng

2.2.1 Biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước (SR)

Hình 2.1 là sơ đồ BXT và quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng với hơi nước (SR). BXT chứa chất xúc tác được sấy nóng bằng nguồn nhiệt bên ngoài qua môi chất là khí nóng (BXT cũng có thể được đốt nóng trực tiếp bằng điện hoặc nguồn nhiệt khác), nhiên liệu xăng và hơi nước được cấp vào BXT ở phía trên. Ở điều kiện nhiệt độ cao 450oC-900oC trong môi trường xúc tác thích hợp, nhiên liệu sẽ phản ứng với hơi nước tạo ra khí giàu hydro và đi ra ngoài ở phía dưới BXT.

Nhiên liệu Hơi nước

Khí nguội

Nhiệt

Khí nóng

Chất xúc tác

Khí giàu H2

Các phản ứng hóa học biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu hydro các bon với hơi nước diễn ra rất phức tạp, bao gồm rất nhiều phản ứng trung gian trước khi tạo thành các thành phần chính trong sản phẩm. Có nhiều ý kiến cho rằng đối với các hydro các bon nặng (như xăng và dầu diesel) trong quá trình biến đổi nhiệt hóa, trước tiên một phần nhiên liệu có các mạch cấu trúc phân tử lớn sẽ bị bẻ gãy để trở thành các phân tử nhỏ hơn như CH4 và giải phóng các bon, sau đó các bon sẽ khí hóa với nước trong môi trường nhiệt độ cao tạo thành CO và H2, còn CH4 thì phản ứng với hơi nước để tạo H2, CO và CO2. Tuy nhiên, các quá trình này có thể diễn ra đồng thời với các phản ứng trực tiếp của nhiên liệu cấp vào với hơi nước. Mặt khác, phản ứng SR của các loại hydro các bon CnHm trực tiếp với hơi nước có đặc điểm tương đồng. Do đó, để cho đơn giản trong tính toán, người ta thường mô tả phản ứng SR của nhiên liệu hydro các bon bằng các phản ứng trực tiếp của nhiên liệu với hơi nước liên quan đến sản phẩm cuối cùng [47].

Hình 2.1 Sơ đồ bộ xúc tác và quá trình biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước, SR

- 32 -

Các phản ứng hóa học của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng với hơi nước SR rất phức tạp, có thể bao gồm rất nhiều phản ứng diễn ra với các tốc độ khác nhau, tuy

nhiên, các phản ứng hóa học chính liên quan đến sản phẩm cuối cùng trong quá trình này của nhiên liệu hydro các bon nói chung và cụ thể là xăng iso-octan nói riêng có thể được biểu diễn bởi các phương trình sau [7, 47, 60,72]:

- Phản ứng của nhiên liệu với hơi nước trực tiếp tạo ra CO và H2 (phản ứng thu

nhiệt) như sau:

(2.1) C8H18 + 8H2O 8CO + 17H2 (H298 = 1310 kJ/mol)

- Phản ứng CO với hơi nước (water-gas shift), đó là phản ứng hấp thụ CO của nước

tạo ra CO2 và H2 và đồng thời tỏa một lượng nhiệt nhỏ:

(2.2) CO + H2O  CO2 + H2 (H298 = -41 kJ/mol)

- Phản ứng của nhiên liệu với hơi nước trực tiếp tạo ra CO2 và H2 (phản ứng thu

nhiệt) theo phương trình sau [47]:

(2.3) C8H18 + 16H2O  8CO2 + 25H2 (H298 = 980 kJ/mol)

Thông thường nước được hóa hơi trước khi cấp vào BXT, còn nhiêu liệu do dễ bay hơi nên được phun ở dạng lỏng vào và bay hơi ngay cửa BXT. Trong 3 phản ứng trên của quá trình SR, phản ứng (2.1) và (2.3) thu nhiệt rất mạnh (nhiệt tiêu thụ của phản ứng H298 mang dấu dương) trong khi phản ứng (2.2) tỏa nhiệt yếu (nhiệt tiêu thụ của phản ứng H298 mang dấu âm). Tổng hợp nhiệt tiêu thụ của 3 phản ứng luôn luôn là dương, tức là quá trình SR là quá trình phản ứng hóa học thu nhiệt mạnh.

Các trị số nhiệt tiêu thụ nói trên có thể tính toán được một cách dễ dàng dựa trên

phương trình cân bằng năng lượng của định luật bảo toàn năng lượng:

Tổng năng lượng tạo thành (enthalpy of formation) của các thành phần tham gia

phản ứng + nhiệt tiêu thụ = tổng năng lượng tạo thành của các thành phần sản phẩm.

Khi tính ra, nếu nhiệt tiêu thụ là dương nghĩa là phản ứng thu nhiệt, tức là phải cấp nhiệt vào thì phản ứng mới thực hiện được. Còn nếu tính ra nhiệt tiêu thụ là âm nghĩa là phản ứng tỏa nhiệt (sinh nhiệt).

Năng lượng tạo thành của các chất có thể tra cứu từ các bảng số liệu về tính chất nhiệt-hóa của các chất trong bảng số liệu nhiệt-hóa học JANAF hoặc trong các sách về nhiệt động học [31, 34]. Ví dụ, năng lượng tạo thành của các chất trong các phản ứng trên được chỉ ra trong Bảng 2.1.

Các phản ứng hóa học của nhiên liệu và hơi nước xảy ra khi các chất này ở trạng thái hơi nên năng lượng tạo thành liên quan đến tính toán trao đổi nhiệt khi phản ứng là năng lượng tạo thành ở trạng thái hơi. Tuy nhiên, trong tính toán, khi các chất này được đưa vào BXT ở trạng thải lỏng thì phải tính cả nhiệt tiêu thụ để hóa hơi nên cần tính năng lượng tạo thành ở trạng thái lỏng.

- 33 -

Riêng đối với nước, thành phần nguyên liệu khó bay hơi hơn nhiên liệu nên thường được hóa hơi trước khi đưa vào BXT. Do đó, tùy vào các trường hợp cấp nguyên liệu cụ thể của BXT để xác định năng lượng này. Ví dụ, trong tính toán biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu, năng lượng tạo thành của nhiên liệu thường được tính ở trạng thái lỏng, còn nước và

các thành phần khác được tính ở trạng thái khí nếu nước được hóa hơi ở một khoang riêng. Tuy nhiên, tổng năng lượng cấp cho toàn hệ thống vẫn là tổng năng lượng để sấy nóng và năng lượng phục vụ hóa hơi nhiên liệu và nước.

Bảng 2.1 Năng lượng tạo thành (enthalpy of formation) của một số chất ở 298K [31, 34]

Chất CO H2O CO2 H2

Isooctane C8H18 -223,923 (hơi) -241,820 (hơi) -110,530 -393,520 0

-259,250 (lỏng) -285,830 (lỏng) Năng lượng tạo thành (kJ/mol)

Khi BXT và các chất tham gia phản ứng được cấp đủ nhiệt để duy trì nhiệt độ chung tối thiểu trên 4000C thì các phản ứng sẽ bắt đầu diễn ra. Tốc độ của các phản ứng nói trên rất khác nhau, phụ thuộc vào hàm lượng chất xúc tác, nhiệt độ BXT (nhiệt độ bề mặt của lớp vật liệu xúc tác trong BXT) và tỷ lệ thành phần cũng như thời gian tiếp xúc của hỗn hợp hơi nước và nhiên liệu trong BXT với chất xúc tác [47]. Nếu nhiệt độ BXT cao thì tốc độ phản ứng cao nên năng suất biến đổi nhiên liệu cao và năng suất tạo hydro cao, nhưng tỷ lệ CO/H2 cũng cao. Ngược lại, nếu nhiệt độ BXT thấp thì năng suất và hệ số biến đổi nhiên liệu thấp và năng suất tạo hydro thấp nhưng khi đó tỷ lệ CO/H2 cũng thấp.

Đối với các BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo hydro cho pin nhiên liệu, người ta muốn hàm lượng CO càng thấp càng tốt vì CO là thành phần khí có hại cho pin nhiên liệu polymer. Muốn giảm tỷ lệ CO thì cần tăng tốc độ của phản ứng water-gas shift. Phản ứng này xảy ra trong môi trường xúc tác ở nhiệt độ thấp dưới 400oC với tỷ lệ hơi nước cao [47, 96]. Do đó, để tăng hàm lượng H2 và giảm CO trong sản phẩm của quá trình SR trong khi vẫn đảm bảo tỷ lệ biến đổi nhiên liệu cao, người ta thực hiện các phản ứng SR ở nhiệt độ cao (trên 600oC) sau đó cho sản phẩm đi qua một BXT riêng để thực hiện phản ứng water- gas shift để biến đổi CO thành CO2 và H2 [96].

Đối với động cơ đốt trong, khí giàu hydro có chứa CO cũng không làm xấu đi tính năng hoạt động của động cơ vì CO nạp vào vẫn tham gia quá trình cháy sinh nhiệt được. Do đó, các BXT SR trên động cơ không bắt buộc phải trang bị BXT water-gas shift đi kèm.

- 34 -

Quá trình SR có hiệu suất và hệ số biến đổi nhiên liệu cao nhất so với các dạng biến đổi nhiệt hóa khác, nhưng để thực hiện được quá trình SR đòi hỏi phải có một nguồn nhiệt cấp vào [101]. Đối với các BXT SR trên động cơ nếu tận dụng được nhiệt khí thải của động cơ để thực hiện quá trình biến đổi nhiệt hoá này (không cần cấp năng lượng đốt nóng từ bên ngoài) thì hệ số biến đổi nhiên liệu còn cao hơn nữa, thậm chí có thể đạt trên 1. Điều này giúp tăng hiệu suất nhiệt chung của động cơ trang bị BXT tận dụng nhiệt khí thải kiểu này. Đối với động cơ xăng khi làm việc ở chế chộ toàn tải, nhiệt độ khí thải tại gần cửa thải có thể đạt 600-800oC, còn ở chế độ không tải nhiệt độ cũng có thể đạt 400-450oC [40]. Do đó nhiệt lượng của khí thải có thể đủ để thực hiện biến đổi nhiệt hóa một lượng nhiên liệu nhất định với hơi nước mà không cần phải cấp thêm nhiệt từ ngoài.

2.2.2 Ô xi hóa không hoàn toàn xăng (PO)

Hình 2.2 là sơ đồ BXT và quá trình ô xi hóa không hoàn toàn nhiên liệu xăng PO. BXT chứa chất xúc tác và có bố trí bu gi ở sau cửa cấp nhiên liệu và không khí để bật tia lửa điện mồi đốt nhiên liệu khi khởi động. Nhiên liệu và không khí được cấp vào BXT ở phía trên. Trong các trường hợp BXT có công suất lớn, người ta còn phải bố trí hệ thống làm mát để tải nhiệt bớt, giữ cho BXT không bị quá nóng. Không khí thường được sử dụng làm môi chất làm mát cho BXT.

Khi khởi động, hỗn hợp nhiên liệu – không khí được cấp vào BXT có hệ số dư lượng không khí gần bằng 1 để dễ bắt lửa và cháy; bu gi bật tia lửa điện đốt cháy hỗn hợp sinh nhiệt sấy nóng BXT làm nhiệt độ BXT tăng lên. Khi nhiệt độ BXT đạt trên 800oC thì không khí cấp vào được điều chỉnh giảm (<1) để nhiên liệu cháy trong điều kiện thiếu ô xi nên nhiên liệu sẽ bị ô xi hóa không hoàn toàn tạo ra khí giàu hydro.

Nhiên liệu Không khí (Ô xy) Tia lửa điện

Chất xúc tác

Nhiệt

Truyền nhiệt làm mát

Khí giàu H2

Hình 2.2 Sơ đồ bộ xúc tác và quá trình ô xi hóa không hoàn toàn xăng, PO

Nhiên liệu các-bua-hydro CnHm nói chung và xăng nói riêng khi phản ứng cháy với O2 trong môi trường có chất xúc tác và thiếu O2 sẽ tạo ra sản phẩm là H2 và CO. Phản ứng tổng hợp liên quan đến sản phẩm cuối cùng có thể được biểu diễn bởi phương trình sau:

Đồng thời, phản ứng giải phóng một lượng nhiệt lớn làm nhiệt độ BXT đạt đến 900- 1100oC và có thể cao hơn nên người ta còn phải làm mát để tránh BXT bị quá nóng, già hóa nhanh. Điều này làm giảm hiệu suất nhiệt của BXT và PO là quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu có hiệu suất và hệ số biến đổi nhiên liệu thấp nhất so với SR và ATR [101].

- 35 -

Theo các nhà nghiên cứu [13, 42, 94], phản ứng ô xi hóa không hoàn toàn nhiên liệu hydro các bon diễn ra khá phức tạp. Các phản ứng ô xi hóa nhiên liệu không trực tiếp tạo ra CO và H2 mà đây là sản phẩm tổng hợp của nhiều phản ứng khác diễn ra sau đó. Trước tiên một phần nhiên liệu bị ô xi hóa hoàn toàn tạo ra CO2 và H2O và giải phóng một lượng nhiệt lớn, tiếp theo là các phản ứng biến đổi nhiệt hóa của một phần nhiên liệu với hơi

nước và CO2 ở nhiệt độ cao vừa được tạo ra bởi phản ứng ô xi hóa hoàn toàn và tạo ra CO và H2. Nhiều phản ứng khác cũng xảy ra tiếp theo sau khi có môi trường và điều kiện phản ứng hóa học thích hợp (môi trường xúc tác có nhiệt độ đủ lớn và có các chất tham gia phản ứng với hàm lượng đủ để kích hoạt các phản ứng).

Như vậy, các phản ứng ô xi hóa không hoàn toàn PO của nhiên liệu xăng có thể bao

gồm các phản ứng biểu diễn bởi các phương trình dưới đây [13, 94]:

Phản ứng ô xi hóa hoàn toàn:

(2.4) C8H18 + 12,5O2  8CO2 + 9H2O (H298 = -5065 kJ/mol)

Phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước:

(2.5) C8H18 + 8H2O  8CO+17H2 (H298 = 1310 kJ/mol)

Phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với CO2:

(2.6) C8H18 + 8CO2 16CO + 9H2 (H298 = 1639 kJ/mol)

Phản ứng CO với nước (Water–gas shift):

(2.7) CO + H2O  CO2 + H2 (H298 = -41 kJ/mol)

Phản ứng phân hủy (Cracking) nhiên liệu trực tiếp tạo C và H2:

(2.8) C8H18  8C +9H2 (H298 = 391 kJ/mol)

Phản ứng tạo methane:

(2.9) CO + 3H2  CH4 + H2O (H298 = -206 kJ/mol)

(2.10) CO2 + 4H2  CH4 + 2H2O (H298 = -165 kJ/mol)

(2.11) C + 2H2  CH4 (H298 = -75 kJ/mol)

Phản ứng hóa khí của các bon:

(2.12) C + H2O  CO + H2 (H298 = 131 kJ/mol)

- 36 -

Trong quá trình PO, phản ứng cháy (2.4) tỏa nhiệt mạnh, nhiệt độ của BXT khá cao nên tốc độ phản ứng water-gas shift rất thấp. Các phản ứng tạo methane (2.9), (2.10) và (2.11) là các phản ứng hai chiều, trong đó tốc độ phản ứng theo chiều thuận (trái qua phải) của phản ứng (2.9) và (2.10) diễn ra chậm và chậm hơn rất nhiều so với chiều ngược nên CH4 ít tồn tại trong BXT, nghĩa là phản ứng (2.9) và (2.10) ít ảnh hưởng đến quá tốc độ và sản phẩm của cúa trình PO. Đối với phản ứng (2.11), tốc độ chiều thuận cũng chậm trong khi CH4 lại bị tiêu thụ nhanh bởi quá trình SR nên thực tế phản ứng này xảy ra rất chậm và ít ảnh hưởng đến quá trình PO. Phản ứng (2.8) và (2.12) đều xảy ra ở nhiệt độ cao nhưng phản ứng (2.8) diến ra chậm hơn phản ứng (2.12) và chậm hơn rất nhiều so phản ứng cháy (2.4) nên có thể coi phản ứng (2.8) kết hợp (2.12) là phản ứng SR gián tiếp của nhiên liệu tạo CO và H2, tức là là một phần của phản ứng (2.5). Chính vì vậy đối với quá trình PO, có thể thấy chỉ có 3 phản ứng ảnh hưởng đáng kể đến diễn biến và sản phẩm của quá trình, đó là phản ứng ô xi hóa hoàn toàn nhiên liệu (2.4), phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước tạo CO và H2 (2.5) và phản ứng của nhiên liệu với CO2 (2.6).

Ưu điểm nổi bật của quá trình biến đổi nhiệt hóa kiểu PO là nó có thể diễn ra một cách dễ dàng đôi khi không cần chất xúc tác. Có thể khởi động thiết bị nhờ đốt nhiên liệu bằng tia lửa điện. Tuy nhiên, quá trình PO vẫn cần xúc tác để tăng hệ số biến đổi nhiên liệu và tăng năng suất tạo H2.

2.2.3 Biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước và ô xy ở trạng thái tự cân bằng về nhiệt (ATR)

Hình 2.3 giới thiệu sơ đồ BXT và quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu nhờ ô xi hóa không hoàn toàn kết hợp biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước ở điều kiện tự cân bằng về nhiệt, ATR. BXT chứa chất xúc tác và có bố trí bu gi ở phần đầu khoang trước của BXT, ngay sau cửa cấp nhiên liệu, không khí và hơi nước để bật tia lửa điện mồi đốt nhiên liệu khi khởi động.

Hơi nước

Nhiên liệu Không khí (Ô xy) Tia lửa điện

Chất xúc tác

Nhiệt

Khí giàu H2

Hình 2.3 Sơ đồ bộ xúc tác và quá trình phản ứng nhiệt hóa nhiên liệu với ô xy và hơi nước tự cân bằng về nhiệt, ATR

- 37 -

Khi khởi động, hỗn hợp nhiên liệu – không khí được cấp vào BXT có hệ số dư lượng không khí gần bằng 1 để dễ bắt lửa và cháy; bu gi bật tia lửa điện đốt cháy hỗn hợp sinh nhiệt sấy nóng BXT làm nhiệt độ BXT tăng lên. Khi nhiệt độ BXT đạt khoảng trên 900oC thì không khí cấp vào được điều chỉnh giảm (<1) và đồng thời bổ sung hơi nước vào BXT. Lúc này nhiệt sinh ra của quá trình ô xi hóa không hoàn toàn nhiên liệu sẽ thúc đẩy phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước. Ở nhiệt độ cao, nhiên liệu rất nhạy cảm với ô xy nên phản ứng ô xi hóa nhiên liệu sẽ xảy ra trước và nhanh hơn nên thường xảy ra ở khu vực nửa trước của BXT gần cửa cấp nhiên liệu vào. Nhiệt sinh ra bị dòng khí cháy, hơi nước và nhiên liệu đẩy ra nửa sau và tiếp tục phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước. Do đó, đôi khi trong các BXT ATR người ta có thể đặt chất xúc tác thúc đẩy quá trình PO ở khoảng 1/3 thể tích phía trước BXT, còn thể tích còn lại phía sau thì đặt chất xúc tác thúc đẩy quá trình SR. Tuy nhiên, việc đó cũng hơi phức tạp nên trong các BXT ATR người ta thường sử dụng các loại vật liệu xúc tác có tác dụng thúc đẩy cả hai

quá trình PO và SR, ví dụ như chất xúc tác niken.

Quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT ATR là sự kết hợp các phản ứng của quá trình PO và SR. Trong quá trình PO như đã nói ở trên đã có phản ứng biến đổi nhiệt hóa của nhiên liệu với hơi nước được tạo ra từ phản ứng ô xi hóa hoàn toàn một phần nhiên liệu. Tuy nhiên, vì hàm lượng hơi nước trong BXT PO không nhiều và vì môi trường xúc tác ở nhiệt độ cao nên phản ứng water-gas shift rất yếu. Do đó, phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước trong BXT này chủ yếu tạo ra CO và H2 với hàm lượng CO cao hơn nhiều và H2 thấp hơn nhiều so với hàm lượng CO và H2 trong sản phẩm của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước trong BXT SR.

Trong BXT ATR, khi cấp nước bổ sung cho quá trình PO thì quá trình SR sẽ diễn ra mạnh như trong các BXT SR được cấp nhiệt. Do đó, các phương trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong quá trình ATR có thể bao gồm cả các phản ứng như trong BXT SR và các phản ứng như trong BXT PO đã nói ở trên.

Nếu kể đến tất cả các phản ứng của quá trình PO và SR xảy ra trong BXT thì việc tính toán sẽ trở nên rất phức tạp, khó có thể mô tả đầy đủ và chi tiết các phản ứng này. Trong tính toán, có thể chỉ cần quan tâm đến các phản ứng hóa học chính dựa trên các sản phẩm cuối cùng ở trạng thái cân bằng để mô tả quá trình mà cũng không gặp sai số nhiều vì các phản ứng hóa học chính có tốc độ hớn hơn rất nhiều so với các phản ứng trung gian [13, 47]. Bỏ qua các phản ứng xảy ra với tốc độ thấp trong các quá trình PO và SR thì các phản ứng chủ yếu và đáng quan tâm của quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa trong BXT ATR có thể bao gồm 5 phản ứng được biểu diễn bởi các phương trình phản ứng được trình bày sau đây:

(2.13) C8H18 + 12,5O2  8CO2 + 9H2O (H298 = -5065 kJ/mol)

(2.14) C8H18 + 8H2O 8CO + 17H2 (H298 = 1310 kJ/mol)

(2.15) C8H18 + 8CO2 16CO + 9H2 (H298 = 1639 kJ/mol)

(2.16) C8H18 + 16H2O  8CO2 + 25H2 (H298 = 980 kJ/mol)

(2.17) CO + H2O  CO2 + H2 (H298 = -41 kJ/mol)

Các sản phẩm cuối cùng của quá trình phản ứng ATR bao gồm các thành phần khí H2, CO, CO2 và có thể có cả hơi nước và nhiên liệu thừa. Tỷ lệ của các thành phần này trong sản phẩm phụ thuộc vào loại và thành phần nhiên liệu sử dụng, tỷ lệ thành phần hơi nước/nhiên liệu với (W/F), tỷ lệ không khí/nhiên liệu và đồng thời phụ thuộc vào nhiệt độ của BXT nếu được cấp thêm nhiệt [17, 43].

Như vậy tùy theo tỷ lệ thành phần giữa nhiên liệu, hơi nước, không khí và nhiệt cấp vào BXT mà quá trình biến đổi nhiệt hóa của nhiên liệu trong BXT có thể nghiêng về quá trình SR, PO hay tự cân bằng về nhiệt ATR. Do đó, với cùng một BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu nhưng nó có thể làm việc ở một trong ba chế độ khác nhau tùy thuộc vào đặc điểm cấp nguyên liệu đầu vào. Cụ thể là:

- 38 -

- Nếu chỉ cấp không khí và nhiên liệu, không cấp hơi nước thì sau khi khởi động đạt đến nhiệt độ đủ lớn, BXT sẽ làm việc theo quá trình PO, các phản ứng chính gồm phản

ứng (2.13), (2.14) và (2.15).

- Nếu chỉ cấp hơi nước và nhiên liệu, đồng thời cấp nhiệt đốt nóng BXT, không cấp không khí thì BXT làm việc theo quá trình SR, các phản ứng chính gồm phản ứng (2.14), (2.16) và (2.17).

- Nếu cấp cả hơi nước, không khí và nhiên liệu thì sau khi khởi động đạt đến nhiệt độ nhất định, BXT sẽ làm việc theo quá trình ATR nếu duy trì lưu lượng và tỷ lệ không khí/hơi nước/nhiên liệu sao cho đảm bảo nhiệt độ BXT trên 800oC, nếu không thì phải cấp thêm nhiệt sấy nóng duy trì nhiệt độ làm việc của BXT để BXT hoạt động bình thường hoặc BXT sẽ tắt không hoạt động.

Rõ ràng là quá trình SR cần phải được cấp nhiệt từ nguồn nhiệt bên ngoài, còn quá trình PO thì thừa nhiệt và cần phải được làm mát BXT. Chính vì vậy, nếu trang bị BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trên động cơ đốt trong và tận dụng được nhiệt khí thải thì chỉ cần một BXT nhưng có thể điều chỉnh thay đổi điều kiện vận hành của BXT theo các quá trình SR, ATR hay PO theo chế độ tải của động cơ để có thể tạo và cấp khí giàu hydro cho động cơ ở mọi chế độ làm việc của động cơ.

Khi động cơ làm việc ở chế độ tải trọng lớn thì nhiệt lượng của khí thải có thể đủ lớn để đốt nóng BXT đến nhiệt độ trên 600oC nên khi đó chỉ cần cấp nhiên liệu và nước vào BXT để thực hiện quá trình SR.

Khi động cơ làm việc ở chế độ khởi động lạnh chạy ấm máy và chạy không tải thì nhiệt khí thải rất thấp không đủ sấy nóng BXT đến nhiệt độ làm việc hiệu quả nên cần điều chỉnh đặc điểm cấp nguyên liệu cho BXT làm việc theo quá trình PO. Tức là, khi đó cần phải dừng cấp nước mà thay vào đó là cấp không khí và tăng nhiên liệu vào BXT.

Còn khi động cơ làm việc ở chế độ tải nhỏ và trung bình thì nhiệt thải của khí thải cao hơn so với ở chế độ không tải nên có thể điều chỉnh cấp cả không khí, hơi nước và nhiên liệu vào BXT để thực đồng thời cả quá trình PO và quá trình SR. Khi tải động cơ tăng lên, nhiệt lượng khí thải tăng thì nên điều chỉnh giảm không khí và tăng lưu lượng nước cấp vào BXT và ngược lại.

Nói tóm lại, bằng việc điều chỉnh lưu lượng và tỷ lệ hỗn hợp nước/không khí/nhiên liệu cấp vào BXT một cách thích hợp theo chế độ làm việc của động cơ, ta có thể đảm bảo BXT luôn luôn hoạt động và cung cấp được khí giàu hydro cho động cơ một cách liên tục và phù hợp với mọi chế độ làm việc của động cơ.

- 39 -

Bảng 2.2 so sánh đặc điểm và ưu nhược điểm của 3 phương pháp biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu SR, PO và ATR. Phương pháp SR có hiệu suất nhiệt và hệ số biến đổi nhiên liệu cao nhất và hàm lượng H2 cũng cao nhất nhưng cần được cấp nhiệt từ bên ngoài. PO có hệ số biến đổi nhiên liệu và hiệu suất nhiệt thấp nhất nhưng có thể hoạt động được trong mọi điều kiện không cần nguồn nhiệt bên ngoài. Quá trình ATR có đặc điểm trung gian giữa SR và PO [101], tuy nhiên trên động cơ nếu tận dụng được nhiệt khí thải mặc dù ở tải nhỏ cũng sẽ tăng được hiệu suất và hệ số biến đổi nhiên liệu cũng như năng suất tạo khí giàu hydro.

Bảng 2.2. Ưu nhược điểm của các phương pháp tạo ra hydro

Ưu điểm Nhược điểm Phương pháp

SR

Cần phải tiêu tốn một lượng nhiệt lớn cho phản ứng nên cần cấp nhiệt đốt nóng BXT nếu không tận dụng được nguồn nhiệt thải nào.

Hiệu suất nhiệt và hệ số biến đổi nhiên liệu cao, năng suất tạo H2 cao và hàm lượng H2 trong sản phẩm cao (trên 70% thể tích), CO thấp

PO

Dễ khởi động BXT, không cần cấp nhiệt từ nguồn nhiệt bên ngoài. Hàm lượng H2 tạo ra không cao, hàm lượng CO lớn

Thải ra lượng nhiệt lớn gây lãng phí và tăng tải nhiệt cho thiết bị, hiệu suất thấp

ATR

Phải cấp cả không khí và nước nên thiết bị cồng kềnh hơn BXT SR và PO.

Sản lượng H2 cao hơn PO nhưng thấp hơn SR, không cần cấp nhiệt hay làm mát.

2.3 Tốc độ của phản ứng xúc tác

2.3.1 Chất xúc tác

2.3.1.1 Giới thiệu chung

Chất xúc tác là một chất thêm tham gia vào các phản ứng hóa học để làm thay đổi tốc độ của một phản ứng hóa học của một hay nhiều chất phản ứng nhưng không bị tiêu hao vào các phản ứng này. Trong các phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu thì chất xúc tác được sử dụng để tăng tốc độ phản ứng theo chiều thuận.

Không giống như các chất tham gia phản ứng khác trong phản ứng hóa học, một chất xúc tác không bị mất đi trong quá trình phản ứng. Chất xúc tác sẽ làm thay đổi đặc điểm trao đổi năng lượng trong quá trình phản ứng hóa học, nó cần ít năng lượng kích hoạt hơn so với các phản ứng bình thường (không có xúc tác) để đạt được trạng thái trung gian trong quá trình phản ứng hóa học, nhưng tổng năng lượng giải phóng từ chất tham gia phản ứng sang chất tạo thành không đổi [75].

Như vậy, chất xúc tác chỉ có vai trò trong các quá trình trung gian của phản ứng, có nghĩa là nó không có mặt trong phương trình tỷ lượng. Hằng số cân bằng của phản ứng chỉ phụ thuộc vào trạng thái đầu và cuối của phản ứng, không phụ thuộc vào quá trình trung gian, do đó chất xúc tác không có ảnh hưởng gì đến hằng số cân bằng cả.

Quá trình phản ứng xúc tác biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu thường sử dụng chất xúc tác rắn là các kim loại quý như nickel Ni, Platin Pt, rodium Rd, … Quá trình phản ứng xúc tác có thể được chia ra ba giai đoạn cơ bản sau: khuếch tán, hấp phụ, biến hóa bề mặt.

- 40 -

Ở giai đoạn khuếch tán diễn ra sự thay đổi nồng độ các hợp phần phản ứng ở trên bề mặt chất xúc tác. Sự thay đổi nồng độ trên bề mặt có thể do sự xâm nhập của các chất bị

hấp phụ lên bề mặt hoặc vào trong mạng lưới tinh thể hoặc tự nó lên bề mặt (sự khuếch tán bề mặt). Ðối với phản ứng trong pha khí, các giai đoạn chuyển lên các hợp phần phản ứng từ pha này qua pha khác là quá trình phụ thêm vào của giai đoạn này.

Ở giai đoạn hấp phụ - giải hấp phụ, nồng độ của các hợp phần phản ứng trên bề mặt bị thay đổi do sự chuyển chất từ pha khí lên bề mặt và ngược lại, kèm theo sự hình thành hoặc sự phân hủy các hợp chất bề mặt (sản phẩm trung gian). Ðó là quá trình chuyển chất phản ứng vào trạng thái hoạt động.

Ở giai đoạn biến hóa bề mặt, trên bề mặt, các hợp phần phản ứng (ở dạng hợp chất bề mặt) tương tác với nhau hoặc tương tác với hợp phần khác từ trong dòng khí. Chúng phân hủy tạo thành sản phẩm của phản ứng cuối cùng.

Hay nói cách theo cách tường minh hơn, các giai đoạn của quá trình phản ứng có thể

phân chia thành 5 giai đoạn gồm:

- Chuyển chất phản ứng tới miền phản ứng (khu vực bề mặt chất xúc tác)

- Hấp phụ chất phản ứng trên bề mặt phân chia pha (bề mặt phân cách pha khí và rắn

trên bề mặt lớp chất xúc tác)

- Phản ứng tiến hành trên bề mặt phân cách pha.

- Phản ứng hấp thụ sản phẩm khỏi bề mặt phân cách pha (các sản phẩm thoát ra khỏi

bề mặt xúc tác)

- Chuyển sản phẩm phản ứng khỏi miền phản ứng.

Với nguyên lý đó, sau khi kết thúc phản ứng, chất xúc tác hoàn toàn không thay đổi khối lượng và tính chất nhưng nó có thể giúp tăng tốc độ phản ứng hoá học chung của các chất tham gia phản ứng lên nhiều lần, có thể đến hàng chục lần hoặc hàng trăm lần, nhờ đó mà rút ngắn được thời gian phản ứng, tăng cao hiệu suất quá trình. Vấn đề đặt ra là cần chọn chất xúc tác thích hợp để tăng năng suất và hiệu suất quá trình trong khi chi phí cho chất xúc tác hợp lý

2.3.1.2 Các loại vật liêu xúc tác cho phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu hydro các bon

- 41 -

Đã có khá nhiều công trình nghiên cứu phát triển chất xúc tác và đánh giá hiệu quả của các loại chất xúc tác sử dụng trong các bộ xúc tác (BXT) biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu hydro-các-bon để tạo hydro và khí giàu hydro. Chất xúc tác nickel (Ni) là chất xúc tác truyền thống và được sử dụng rộng rãi nhất cho mục đích này, không những sử dụng cho quá trình SR [61, 96], mà cả cho quá trình PO [42, 47, 95], quá trình ATR [47, 95], và quá trình CR [102] vì chất xúc tác Ni dễ chuẩn bị và có hiệu quả biến đổi nhiệt hóa cao. Tuy nhiên giá thành vật liệu xúc tác Ni thường cao hơn các loại vật liệu xúc tác khác và nếu dùng cho PO thì sự kết muội than cao hơn một số vật liệu xúc tác khác. Do đó, ngoài vật liệu xúc tác gốc Ni, người ta cũng đã nghiên cứu sử dụng một số vật liệu xúc tác khác như rhodium Rh [8, 69, 95], Pt [28, 56, 94], Pd [28] hướng vào hạ giá thành và giảm sự kết muội than trong BXT.

Để tăng hiệu quả xúc tác, các chất xúc tác thường được phủ lên một số vật liệu mang có độ bền cơ học cao, độ bền nhiệt cao và độ xốp cao (để tăng diện tích bề mặt xúc tác) như alumina Al2O3, magnesia MgO, solica SiO2 hay vật liệu xốp SiC. Trong đó, alumina

(a) Vật liệu xúc tác phủ lên vật liệu mang hình cầu; (b) Vật liệu xúc tác và vật liệu mang phủ lên bề mặt các lá kim loại; (c) Vật liệu xúc tác và vật liệu mang phủ lên bề mặt lõi gốm tổ ong.

(c) (a) (b)

Hình 2.4 Các dạng lõi phần tử xúc tác

Al2O3 là loại vật liệu mang truyền thống, có giá thành rẻ hơn các loại vật liệu mang khác và được sử dụng rất rộng rãi trong các BXT. Alumina có hai loại thể kết tinh là  và , thể kết tinh  có độ bền nhiệt cao hơn thể  nhưng độ xốp thấp hơn.

Các vật liệu mang có thể được làm thành các viên dạng hình cầu kích thước 0,5 đến 5mm tùy thuộc kích thước BXT (Hình 2.4a), hoặc phủ lên các lá kim loại (Hình 2.4b) hay lõi dạng tổ ong bằng vật liệu gốm (Hình 2.4c). Tuy nhiên, các BXT với chất xúc tác phủ trên vật liệu mang alumina làm thành viên dạng hình cầu được sử dụng rộng rãi nhất vì có thể thay đổi kích thước, hình dạng BXT cũng như hàm lượng chất xúc tác trong BXT theo yêu cầu sử dụng một cách dễ dàng.

Việc phủ vật liệu xúc tác lên bề mặt vật liệu mang được thực hiện bằng cách nhúng vật liệu mang (dạng viên hình cầu bằng vật liệu mang, lá kim loại phủ vật liệu mang hoặc lõi gốm dạng tổ ong phủ vật liệu mang) vào dung dịch muối của chất xúc tác, thường là muối ni-tơ-rát sau đó khử thành phần ni tơ bằng phương pháp nhiệt hóa, còn lại kim loại xúc tác.

Ví dụ, để có 2% tỷ lệ khối lượng Ni trên vật liệu mang là alumina -Al2O3, người ta nhúng vật liệu mang -Al2O3 vào dung dịch Ni(NO3)2.6H2O sau đó lấy ra sấy khô ở nhiệt độ 383K trong 6h, tiếp đến đốt nóng ở nhiệt độ 773K trong 6h, ni tơ sẽ được giải phóng, còn lại ô xít ni ken NiO trên bề mặt vật liệu mang. Trước khi sử dụng, chất xúc tác được khử ô xít ni ken bằng cách sấy nóng và duy trì ở nhiệt độ 773K trong khi cho hydro đi qua trong 2h, ô xy trong ô xít ni ken NiO sẽ bị khử, còn lại lớp chất xúc tác Ni trên vật liệu mang với tỷ lệ đã định và với diện tích bề mặt xúc tác cao. Nếu muốn thay đổi tỷ lệ phủ ni ken để phù hợp với mục đích sử dụng, người ta có thể thay đổi tỷ lệ dung dịch và quy trình tẩm nhúng theo các cách nhất định để đạt được tỷ lệ mong muốn.

- 42 -

Vì vật liệu xúc tác là các kim loại quý rất đắt nên khi nghiên cứu phát chất xúc tác người ta luôn đặt ra mục tiêu sử dụng khối lượng vật liêu xúc tác ít nhất nhưng đạt được

hiệu quả xúc tác tốt nhất. Đối với vật liệu xúc tác rắn, các phản ứng hóa học thường xảy ra trên bền mặt vật liệu xúc tác [47] nên đối với mỗi loại vật liệu xúc tác nếu tạo được diện tích bề mặt xúc tác càng lớn trên một đơn vị khối lượng vật liệu xúc tác thì hiệu quả xúc tác càng cao.

2.3.2 Trạng thái cân bằng hóa học của phản ứng biến đổi nhiệt hóa

Sản phẩm Nhiên liệu, Không khí, Hơi nước Phản ứng biến đổi nhiệt hóa đạt cân bằng trong BXT (T, P)

Hình 2.5 Sơ đồ quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu ở trạng thái cân bằng

Hình 2.5 giới thiệu sơ đồ quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước và ô xy của không khí trong BXT. Các thành phần cấp vào BXT gồm nhiên liệu xăng C8H18, không khí (0,21O2 + 0,79N2) và hơi nước H2O với tỷ lệ thành phần xác định tùy theo yêu cầu và điều kiện phản ứng. BXT và hỗn hợp khí được duy trì ở điều kiện nhiệt độ T và áp suất P xác định.

Các thành phần của sản phẩm biến đổi nhiệt hóa được giả thiết gồm CO2, CO, O2,

N2, H2, C8H18, H2O và C như biểu diễn ở phương trình phản ứng tổng hợp (2.18).

(2.18)

Trong đó:

+ O2, N2, C8H18, H2O là các thành phần dư, không phản ứng hết ở điều kiện đã cho;

+ x0, K/X và WF là số mol các chất tham gia phản ứng;

+ xi với i = (1 đến 8) là các thành phần sản phẩm.

Quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT trên Hình 2.5 được coi là đạt đến trạng thái cân bằng hóa học nếu như tại thời điểm đang xét không có phản ứng hóa học nào xảy ra hoặc không có sự trao đổi chất giữa các pha hoặc không xảy ra cả hai quá trình này. Sự cân bằng hóa học của phản ứng có thể được diễn tả bởi các hằng số cân bằng hoặc năng lượng tự do Gibbs thấp nhất [64, 76].

- 43 -

Khi phản ứng đạt trạng thái cân bằng thì tỷ số giữa số mol sản phẩm và số mol chất tham gia phản ứng có trị số xác định và không thay đổi ở điều kiện phản ứng đã cho (vật liệu xúc tác, nhiệt độ T và áp suất P) và được gọi là hằng số cân bằng. Tuy nhiên, việc xác định trạng thái cân bằng theo cách này không dễ vì thí nghiệm xác định liên tục và chính xác các thành phần sản phẩm gặp nhiều khó khăn vì sản phẩm có thể tồn tại ở nhiều pha.

Do đó, phương pháp tối thiểu hóa năng lượng tự do Gibbs của hỗn hợp sản phẩm thường được sử dụng để phân tích quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa khi đạt đến trạng thái cân bằng hóa học và từ đó xác định các hàm lượng thành phần sản phẩm cân bằng ở điều kiện phản ứng đã biết. Các điều kiện phản ứng cần biết gồm hàm lượng thành phần của chất tham gia phản ứng, nhiệt độ và áp suất hỗn hợp chất tham gia phản ứng và sản phẩm.

Năng lượng tự do Gibbs của sản phẩm biến đổi nhiệt hóa gồm n thành phần xj, j =

(1đến n) được biểu diễn như sau [76]:

j= 1...m, m+1…n (2.19)

Trong đó, các đại lượng xj với j=1-n là số mol của thành phần j trong sản phẩm của

phản ứng, trong đó có m thành phần khí x1 đến xm và (n-m) là số các thành phần lỏng và

rắn từ xm+1 đến xn;

j với j=1-n là hóa năng của thành phần j, được xác định theo công thức:

(2.20)

Trạng thái cân bằng của phản hóa học của các chất tham gia tại nhiệt độ T và áp suất

P được xác định bằng phương pháp tối thiểu hóa năng lượng tự do Gibbs với điều kiện bảo

toàn nguyên tử của hỗn hợp khí trong quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa. Điều kiện bảo

toàn nguyên tử của các nguyên tố trong hỗn hợp tham gia phản ứng được thể hiện bởi biểu

thức sau:

(2.21)

là số Trong đó, aij là số nguyên tử của nguyên tố i trong thành phần sản phẩm j;

nguyên tử của nguyên tố i trong các chất tham gia phản ứng.

Bằng cách định nghĩa một hàm là tổng của năng lượng tự do Gibbs và số nguyên

tử sinh ra như sau:

(2.22)

- 44 -

Trong đó, là các thừa số Lagrange

Khi đó, điều kiện cân bằng hóa học trở thành:

(2.23)

Coi các biến và là độc lập, ta có:

(2.24)

Như vậy, đối với các thành phần khí (coi là khí lý tưởng) thì:

(2.25)

Trong đó, j=1…m

Đối với các thành phần lỏng và rắn:

j=m+1…n (2.26)

Trong đó,

Ở mỗi điều kiện nhiệt độ và áp suất xác định, các phương trình (2.21), (2.24), (2.25) và (2.26) tạo thành hệ phương trình có n+l+1 phương trình có thể giải ra l nghiệm i và n nghiệm xj là số mol của các thành phần sản phẩm.

Vì hàm lượng các thành phần sản phẩm của phản ứng biến đổi nhiệt hóa phụ thuộc vào nhiệt độ cân bằng của sản phẩm nên cần tính toán các thành phần này theo các phương trình trên trong điều kiện nhiệt độ xác định của chất tham gia phản ứng. Với phương pháp tính toán lặp liên tục, cuối cùng sẽ tính toán được nhiệt độ cân bằng của sản phẩm.

- 45 -

Một khi các phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu được thể hiện bằng các phương trình phản ứng từ (2.13) đến (2.17) ở trên đạt đến trạng thái cân bằng thì thành phần sản phẩm có thể sẽ gồm tất cả các chất có ở cả hai vế của 5 phương trình này và có hàm lượng xác định. Các thành phần sản phẩm sẽ gồm C8H18, O2, CO2, H2O, CO, H2 và thêm khí ni tơ N2 nữa vì không khí là hỗn hợp của O2 và N2 được được sử dụng thay vì O2. Hàm lượng các thành phần phụ thuộc vào hàm lượng chất tham gia phản ứng cấp vào và nhiệt độ của BXT và được xác định một cách dễ dàng bằng phương pháp tối thiểu hóa năng lượng tự do Gibbs như trên. Từ đó sẽ xác định được điều kiện làm việc tối ưu của bộ xúc để đạt được hàm lượng H2 cao nhất.

Các kết quả nghiên cứu tính toán quá trình cân bằng theo phương pháp tối thiểu hóa năng lượng tự do Gibbs đã chỉ ra rằng hàm lượng H2 của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu hydrocarbon phụ thuộc 3 yếu tố cơ bản là nhiệt độ, tỷ lệ nước/nhiên liệu và tỷ lệ không khí/nhiên liệu [7]. Hàm lượng H2 đạt cao ở tỷ lệ mol không khí/số nguyên tử các bon và tỷ lệ mol nước/số nguyên tử các bon trong phạm vi 23.

Tuy nhiên, phương pháp tối thiểu hóa năng lượng tự do Gibbs chỉ cho phép xác định được hàm lượng các thành phần sản phẩm mà không xác định được thời điểm phản ứng đạt trạng thái cân bằng. Do đó, giả sử trạng thái cân bằng hóa học có thể đạt được thì phương pháp tính này cũng không tính toán được tốc độ phản ứng cũng như năng suất tạo khí giàu hydro của BXT để phục vụ nghiên cứu tối ưu hóa BXT và quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa.

Mặt khác, trạng thái cân bằng hóa học của các phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong điều kiện làm việc thực tế của BXT khó có thể đạt được, ngay cả khi điều kiện phản ứng thuận lợi nhất. Lý do là tốc độ phản ứng hóa học của các chất là hữu hạn và mang tính động học phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố trong khi thời gian sẵn có cho quá trình phản ứng bị hạn chế. Do đó, có thể thấy, phương pháp nghiên cứu tính quá quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu ở trạng thái cân bằng hóa học không có ý nghĩa lớn trong nghiên cứu tối ưu hóa quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa tạo khí giàu hydro cho động cơ.

Chính vì vậy, việc nghiên cứu động học quá trình phản ứng xúc tác biến đổi nhiệt hóa và tính toán tốc độ động học phản ứng trong BXT có ý nghĩa lớn, giúp nghiên cứu tối ưu hóa quá trình phản ứng xúc tác cũng như thiết kế tối ưu BXT để đạt năng suất và hệ số biến đổi nhiên liệu tạo khí giàu hydro cao nhất.

2.3.3 Biểu thức tốc độ động học phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng

2.3.3.1 Giới thiệu chung

Trong quá trình phản ứng xúc tác biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu, trong BXT xảy ra đồng thời nhiều quá trình như phản ứng hóa học, hấp thụ và khếch tán của các thành phần khí. Các phản ứng hóa học và sự hấp thụ và giải phóng của các của các chất tham gia phản ứng và thành phần sản phẩm diễn ra trên lớp hoạt tính của vật liệu xúc tác, quá trình khuếch tán của các thành phần khí diễn ra giữa các pha trong khối khí (trong vùng xúc tác phản ứng và giữa khối khí và vùng phản ứng). Các hiện tượng này đều có quan hệ qua lại và ảnh hưởng lẫn nhau.

Rõ ràng là năng suất tạo khí giàu hydro và hàm lượng hydro trong sản phẩm của quá trình phản ứng nhiệt hóa biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu phụ thuộc vào tốc độ động học của các phản ứng, tốc độ hấp thụ và khuếch tán của các thành phần khí trong BXT. Nếu tốc độ khuếch tán diễn ra chậm hơn so với tốc độ hấp thụ và tốc độ phản ứng hóa học của các thành phần khí trên bề mặt xúc tác thì năng suất tạo khí giàu hydro phụ thuộc chủ yếu vào tốc độ khuếch tán. Ngược lại nếu tốc độ khuếch tán lớn hơn tốc độ hấp thụ và tốc độ phản ứng hóa học thì năng suất tạo khí giàu hydro của BXT phụ thuộc chủ yếu vào tốc độ hấp thụ và phản ứng hóa học.

- 46 -

Tốc độ khuếch tán của các thành phần tham gia phản ứng và thành phần sản phẩm

giữa dòng khí và khu vực phản ứng trong BXT phụ thuộc nhiều vào đặc điểm của các phẩn tử xúc tác và điều kiện làm việc của BXT (lưu lượng hỗn hợp các thành phần tham gia phản ứng và nhiệt độ BXT). Trong thực tế, các điều kiện này thường được tối ưu hóa khi tính toán thiết kế BXT để vấn đề khuếch tán không ảnh hưởng nhiều đến hiệu suất làm việc của BXT. Ví dụ, người ta luôn tạo ra diện tích bề mặt xúc tác lớn, độ xốp của phần tử xúc tác cao, tốc độ không gian (tỷ số giữa lưu lượng thể tích hỗn khí trong BXT và thể tích phần tử xúc tác) không quá lớn. Các nghiên cứu cho thấy với tốc độ không gian không quá 30.000/h thì lưu lượng hỗn hợp khí gần như không ảnh hưởng đến tỷ lệ biến đổi nhiên liệu (phần trăm nhiên liệu cấp vào được biến đổi) của BXT [41]. Do đó, vấn đề cần quan tâm là tốc độ hấp thụ và phản ứng hóa học của các thành phần. Tốc độ phản ứng lại phụ thuộc rất nhiều vào tốc độ hấp thụ các thành phần tham gia phản ứng trên bề mặt xúc tác [42, 47]. Do đó, khi nói về tốc độ động học của phản ứng của các thành phần hóa học có sự tham gia của vật liệu xúc tác rắn người ta hiểu tốc độ này được tính đến ảnh hưởng của cả tốc độ phản ứng hóa học thuần túy và tốc độ hấp thụ của các thành phần trên bề mặt xúc tác trong vùng phản ứng.

Như vậy, năng suất tạo khí giàu hydro của BXT phụ thuộc rất nhiều vào tốc độ động học của phản ứng hóa học trong BXT. Do đó, để tính toán được năng suất hay có cơ sở nghiên cứu tối ưu quá trình biến đổi nhiệt hóa biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT cũng như thiết kế tối ưu BXT, cần phải xác định biểu thức giải tích biểu diễn tốc độ động học của các phản ứng.

Tốc độ động học của phản ứng phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố như hàm lượng và năng lượng kích hoạt phản ứng của thành phần chất tham gia phản ứng (năng lượng để vượt hàng rào thế năng phân tử), cơ chế và đặc điểm xúc tác của vật liệu xúc tác, nhiệt độ môi trường phản ứng và một số nhân tố khác. Các ảnh hưởng này có tác động qua lại với nhau, khó có thể định lượng một cách riêng rẽ được. Do đó, biểu thức tốc độ động học phản ứng chỉ có thể xác định được dựa trên nghiên cứu thực nghiệm kết hợp phân tích lý thuyết [75]. Nói chung các biểu thức biểu diễn tốc độ động học phản ứng thường có dạng Langmuir-Hinshelwood [42, 47]. Quy trình xác định một biểu thức tốc độ động học phản ứng có thể gồm các bước sau [42, 75]:

- Dựa vào đặc điểm các phản ứng hóa học để sơ bộ đưa ra các biểu thức tốc độ, trong

đó có các hệ số và hằng số chưa biết;

- Tiến hành thực nghiệm ở các điều kiện nhất định, đo hàm lượng thành phần chất

tham gia phản ứng và thành phần sản phẩm;

- Phân tích toán học, khái quát hóa kết quả đo theo quy luật biểu diễn bởi các biểu

thức tốc độ đã chọn sơ bộ để xác định các hằng số và hệ số trong biểu thức;

- Thực hiện nghiên cứu mô hình hóa quá trình phản ứng xúc tác biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong một BXT cụ thể và so sánh kết quả tính toán hàm lượng sản phẩm và hệ số biến đổi nhiên liệu với kết quả thực nghiệm, nếu trùng khớp với sai lệc trong phạm vi cho phép là được.

- 47 -

Trong quá trình xây dựng biểu thức tốc độ động học phản ứng, các nhà nghiên cứu

có thể có các quan điểm và cách lập luận khác nhau về cơ chế phản ứng xúc tác, dẫn đến các giả thiết khác nhau nên có thể đưa ra các dạng biểu thức tốc độ động học phản ứng khác nhau khi biểu diễn cùng một loại phản ứng [47, 70]. Tuy nhiên, các biểu thức đó đều được cụ thể hóa dựa trên các số liệu thực nghiệm. Do đó, để có thể áp các biểu thức tốc độ này để nghiên cứu các quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong điều kiện cụ thể nào đó cần chú ý các điều kiện hiệu chỉnh mà nhà nghiên cứu đưa ra.

Có rất ít các nghiên cứu cơ bản với nhiên liệu xăng thương mại để đưa ra các biểu thức tốc độ động học của các phản ứng biến đổi nhiệt hóa của nhiên liệu này. Tuy nhiên, các nhà nghiên cứu đều cho rằng cơ chế phản ứng xúc tác biến đổi nhiệt hóa của nhiên liệu hydro các bon có tính tương đồng. Do đó, một số nhà nghiên cứu đã phát triển các biểu thức động học phản ứng của một nhiên liệu hydro các bon trên cơ sở các biểu thức đã được phát triển cho một nhiên liệu hydro các bon khác bằng cách hiệu chỉnh các hệ số và hằng số trong các biểu thức này theo số liệu nghiên cứu thực nghiệm đầy đủ của nhiên liệu đang cần nghiên cứu [60, 72].

Liming Shi và cộng sự [60] đã phân tích liệu thực nghiệm quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu isooctane và cho rằng các biểu thức tốc độ động học của các phản ứng biến đổi nhiệt hóa SR của nhiên liệu mê tan của Numaguchi và cộng sự [70] có thể áp dụng nghiên cứu quá trình biến đổi nhiệt hóa SR của xăng. Kết quả mô hình hóa của các tác giả này về quá trình biến đổi nhiệt hóa của nhiên liệu xăng trong BXT SR cho kết quả phù hợp với thực nghiệm.

Xu và Froment [47] khi nghiên cứu phản ứng động học của quá trình SR của nhiên liệu mê tan và đưa ra các biểu thức tốc độ động học phản ứng cũng chỉ ra rằng các biểu thức tốc độ phản ứng đó cũng có thể sử dụng cho các nhiên liệu hydro các bon khác. Pacheco và cộng sự [72] đã nghiên cứu thực nghiệm quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng và hiệu chỉnh các hằng số và hệ số trong biểu thức tốc độ động học phản ứng SR của Xu và Froment [47] và tốc độ động học phản ứng PO của Jin và cộng sự [48] để đưa ra các biểu thức tốc độ động học phản ứng biến đổi nhiệt hóa cho xăng isooctane. Tác giả cũng đã chỉ ra rằng các biểu thức tốc độ động học phản ứng này có thể áp dụng cho các nhiên liệu hydro các bon nặng khác, kể cả nhiên liệu diesel. Tuy nhiên, các hằng số động học của biểu thức tốc độ phản ứng có thể được điều chỉnh để phù hợp với kết quả thực nghiệm khi thay đổi thành phần chất xúc tác.

2.3.3.2 Biểu thức tốc độ động học phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng

Trong môi trường xúc tác ở nhiệt độ đủ lớn và có mặt cả nhiên liệu xăng, hơi nước và ô xy thì sẽ đồng thời xảy ra các phản ứng của quá trình PO và SR với các tốc độ khác nhau. Tốc độ của các phản ứng không những phụ thuộc vào đặc điểm chất xúc tác mà còn phụ thuộc vào hàm lượng các chất thành phần và nhiệt độ BXT.

- 48 -

Đối với quá trình ô xi hóa không hoàn toàn PO và biến đổi nhiệt hóa SR của nhiên liệu xăng trong môi trường vật liệu xúc tác ni ken trên nền vật liệu mang alumina Al2O3, các biểu thức tốc độ động học phản ứng xúc tác được xây dựng bởi Pacheco và cộng sự [72] rất phù hợp để áp dụng. Các biểu thức tốc độ động học phản ứng này hiện được nhiều nhà nghiên cứu sử dụng trong nghiên cứu các quá trình SR, PO và ATR cho tất cả các loại

nhiên liệu hydrocarbon thể lỏng. Các biểu thức tốc độ động học của các phản ứng này như sau:

1. Phản ứng ô xi hóa hoàn toàn nhiên liệu:

C8H18 + 12,5O2  8CO2 + 9H2O

(2.27)

2. Phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước tạo CO và H2:

C8H18 + 8H2O 8CO + 17H2

(2.28)

3. Phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với CO2 tạo CO và H2:

C8H18 + 8CO2 16CO + 9H2

(2.29)

4. Phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước tạo CO2 và H2:

C8H18 + 16H2O  8CO2 + 25H2

(2.30)

5. Phản ứng water-gas shift:

CO + H2O  CO2 + H2

(2.31)

Trong các biểu thức tốc độ phản ứng nói trên:

là tốc độ động học của các phản ứng nhiệt hóa của thành - R1 đến R5

phần khí đầu tiên trong phương trình phản ứng tương ứng.

- , , PCO, v.v... là áp suất riêng của các chất thành phần tham gia phản ứng và

thành phần sản phẩm tương ứng như C8H18, O2, CO, v .v.. và được xác định bằng tích số

của thành phần thể tích và áp suất khí trong BXT.

- ứng với j =1-5 là hằng số động học của các phản ứng hóa học tương

- 49 -

ứng, trong đó, koj và Ej (kJ/mol) tương ứng là các hằng số động học và năng lượng kích

hoạt phản ứng được cho trong Bảng 2.3 [72]; R (kJ/mol.K) là hằng số khí; T (K) là nhiệt độ

khí tại khu vực phản ứng và cũng chính là nhiệt độ bề mặt xúc tác;

- Kj ứng với j = 2 – 5 là hằng số cân bằng của các phản ứng j và được chỉ ra trong

Bảng 2.4 [47, 72];

- (với i = C8H18, CO, H2, CH4, H2O) là hằng số hấp thụ của các

thành phần khí i và được chỉ ra trong Bảng 2.5 [47, 72].

Bảng 2.3 Các hằng số động học phản ứng [84]

Phản ứng j Hằng số động học kj koj Ej (kJ/mol)

1. Ô xi hóa hoàn toàn nl 2,58108 166,0 k1 (mol/(gcat s bar2)

2,61109 240,1 2. SR tạo CO và H2 k2 (mol bar 0,5/(gcat s))

2,7810-5 23,7 3. CR tạo CO và H2 k3 (mol/(gcat s bar2)

1,52107 243,9 4. SR tạo CO2 và H2 k4 (mol bar0,5/(gcat s))

1,55101 67,1 5. Hấp thụ CO tạo H2 k5 (mol/(gcat s bar))

Bảng 2.4 Các hằng số cân bằng [47, 72]

Phản ứng j Equilibrium constant Kej

1. Ô xi hóa hoàn toàn nl -

5.751012 exp(-11476/T) (bar2) 2. SR tạo CO và H2

2.531010 exp(-21646/T) (bar2) 3. CR tạo CO và H2

7.241010 exp(-21646/T) (bar2) 4. SR tạo CO2 và H2

1.2610-2 exp(4639/T) 5. Hấp thụ CO tạo H2

Bảng 2.5 Các hằng số hấp thụ [47, 72]

Khí Koi (bar –1) Hi (kJ/mol)

6,6510-4 -38,28 C8H18

CO 8,2310-5 -70,65

6.1210-9 -82,9 H2

- 50 -

1.77105 bar 88,68 H2O

tính theo Đơn vị thứ nguyên của các tốc độ động học phản ứng R1 (2.27) đến R5 (2.31) được là số môn của chất tham gia phản ứng thứ nhất trong phương trình

phản ứng tương ứng bị mất đi (bị tiêu thụ) trong một giây ứng với 1 gram chất chất xúc tác ni ken. Tốc độ này cũng có thể được tính trên một đơn vị diện tích bề mặt xúc tác vì diện tích xúc tác tỷ lệ với khối lượng của chất xúc tác như ví dụ ở Bảng 2.3.

Các biểu thức tốc độ động học phản ứng và hằng số động học nói trên được NCS sử dụng trong tính toán lý thuyết các quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tạo khí giàu H2 trong luận án này.

2.4 Tốc độ thay đổi hàm lượng thành phần khí trong BXT

Tốc độ tiêu thụ hoặc sinh ra của mỗi thành phần trong mỗi phản ứng biến đổi nhiệt hóa (2.27) đến (2.31) nói trên đều tỷ lệ với tốc độ tiêu thụ của chất tham gia phản ứng thứ nhất. Đối với các phản ứng một chiều và các phản ứng thuận nghịch với xúc tác chiều thuận tốt, nồng độ các chất tham gia phản ứng giảm dần còn nồng độ các thành phần sản phẩm thì tăng dần.

Tốc độ mất đi của các chất tham gia phản ứng thứ 2 trong mỗi phản ứng hóa học biểu diễn bởi các phương trình (2.27) đến (2.31) được tính bằng tích của tốc độ mất đi của chất thứ nhất với tỷ lệ thể tích của chất tham gia phản ứng thứ 2 so với chất phản ứng thứ nhất. Ví dụ, tốc độ tiêu thụ nước H2O trong phản ứng (2.28) là 8R2, tốc độ tiêu thụ CO2 trong phản ứng (2.29) là 8R3 và tính tương tự đối với các chất thứ 2 trong các phản ứng khác.

Tương tự, tốc độ sinh ra của mỗi chất thành phần trong sản phẩm trong mỗi phản ứng hóa học biểu diễn bởi các phương trình (2.27) đến (2.31) được tính bằng tích của tốc độ mất đi của chất tham gia phản ứng thứ nhất với tỷ lệ thể tích của chất tạo thành so với chất phản ứng thứ nhất. Ví dụ, tốc độ sinh ra H2O trong phản ứng (2.27) là 9R1, tốc độ sinh ra H2 trong phản ứng (2.28) là 17R2 và tính tương tự đối với các chất sinh ra khác trong mỗi phản ứng.

Trong mỗi phản ứng biến đổi nhiệt hóa, với quy ước tốc độ sinh ra của một chất mang dấu “+” và tốc độ mất đi mang dấu “-“ thì tốc độ thay đổi hàm lượng của một thành phần khí trong BXT được xác định bằng cách cộng đại số tốc độ phản ứng của thành phần đó trong toàn bộ 5 phản ứng trên. Theo nguyên tắc này, tốc độ thay đổi hàm lượng của các khí thành phần trong quá trình phản ứng trong BXT được xác định như sau:

(2.32)

(2.33)

(2.34)

(2.35)

- 51 -

(2.36)

Trong đó ri với i = (iC8, CO2, H2O, CO, H2) là tốc độ thay đổi hàm lượng của thành

phần khí tương ứng C8H18, CO2, H2O, CO và H2.

Theo các biểu thức (2.32) đến (2.36) tốc độ thay đổi của các thành phần chất tham gia phản ứng và thành phần sản phẩm biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu phụ thuộc vào tốc độ của các phản ứng hóa học trong BXT, tức là cũng phụ thuộc vào nhiệt độ, áp suất và tỷ lệ thành phần hay hàm lượng các chất trong BXT. Các đại lượng này lại phụ thuộc vào đặc điểm quá trình trao đổi nhiệt và trao đổi chất trong BXT. Do đó, để tính toán được hàm lượng các thành phần sản phẩm của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu, cần mô hình hóa quá trình phản ứng xúc tác, quá trình trao đổi nhiệt và trao đổi chất trong BXT bằng các phương trình mô tả các quá trình này với các điều kiện biên xác định và giải các phương trình đó.

2.5 Kết luận chương 2

Trên cơ sở phần nội dung đã trình bày ở trên, có thể rút ra một số kết luận tóm tắt

chương 2 như sau:

1. Quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT có thể diễn ra theo các quá trình SR (phản ứng thu nhiệt), PO (phản ứng tỏa nhiệt) hoặc ATR (phản ứng cân bằng về nhiệt) tùy thuộc vào điều kiện cấp nhiên liệu và cấp nhiệt vào BXT. Nếu cấp liên tục nhiên liệu, nước và đủ nhiệt thì quá trình SR diễn ra, còn khi cấp nhiên liệu và không khí với nhiệt độ ban đầu của BXT đủ lớn thì quá trình PO diễn ra, trong khi quá trình PO diễn ra nếu cấp thêm nước với tỷ lệ thích hợp thì có thể duy trì quá trình ATR.

2. Các phản ứng biến đổi nhiệt hóa thường khó đạt được trạng thái cân bằng hóa học nên việc tính toán các thành phần sản phẩm phải dựa trên lý thuyết về động học quá trình phản ứng gồm xác định các phương trình phản ứng và xây dựng biểu thức tốc độ phản ứng.

3. Biểu thức tốc độ động học phản ứng và các hằng số động học phụ thuộc vào loại vật liệu xúc tác nên thường được các nhà nghiên cứu xây dựng dựa trên các kết quả nghiên cứu thực nghiệm. Theo khuyến cáo của tác giả, các biểu thức này có thể được áp dụng để tính toán cho các loại nhiên liệu khác cùng họ nếu sử dụng cùng loại vật liệu xúc tác của tác giả đưa ra biểu thức tốc độ động học phản ứng.

4. Ở các điều kiện làm việc xác định của BXT, hàm lượng các thành phần sản phẩm của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu không những phụ thuộc vào tốc độ động học của các phản ứng mà còn phụ thuộc vào quá trình trao đổi nhiệt và trao đổi chất trong BXT. Do đó, phương pháp hữu hiệu để tính toán xác định các hàm lượng thành phần sản phẩm là mô hình hóa quá trình biến đổi nhiệt hóa trong BXT với nội dung gồm:

- Xác định các phương trình phản ứng hóa học và các biểu thức tốc độ động học

phản ứng;

- Xây dựng mô hình trao đổi nhiệt và trao đổi chất trong BXT với các phương trình

biểu diễn các quá trình với điều kiện biên xác định;

- Giải bài toán trên để xác định các hàm lượng thành phần sản phẩm và các nhân tố

- 52 -

ảnh hưởng.

CHƯƠNG 3. TÍNH TOÁN SỰ TẠO KHÍ GIÀU HYDRO TRONG BXT BIẾN ĐỔI NHIỆT HÓA XĂNG TẬN DỤNG NHIỆT KHÍ THẢI TRÊN ĐỘNG CƠ HONDA WAVE-

3.1 Giới thiệu chung

3.1.1 Mục đích tính toán

Mục đích của việc tính toán lý thuyết sự tạo khí giàu hydro trong BXT biến đổi nhiệt

hóa nhiên liệu xăng tận dụng nhiệt khí thải là để:

- Đánh giá khả năng tận dụng nhiệt khí thải và xác định chế độ làm việc của BXT (SR, PO hay ATR) dùng cho biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo khí giàu hydro cung cấp cho động cơ ở các chế độ làm việc khác nhau của động cơ;

- Xác định được sản lượng khí giàu H2 tạo ra và tỷ lệ nước/không khí/nhiên liệu hợp lý ở các chế độ làm việc của BXT khi tận dụng nhiệt khí thải ở các chế độ tải khác nhau của động cơ, làm cơ sở cho việc thiết kế chế tạo BXT và chọn chế độ thử nghiệm phù hợp cho BXT trong nghiên cứu thực nghiệm.

3.1.2 Nhiệt khí thải của động cơ và khả năng tận dụng

Theo các nghiên cứu về cân bằng nhiệt của ĐCĐT, với nhiệt độ trung bình của khí thải tại cửa thải của động cơ có thể đến trên 900oC thì tổn thất nhiệt do khí thải của động cơ mang đi khá lớn, có thể chiếm 30% đến 50%, trung bình khoảng 35% tổng nhiệt lượng của nhiên liệu tiêu thụ [5]. Do đó, từ lâu người ta đã cố gắng nghiên cứu tận dụng một phần nhiệt khí thải để có thể trực tiếp tăng hiệu suất có ích của động cơ hoặc gián tiếp tăng hiệu suất sử dụng nhiên liệu.

Hình 3.1 Các thành phần cân bằng nhiệt của đông cơ đốt trong (ĐCĐT)

- 53 -

Phương pháp tận dụng nhiệt khí thải để trực tiếp tăng hiệu suất nhiệt có ích của động cơ là bằng cách nào đó đưa một phần nhiệt khí thải trở lại để sinh công trong xy lanh động cơ. Một số phương pháp xưa nay đã được thực hiện gồm tận dụng nhiệt khí thải để sấy nóng nhiên liệu, đặc biệt là đối với động cơ chạy nhiên liệu cồn và nhiên liệu nặng. Việc sấy nóng nhiên liệu sẽ giúp quá trình bay hơi và hòa trộn hỗn hợp tốt hơn nên cải thiện được hiệu quả quá trình cháy và do đó tăng được hiệu suất động cơ. Một cách khác là tận dụng năng lượng khí thải để chạy turbin phát điện cung cấp điện cho các thiết bị phụ của động cơ như bơm dầu, bơm nước, quạt gió. Nhờ đó mà các thiết bị này không phải tiêu tốn năng lượng trực tiếp từ công suất trên trục động cơ nên công suất có ích và hiệu suất có ích

của động cơ tăng. Một cách nữa là tận dụng năng lượng khí thải để chạy turbine tăng áp để tăng công suất và hiệu suất động cơ. Sơ đồ Hình 3.1 giới thiệu các thành phần cân bằng nhiệt của một động cơ có tận dụng nhiệt khí thải để trực tiếp nâng cao hiệu suất có ích của động cơ. Sơ đồ cho thấy tận dụng nhiệt khí thải theo cách trực tiếp này có thể tăng hiệu suất động cơ thêm đến 11%, từ 30% lên 41%, trong khi tổn thất nhiệt khí thải giảm từ 35% xuống còn 24%.

Phương pháp tận dụng nhiệt khí thải để gián tiếp nâng cao hiệu suất sử dụng nhiên liệu của động cơ đã được thực hiện từ lâu. Các phương pháp thường gặp là sử dụng bộ trao đổi nhiệt khí thải để sưởi ấm ca bin ô tô hay khoang tàu, tận dụng nhiệt khí thải cho các nồi hơi để sản xuất hơi nước hay chạy máy phát điện để cung cấp điện phục vụ thắp sáng và các tiện ích khác trên tàu mà không phải trích năng lượng trực tiếp từ công suất động cơ cho các dịch vụ này.

Theo nghiên cứu ở chương 2, quá trình phản ứng SR cần tiêu tốn một lượng nhiệt nhất định để tạo khí giàu hydro. Do đó, nếu tận dụng nhiệt khí thải để thực hiện quá trình SR này để tạo khí giàu hydro cung cấp cho động cơ thì có thể không những tăng được hiệu suất mà còn giảm phát thải cho động cơ. Thực vậy, việc tận dụng nhiệt khí thải để thực hiện quá trình SR có thể tăng hệ số biến đổi nhiên liệu của BXT đạt đến 1 hoặc trên 1 trong khi sử dụng khí giàu hydro cho động cơ thì tăng được hiệu suất và giảm phát thải của động cơ. Đây được coi là công nghệ mới trong tận dụng nhiệt khí thải tăng hiệu suất và giảm phát thải cho động cơ.

Nước

Không khí

3.1.3 Sơ đồ BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tận dụng nhiệt khí thải

Hạt alumina

Khí thải từ động cơ

Chất xúc tác

Ống trao đổi nhiệt

Khí giàu H2

Xăng

Khí thải

Hình 3.2 Sơ đồ BXT biến đổi nhiệt hóa xăng tận dụng nhiệt khí thải

- 54 -

Hình 3.2 giới thiệu sơ đồ BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tận dụng nhiệt khí thải phục vụ cho quá trình tính toán mô phỏng ở chương này. Sơ đồ được sử dụng để tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa xăng theo cả ba phương pháp SR, PO và ATR nên ở phía cửa vào của BXT có bố trí 3 đường cấp nguyên liệu là đường cấp không khí, đường cấp nước và đường cấp xăng. Khi đường nào không được sử dụng thì khóa lại.

BXT được sấy nóng từ dòng khí thải bao quanh trong ống trao đổi nhiệt hình trụ. Thiết bị này được lắp thẳng đứng vào đường ống thải ngay gần cửa thải của động cơ để tận dụng nhiệt lượng cao của dòng khí thải ngay sau khi ra khỏi cửa thải. Tiết diện lưu thông của dòng khí thải trong ống trao đổi nhiệt là tiết diện hình vành khăn giữa mặt ngoài BXT và mặt trong ống trao đổi nhiệt. Kích thước ống trao đổi nhiệt được tính toán để tiết diện lưu thông này không nhỏ hơn tiết diện trung bình của đường ống thải nguyên thủy từ cửa thải đến ống trao đổi nhiệt. Trong ống trao đổi nhiệt, BXT được toàn bộ dòng khí thải chuyển động xoáy rối bao quanh để được sấy nóng tốt nhất. Mặt ngoài của ống trao đổi nhiệt được bọc lớp cách nhiệt tốt để giảm mất nhiệt ra môi trường bên ngoài. Bên trong BXT có chứa các hạt xúc tác để biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu và chứa các hạt alumina ở thể tích phần đầu liền với các cửa cấp nước, không khí và nhiên liệu của BXT để giữ nhiệt phục vụ hóa hơi nhiên liệu và nước, đồng thời sấy nóng khí nạp trước khi đi vào thể tích xúc tác.

Chất xúc tác sử dụng cho biến đổi nhiệt hóa xăng thường dùng là chất xúc tác niken, loại vật liệu xúc tác dùng cho cả 3 quá trình SR, ATR hay PO. Trong nghiên cứu này sử dụng vật liệu xúc tác niken Ni-0309S là chất xúc tác trên nền -Al2O3 dạng hạt với các thông số kỹ thuật được chỉ ra ở Bảng 3.1. Trong đó, thành phần lưu huỳnh có tác dụng làm tăng diện tích bề mặt xúc tác của chất xúc tác ni ken. Ở nhiệt độ cao lưu huỳnh có thể kết hợp với các bon phân hủy của nhiên liệu tạo các hạt SiC làm tăng độ xốp của lớp vật liệu mang, nhờ đó làm tăng diện tích xúc tác. Thành phần Ni có thể thay đổi từ 2% đến 10% tùy thuộc yêu cầu sử dụng và độ xốp của chất mang.

Bảng 3.1 Đặc tính kỹ thuật của chất xúc tác Ni-0309S

Thông số Giá trị

Hàm lượng Ni (% khối lượng) 9.8

Hàm lượng lưu huỳnh (% khối lượng) 4.9

85,3 Hàm lượng alumina -Al2O3 (% khối lượng)

Diện tích bề mặt xúc tác (m2/g) 155

Kích thước viên cầu (mm) 1.75

Sức bền đập vỡ (N) 25

Nhiệt độ làm việc (oC) Đến 900

- 55 -

Trên các đường cấp xăng, đường cấp nước và đường cấp không khí có bố trí các van để điều chỉnh lưu lượng cấp và tỷ lệ cấp nước/không khí/nhiên liệu theo yêu cầu. Phía dưới

BXT có bố trí đường dẫn khí sản phẩm của quá trình biến đổi nhiệt hóa là khí giàu hydro. Khí này sau khi ra khỏi BXT sẽ đi qua bộ làm mát và ngưng hơi tách nước trước khi đi vào đường nạp phía sau bướm ga của động cơ để hòa trộn với không khí nạp vào động cơ.

Nguyên liệu cấp vào BXT có thể là nước và nhiên liệu, không khí và nhiên liệu hoặc cả 3 thành phần nước, không khí và nhiên liệu. Lưu lượng của 3 thành phần này được điều chỉnh nhờ các van tùy thuộc vào năng lượng đốt nóng BXT của khí thải và yêu cầu lưu lượng khí giàu hydro của động cơ. Như vậy, quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT có thể xảy ra theo quá trình SR, PO hay quá trình hỗn hợp SR và PO tùy thuộc nguyên liệu cấp vào và nhiệt khí thải đốt nóng BXT. Ở chế độ làm việc của động cơ có lưu lượng và nhiệt độ khí thải cao (tải lớn) thì BXT được đốt nóng nhiều, khi đó lưu lượng nước được điều chỉnh tăng và lưu lượng không khí được điều chỉnh giảm và quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu nghiêng về SR nhiều hơn. Còn ở tải nhỏ, năng lượng khói thải thấp thì điều chỉnh giảm nước và tăng không khí.

Sự lưu thông của hỗn hợp các chất tham gia phản ứng vào BXT và khí giàu hydro đi vào động cơ là nhờ sức hút chân không của đường ống nạp sau bướm ga của động cơ. Nhiên liệu và nước cấp vào BXT trước tiên được hóa hơi ở khoang chứa các hạt alumina Al2O3 sau đó đi vào khoang chứa chất xúc tác và thực hiện các phản ứng biến đổi nhiệt hóa tạo khí giàu hydro đi vào động cơ. Lưu lượng khí giàu hydro được tạo ra và cấp vào động cơ được kiểm soát ở mức không quá 10% so với tổng hỗn hợp khí nạp vào động cơ để không làm giảm nhiều công suất động cơ do lượng không khí nạp bị giảm. Việc kiểm soát này được thực hiện nhờ điều chỉnh lưu lượng nước, không khí và nhiên liệu cấp vào BXT theo yêu cầu.

Kích thước BXT được xác định sơ bộ để phục vụ tính toán mô phỏng dựa trên các cơ

sở như sau:

- BXT cần đảm bảo đủ thời gian tiếp xúc của khí với chất xúc tác để các phản ứng có thể thực hiện. Thời gian tiếp xúc của các chất tham gia phản ứng với chất xúc tác là thời gian dòng khí đi trong BXT. Trong tính toán và thiết kế BXT, người ta thường sử dụng một thông số được gọi là tốc độ không gian của BXT để đánh giá yêu cầu này. Tốc độ không gian của BXT được định nghĩa là tỷ số giữa lưu lượng thể tích của dòng khí đi qua BXT và thể tích chứa chất xúc tác của BXT. Như vậy, thể tích BXT càng lớn hay tốc độ không gian của BXT càng nhỏ thì thời gian tiếp xúc của các thành phần khí với chất xúc tác càng lớn và ngược lại. Theo kinh nghiệm, tốc độ không gian của BXT không nên quá 20.000/h [41]. Đây là một điều kiện để chọn sơ bộ thể tích của BXT.

- BXT cần đảm bảo sức cản không lớn đối với dòng khí tham gia phản ứng đi qua. Tiết diện ngang của BXT càng lớn và chiều dài càng ngắn thì sức cản càng nhỏ và ngược lại. Tuy nhiên, đường kính BXT lớn sẽ khó bố trí lắp đặt BXT trên đường thải của động cơ. Nói chung, nên tăng tiết diện và giảm chiều dài đến mức có thể.

- 56 -

- Kích thước BXT cần đảm bảo được điều kiện trao đổi nhiệt tốt giữa nguồn nhiệt đốt nóng và BXT. Điều kiện này đặc biệt có ý nghĩa đối với các BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước vì BXT thường được sấy nóng nhờ truyền nhiệt từ nguồn nóng qua

thành ống xúc tác. Tiết diện càng nhỏ và chiều dài càng dài thì BXT được sấy nóng càng nhanh và chênh lệch nhiệt độ giữa các vùng trong BXT càng ít. Điều kiện này có xu hướng làm kích thước BXT thay đổi ngược với điều kiện thứ 2.

Như vậy, tùy thuộc vào nguồn nhiệt sấy BXT và lưu lượng khí giàu hydro yêu cầu mà chọn sơ bộ kích thước BXT để tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa. Sau đó, dựa vào hiệu quả biến đổi nhiên liệu và diễn biến quá trình thay đổi khí để điều chỉnh lại kích thước cho phù hợp (thường lúc này chỉ điều chỉnh chiều dài BXT).

Với BXT được sấy nóng bởi khí thải động cơ thì nhiệt độ BXT thường không cao do khí thải sấy nóng BXT thường có nhiệt độ chỉ khoảng 500-700oC. Được biết, nhiệt độ làm việc hiệu quả của BXT vào khoảng trên 550oC [72] nên với điều kiện nhiệt khí thải như đã nói thì cần tăng thể tích BXT và làm BXT có chiều dài lớn hơn đường kính một chút để đảm bảo hài hòa các điều kiện sức cản nhỏ, được sấy nóng tốt và hiệu quả xúc tác biến đổi nhiên liệu của nó cao.

Nghiên cứu này được thực hiện trên động cơ xe máy Honda Wave- với các thông

số kỹ thuật được chỉ ra trên Bảng 3.2.

Bảng 3.2. Các thông số kỹ thuật của động cơ thử nghiệm Honda Wave-

4 kỳ, 1 xylanh, đánh lửa Loại động cơ

97 cm3 Dung tích xi lanh

Đường kính x Hành trình piston 50 mm x 49,5 mm

9,0 : 1 Tỷ số nén

5,1 kW/8000v/p Công suất/tốc độ

Cơ khí, 4 số tròn Hộp số

Không khí Kiểu làm mát

Điện / Đạp chân Khởi động

Động cơ Honda Wave- có suất tiêu hao nhiên liệu 300g/(kW.h) nên ở chế độ toàn tải với công suất định mức 5,1kW thì lượng tiêu hao nhiên liệu là 1500 g/h. Nếu muốn biến đổi nhiệt hóa 5-10% nhiên liệu tiêu thụ của động cơ thì lưu lượng nhiên liệu cấp vào BXT tối đa là 150g/h và lưu lượng nước với tỷ lệ nước/xăng = 3/1 là 450 g/h. Từ đó có thể tính được lưu lượng thể tích nạp của khí qua BXT ở nhiệt độ 600oC như sau:

Số môn khí nạp/h = số mol xăng + số mol nước

= 75/114+225/18 = 13,157 mol/h

Lưu lượng thể tích = 13,157  22,4  873/293 = 878,148 lít/h

- 57 -

Với lưu lượng này và các yêu cầu nêu trên, kết cấu BXT được chọn có dạng hình trụ là hợp lý nhất. Kích thước sơ bộ gồm đường kính trong 52 mm, đường kính ngoài 56 mm

và chiều dài 120 mm, trong đó, phần chứa chất xúc tác dài 80 mm và phần chứa các hạt alumina sấy nóng khí nạp ở phần đầu dài 20 mm, thể tích phần chứa chất xúc tác là 0,17 lít. Như vậy tốc độ không gian của BXT với kích thước đã chọn sơ bộ ở trên là 878,174/0,17 = 5165,735 /h < 20.000/h thỏa mãn điều kiện đặt ra. Đường ống thải của động cơ nghiên cứu nối cửa thải với ống giảm thanh có đường kính 3 cm, tức tiết diện khoảng 7 cm2. Do đó, với đường kính ngoài của BXT là 56 mm thì có thể chọn đường kính trong của ống trao đổi nhiệt khí thải với BXT là 66 mm. Khi đó, tiết diện thông qua của khí thải là 9,5cm2 lớn hơn tiết diện ống thải của động cơ. Mặt ngoài của ống trao đổi nhiệt được bọc cách nhiệt tốt nên có thể giả thiết nhiệt khí thải trong ống trao đổi nhiệt với BXT không tổn thất nhiều ra môi trường xung quanh vì truyền nhiệt qua bề mặt cách nhiệt này. Các thông số kích thước cuối cùng của BXT sẽ được điều chỉnh và xác định sau khi có kết quả tính toán mô phỏng ở chương này. Đặc điểm kết cấu và bản vẽ chế tạo cụm BXT cùng ống trao đổi nhiệt sẽ được thiết kế và trình bày một cách chi tiết ở chương 4 và thể hiện trên các Hình 4.1 và 4.2.

3.2 Mô hình tính toán

3.2.1 Mô hình trao đổi nhiệt giữa khí thải và BXT

3.2.1.1 Các phương trình cơ bản

Theo sơ đồ bố trí cụm BXT và ống trao đổi nhiệt trên Hình 3.2, khí thải có nhiệt độ cao khi đi trong không gian hẹp giữa mặt ngoài BXT và thành ống trao đổi nhiệt dọc theo chiều dài BXT sẽ truyền nhiệt cho BXT và sấy nóng BXT. Nhiệt độ của khí thải sẽ giảm dần và nhiệt độ BXT tăng dần dọc theo chiều chuyển động của dòng khí thải. Đặc điểm quá trình truyền nhiệt phụ thuộc vào đặc điểm của dòng khí thải và kết cấu của ống trao đổi nhiệt.

Nhiệt độ trung bình của dòng khí thải của động cơ thường thấp hơn 10000C [34] nên có thể bỏ qua sự truyền nhiệt do bức xạ trong ống thải [81]. Do đó, trong ống trao đổi nhiệt chỉ cần quan tâm đến sự truyền nhiệt đối lưu cưỡng bức của khí với thành ống và bề mặt BXT. Tuy nhiên, do mặt ngoài của ống trao đổi nhiệt được bọc cách nhiệt tốt nên sự truyền nhiệt qua thành ống ra môi trường xung quanh rất nhỏ so với nhiệt truyền cho BXT nên có thể bỏ qua. Vì vậy, dòng khí thải khi đi qua ống trao đổi nhiệt có thể được giả thiết chỉ mất nhiệt do truyền nhiệt qua thành BXT để sấy nóng BXT.

Lưu lượng dòng khí thải qua ống trao đổi nhiệt lớn (toàn bộ khí thải đi qua) trong khi không gian giữa thành ống trao đổi nhiệt và BXT hẹp (lớn hơn tiết diện ống thải tại đó một chút) nên dòng khí thải thường chuyển động rối khi đi qua không gian hẹp này. Do đó, sự chênh lệch nhiệt độ khí thải trong ống trao đổi nhiệt theo phương hướng kính không lớn, có thể bỏ qua.

- 58 -

Chính vì vậy, với các phân tích ở trên, có thể mô phỏng dòng khí thải trong không gian ống trao đổi nhiệt dọc theo chiều dài BXT theo mô hình một chiều. Sơ đồ mô hình tính toán quá trình truyền nhiệt này được thể hiện trên Hình 3.3. Các phương trình cơ bản biểu diễn quá trình trao đổi nhiệt được xây dựng dựa trên định luật bảo toàn năng lượng áp dụng cho phân tố dòng khí và phân tố thành ống.

Lớp cách nhiệt

L

Khí thải

Ra

Nhiệt truyền

b

r

vào lõi BXT

Rc

z

Hỗn hợp khí reforming

Chất xúc tác

Thành BXT

Rc- Bán kính lõi BXT;

Ra- Bán kính ống trao đổi nhiệt;

L-Chiều dài BXT;

b- chiều dày thành BXT.

Hình 3.3 Mô hình truyền nhiệt sấy nóng BXT

Phương trình bảo toàn năng lượng áp dụng cho phân tố khí dz mô tả quá trình trao đổi nhiệt đối lưu cưỡng bức giữa dòng khí thải và bề mặt ngoài của thành BXT được viết như sau:

(3.1)

Trong đó:

Tkt (K) là nhiệt độ khí thải;

ukt (m/s) là vận tốc dòng khí thải lưu thông qua không gian giữa BXT và thành ống

trao đổi nhiệt;

qkt->tb là nhiệt của khí thải truyền cho thành thành BXT;

ρkt (kg/m3) , cp-kt (J/kgK) là mật độ và nhiệt dung riêng của khí thải đi qua ống trao

đổi nhiệt;

Vkt (m3) là thể tích của khối khí thải trên một đơn vị chiều dài ống trao đổi nhiệt.

Quá trình truyền nhiệt qua vách trụ từ mặt ngoài thành BXT đến các hạt xúc tác được mô tả bởi phương trình bảo toàn năng lượng áp dụng cho phân tố chiều dài BXT dz được viết như sau:

(3.2)

Trong đó:

Ttb nhiệt độ của thành ngoài BXT;

- 59 -

là hệ số truyền nhiệt của thành BXT;

(kg/m3) khối lượng riêng của thành BXT;

(J/kgK) nhiệt dung riêng đẳng áp của thành BXT;

trao đổi nhiệt giữa thành BXT và chất xúc tác;

3.2.1.2 Các điều kiện biên

Nhiệt của khí thải truyền cho thành thành BXT qkt->tb được xác định theo phương pháp tính toán truyền nhiệt của dòng khí chảy dọc ống dẫn [16, 81], nhiệt truyền trên phân tố chiều dài BXT z được xác định theo biểu thức:

(3.3)

Trong đó:

Stb là diện tích truyền nhiệt mặt ngoài BXT của một phân tố chiều dài BXT; h1 là hệ

số truyền nhiệt của khí thải với thành BXT được xác định từ biểu thức bán thực nghiệm:

trong đó , , , với d1 là đường kính ngoài BXT, kkt và  là

hệ số dẫn nhiệt và độ nhớt động học của khí thải, là lưu lượng khối lượng của khí thải;

Với 104

Với Re<104 thì

Hệ số ma sát f được xác định theo biểu thức: ; hệ

số nhám bề mặt ngoài BXT =1.52x10-6 cho mặt ống inox.

Nhiệt truyền từ thành BXT đến các hạt chất xúc tác được xác định theo biểu

thức:

(3.4)

Với h2 là hệ số tỏa nhiệt mặt trong của thành BXT, được xác định theo Hoang và

Chan [41] và Cussler [25]; d2 là đường kính trong của BXT.

Các điều kiện khác:

- 60 -

Tại thời điểm ban đầu t = 0 thì nhiệt độ mặt ngoài BXT có thể được chọn bằng nhiệt

độ môi trường bên ngoài, tức có thể chọn Ttb=298K (25oC);

Tại cửa vào ống trao đổi nhiệt z = 0 thì Tkt = Tcv (nhiệt độ khí thải tại cửa vào ống

trao đổi nhiệt Tcv chỉ ra trên Bảng 3.3).

Lưu lượng khí thải m = v.Vh. kt. n/120 (kg/s), trong đó v là hệ số nạp, có thể chọn bằng 0,8 ở toàn tải, Vh=97 cm3 là dung tích công tác của xi lanh, n là tốc độ động cơ ở chế độ tính toán.

Việc tính toán nhiệt truyền cho BXT được thực hiện bằng cách giải hệ hai phương trình (3.1) và (3.2) với các điều kiện đầu và điều kiện biên ở trên và được giải đồng thời với các phương trình truyền nhiệt của BXT được xây dựng ở mục 3.2.2. Việc giải các phương trình được thực hiện bằng phương pháp sai phân hữu hạn [16]. Ngôn ngữ FORTRAN được sử dụng để số hóa, lập trình và giải bài toán này. Chương trình tính quá trình truyền nhiệt được tích hợp cùng chương trình tính quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT và được giới thiệu ở phụ lục 1.

3.2.2 Mô hình tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu trong BXT

Như đã nói ở chương 2, việc tạo khí giàu hydro từ biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng thường được thực hiện bằng cách biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước SR, ô xi hóa không hoàn toàn xăng PO hoặc kết hợp SR và PO tùy thuộc vào điều kiện cấp nguyên liệu là nước và nhiên liệu, không khí và nhiên liệu hoặc cả nước, không khí và nhiên liệu. Do đó, nội dung này sẽ xây dựng mô hình tính toán chung, kết hợp các quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tạo khí giàu hydro theo quá trình SR và PO và nghiên cứu hảnh hưởng của tỷ lệ nước/không khí/nhiên liệu và điều kiện cấp nhiệt đến năng suất và hiệu quả tạo hydro.

Khi cho hỗn hợp hơi nước, không khí và nhiên liệu vào BXT ở nhiệt độ làm việc thì các phản ứng hóa học sẽ xảy ra và hàm lượng các thành phần khí trong BXT sẽ thay đổi liên tục với tốc độ được xác định theo các biểu thức (2.32) đến (2.36) khi hỗn hợp khí di chuyển từ cửa vào qua BXT đến cửa ra. Tốc độ thay đổi hàm lượng của mỗi thành phần khí trong BXT phụ thuộc vào nhiệt độ, áp suất và tỷ lệ thành phần hay hàm lượng các chất trong BXT. Các đại lượng này cũng thay đổi liên tục theo cả không gian và thời gian trong BXT và phụ thuộc cả vào đặc điểm quá trình trao đổi nhiệt và trao đổi chất giữa các vùng và giữa các pha trong BXT. Do đó, để tính toán được các đại lượng này cần mô hình hóa quá trình phản ứng xúc tác, quá trình trao đổi nhiệt và trao đổi chất trong BXT và tính toán theo phương pháp lặp liên tục.

3.2.2.1 Các phương trình cơ bản

- 61 -

BXT sử dụng trong nghiên cứu có dạng hình trụ như trên sơ đồ Hình 3.2, với kết cấu được chỉ ra ở Hình 4.1 và 4.2 vỏ ngoài bằng thép. Sơ đồ mô hình tính toán của BXT được thể hiện trên Hình 3.4, bên trong chứa chất xúc tác, mặt ngoài trao đổi nhiệt với khí nóng để sấy nóng BXT đối với BXT SR hoặc tiếp xúc với khí mát để tản bớt nhiệt tránh quá nóng cho thân BXT đối với BXT PO. Do đó, khi hỗn hợp các thành phần khí tham gia phản ứng di chuyển dọc theo BXT thì ngoài xảy ra các phản ứng hóa học còn xảy ra các quá trình trao đổi nhiệt và trao đổi chất trong cả các pha khí (hỗn hợp khí) và pha rắn (bề

mặt lớp chất xúc tác) theo hai chiều, một chiều hướng dọc theo BXT và chiều kia theo hướng kính. Như vậy, có thể biểu diễn các quá trình diễn ra trong BXT theo mô hình không gian hai chiều trên tọa độ trụ.

r Tkt

Tr,z ; Cir,z u z

Hình 3.4 Mô hình 2 chiều của bộ xúc tác

Ta lập hệ tọa độ không gian (tọa độ trụ) gắn vào BXT như trên Hình 3.4 với trục z hướng dọc theo chiều dài BXT và trục r hướng theo bán kính trụ. Một phân tố thể tích tính toán được xác định ở tọa độ z và r có hình dạng là một ống trụ có chiều dài dz, bán kính trong r và chiều dày dr. Các phương trình cơ bản biểu diễn đặc điểm quá trình phản ứng xúc tác, trao đổi nhiệt và trao đổi chất trong BXT được xây dựng dựa trên các định luật bảo toàn khối lượng và bảo toàn năng lượng áp dụng cho mỗi phân tố thể tích khí và thể tích chất xúc tác của BXT với các điều kiện đầu và điều kiện biên xác định. Các phương trình này được xây dựng như sau:

- Phương trình bảo toàn khối lượng của các thành phần khí trong BXT: Phương trình được xây dựng với điều kiện ràng buộc là sự thay đổi hàm lượng mỗi thành phần khí trong phân tố thể tích BXT bằng tổng số mol của thành phần khí đó sinh ra do các phản ứng hóa học xảy ra trong phân tố và số mol khuếch tán vào phân tố này. Phương trình được viết như sau:

(3.5)

Trong đó:

i ký hiệu cho thành phần khí i;

u (m/s) là tốc độ bề mặt của các khí trong BXT, được tính bằng tỷ số giữa lưu lượng

thể tích và tiết diện thông thoáng của BXT;

Ci (mol/m3) là thành phần mol của các khí thành phần i;

là hệ số khuyếch tán của thành phần khí thứ i.

- 62 -

Hệ số khuyếch tán của khí trong BXT phụ thuộc vào khối lượng khí khuyếch tán, vận tốc của khí và đường kính hạt khí khuyếch tán và được xác định theo Wakao [67] như sau:

là độ khuyếch tán của khí thành phần i;

là hệ số uốn khúc của lõi chất xúc tác tương đương với lỗ trống của lớp xúc tác

như sau ;

dp là đường kính hạt của chất khí khuyếch tán;

z,r (m) là toạ độ trụ của BXT;

là mật độ của chất xúc tác;

ri với i = (iC8, CO2, H2O, CO, H2) lần lượt là tốc độ thay đổi hàm lượng của thành

phần khí C8H18, CO2, H2O, CO và H2 theo các biểu thức (2.32) đến (2.36).

- Phương trình bảo toàn năng lượng của khối khí trong phân tố thể tích BXT: Phương trình được viết với điều kiện cân bằng là sự thay đổi nhiệt lượng (nội năng) của phân tố khí bằng tổng nhiệt lượng chảy vào theo dòng chảy và nhiệt truyền từ chất xúc tác sang. Phương trình được viết như sau:

(3.6)

Trong đó:

mật độ của khí trong phân tố thể tích BXT;

(kg/ m3)

(J/kgK) là nhiệt dung riêng của khí trong phân tố BXT;

(K) là nhiệt độ của pha khí;

Sh (m2/m3) là diện tích truyền nhiệt trên một đơn vị thể tích chất xúc tác được tính bằng tổng diện tích xung quanh của số viên xúc tác hình cầu có trong một đơn vị thể tích chứa chất xúc tác;

h (W/m2K) là hệ số truyền nhiệt;

Trong đó:

Pr là số Prandtl của dòng khí trong BXT;

- 63 -

là tỉ số khối lượng khí bề mặt; được xác định (bằng khối Go (

lượng dòng khí chia diện tích mặt cắt ngang S của BXT);

ψ là hệ số phụ thuộc vào hình dạng hạt xúc tác, đối với hạt hình cầu, ψ có giá trị 1;

Tlxt (K) là nhiệt độ của lõi xúc tác.

- Phương trình bảo toàn năng lượng của phân tố lõi BXT: Sự thay đổi trạng thái nhiệt của phân tố thể tích BXT bằng tổng nhiệt truyền vào do dẫn nhiệt từ các phân tố bên cạnh, nhiệt của hỗn hợp khí trong phân tố truyền cho và nhiệt sinh ra do phản ứng hóa học trong lớp chất xúc tác.

(3.7)

Trong đó:

(kg/m3) là khối lượng riêng của thể tích hạt xúc tác;

(J/kgK) là nhiệt dung riêng của hạt xúc tác (catalyst bed);

Kcxt (W/mK) là hệ số dẫn nhiệt của BXT:

(kg/m3) là mật độ của chất xúc tác ni ken;

hi (W/m2K) là hệ số truyền nhiệt giữa mặt trong của vách BXT với các hạt xúc tác; hi

được tính bởi Cussler [25];

b (m) là độ dày của thành BXT;

(W/mK) là hệ số dẫn nhiệt của vách BXT;

j, Rj là năng lượng phản ứng và tốc độ của phản ứng j (j =1-5) biểu diễn bởi các

phương trình (2.27) đến (2.31).

3.2.2.2 Các điều kiện biên

Dựa trên đặc điểm cấp nguyên liệu vào và dòng khí thải sấy nóng và điều kiện hoạt động thực tế của BXT từ lúc bắt đầu được khởi động, có thể xác định điều kiện đầu và điều kiện biên của mô hình tính toán như sau:

- Điều kiện đầu t = 0: Thời điểm bắt đầu sấy nóng và cấp khí vào BXT, lúc đó, BXT

chưa được sấy nóng nên nhiệt độ bằng nhiệt độ môi trường xung quanh Tcxt = To

- Tại cửa vào của BXT z = 0: tại đây, chất xúc tác được đốt nóng mạnh từ khí thải và khí nạp, đồng thời chưa có phản ứng hóa học nên có thể coi nhiệt độ chất xúc tác bằng nhiệt độ khí vào, do đó ; ,

- Tại cửa ra của BXT z = L: ;

- 64 -

- Tại tâm của BXT r = 0: ;

- Tại bề mặt trong của thành BXT r = R: ;

Trong đó: Kcxt và kg (W/mK) lần lượt là hệ số dẫn nhiệt của chất xúc tác và của khí

trong BXT.

- Tại thể tích phần chứa các hạt alumina giả thiết chỉ có quá trình trao đổi nhiệt mà

không có các phản ứng hóa học xảy ra.

Hệ các phương trình (3.5), (3.6) và (3.7) cùng với các điều kiện đầu và điều kiện biên liên quan nêu trên kết hợp với các phương trình truyền nhiệt của khí thải với mặt ngoài BXT với điều kiện khí nạp và sấy nóng xác định của BXT được giải theo phương pháp sai phân hữu hạn [41]. Từ đó xác định được hàm lượng các thành phần sản phẩm của khí giàu hydro ra khỏi BXT. Ngôn ngữ FORTRAN được sử dụng để số hóa, lập trình và giải bài toán này. Chương trình tính được viết kết hợp với chương trình tính toán trao đổi nhiệt sấy nóng BXT và được giới thiệu ở phụ lục 1.Kết quả tính toán được trình bày tiếp theo đây.

3.3 Kết quả tính toán và bàn luận

3.3.1 Các thông số vào

Việc tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tạo khí giàu hydro của BXT được thực hiện lần lượt với cả 3 quá trình SR, PO và ATR. Cùng một BXT, quá trình biến đổi nhiệt hóa có thể diễn ra theo các quá trình SR, PO hay ATR tùy thuộc vào hàm lượng các thành phần nguyên liệu cấp vào và sự cấp nhiệt cho BXT. Các thông số cấp nguyên liệu và cấp nhiệt sấy nóng BXT được xác định để phục vụ tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu được trình bày ở Bảng 3.3, gồm:

Các thông số cấp nguyên liệu vào BXT:

Nguyên liệu cấp vào BXT phục vụ tính toán mô phỏng gồm nhiên liệu xăng, nước và không khí. Nhiệt độ ban đầu của các thành phần này được xác định bằng nhiệt độ môi trường xung quanh, tức là bằng nhiệt độ trong phòng thí nghiệm, còn lưu lượng của chúng được chọn như sau:

- Lưu lượng nhiên liệu: Theo Changwei và cộng sự [18], để công suất động cơ bổ sung hydro không giảm nhiều thì thể tích khí giàu hydro cấp cho động cơ qua đường ống nạp không nên quá 6% thể tích khí nạp. Do đó, lưu lượng nhiên liệu cấp vào BXT có thể được xác định theo tỷ lệ bằng 5-10% lưu lượng nhiên liệu tiêu thụ của động cơ ở chế độ toàn tải. Theo tính toán ở trên, lưu lượng nhiên liệu cấp vào BXT ở chế độ toàn tải được lấy bằng 75g/h.

- Lưu lượng nước: được thay đổi theo tỷ lệ từ 1 đến 5 gam nước cho 1 giam nhiên liệu vì theo Xu và Froment [47], tỷ lệ nước/nhiên liệu không nên lớn hơn 2,5 lần tỷ lệ lý thuyết (tỷ lệ nước vừa đủ để quá trình biến đổi nhiệt hóa không thừa nước và cũng không thừa nhiên liệu). Đối với quá trình SR, tỷ lệ nước/xăng lý thuyết vào khoảng 3 g/g.

- 65 -

- Lưu lượng không khí: được điều chỉnh thay đổi theo tỷ lệ từ 0,1 đên 0,4 mol không khí cho một gam nhiên liệu vì tỷ lệ này không được lớn hơn tỷ lệ lý thuyết để cháy hết nhiên liệu. Đối với xăng giới hạn này là 0,52 mol không khí cho 1 gam nhiên liệu.

Các thông số về khí thải sấy nóng BXT:

Các thông số của khí thải đi vào ống trao đổi nhiệt liên quan đến việc sấy nóng BXT gồm nhiệt độ và lưu lượng của khí thải và được tính ở 3 chế độ làm việc của động cơ là 100% tải, 70% tải và 50% tải (tương ứng với độ mở bướm ga của động cơ bằng 100%, 70% và 50%) như sau:

- Nhiệt độ khí thải: Vì BXT được đặt ngay gần cửa thải nên nhiệt độ khí thải vào BXT ở chế độ toàn tải của động cơ khá cao, được xác định là 700oC, còn ở chế độ 70% tải và 50% tải thì nhiệt độ khí thải tương ứng là 650oC và 580oC. Các trị số này đã được kiểm chứng phù hợp với số liệu đo thực nghiệm trên động cơ nghiên cứu.

- Lưu lượng khí thải: lưu lượng khối lượng khí thải bằng lưu lượng khối lượng hỗn hợp khí nạp vào động cơ và được tính gần đúng dựa trên tốc độ làm việc, dung tích xi lanh, hệ số nạp và lượng tiêu hao nhiên liệu của động cơ, hay có thể tính dựa trên lưu lượng nhiên liệu tiêu thụ của động cơ và hệ số dư lượng không khí , Gkx = Gnl(G0 +1) . Ở chế độ toàn tải, lưu lượng khí thải tính được là 5,52 g/s. Số mol khí thải = khối lượng khí thải / phân tử lượng =5,52/30= 0,184 mol/s. Lưu lượng thể tích của khí thải ở toàn tải đi qua ống trao đổi nhiệt với BXT bằng số mol khí thải*22,4*973/293=13,5 lít/s. Tương tự, lưu lượng khí thải ở 70% tải và 50% tải có thể xác định sơ bộ là 10,6 lít/s và 8,9 lít/s. Số liệu này cũng phù hợp với số liệu đo thực nghiệm tại Phòng thí nghiệm động cơ đốt trong (đo tiêu hao nhiên liệu,  và nhiệt độ khí thải).

Với lưu lượng và nhiệt độ cao này, khí thải mang theo nhiệt lượng khá lớn có thể tận dụng được đủ để sấy nóng BXT hoạt động theo quá trình SR. Ví dụ, ở toàn tải, công suất nhiệt của khí thải mang đi của động cơ xe Honda Honda Wave- được tính bằng mkt*cp*T5,52*1,1*700/1000=4,25kW. Ở các chế độ tải thấp hơn, nhiệt độ và lưu lượng khí thải thấp hơn nên năng lượng khí thải cũng thấp hơn.

Các thông số khí thải sấy nóng BXT và nguyên liệu cấp vào của BXT được tóm tắt

trong Bảng 3.3.

Bảng 3.3 Các thông số vào của BXT (xác định từ thực nghiệm)

5,52

4,51

3,6

Chế độ tải của ĐC 100% tải 70% tải 50% tải Thông số

Lưu lượng khối lượng khí thải (g/s)

Lưu lượng thể tích khí thải (lít/s) 13,5 10,6 8,9

Nhiệt độ khí thải tại cửa vào BXT (độ C) 700 650 580

Lưu lượng nhiên liệu cấp vào BXT (g/h) 75 60 50

Tỷ lệ khối lượng nước/xăng Thay đổi từ 1 đến 5

Tỷ lệ không khí / xăng (mol / g) Thay đổi từ 0,1 đến 0,4

Kết quả tính toán sản phẩn khí giàu hydro tạo ra của BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên

- 66 -

liệu xăng tận dụng nhiệt khí thải sẽ được trình bày chi tiết dưới đây.

3.3.2 Kết quả tính toán quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải

Quá trình biến đổi nhiệt hóa xăng với hơi nước (SR) được tính toán ứng với sự cấp nhiệt của khí thải ở 3 chế độ tải của động cơ là 100%, 70% và 50% tải. Các thông số về lưu lượng cấp nhiên liệu và nước vào BXT cũng như khí thải sấy nóng BXT được lấy từ Bảng 3.3. Kết quả tính toán nhiệt độ, hàm lượng sản phẩm và tỷ suất tạo H2 của quá trình SR được biểu diễn trên các bảng số liệu ở Phụ lục 2, Bảng 3.4, Bảng 3.5 và các đồ thị Hình 3.5 đến Hình 3.11.

Hình 3.5 Diễn biến thay đổi nhiệt độ khí thải và nhiệt độ trung bình của hạt xúc tác dọc theo chiều dài BXT trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ, tỷ lệ khối lượng N/X = 3

Hình 3.5 mô tả diễn biến thay đổi của nhiệt độ khí thải và nhiệt độ trung bình của các hạt vật liệu xúc tác dọc theo chiều dài BXT trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ với lưu lượng xăng cấp vào BXT là 75g/h và tỷ lệ khối lượng nước/xăng (N/X) = 3. Có thể thấy rằng nhiệt độ khí thải liên tục giảm khi đi qua không gian giữa mặt ngoài của BXT và ống trao đổi nhiệt dọc theo BXT do truyền nhiệt cho BXT, mức độ giảm nhiệt độ khí thải vào khoảng 90 độ. Trong khi đó, nhiệt độ hạt xúc tác tăng ở phần đầu (phần chứa các hạt alumina) lên trên 600oC rồi giảm dần theo chiều dài BXT xuống dưới 600oC ở cuối BXT do truyền nhiệt cho hỗn hợp khí trong BXT để thực hiện quá trình phản ứng SR. Đây là các phản ứng thu nhiệt mạnh. Nhiệt độ trung bình của BXT vào khoảng 600oC và nhiệt lượng cấp cho BXT ở trạng thái làm việc ổn định ứng với 1 gam nhiên liệu nạp vào để thực hiện quá trình SR vào khoảng 21 kJ/gam xăng. Ở đây lưu lượng nhiên liệu cấp cho BXT là 75g/h tương ứng với nhiệt tiêu thụ của BXT là 435W.

Diễn biến thay đổi hàm lượng thể tích của các thành phần khí ẩm trong BXT dọc theo chiều dài của nó trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ với lưu lượng xăng cấp vào BXT là 75g/h và tỷ lệ khối lượng N/X=3 được thể hiện trên đồ thị Hình 3.6 và hàm lượng khí khô (đã ngưng hơi và tách nước) thể hiện trên đồ thị Hình 3.7.

- 67 -

Các đồ thị cho thấy, phần đầu của BXT chứa các hạt alumina chỉ có tác dụng giữ nhiệt và truyền nhiệt để hóa hơi và sấy nóng các thành phần nguyên liệu nạp. Các phản ứng hóa học chưa xảy ra ở đây nên tỷ lệ thành phần hỗn hợp trong BXT không thay đổi. Tiếp theo, khi hỗn hợp khí đi qua phần thể tích chứa các hạt xúc tác niken thì quá trình

phản ứng hóa học SR của nhiên liệu xảy ra. Nhiên liệu và nước bị tiêu hao và gảm dần trong khi hàm lượng các thành phần CO, CO2 và H2 tăng dần dọc theo chiều dài BXT. Hàm lượng thành phần trong sản phẩm ẩm ra khỏi BXT là 0,0009% xăng, 10,8% CO2, 11,4% CO, 57,9% H2 và 19,9% H2O trong khi hàm lượng sản phẩm khí khô (đã tách nước) là 0,001% xăng, 13,4% CO2, 14,2% CO và 72,3% H2.

Hình 3.6 Diễn biến thay đổi hàm lượng thể tích các thành phần khí ẩm trong BXT dọc theo chiều dài của nó trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ , tỷ lệ khối lượng N/X=3

Hình 3.7 Diễn biến thay đổi hàm lượng thể tích của các thành phần khí khô trong BXT dọc theo chiều dài của nó trong quá trình SR ở chế độ toàn tải của động cơ

Có thể thấy ở chế độ toàn tải của động cơ, với lưu lượng xăng cấp vào BXT là 75g/h thì xăng được biến đổi gần hết trong khi nước cấp vào với tỷ lệ khối lượng N/X=3 thì còn dư 19,9% thể tích.

- 68 -

Qua quan sát diễn biến thay đổi của nhiệt độ BXT và hàm lượng các thành phần khí trong BXT, đặc biệt là diễn biến thay đổi của hàm lượng hơi nhiên liệu có thể thấy rằng hàm lượng hơi nhiên liệu giảm dần dần và biến đổi gần hết ở cuối BXT. Hàm lượng các

thành phần khí khác cũng đạt tới giá trị tương đối ổn định ở cuối BXT. Điều đó muốn nói lên rằng thể tích và chiều dài BXT như đã được chọn sơ bộ là đủ để quá trình phản ứng diễn ra triệt để. Chính vì vậy có thể kết luận rằng thể tích và chiều dài BXT như được chọn sơ bộ ban đầu là phù hợp.

Bảng 3.4 Hàm lượng và tỷ suất tạo khí giàu hydro

100% tải

70% tải

50% tải

Tỷ lệ

Hệ số

H2/X

CO/X

H2/X-

CO/X

Xăng

CO

CO/X

Cấp

N/X

biến

H2 (%)

(%)

(%)

CO2 (%)

H2/X (mol/g)

(mol/g)

nhiệt

(mol/g)

(mol/g)

(mol/g)

(mol/g)

đổi nl

1

-

-

-

-

-

-

-

-

0,029 0,004

-

-

1,5

-

-

-

-

-

-

-

-

0,051 0,009

-

-

2

3,003 70,170 14,014 12,813 0,127 0,019 0,774 1,126 0,117 0,019 0,033 0,005

2,5

0,901 71,676 14,978 13,346 0,161 0,029 0,817 1,188 0,132 0,026 0,005 0,001

3

0,000 72,338 14,340 13,319 0,183 0,036 0,851 1,237 0,110 0,020

-

-

3,5

0,601 71,872 14,811 13,313 0,162 0,031 0,825 1,201 0,075 0,013

-

-

-

-

-

-

4

1,702 71,071 14,215 13,012 0,131 0,024 0,796 1,158

-

-

-

-

4,5

3,504 69,770 14,214 12,512 0,092 0,018 0,767 1,116

-

-

-

-

5

7,007 67,007 14,013 12,012

-

-

0,738 1,074

Đồ thị Hình 3.8 thể hiện quan hệ giữa hàm lượng sản phẩm khô của quá trình SR với tỷ lệ khối lượng N/X ở chế độ toàn tải của động cơ. Được đốt nóng nhờ khí thải ở chế độ toàn tải của động cơ thì với đặc điểm cấp nguyên liệu nói trên, BXT cho hàm lượng H2 và CO cao nhất. Nếu tỷ lệ khối lượng N/X < 3 thì thừa nhiên liệu do ít nước, còn nếu tỷ lệ N/X > 3 cũng thừa xăng, có lẽ do thiếu nhiệt vì một phần nhiệt bị tiêu tốn để hóa hơi và sấy nóng phần nước thừa.

Hình 3.8 Quan hệ giữa hàm lượng sản phẩm khô của quá trình SR với tỷ lệ khối lượng N/X ở chế độ toàn tải của động cơ

- 69 -

Để đánh giá tính kinh tế của việc biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo khí giàu hydro,

người ta thường dùng khái niệm hiệu suất biến đổi  được xác định như sau:

Tổng hóa năng của sản phẩm (nhiệt sinh ra khí cháy)  = Nhiệt cấp vào BXT + hóa năng của nhiên liệu đưa vào BXT

Trong đó, tổng hóa năng của sản phẩm biến đổi nhiệt hóa gồm hóa năng của CO, H2 và xăng thừa. Nhiệt cấp vào BXT gồm nhiệt sấy nóng BXT, sấy nóng hốn hợp khí và nhiệt tiêu tốn do các phản ứng thu nhiệt của biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu. Nhiệt này được cung cấp từ nguồn nhiệt bên ngoài. Nếu không kể đến nhiệt cấp vào để sấy nóng BXT (trong trường hợp tận dụng được nhiệt thải từ khí thải của động cơ) thì trong công thức trên coi nhiệt cấp vào bằng 0 và khi đó  được gọi là tỷ số hoặc hệ số biến đổi nhiên liệu. Hệ số này có thể lớn hơn 1.

Đồ thị Hình 3.9 mô tả diễn biến thay đổi của tỷ số biến đổi nhiên liệu của quá trình SR theo tỷ lệ nước/xăng của BXT khi có tận dụng nhiệt khí thải ở chế độ toàn tải của động cơ và khi phải cấp nhiệt từ bên ngoài cho BXT. Có thể thấy tỷ số biến đổi nhiên liệu đạt cao nhất tại tỷ lệ N/X=3. Khi kể đến nhiệt cấp cho BXT thì tỷ số biến đổi nhiên liệu của quá trình SR đạt 0,85 trong khi nếu tận dụng được nhiệt khí thải cho quá trình này mà không cần cấp nhiệt thì tỷ số biến đổi nhiên liệu đạt tới 1,23. Như vậy, xét về mặt lý thuyết thì trong trường hợp này khi tận dụng nhiệt khí thải để thực hiện quá trình SR thì 1g nhiên liệu xăng cấp vào BXT cho ra sản phẩm khí giàu hydro có năng lượng tương đương năng lượng của 1,23g xăng. Điều này có thể được hiểu như là năng lượng tận dụng được của nhiệt khí thải được chuyển vào hóa năng của sản phẩm khí giàu hydro nên hóa năng của sản phẩm cao hơn hóa năng của nhiên liệu cấp vào BXT. Do đó, động cơ trang bị BXT SR tận dụng nhiệt khí thải tạo khí giàu hydro cấp cho động cơ sẽ không những cải thiện được khí thải của động cơ mà còn tăng hiệu suất động cơ.

Hình 3.9 So sánh tỷ số biến đổi nhiên liệu của quá trình SR theo tỷ lệ khối lượng N/X khi có tận dụng và không tận dụng nhiệt khí thải ở chế độ toàn tải của động cơ

- 70 -

Hình 3.10 So sánh tỷ suất tạo hydro của quá trình SR theo tỷ lệ nước/xăng ở các chế độ 100% tải, 70% tải và 50% tải của động cơ

Hình 3.10 thể hiện tỷ suất tạo hydro theo tỷ lệ khối lượng nước/xăng của quá trình SR của BXT ở các chế độ 100% tải, 70% tải và 50% tải của động cơ. Có thể thấy tỷ suất H2 và CO cao nhất ở các chế độ tải đạt được ở các tỷ lệ N/X tối ưu khác nhau. Ở 100%, 70% và 50% tải, tỷ lệ N/X tối ưu tương ứng là 3, 2,5 và 1,5 và tỷ suất H2 đạt được trên 1 gam xăng tương ứng là 0,183, 0,13 và 0,051 mol/gam, CO đạt được tương ứng là 0,36, 0,26 và 0,09 mol/g xăng.

Kết quả tính toán quá trình truyền nhiệt của khí thải với BXT cho thấy năng lượng khí thải BXT tiêu thụ ở các chế độ tải 100%, 70% và 50% của động cơ tương ứng là 580W, 416W và 163W. Rõ ràng là ở tải lớn của động cơ thì nhiệt khí thải cấp cho BXT lớn, đủ để để thực hiện biến đổi nhiệt hóa xăng tạo ra khí giàu H2 theo yêu cầu cho động cơ, trong khi ở tải thấp hơn thì lượng H2 thấp hơn nhiều. Ví dụ, ở tải trung bình, lượng H2 tao ra giảm tới 72% so với ở toàn tải.

Hình 3.11 Ảnh hưởng của chế độ tải đến nhiệt độ BXT và tỷ suất tạo H2 (mol H2/1g xăng) của quá trình SR ở tỷ lệ N/X tối ưu

- 71 -

Bảng 3.5 Nhiệt độ BXT và tỷ suất tạo H2 ở các chế độ tải (Số liệu đồ thị Hình 3.11)

Tải của động cơ

Tỷ suất tao H2

(% tải định mức)

Nhiệt độ BXT (oC)

(Mol H2/g xăng)

50%

450

0,051

70%

550

0,13

100%

600

0,183

Kết quả tính toán trên Bảng 3.5 và đồ thị Hình 3.11 thể hiện ảnh hưởng của chế độ tải đến nhiệt độ BXT và do đó ảnh hưởng đến tỷ suất tạo H2 của quá trình SR ở tỷ lệ N/X tối ưu. Ở chế độ toàn tải (100% tải cực đại), nhiệt độ trung bình của BXT đạt khoảng 600oC, trong khi ở chế độ tải trên trung bình (70% tải cực đại) và tải trung bình (50% tải cực đại), nhiệt độ BXT đạt được tương ứng là khoảng 550oC và 450oC. Ở các chế độ tải và nhiệt độ tương ứng này, tỷ lệ N/X tối ưu tương ứng là 3, 2,5 và 1,5 và tỷ suất tạo H2 tương ứng là 0,183, 0,13 và 0,051 mol/gam xăng. Có thể thấy nhiệt độ BXT bị ảnh hưởng bởi chế độ tải của động cơ và nó lại ảnh hưởng trực tiếp đến tỷ suất tạo H2 của BXT. Ở toàn tải tỷ suất tạo H2 cao là vì nhiệt độ của BXT đạt cao nhất, gần với nhiệt độ làm việc hiệu quả của quá trình SR. Khi tải của động cơ giảm, nhiệt độ BXT giảm nhanh hơn và làm tỷ suất tạo H2 giảm nhanh hơn nữa.

Do đó, có thể thấy rằng quá trình SR chỉ thích hợp để tạo H2 khi tận dụng nhiệt khí thải ở tải lớn trên 50%, còn ở chế độ tải trung bình và tải nhỏ có thể phải cần cách khác nào đó để bổ sung nhiệt cho BXT để tạo đủ lượng H2 cho động cơ ở các chế độ này.

3.3.3 Kết quả tính toán quá trình PO

Như đã nói ở chương 2, quá trình ô xi hóa không hoàn toàn xăng (PO) không cần cấp nhiệt cho BXT, nhiệt do phần nhiên liệu bị ô xi hóa hoàn toàn sinh ra sẽ thực hiện quá trình biến đổi nhiệt hóa phần nhiên liệu còn lại với hơi nước được tạo ra do phản ứng cháy. Do đó, khi BXT không có nguồn nhiệt bên ngoài cấp vào hoặc là nguồn nhiệt cấp vào yếu, ví dụ BXT tận dụng nhiệt khí thải trên động cơ khi làm việc với chế độ không tải và tải nhỏ của động cơ, thì có thể sử dụng phương pháp này để tạo khí giàu H2.

Quá trình PO được thực hiện với việc cấp nhiên liệu và không khí vào BXT, không cấp nước. Lưu lượng nhiên liệu cấp vào BXT trong trường hợp này là 75g/h, lưu lượng không khí cấp với tỷ lệ thay đổi như trong Bảng 3.3. Trước tiên, BXT phải được khởi động đốt nóng đến nhiệt độ trên 700oC (có thể đốt nóng trực tiếp bằng nhiên liệu đốt hoặc bằng điện) sau đó cấp nguyên liệu vào theo yêu cầu để các phản ứng PO xảy ra. Các phản ứng PO sinh nhiệt nên BXT không cần phải sấy nóng từ nguồn nhiệt bên ngoài sau khi khởi động.

- 72 -

Kết quả tính toán hàm lượng sản phẩm và tỷ suất tạo khí giàu H2 cũng như tình trạng nhiệt của quá trình PO ở các tỷ lệ cấp nguyên liệu (tỷ lệ không khí/xăng) khác nhau được biểu diễn ở Bảng 3.6 và trên các đồ thị Hình 3.12 và Hình 3.13.

Bảng 3.6 Hàm lượng và tỷ suất tạo khí giàu hydro của quá trình PO

Hàm lượng thành phần khí trong sản phẩm (%)

Tỷ suất tạo CO, H2 (mol/g xăng

Tỷ lệ K/X (mol/g)

Nhiệt giải phóng (kJ/g xăng)

Hơi xăng

H2

CO

CO2

H2

CO

3,72

13,73

0,029

3,192

0,005

0,1

4,31

19,61

3,89

13,91

0,044

5,779

0,008

0,15

2,19

20,13

4,01

14,18

0,059

8,375

0,011

0,2

1,09

20,52

4,21

14,13

0,072

10,97

0,014

0,25

0,41

20,49

4,08

14,21

0,078

13,627

0,015

0,3

0,11

20,19

3,11

14,32

0,065

17,954

0,012

0,35

0,03

16,51

2,18

14,39

0,045

22,282

0,009

0,4

0,02

11,08

1,09

14,51

0,025

26,609

0,005

0,45

0,01

5,63

Hình 3.12 Quan hệ giữa các hàm lượng thành phần sản phẩm khô và tỷ lệ K/X của quá trình PO

Hình 3.13 Quan hệ giữa tỷ suất tạo H2 và CO và nhiệt dư với tỷ lệ K/X của quá trình PO

- 73 -

Đồ thị Hình 3.12 mô tả kết quả tính toán sự thay đổi của hàm lượng các thành phần sản phẩm khí khô H2, CO, CO2 và hơi xăng thừa theo tỷ lệ không khí / xăng (K/X) cấp vào BXT của quá trình PO. Kết quả trên đồ thị cho thấy, với tỷ lệ K/X < 0,3 mol không khí/gam xăng thì khi tăng dần tỷ lệ K/X thì hàm lượng H2, CO và CO2 tăng dần và đạt lớn nhất khi K/X = 0,3 mol/g trong khi hơi xăng thừa giảm dần và tiệm cận đến 0 khi tỷ lệ không khí / xăng K/X > 0,3 mol/g. Điều này là vì khi K/X < 0,3 mol/g thì lượng không khí cấp vào ít không đủ để phản ứng hết lượng nhiên liệu xăng cấp vào nên thừa xăng và khí sản phẩm ít. Còn khi tăng K/X hơn nữa để K/X > 0,3 mol/g thì có nghĩa là lượng không khí cấp vào nhiều nên làm tăng lượng nhiên liệu bị ô xi hóa hoàn toàn làm cho phần nhiên liệu còn lại tham gia phản ứng biến đổi nhiệt hóa thành H2 và CO giảm nên hàm lượng thành phần khí này giảm. Thêm nữa, khi K/X > 0,3 thì không khí thừa tăng, làm loãng sản phẩm nên hàm lượng H2, CO và CO2 bị giảm nữa.

Do đó có thể thấy tỷ lệ K/X = 0,3 mol/g xăng là tối ưu, đảm bảo tỷ lệ H2 trong sản phẩm của quá trình PO là cao nhất. Điều này được thấy rõ hơn trên đồ thị hình 3.13 thể hiện lượng H2 và CO do 1 gam xăng tạo ra (tỷ suất tạo H2 và CO) ở các tỷ lệ K/X khác nhau. Có thể thấy, với tỷ lệ K/X = 0,3 mol không khí /g xăng thì tỷ suất H2 và CO đạt cao nhất, 1 gam xăng phản ứng tạo ra được 0,078 mol H2. Khi K/X < 0,3 mol/g thì do thiếu không khí nên phản ứng PO yếu và lượng H2 tạo ra ít, còn khi K/X > 0,3 mol/g xăng thì do nhiều không khí nên phản ứng cháy hoàn toàn nhiên liệu xảy ra mạnh nên tiêu tốn nhiều nhiên liệu mà lại tạo ra ít H2, đồng thời sinh nhiệt nhiều, dẫn đến thừa nhiệt làm quá nóng BXT nên phải làm mát BXT để duy trì nhiệt độ làm việc bình thường. Đồ thị 3.13 cho thấy nhiệt sinh ra do phản ứng cháy nhiên liệu tăng mạnh khi K/X tăng. Điều này làm giảm hệ số biến đổi nhiên liệu cũng như hiệu suất tạo H2 của quá trình PO.

Tỷ suất tạo H2 cao nhất của quá trình PO là 0,078 mol H2 trên 1 gam xăng thấp hơn rất nhiều so với tỷ suất H2 0,183 mol/g xăng của quá trình SR do một phần nhiên liệu bị đốt cháy hoàn toàn để cấp nhiệt cho quá trình. Trong quá trình PO, nhiệt sinh ra luôn thừa làm cho BXT quá nóng nên phải làm mát bớt để duy trì BXT làm việc bình thường. Do đó, có thể thấy rằng quá trình PO rất lãng phí nhiệt nên nếu cấp thêm nhiên liệu và nước vào để tận dụng trực tiếp lượng nhiệt thừa này để biến đổi nhiệt hóa phần nhiên liệu và nước cấp thêm vào thì sẽ không cần phải cấp thêm nhiệt mà vẫn đạt được sản lượng H2 cao hơn quá trình PO. Quá trình này được gọi là quá trình biến đổi nhiệt hóa tự cân bằng nhiệt (ATR) như nói ở chương 2. Kết quả tính toán quá trình này được trình bày dưới đây.

3.3.4 Kết quả tính toán quá trình ATR

- 74 -

ATR là quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu nhờ kết hợp quá trình ô xi hóa không hoàn toàn PO và biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với hơi nước SR ở điều kiện tự cân bằng về nhiệt. Quá trình được thực hiện với việc cấp đồng thời nhiên liệu, không khí và nước vào BXT. Trong nghiên cứu này, lưu lượng nhiên liệu xăng cấp vào BXT được duy trì ổn định ở 75g/h, lưu lượng không khí và nước cấp vào được điều chỉnh thay đổi để tỷ lệ N/X và K/X thay đổi trong phạm vi như trong Bảng 3.3. Trước tiên, BXT phải được khởi động đốt nóng đến nhiệt độ trên 700oC (có thể đốt nóng trực tiếp bằng nhiên liệu cháy hoàn toàn hoặc bằng điện) sau đó điều chỉnh cấp nguyên liệu vào theo yêu cầu để các phản ứng ATR

xảy ra và tự duy trì nhiệt độ làm việc ổn định của BXT không quá nóng trong khi không cấp nhiệt sấy nóng BXT từ bên ngoài.

Bảng 3.7 Hàm lượng và tỷ suất tạo khí giàu hydro

Tỷ lệ K/X (mol/g)

0,1

0,15

0,2

0,25

Tỷ lệ N/X (g/g) 0,25 0,5 0,75 1 1,25 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 2 2,5 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 2 2,5 3

Hàm lượng H2 (%) 30,430 30,030 23,223 13,914 0,701 27,828 33,634 34,535 30,931 26,627 21,421 14,915 6,707 26,226 31,031 33,133 33,433 33,133 31,331 24,625 15,415 25,325 26,026 26,226 26,226 26,226 26,226 26,226 25,225 19,720

Hàm lượng CO (%) 5,806 6,006 4,605 2,803 0,100 5,305 6,406 6,907 6,206 5,305 4,304 3,003 1,301 5,205 6,206 6,607 6,607 6,607 6,206 4,905 3,103 5,005 5,205 5,205 5,205 5,205 5,205 5,205 5,205 3,904

Tỷ suất tạo H2 (mol H2/g nước) 0,051 0,050 0,033 0,017 0,004 0,064 0,088 0,093 0,081 0,063 0,045 0,027 0,011 0,077 0,101 0,112 0,114 0,112 0,102 0,07 0,037 0,082 0,089 0,092 0,094 0,095 0,096 0,095 0,088 0,063

Tỷ suất tạo CO (mol CO/g nước) 0,010 0,010 0,007 0,004 0,002 0,012 0,017 0,018 0,015 0,012 0,009 0,005 0,002 0,015 0,02 0,023 0,024 0,0225 0,02 0,014 0,007 0,018 0,0187 0,019 0,019 0,019 0,019 0,0188 0,017 0,013

- 75 -

Kết quả tính toán hàm lượng và sản lượng khí giàu H2 của quá trình ATR khi không cấp nhiệt đốt nóng BXT từ bên ngoài được trình bày ở Bảng 3.7 và trên các đồ thị Hình 3.14 và 3.15. Các đồ trên thị Hình 3.14 thể hiện diễn biến thay đổi hàm lượng thể tích của các thành phần H2 và CO trong sản phẩm khí khô theo tỷ lệ nước/xăng (N/X) ở các tỷ lệ không khí/xăng (K/X) khác nhau. Các đồ thị trên hình 3.15 mô tả ảnh hưởng của tỷ lệ N/X và tỷ lệ K/X đến tỷ suất tạo H2 hay lượng H2 do 1g xăng tạo ra.

Hình 3.14 Sự thay đổi của hàm lượng thể tích khí khô CO, H2 theo tỷ lệ nước/xăng ở các tỷ lệ không khí/xăng (K/X) khác nhau của quá trình ATR

Hình 3.15 Sự thay đổi của tỷ suất tạo CO, H2 theo tỷ lệ nước/xăng ở các tỷ lệ không khí/xăng (K/X) khác nhau của quá trình ATR

Các đồ thị cho thấy, hàm lượng các thành phần H2 và CO trong khí sản phẩm cũng như sản lượng các thành phần này do 1 gam xăng tạo ra rất nhạy cảm với sự thay đổi tỷ lệ N/X và K/X. Ở mỗi tỷ lệ K/X cố định, hàm lượng và sản lượng (số mol) H2 và CO đều đạt lớn nhất tại một tỷ lệ N/X tối ưu nào đó. Khi tỷ lệ N/X nhỏ hơn tỷ lệ N/X tối ưu thì hàm lượng và sản lượng H2 và CO tạo ra thấp hơn do thiếu nước và quá trình ATR khi đó hướng gần hơn về quá trình PO làm hiệu suất giảm, còn nếu tỷ lệ N/X lớn hơn tỷ lệ N/X tối ưu thì nước thừa nhiều sẽ hấp thụ nhiều nhiệt để hóa hơi nên làm giảm nhiệt của BXT và hậu quả là phản ứng biến đổi nhiệt hóa cũng giảm.

- 76 -

Khi tỷ lệ K/X tăng có nghĩa là nhiệt sinh ra do cháy nhiên liệu tăng, tạo điều kiện cho nhiều nhiên liệu và nước hơn tham gia phản ứng biến đổi nhiệt hóa nên tỷ lệ N/X tối ưu tăng. Điều này được chỉ ra trên các đồ thị là các điểm cực đại của hàm lượng và sản lượng H2 và CO dịch chuyển về phía phải khi K/X tăng. Hàm lượng H2 và CO đạt cao nhất ở tỷ

lệ K/X = 0,15 mol/g và N/X = 0,75 g/g tương ứng là 34,5% và 6,9% trong khi sản lượng khí này do 1 gam xăng tạo ra đạt cao nhất ở tỷ lệ K/X = 0,2 mol/g và tỷ lệ N/X = 1 g/g, với tỷ suất H2 đạt 0,114 mol/g xăng và tỷ suất CO đạt 0,024 mol/g xăng. Ở tỷ lệ K/X và N/X này, hàm lượng H2 và CO đạt được tương ứng là 33,4 và 6,6%, thấp hơn một chút so với hàm lượng H2 và CO ở tỷ lệ K/X = 0,15 và N/X = 0,75 vì sản phẩm bị làm loãng một chút bởi không khí thừa.

Tỷ suất tạo hydro 0,114 mol/g xăng của quá trình ATR cao hơn nhiều so tỷ suất hydro 0,078 mol/g xăng của quá trình PO trình bày ở trên. Do đó, có thể rút ra kết luận rằng khi không có nguồn nhiệt cấp cho BXT hoặc nguồn nhiệt yếu (ví dụ nhiệt khí thải ở chế độ không tải và tải nhỏ) thì cũng chỉ nên sử dụng quá trình ATR mà không nên sử dụng quá trình PO để tạo khí giàu H2.

3.3.5 Kết hợp SR và PO tận dụng nhiệt khí thải

Ở trên đã trình bày kết quả tính toán mô phỏng các quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tạo khí giàu hydro cung cấp cho động cơ xe máy Honda Wave- sử dụng BXT theo các phương pháp SR tận dụng nhiệt khí thải, PO và ATR không tận dụng nhiệt khí thải. Kết quả tính toán chỉ ra rằng quá trình SR chỉ đạt hiệu quả cao khi tận dụng nhiệt khí thải ở chế độ toàn tải của động cơ, còn ở các chế độ tải thấp hơn thì do nhiệt khí thải không đủ để sấy nóng BXT đến nhiệt độ làm việc hiệu quả nên tỷ suất tạo hydro thấp. Quá trình PO và ATR tự cân bằng về nhiệt không tận dụng nhiệt khí thải nên hiệu quả không bị phụ thuộc vào tải của động cơ và có thể tạo khí giàu hydro cung cấp cho động cơ ở mọi chế độ tải. Tuy nhiên, các quá trình này phải tiêu tốn một phần nhiên liệu cho phản ứng cháy để sinh nhiệt sấy nóng BXT và cấp nhiệt cho các phản ứng biến đổi nhiệt hóa thu nhiệt nên hiệu suất và tỷ suất tạo khí giàu hydro thấp trong khi nhiệt khí thải bị lãng phí không được tận dụng.

Để khắc phục các vấn đề nói trên để nâng cao hiệu suất và hệ số biến đổi nhiên liệu của BXT ở mọi chế độ tải của động cơ, có thể sử dụng kết hợp các quá trình SR và PO có tận dụng nhiệt khí thải. Trong trường hợp này, BXT luôn được sấy nóng nhờ tận dụng nhiệt khí thải ở mọi chế độ tải của động cơ và được cấp đồng thời cả 3 thành phần nhiên liệu, không khí và nước. Tỷ lệ không khí/nước/nhiên liệu được điều chỉnh theo nhiệt khí thải tận dụng được, tức là được điều chỉnh theo chế độ tải của động cơ để quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu luôn đạt hiệu quả và hệ số biến đổi nhiên liệu cao nhất. Ở các chế độ làm việc có nhiệt khí thải lớn (tải lớn) thì tỷ lệ không khí được điều chỉnh giảm và tỷ lệ nước được điều chỉnh tăng để giảm tỷ lệ nhiên liệu bị đốt cháy lãng phí và tăng tỷ lệ nhiên liệu biến đổi nhiệt hóa tạo hydro. Ngược lại, ở các chế độ làm việc có nhiệt khí thải thấp thì tỷ lệ không khí được điều chỉnh tăng và tỷ lệ nước được điều chỉnh giảm để tăng nhiệt sinh ra từ nhiên liệu bị đốt cháy để duy trì nhiệt độ làm việc hiệu quả của BXT.

- 77 -

Trong phần tính toán này, việc tận dụng nhiệt cho BXT được thực hiện ở chế độ chạy chậm không tải và các chế độ tải 25% , 50% , 75% và 100% tải cực đại của động cơ ở tốc độ thiết kế. Các số liệu đo về khí thải của động cơ ở các chế độ tải này được chỉ ra trên Bảng 3.8. Việc tính toán mô phỏng được thực hiện ở mỗi chế độ nhiệt khí thải sấy nóng BXT, tại đó, tỷ lệ không khí/xăng cấp vào BXT được thay đổi từ 0,1 mole/g đến 0,4

mole/g và ở mỗi giá trị tỷ lệ không khí/xăng, tỷ lệ khối lượng nước/xăng cấp vào BXT được điều chỉnh thay đổi từ 1 đến 5 g/g.

Bảng 3.8 Thông số khí thải vào BXT

% tải max

100

75

50

25

0

Thông số

Lưu lượng khí thải (g/s)

5,6

4,35

3,1

1,85

0,6

Nhiệt độ khí thải (độ C)

700

650

580

500

400

Xăng cấp vào BXT (g/h)

75

65

55

45

20

nước/xăng (g/g)

Thay đổi từ 1 đến 5

không khí/xăng (mol/g)

Thay đổi từ 0,1 đến 0,4

Kết quả tính toán mô phỏng tỷ suất tạo H2 theo tỷ lệ không khí/xăng và tỷ lệ nước/xăng tối ưu khi tận dụng nhiệt khí thải động cơ ở các chế độ chạy chậm không tải, 25%, 50%, 75% và 100% tải cực đại của động cơ được thể hiện ở Bảng 3.9 và trên các đồ thị Hình 3.16 và Hình 3.17.

Bảng 3.9 Kết quả tính toán kết hợp SR và PO có tận dụng nhiệt khí thải

Tải của động cơ (% Nemax)

0

25

50

75

100

Tỷ lệ K/X (mol/g) 0,1 0,15 0,2 0,25 0,1 0,15 0,2 0 0,05 0,1 0,15 0 0,025 0,05 0,1 0,15 0 0,05 0,1 0,15

Tỷ lệ N/X tối ưu (g/g) 0,25 0,5 1 1,5 1 1,25 1,5 1 1,25 1,5 2 1,5 1,75 2 2,25 2,5 3 2,75 2,5 2,25

Tỷ suất tạo H2 (mol/g xăng) 0,05 0,088 0,115 0,095 0,106 0,123 0,117 0,076 0,12 0,138 0,134 0,132 0,151 0,158 0,148 0,133 0,183 0,168 0,148 0,12

- 78 -

Hình 3.16 Tỷ suất tạo H2 của BXT ở các chế độ tải của động cơ

Tỷ lệ N/X tối ưu ở một tỷ lệ K/X nào đó khi BXT tận dụng nhiệt khí thải ở một điều kiện tải trọng nhất định là tỷ lệ N/X mà ở điều kiện tỷ lệ K/X và nhiệt khí thải đó thì 1 gam xăng tạo ra lượng H2 và CO cao nhất (tỷ suất tạo H2 và CO cao nhất) so với các tỷ lệ N/X khác ở cùng điều kiện nhiệt độ và K/X. Trên Hình 3.16, các đồ thị đường nét đứt biểu diễn các tỷ lệ N/X tối ưu ở các tỷ lệ K/X khác nhau ở điều kiện tận dụng nhiệt khí thải ở tải khác nhau của động cơ. Ví dụ, đồ thị đường nét đứt nằm cao nhất biểu diễn sự thay đổi của tỷ lệ N/X tối ưu theo tỷ lệ K/X ở 100% tải, trong khi đồ thị đường nét đứt nằm dưới cùng biểu diễn sự thay đổi của tỷ lệ N/X tối ưu theo tỷ lệ K/X khi BXT tận dụng nhiệt khí thải động cơ ở chế độ chạy chậm không tải.

Các đồ thị đường nét liền trên Hình 3.16 thể hiện tỷ suất tạo H2 của BXT (số mol H2 do 1 gam xăng tạo ra) ở các tỷ lệ N/X tối ưu và các tỷ lệ K/X khác nhau khi BXT được sấy nóng nhờ nhiệt khí thải ở các chế độ tải khác nhau của động cơ. Đường cong nét liền nằm trên cùng là tỷ suất tạo H2 khi BXT tận dụng nhiệt ở chế độ toàn tải của động cơ. Đường cong này liên tục đi xuống từ điểm cắt với trục tung thể hiện tỷ suất tạo H2 giảm khi tăng K/X. Có thể thấy, ở toàn tải do nhiệt khí thải tận dụng được là lớn nhất, đủ cung cấp cho quá trình SR diễn ra hiệu quả và biến đổi nhiệt hóa hết phần nhiên liệu cấp vào nên không cần cấp không khí để đốt nhiên liệu. Nếu tăng lưu lượng không khí cấp vào BXT (tăng tỷ lệ K/X) thì một phần nhiên liệu sẽ bị cháy hoàn toàn thành CO2 và nước và sinh nhiệt thừa, làm giảm lượng nhiên liệu tham gian phản ứng nhiệt hóa với nước tạo hydro nên tỷ suất tạo H2 giảm. Tức là, khi BXT tận dụng nhiệt khí thải ở chế độ 100% tải của động cơ thì chỉ cần cấp nước mà không cần cấp không khí vào BXT, khi đó BXT làm việc theo quá trình SR và cho tỷ suất tạo H2 cao nhất, đạt 0,183 mol H2/g xăng ở tỷ lệ N/X tối ưu là 3 g nước/1 gam xăng.

- 79 -

Các đường cong nét liền nằm ở vị trí thấp hơn trên đồ thị thể hiện tỷ suất tạo H2 của BXT ở các chế độ tải nhỏ hơn của động cơ. Các đường cong này đều có một dạng tương tự nhau là có một điểm cực đại đạt được tại tỷ lệ N/X tối ưu và tỷ lệ K/X tối ưu ở mỗi chế độ nhiệt khí thải của động cơ sấy nóng BXT (ở mỗi chế độ tải của động cơ). Như đã nói ở

trên, ở các chế độ tải nhỏ của động cơ, nhiệt khí thải thấp hơn nhiều so với ở toàn tải nên không đủ sấy nóng BXT để BXT làm việc hiệu quả theo quá trình SR nên cần phải giảm nước (giảm N/X) và cấp thêm không khí vào (tăng K/X) để đốt cháy một phần nhiên liệu sinh nhiệt bổ sung sấy nóng BXT. Khi đó BXT làm việc theo quá trình kết hợp SR và PO tận dụng nhiệt khí thải. Trên mỗi đường cong, ở phía bên trái điểm cực đại thì khi tăng K/X thì nhiệt cháy sinh ra tăng nên làm tăng phản ứng biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu với nước nên tỷ suất tạo H2 tăng. Tuy nhiên, khi tiếp tục tăng K/X đến sau điểm cực đại của đường cong thì tỷ lệ nhiên liệu cháy tăng nhiều nên phần nhiên liệu còn lại tham gia phản ứng biến đổi nhiệt hóa với nước giảm làm giảm tỷ suất tạo H2.

Ở tải thấp hơn thì nhiệt khí thải tận dụng được thấp hơn nên cần cấp thêm không khí vào BXT để đốt nhiều nhiên liệu sinh nhiệt để đủ nhiệt sấy nóng BXT đảm bảo BXT vẫn làm việc hiệu quả. Phương pháp này cho phép tạo ra được đủ khí giàu hydro cho động cơ ở mọi chế độ tải của động cơ. Số liệu tính toán cho thấy, ở chế độ 75% tải cực đại của động cơ, tỷ suất tạo H2 của BXT đạt cao nhất 0,158 mole H2/g xăng tại chế độ cấp nguyên liệu với tỷ lệ K/X = 0,05 mole/g và tỷ lệ N/X = 2 g/g.

Ở chế độ nhiệt khí thải ở 50% tải cực đại của động cơ, tỷ suất tạo H2 của BXT đạt cao nhất 0,138 mole H2/g xăng tại chế độ cấp nguyên liệu với tỷ lệ K/X = 0,1 mole/g và tỷ lệ tối ưu N/X = 1,5 g/g.

Khi tận dụng nhiệt khí thải ở tải càng thấp thì càng tăng không khí và giảm nước. ở chế độ 25% tải cực đại của động cơ, tỷ suất tạo H2 của BXT đạt cao nhất 0,123 mole/g xăng tại chế độ cấp nguyên liệu với tỷ lệ K/X = 0,15 mole/g và tỷ lệ N/X = 1,25 g/g. Khi tăng tỷ lệ không khí/xăng thì tỷ lệ nước/xăng tối ưu cũng tăng.

Ở chế độ chạy chậm không tải của động cơ, tỷ suất tạo H2 của BXT đạt cao nhất 0,115 mole/g xăng tại chế độ cấp nguyên liệu với tỷ lệ không khí/xăng=0,2 mole/g và tỷ lệ nước/xăng = 1 g/g.

Như vậy, tỷ suất tạo hydro của BXT tận dụng nhiệt khí thải ở các chế độ tải của động cơ từ không tải, 25%, 50%, 75% đến 100% tải đạt được tương ứng là 0,115, 0,123, 0,138, 0,158 và 0,183 mol H2/gam xăng.

Hình 3.17. Tỷ suất tạo H2 của BXT ở các chế độ tải của ĐC với tỷ lệ cấp nguyên liệu tối ưu

- 80 -

Từ kết quả nghiên cứu mô hình hóa ảnh hưởng của chế độ tải của động cơ đến tỷ suất hay hiệu suất tạo hydro của BXT biến đổi nhiệt hóa xăng với nước và không khí có tận dụng nhiệt khí thải động cơ có thể rút ra một số kết luận sau:

- Ở chế độ toàn tải của động cơ đồng nghĩa với tận dụng được nhiều nhiệt khí thải thì

BXT thích hợp làm việc theo quá trình SR.

- Ở các chế độ tải khác thấp hơn, việc điều chỉnh tỷ lệ thành phần cấp nguyên liệu vào BXT (nước, xăng, không khí) hợp lý sẽ giúp BXT luôn được sấy nóng đủ và tạo được H2 cung cấp cho động cơ ở mọi chế độ làm việc; ở tải nhỏ cần tăng tỷ lệ không khí và giảm tỷ lệ nước cấp vào và ngược lại, ở tải lớn thì giảm không khí và tăng nước.

3.4 Kết luận chương 3

Với nội dung nghiên cứu đã trình bày ở chương này, có thể rút ra một số kết luận

tóm tắt như sau:

1. Trên cơ sở nghiên cứu lý thuyết về các quá trình biến đổi nhiệt hóa biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo khí giàu H2 và phương án bố trí lắp đặt BXT tận dụng nhiệt khí thải để thực hiện quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng trên động cơ Honda Wave-, nghiên cứu sinh (NCS) đã xây dựng và phát triển được mô hình toán cho phép tính toán được sản lượng khí giàu H2 tạo ra trên 1 gam xăng và các nhân tố ảnh hưởng ở quá trình biến đổi nhiệt hóa SR, PO, ATR và kết hợp SR và PO có tận d ụng nhiệt khí thải.

2. Quá trình SR cho sản lượng H2 và hệ số biến đổi nhiên liệu đạt khá cao khi tận dụng nhiệt khí thải ở các chế độ tải lớn của động cơ, tỷ lệ N/X thích hợp là từ 2,5 đến 3. Ở toàn tải, tỷ suất tạo H2 đạt 0,183 mol/g xăng và hệ số biến đổi nhiên liệu đạt 1,23 còn ở 70% tải, tỷ suất tạo H2 cũng đạt tới 0,13 mol/g xăng. Trong khi đó, khi giảm tải của động cơ xuống mức trung bình 50% thì tỷ suất tạo H2 giảm nhiều, chỉ đạt 0,051 mol/g xăng.

3. Quá trình PO không cần phải cấp nhiệt từ bên ngoài nhưng cho sản lượng H2 thấp và nhiệt thải nhiều làm hiệu quả thấp. Sản lượng H2 cao nhất chỉ đến đạt 0,078 mol/g xăng ở tỷ lệ K/X = 0,3 mol không khí/1g xăng.

4. Quá trình ATR tự cân bằng về nhiệt không yêu cầu phải cấp nhiệt và không cần làm mát BXT. ATR cho tỷ suất tạo H2 đến 0,115 mol/g xăng ở tỷ lệ không khí/xăng = 0,2 mol/g xăng và tỷ lệ N/X = 1 g/g, cao hơn nhiều so với tỷ suất tạo H2 của quá trình PO.

- 81 -

5. Sử dụng kết hợp quá trình SR và PO có tận dụng nhiệt khí thải với việc điều chỉnh tỷ lệ N/X và K/X phù hợp có thể tạo được sản lượng khí giàu H2 cao ở mọi chế độ nhiệt khí thải của động cơ từ không tải đến toàn tải, tương ứng từ 0,115 mol H2/1 gam xăng đến 0,183 mol H2/gam xăng. Đây là phương pháp tạo và cấp khí giàu hydro thích hợp trên động cơ.

CHƯƠNG 4. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM

4.1 Giới thiệu chung

4.1.1 Mục đích và nội dung nghiên cứu thực nghiệm

Việc nghiên cứu thực nghiệm một cách đầy đủ quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo khí giàu H2 để đảm bảo cung cấp cho động cơ ở mọi chế độ làm việc của động cơ theo phương pháp kết hợp SR và PO tận dụng nhiệt khí thải của động cơ như kết luận ở chương 3 là một vấn đề rất lớn và phức tạp. Vấn đề này không những liên quan đến việc nghiên cứu điều khiển cung cấp chính xác đồng thời cả 3 thành phần nhiên liệu, nước và không khí vào BXT theo các chế độ tải của động cơ mà còn cần phải đo và xác định được tất cả các thành khí sản phẩm để đánh giá, đặc biệt là thành phần hydro nên vượt quá phạm vi của một luận án tiến sỹ. Với phương pháp SR tận dụng nhiệt khí thải, chỉ cần cấp nước và xăng vào BXT nên khí sản phẩm không chứa ô xi và ni tơ nên có thể xác định được hàm lượng H2 thông qua việc đo CO, HC, CO2 và nước một cách dễ dàng bằng các trang thiết bị sẵn có của phòng thí nghiệm. Việc đo trực tiếp H2 cần phải có thiết bị đo đắt tiền trong khi Phòng thí nghiệm ĐCĐT nơi NCS thực hiện đề tài và các trung tâm nghiên cứu lân cận không có thiết bị đo này nên rất khó khả thi. Chính vì vậy, trong luận án này, NCS sẽ chỉ tập trung vào nghiên cứu thực nghiệm quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải tạo khí giàu H2 cho động cơ ở các chế độ tải lớn từ 70% trở lên.

Mục đích của việc nghiên cứu thực nghiệm là nhằm:

- Xác định một số thông số đầu vào phục vụ tính toán mô phỏng quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo khí giàu H2 của BXT theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải, gồm nhiệt độ và lưu lượng khí thải tại gần cửa thải (cửa vào BXT).

- Thiết kế, chế tạo hệ thống tạo và cung cấp khí giàu hydro cho động cơ xe máy Honda Wave- sử dụng BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tận dụng nhiệt khí thải của động cơ.

- Đánh giá độ tin cậy của mô hình mô phỏng theo quá trình SR đã xây dựng;

- Đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ được bổ sung khí giàu H2 tạo ra từ BXT biến đổi nhiệt hóa biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải.

Phạm vi nghiên cứu thực nghiệm: Nghiên cứu tạo và cấp khí giàu hydro cho động cơ

và đánh giá tính năng làm việc của động cơ ở chế độ tải lớn sử dụng BXT SR.

Nội dung thực nghiệm bao gồm:

- Thiết kế, chế tạo BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo khí giàu H2 theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải và xây dựng lắp đặt hệ thống tạo và cung cấp khí giàu H2 trên động cơ.

- Đo và xác định các thông số của khí thải;

- 82 -

- Đo lưu lượng nhiên liệu và lưu lượng nước cấp vào BXT và thành phần khí và nước

ra khỏi BXT để so sánh với kết quả tính toán để đánh giá độ tin cậy của mô hình tính toán quá trình biến đổi nhiệt hóa tạo khí giàu H2 và xác định lượng khí giàu H2 cấp vào động cơ.

- Đo các thông số làm việc của động cơ để đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và

phát thải của động cơ được bổ sung khí giàu H2 tạo ra từ BXT tận dụng nhiệt khí thải.

4.1.2 Đối tượng, chế độ và điều kiện thử nghiệm

Việc nghiên cứu thực nghiệm được thực hiện trong phòng thí nghiệm trên động cơ Honda Wave- 97 cc trên băng thử động cơ tại Phòng thí nghiệm động cơ đốt trong, Trường đại học Bách khoa Hà Nội.

BXT tận dụng nhiệt khí thải biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng làm việc theo quá

trình SR.

Việc thử nghiệm được thực hiện ở chế độ 70% tải và 100% tải của động cơ được bổ

sung khí giàu H2 tạo ra từ BXT tận dụng nhiệt khí thải nói trên.

4.1.3 Nhiên liệu thử nghiệm

Nhiên liệu thử nghiệm là xăng thương phẩm Mogas 92 được bán trên thị trường dùng

làm nhiên liệu cấp vào cho cả động cơ và BXT.

Khí giàu H2 được tạo ra và cung cấp ngay trên động cơ.

4.2 Thiết kế, chế tạo hệ thống tạo và cấp khí giàu H2 trên động cơ

4.2.1 Thiết kế chế tạo BXT

4.2.1.1 Yêu cầu đối với BXT phục vụ thử nghiệm

BXT tận dụng nhiệt khí thải của động cơ để biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu theo quá trình SR phải đáp ứng các yêu cầu sau:

- Đảm bảo tận dụng được tối đa nhiệt khí thải, tức là phải đảm bảo truyền nhiệt tốt từ khí thải đến vật liệu xúc tác và cách nhiệt tốt giữa ống trao đổi nhiệt và môi trường không khí bên ngoài.

- Có kích thước phù hợp để biến đổi nhiệt hóa biến đổi nhiệt hóa được lưu lượng nhiên liệu bằng 5-10% nhiên liệu tiêu thụ của động cơ ở chế độ toàn tải.

- Có thể điều chỉnh được lưu

- 83 -

lượng xăng và nước cấp vào BXT. Hình 4.1 Cụm BXT và ống trao đổi nhiệt

4.2.1.2 Xác định kích thước BXT

Thông số quan trong nhất của BXT để có thể biến đổi nhiệt hóa một lượng nhiên liệu nhất định là kích thước của nó. Cơ sở của việc xác định kích thước phù hợp của BXT và kích thước cuối cùng của BXT đã được xác định và trình bày ở chương 3 sau khi có kết quả tính toán mô phỏng quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu của BXT.

Nội dung phần này trình bày việc xác định các kích thước chế tạo của BXT, đảm bảo phù hợp với các kích thước đã tính toán liên quan đến hiệu quả làm việc của BXT và đảm bảo điều kiện lắp đặt và điều khiển cung cấp nguyên liệu cấp vào BXT và cấp khí giàu hydro cho động cơ. Các kích thước đầy đủ của BXT cần cho thiết kế chế tạo gồm kích thước phần không gian xúc tác, kích thước ống trao đổi nhiệt, các đường cấp khí thải sấy nóng và đường cấp nguyên liệu vào BXT.

BXT được thiết kế chế tạo cần đảm bảo có thể biến đổi nhiệt hóa được 5-10% lưu lượng nhiên liệu tiêu thụ của động cơ Honda Wave- 100 ở chế độ công suất cực đại, tương đương trung bình khoảng 75g/h như đã tính toán ở chương 3. Hiệu quả biến đổi nhiệt hóa của BXT với kích thước và thông số làm việc đã tính toán này đã được khẳng định qua kết quả tính toán mô hình hóa ở chương 3 và đã xác định được các kích thước hợp lý của BXT là:

- Đường kính trong 52mm, phần chứa chất xúc tác dài 80mm;

- Chiều dài phần chứa hạt alummina sấy khí nạp là 20mm;

- Đường kính trong của ống trao đổi nhiệt bao BXT là 68mm;

- Các kích thước khác của riêng phần thân BXT không kể ống trao đổi nhiệt được thể hiện trên bản vẽ chế tạo Hình 4.2.

4.2.1.3 Bản vẽ thiết kế chế tạo của BXT

Hình 4.2 Bản vẽ chi tiết BXT

- 84 -

Với các phân tích trình bày ở trên, BXT và ống trao đổi nhiệt được thiết kế với kết cấu như trên Hình 4.1 và kích thước phần thân BXT như trên bản vẽ Hình 4.2.

Nước

Xăng

Khí giàu H2

Ống thải

Hỗn hợp khí nạp

Bộ xúc tác

Bình ngưng hơi nước

Khí thải

Ống trao đổi nhiệt

4.2.2 Thiết kế lắp đặt hệ thống tạo và cung cấp khí giàu H2 trên động cơ

Hình 4.3 Mô hình bố trí BXT reforming nhiên liệu xăng theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải

Hình 4.3 là sơ đồ bố trí lắp đặt hệ thống tạo và cấp khí giàu H2 trên động cơ Honda Wave- sử dụng BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải đã nói ở trên. Hệ thống gồm ống trao đổi nhiệt sấy BXT và BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu.

Cụm ống trao đổi nhiệt và BXT được đặt ngay gần cửa thải của động cơ để tận dụng tối đa nhiệt khí thải của động cơ. Khí thải động cơ đi thẳng vào cụm BXT để sấy nóng BXT rồi tiếp tục theo ống thải của động cơ để ra ngoài.

BXT được cấp xăng và nước vào theo 2 đường ống riêng biệt có các van điều chỉnh lưu lượng theo yêu cầu. Khi BXT được sấy nóng đến nhiệt độ làm việc thì quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa diễn ra, hỗn hợp khí sản phẩm giàu hydro được hút bởi độ chân không trong đường ống nạp của động cơ đi qua bình ngưng tách nước rồi vào đường ống nạp của động cơ.

- 85 -

Việc điều chỉnh lưu lượng khí giàu hydro vào động cơ ở các chế độ tải được thực hiện bằng cách điều chỉnh lưu lượng nước và nhiên liệu cấp vào BXT qua các van. Các lưu lượng này đã được xác định theo tính toán ở chương 3. Việc điều chỉnh chính xác trị số lưu lượng nước và nhiên liệu theo yêu cầu được thực hiện bằng cách đo lưu lượng tiêu hao từ bình chứa qua van cấp vào BXT (sử dụng phương pháp khối lượng) ở mỗi vị trí điều chỉnh của van khi BXT được lắp trên hệ thống ở điều kiện làm việc yêu cầu. Điều chỉnh van nhiều lần và đo lưu lượng kiểm tra cho đến khi đạt được lưu lượng mong muốn thì cố định van lại không cho phép thay đổi trong quá trình thí nghiệm ở mỗi chế độ tải.

4.3 Trang thiết bị thử nghiệm

Hình 4.4 trình bày sơ đồ hệ thống trang thiết bị để thử nghiệm đánh giá hiệu quả của việc tạo và cấp khí giàu hydro cho động cơ bằng phương pháp biến đổi nhiệt hóa xăng theo công nghệ SR có tận dụng nhiệt từ khí thải của động cơ. Động cơ trang bị hệ thống tạo và cấp khí giàu hydro sử dụng BXT SR tận dụng nhiệt khí thải được đặt trên băng thử thuỷ lực Didacta T101D cùng với các trang thiết bị phụ trợ khác.

Hình 4.4 Sơ đồ băng thử nghiệm các tính năng của động cơ

Toàn bộ hệ thống trang thiết bị thử nghiệm bao gồm các thiết bị chính sau:

- Phanh thủy lực DIDACTA T101D;

- Động cơ thử nghiệm Honda Wave-;

- Các cảm biến đo tốc độ, mô men và các thông số nhiệt độ động cơ;

- Thiết bị đo tiêu hao nhiên liệu AVL 733S của Hãng AVL, Cộng Hòa Áo.

- Tủ phân tích khí thải AVL CEB II

- Một số thiết bị đo phụ trợ khác.

- 86 -

Trên hệ thống, nhiên liệu xăng được cung cấp vào động cơ theo hai đường, một đường cấp từ bình đo cho bộ chế hòa khí và đường khác từ bình đo riêng đến BXT. Cả hai đường xăng này đều được đánh giá đo lưu lượng. Khí thải nhiệt độ cao đi bao quanh BXT trong ống trao đổi nhiệt để sấy nóng BXT tạo điều kiện cho quá trình xúc tác nhiên liệu tạo

thành hỗn hợp khí giàu hydro. Hỗn hợp khí giàu hydro được làm nguội và ngưng hơi, tách nước trước khi đi vào đường nạp của động cơ. Tín hiệu mômen, tốc độ động cơ, lượng nhiên liệu xăng tiêu thụ được đưa về máy tính trung tâm để xử lý. Khí giàu hydro sau bộ ngưng hơi tách nước được lấy mẫu phân tích thành phần để đánh giá hiệu quả làm việc của BXT và xác định lưu lượng khí giàu hydro cấp vào động cơ. Thông số trạng thái của khí thải của động cơ trước khi đi vào ống trao đổi nhiệt được xác định để làm thông số vào cho mô hình tính toán BXT. Khí thải ở đuôi ống thải được lấy mẫu và phân tích bằng tủ AVL CEB II để đánh giá đặc tính phát thải của động cơ có bổ sung khí giàu hydro so với đặc tính của động cơ nguyên thủy không bổ sung khí giàu hydro.

4.3.1 Phanh thuỷ lực

Phanh thủy lực (Didacta T101D) thuộc dạng phanh thủy lực kiểu chốt. Rôto gồm 7 cánh nối với trục khuỷu động cơ thông qua khớp nối, ly hợp..., Stato gồm 13 cánh tĩnh được đúc liền với thân băng nhằm tạo ra các khoang chứa nước. Phanh hãm thủy lực làm việc theo nguyên tắc dùng tính chất ma sát của nước giữa rôto và stato, nhằm tạo ra lực cản giữa rôto và stato để đo mômen động cơ. Mômen động cơ được đưa về máy tính hiển thị thông qua bộ chuyển đổi tín hiệu. (Hình 4.6) [35].

Hình 4.5 Phanh thuỷ lực Didacta T101D

Hình 4.6 Bộ chuyển đổi tín hiệu và máy tính hiển thị

- 87 -

4.3.2 Cảm biến tốc độ động cơ

Cảm biến tốc độ cung cấp tín hiệu vòng quay cho bộ điều khiển nhận biết tốc độ động cơ. Trên trục quay của trục cam có gắn 1 vấu sắt, còn cảm biến là một cuộn dây quấn trên một lõi nam châm. Khi trục quay làm các vấu cam quét qua cảm biến từ trở mạch từ của cuộn dây biến thiên một cách tuần hoàn làm xuất hiện trong cuộn dây một suất điện động có tần số thay đổi tỷ lệ với tốc độ quay (Hình 4.7).

Biên độ E của suất điện động trong cuộn dây phụ thuộc chủ yếu vào hai yếu tố là khoảng cách và tốc độ quay. Khoảng cách giữa cuộn dây với vấu sắt chính là khe từ, khoảng cách càng lớn thì biên độ của suất điện động càng nhỏ, thông thường sự thay đổi khoảng cách này không vượt quá 0,2  0,4mm. Tốc độ quay tỷ lệ thuận với biên độ của suất điện động.

Hình 4.7 Sơ đồ nguyên lý và hình ảnh thực tế của hệ thống cảm biến tốc độ động cơ

4.3.3 Thiết bị đo lượng nhiên liệu tiêu thụ

1. Nhiên liệu vào thùng đo; 2. Nhiên liệu tới động cơ; 3. Nhiên liệu hồi từ động cơ; 4. ống thông hơi; 5. Các ống nối mềm; 6. Thùng đo; 7. Thanh cân; 8. Lò xo lá; 9. Cân bì; 10. Cảm biến lưu lượng; 11. Thiết bị giảm chấn; 12. Van điện từ đường nạp.

Hệ thống AVL Fuel Balance 733S đo lượng nhiên liệu tiêu thụ của động cơ bằng cách cân lượng nhiên liệu trong bình chứa. AVL Fuel Balance 733S 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 (Hình 4.5). Sai số của thiết bị là 0,1%. Giải đo từ 0 đến 150kg/h. Có thể cho phép tới 400kg/h [51].

Hình 4.8 Sơ đồ nguyên lý và hình ảnh thực tế của AVL Fuel Balance 733S

- 88 -

Bắt đầu quá trình đo nhiên liệu được cấp đầy vào thùng đo 6 thông qua đường cấp nhiên liệu 1. Khi lượng nhiên liệu đã đầy, lúc này lực tì lên cảm biến lưu lượng là lớn nhất. Van điện từ 12 đóng lại ngăn không cho dòng nhiên liệu vào thùng đo trong khi đường cấp vào động cơ vẫn mở, lượng nhiên liệu trên đường hồi của động cơ (khi sử dụng hệ thống phun xăng điện tử) áp suất trong bình được giữ ổn định nhờ ống thông hơi 4. Đồng thời với quá trình đó bộ phận đếm thời gian hoạt động. Lượng nhiên liệu trong bình chứa được đo liên tục trong từng giây dựa vào lượng nhiên liệu còn trong bình ECU sẽ tính ra lượng nhiên liệu tiêu thụ của động cơ.

Hệ thống đo suất tiêu thụ nhiên liệu AVL Fuel Balance 733S thực hiện quá trình đo và ghi lại kết quả trung bình của phép đo trong thời gian của phép đo, do người thử nghiệm đặt trên giao diện từ máy tính (Hình 4.6).

Hình 4.9 Giao diện trên máy tính hệ thống cân nhiên liệu AVL 733S

4.3.4 Tủ phân tích khí thải AVL CEB II

a) Kết cấu của tủ CEBII

Tủ phân tích khí xả CEBII (Hình 4.10) là hệ thống bao gồm toàn bộ các môđun thực hiện quá trình phân tích các thành phần khí xả (các bộ phân tích) và các thiết bị đảm bảo điều kiện làm việc đúng của hệ thống như: Khối làm nóng (HSU), khối chuẩn đoán, khối điều khiển... [50].

Toàn bộ hoạt động của hệ thống có thể thực hiện thông qua máy tính công nghiệp nằm trong tủ hoặc điều khiển bằng tay thông qua màn hình sử dụng giao diện của máy tính điều khiển (tủ làm việc độc lập). Khi máy tính này được kết nối với máy tính chủ (CESAR) khi chạy động cơ theo chương trình, mọi hoạt động của tủ sẽ được điều khiển tự động từ máy tính chủ.

- 89 -

Tủ phân tích khí xả CEBII với kết cấu là hệ thống đo lường thực hiện bởi các môđun, cho phép đo đối với các thành phần: monoxit cacbon (CO), cacbon dioxide (CO2), oxygen

1. Máy tính tích hợp trong tủ

2. Khối SCU

2a: Khối làm nóng,

2b: Khối làm lạnh,

2c: Khối điều khiển SCU

2d: Vùng dành cho ERG

3. Các bộ phân tích

4. Bảng đồng hồ khí

5. Công tắc hệ thống

6. Khối chuẩn đoán

7. Các đường khí và nguồn điện.

(O2), oxit nitơ (NOx), hydrocacbon (HC), đồng thời còn đo được hệ số dư lượng không khí  có trong khí xả.

Hình 4.10 Sơ đồ của tủ AVL CEBII

b) Nguyên lý hoạt động của các khối phân tích

Toàn bộ hệ thống phân tích khí xả được thiết lập theo một hệ thống các quy ước

hoàn chỉnh giúp cho sự điều khiển và thử nghiệm là tốt nhất.

* Nguyên lý làm việc của bộ phân tích CO

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 chắn bằng một màng cao su; 6. Thiết bị đo độ võng của màn; 7. Buồng chứa khí CO được ngăn bằng một tấm màng cao su; 8. Buồng chứa khí mẫu.

- Cấu tạo của hệ thống đo CO (Hình 4.11):

Hình 4.11 Sơ đồ cấu tạo của bộ đo CO

- 90 -

- Nguyên lý hoạt động:

CO có đặc tính hấp thụ mạnh đối với bức xạ hồng ngoại ở bước sóng khoảng 4,7m, vì thế sự có mặt và nồng độ của CO có thể được xác định bởi sự giãn nở của CO tại buồng đo khi có tia hồng ngoại đi qua.

Theo sơ đồ Hình 4.11, khi cần đo lượng CO có trong khí mẫu, khí mẫu được đưa vào buồng (4). Sau đó cho đốt đèn hồng ngoại (1). Tia hồng ngoại 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 để 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 toàn CO, lúc này tia hồng ngoại sẽ bị hấp thụ hoàn toàn bởi CO 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 khí xả.

Vùng ảnh hưởng

Hình 4.12 Sự ảnh hưởng của H2O đến CO

Khi đo CO trong khí xả bằng phương pháp hồng ngoại phải tính đến ảnh hưởng của nước (Hình 4.12). Vì vậy phải có biện pháp hiệu chỉnh giá trị đo bằng cách quy định giá trị ảnh hưởng của nước trong các khoảng đo hoặc lọc hết nước của khí đo trước khi đưa vào thiết bị phân tích.

* Nguyên lý làm việc của bộ phân tích NO và NOx.

- Cấu tạo của hệ thống đo NO và NOx.

Thiết bị đo NO và NOx là thiết bị xác định phân tích dựa trên đo cường độ ánh

- 91 -

sáng, nó bao gồm các bộ phận chính hư trong sơ đồ khối Hình 4.13.

1. Buồng tạo ôzne; 2. Bộ phận chuyển đổi NO2 thành NO; 3. Buồng đo NOx; 4. Buồng đo NO; 5. Bộ phận hủy ôzôn trước khi đưa ra ngoài môi trường; 6. Bộ phận đo cường độ sáng.

Hình 4.13 Sơ đồ cấu tạo bộ phân tích NO và NOx

- Nguyên tắc hoạt động.

Thiết bị hoạt động dựa vào hiện tượng khí 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, 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 xả, khí xả được đưa trực tiếp vào buồng phản ứng. Trong buồng phản ứng có O3. Vì vậy, một phần NO có trong khí thải mẫu 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 xả mẫu.

Để đo lượng NOx có trong khí xả mẫu, cho tất cả khí xả mẫu đi qua một bộ chuyển đổi từ NO2 thành NO. Phần lớn NO2 chuyển đổi thành NO, sau đó tất cả khí xả đã qua chuyển đổi được đưa tới buồng phản ứng. Tương tự như với NO, trong buồng phản ứng một lượng NO có trong khí xả sẽ phản ứng với O3 và tạo thành NO2 hoạt tính. NO2 hoạt tính có năng lượng cao sẽ chuyển về mức năng lượng thấp và phát ra ánh sáng, căn cứ vào cường độ ánh sáng thu được ta tính ra được lượng NOx có trong khí xả.

- Cấu tạo của hệ thống đo CnHm:

Hệ thống đo HC có sơ đồ nguyên lý (Hình4.14). Bao gồm các thành phần sau:

1. Hệ thống đường dẫn khí vào: Có 3 đường khí, đường dẫn khí mẫu vào, đường dẫn

- 92 -

khí cháy (hỗn hợp H/He), và đường khí tạo môi trường cháy.

2. Buồng phản ứng có gắn cảm biến nhiệt độ.

3. Bộ đánh lửa để sinh tia lửa mồi.

4. Cặp cực điện được nối với một bộ khuyếch đại và một bộ đo điện áp.

5. Bộ cảm biến nhiệt độ T100

6. Bộ bơm khí nén tạo độ chân không để hút khí cháy ra.

Hình 4.14. Sơ đồ cấu tạo hệ thống đo HC

- Nguyên lý hoạt động:

Khí mẫu cần phân tích được đưa vào hệ thống với áp suất 580 mbar và lưu lượng 1500 l/h. Nó được hòa trộn với khí cháy (hỗn hợp H/He) và được đưa vào theo đường ống thứ hai. Khí cháy có áp suất là 1050 mbar và lưu lượng là 30 l/h. Khí mẫu và khí cháy được trộn với nhau và đưa vào buồng cháy với áp suất là 680 mbar.

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 thành các ion.

Các ion sinh ra trong môi trường có từ trường của cặp điện cực, nó sẽ bị hút về hai bản cực và tạo thành dòng điện trong mạch. Cường độ dòng điện phụ thuộc vào lượng ion có trong môi trường giữa hai bản cực, tức là phụ thuộc và hàm lượng HC trong khí đo. Dòng điện được khuyếch đại khi đi qua bộ khuyếch đại và được đưa tới bộ đo điện áp.

Khí cháy được hút ra nhờ độ chân không ở đầu ra. Độ chân không này được sinh ra

do luồng khí nén thổi qua tại miệng hút.

- 93 -

Dựa vào cường độ dòng điện sinh ra có thể đánh giá được hàm lượng HC trong khí

mẫu. Hàm lượng HC đo được là hàm lượng thể tích HC có trong khí phân tích quy về loại khí hiệu chỉnh, ở đây thường là propane C3H8.

Khi đo lượng HC có trong khí xả động cơ, các điều kiện đo rất được chú ý. Áp suất đầu vào phải đảm bảo chính xác, lưu lượng phải vừa đủ. Có như vậy thì quá trình đo mới đúng. Hệ thống sẽ đánh lửa 10 lần, trong 10 lần đó mà các điều kiện không đảm bảo thì hệ thống sẽ không đo được. Sau 10 lần đánh lửa mà không đo được thì hệ thống sẽ dừng lại và yêu cầu có sự kiểm tra sửa chữa.

4.3.5 Chương trình thử nghiệm

Có hai thử nghiệm cần phải thực hiện là thử nghiệm đánh giá khả năng tạo khí giàu hydro theo quá trình SR của BXT và thử nghiệm đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ được bổ sung khí giàu hydro từ BXT. Chế độ làm việc của động cơ trong thử nghiệm được xác định dựa trên kết quả tính toán mô phỏng ở chương 3. Kết quả mô phỏng đã chỉ ra, quá trình SR của BXT tận dụng nhiệt khí thải để tạo khí giàu hydro chỉ có thể làm việc đạt được hiệu quả cao khi tận dụng nhiệt khí thải ở tải lớn của động cơ. Do đó, chế độ tải của động cơ được lựa chọn cho cả hai thử nghiệm là 70% tải cực đại và 100% tải cực đại, tương ứng độ mở bướm ga 70% và 100% ở tốc độ định mức 6000 v/p của động cơ.

Việc thử nghiệm đánh giá khả năng tạo khí giàu H2 của BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải và đánh giá độ tin cậy của mô hình tính toán quá trình tạo khí giàu H2 được thực hiện bằng cách đo xác định hàm lượng và lưu lượng thành phần sản phẩm (ở cửa ra của BXT) và so sánh với kết quả tính toán mô phỏng. Việc nghiên cứu thực nghiệm quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu của BXT được thực hiện ở cùng chế độ cấp nguyên liệu vào BXT và cùng chế độ nhiệt sấy nóng BXT như điều kiện tính toán mô phỏng.

Việc thử nghiệm đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ khi bổ sung khí giàu H2 từ BXT này được thực hiện theo phương pháp đối chứng với tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của cùng động cơ đó làm việc ở cùng chế độ tải và tốc độ khi sử dụng cùng loại xăng nhưng không bổ sung khí giàu H2.

Quy trình thử nghiệm đánh giá đặc tính làm việc của BXT tạo khí giàu hydro và tính năng kinh tế kỹ thuật và phát thải của động cơ bổ sung khí giàu hydro được trình bày ở dưới đây.

4.3.5.1 Thử nghiệm động cơ chạy với xăng MOGAS 92 không bổ sung khí giàu H2

Thử nghiệm đo các thông số đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ ở các tốc độ khác nhau ở 70% tải tối đa (bướm ga mở 70%) và 100% tải tối đa (bướm ga mở 100%) ở tốc độ định mức 6000 v/p. Các thông số cần đo của động cơ tại mỗi chế độ tải và tốc độ gồm: mô men, công suất, tiêu hao nhiên liệu, tiêu hao không khí và hàm lượng các thành phần phát thải CO, CO2, HC, NOx và đo .

- 94 -

Việc thử nghiệm động cơ được tiến hành ở độ mở bướm ga 70% và 100% ở các tốc độ thay đổi theo bước từ 4000 đến 6000 v/p, ở mỗi chế độ tải và tốc độ, tiến hành đo xác định các thông số nói trên.

4.3.5.2 Thử nghiệm khả năng tạo khí giàu H2 của BXT

Các thông số cấp nguyên liệu vào BXT:

Bảng 4.1 Các thông số cấp nguyên liệu của BXT

Thông số Lưu lượng xăng Tỷ lệ nước/xăng Lưu lượng nước

Chế độ tải của ĐC (g/h) (g/g) (g/h)

100% tải 75 3 225

70% tải 60 2,5 150

Thông số cấp nguyên liệu vào BXT gồm lưu lượng nước và lưu lượng nhiên liệu. Việc đánh giá khả năng tạo khí giàu H2 của BXT theo quá trình SR được thực hiện ở hai chế độ tải 70% và 100% tải cực đại ở tốc độ 6000v/p với lưu lượng nhiên liệu và lưu lượng nước cấp vào BXT ở hai chế độ tải này được xác định như đã phân tích ở phần tính toán mô phỏng ở chương 3. Các thông số này được chỉ ra ở Bảng 4.1.

Kiểm soát lưu lượng nhiên liệu và nước

Việc kiểm soát các lưu lượng nhiên liệu và nước được thực hiện bằng cách điều chỉnh các van cơ khí trên đường ống cấp nhiên liệu và đường ống cấp nước vào BXT. Bình nhiên liệu và bình nước cấp vào BXT được treo ở cột áp ổn định 1m đảm bảo dòng nhiên liệu và nước chảy ổn định vào BXT khi mở van. Trên đường cấp xuống có 2 van, van 1 là van điều chỉnh bố trí ở phía trên, van thứ 2 to hơn chỉ dùng để đóng mở đường cấp, được bố trí ở phía dưới van điều chỉnh. Van thứ 1 được điều chỉnh để đảm bảo lưu lượng cấp theo yêu cầu. Việc điều chỉnh van này được tiến hành trước khi thí nghiệm bằng cách điều khiển van và đo lưu lượng ở mỗi vị trí điều chỉnh cho đến khi đạt được lưu lượng yêu cầu theo cách làm đã nói ở phần trước.

Đo lưu lượng nhiên liệu và nước tiêu thụ của BXT

Lưu lượng nhiên liệu và nước cấp vào BXT được điều chỉnh bằng cách điều chỉnh các van trên đường cấp nhiên liệu và đường cấp nước vào BXT. Việc điều chỉnh này được thực hiện trước khi thí nghiệm theo cách thức điều chỉnh đã nói ở trên đảm bảo lưu lượng đi qua xác định phù hợp với yêu cầu. Tuy nhiên, khi thí nghiệm, các lưu lượng này vẫn được đo để xác định chính xác lưu lượng nhiên liệu và nước cấp vào BXT. Việc đo lưu lượng được thực hiện theo phương pháp đo khối lượng gián đoạn, tức là sẽ đo thời gian vận hành và đo độ giảm khối lượng nước và nhiên liệu ở bình đo trong khoảng thời gian thực hiện thí nghiệm đó.

Đo và xác định hàm lượng và lưu lượng các thành phần sản phẩm

- 95 -

Các thành phần của sản phẩm của quá trình biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu gồm khối lượng nước ngưng tụ ở bình ngưng trong thời gian thí nghiệm và hàm lượng thể tích các thành phần khí CO, CO2, H2 và hơi nhiên liệu thừa. Việc đo lưu lượng nước ngưng tụ ở bình ngưng sau BXT và các thành phần CO, CO2, HC của khí sản phẩm được thực hiện

một cách dễ dàng vì phòng thí nghiệm có sẵn các thiết bị cân điện tử và thiết bị phân tích khí hiện đại với độ chính xác cao. Còn thành phần H2 vì không có thiết bị đo trực tiếp nên được tính toán từ các thành phần khí khác trong sản phẩm theo nguyên lý cân bằng.

Việc đo và phân tích khí sản phẩm để xác định các đại lượng trên được thực hiện ở chế độ tải và tốc độ thí nghiệm yêu cầu của động cơ khi động cơ đã vận hành ổn định (các thông số làm việc của động cơ và nhiệt độ khí thải tại cửa vào ống trao đổi nhiệt và BXT đạt ổn định). Khi đó, hàm lượng thành phần hydro và lưu lượng mol khí sản phẩm được xác định như sau:

Hàm lượng H2 khô: H2 = 100 – (CO + CO2 + HC)

Trong đó, H2, CO, CO2 và HC là thành phần phần trăm của các khí này trong hỗn hợp khí sản phẩm khô (đã tách nước). Nước thì được đo ở bình ngưng sau mỗi khoảng thời gian thí nghiệm.

Lưu lượng nước (g/h) = gam nước ngưng tụ đo được / thời gian của một thử nghiệm.

Lưu lượng mol H2/h được tính như sau: mol H2 = Mol khí  H2/100 (mol/h).

Trong đó: Mol khí = là tổng lưu lượng mol sản phẩm (mol/h).

Msp là khối lượng phân tử khí sản phẩm, Msp = (28CO+44CO2+2H2+44HC)/100 (g/mol); mn1, mn2, mx1 là lưu lượng khối lượng của nước cấp vào, nước ngưng tụ ở sản phẩm thu được và xăng cấp vào BXT (g/h).

4.3.5.3 Thử nghiệm động cơ chạy với xăng MOGAS 92 bổ sung khí giàu H2

Việc thí nghiệm đo các thông số đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ bổ sung khí giàu H2 từ BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu được thực hiện tương tự như khi đo với xăng MOGAS 92 ở cùng chế độ tải và tốc độ. Trong quá trình đo, khí giàu H2 từ BXT được nạp liên tục vào động cơ qua đường ống nạp.

Sau khi khởi động động cơ cho vận hành đạt ấm máy thì điều chỉnh động cơ đến chế độ tài thỉ nghiệm và duy trì chế độ làm việc này, khi các thông số làm việc của động cơ và nhiệt độ khí thải đo được ở cửa vào BXT ổn định thì lấy mẫu phân tích khí sản phẩm ra của BXT, sau đó tiến hành thí nghiệm đo các thông số đặc trưng

4.4 Kết quả thử nghiệm

4.4.1 Đánh giá độ tin cậy của mô hình tính toán biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu

- 96 -

Kết quả thực nghiệm đo và xác định hàm lượng và lưu lượng các thành phần sản phẩm của quá trình biến đổi nhiệt hóa xăng theo phương pháp SR sử dụng BXT tận dụng nhiệt khí thải của động cơ ở chế độ 70% tải và 100% tải được trình bày trên Bảng 4.2 cùng với các số liệu tương ứng của kết quả tính toán mô phỏn. Sự so sánh giữa kết quả mô phỏng và thực nghiệm ở hai chế độ tải được thể hiện trên các đồ thị dạng cột trên các Hình 4.11 và Hình 4.12. Kết quả cho thấy sai lệch giữa các kết quả đo và tính toán tương ứng tương đối nhỏ, sai số hàm lượng và lưu lượng H2 không quá 6%, nên có thể chấp nhận được. Do đó có thể kết luận rằng kết quả tính toán mô phỏng đủ độ tin cậy.

Bảng 4.2 Kết quả tính toán và thực nghiệm quá trình SR

Hàm lượng khô/lưu lượng

70% tải định mức

100% tải định mức

Thành phần

Tính toán

Thực nghiệm

Tính toán

Thực nghiệm

0,1

2

HC (%)

2,3

4

CO (%)

13,6

13,8

14,3

14

13,3

13

12,8

12,2

CO2 (%)

71,3

70

72,3

71

H2 (%)

7,92

7,5

13,7

13

H2 (mol/h)

75

80

Nước (g/h)

59

65

Hình 4.15 So sánh kết quả tính toán và thực nghiệm SR ở 70% tải

Hình 4.16 So sánh kết quả tính toán và thực nghiệm SR ở 100% tải

- 97 -

Như vậy, ở 70% tải và 100% tải, động cơ được bổ sung khí giàu H2 với lưu lượng H2 cấp vào động cơ tương ứng là 7,5 và 13,5 mol/h và tổng mol khí giàu H2 tương ứng ở hai chế độ tải này là 11,2 và 19 mol/h. Lưu lượng khí nạp của động cơ ở hai chế độ tải này là 532 mol/h và 656 mol/h. Như vậy khí giàu H2 chiếm tỷ lệ trong khí nạp ở hai chế độ tải này được chỉ ra trên Bảng 4.3. Tỷ lệ khí giàu H2 chỉ chiếm không quá 4% tổng tổng lưu lượng khí nạp của động cơ nên sẽ không ảnh hưởng tiêu cực đến công suất của động cơ do sự sụt giảm không khí nạp.

Bảng 4.3 Thành phần H2 và khí giàu H2 trong khí nạp của động cơ Khí giàu H2 H2 (mol/h) (mol/h)

Chế độ tải

Tỷ lệ H2 trong khí nạp (%) 1,6

7,5

11,5

Tỷ lệ khí giàu H2 trong khí nạp (%) 2,5

Nhiên liệu (g/h) 1050

70%

2,5

13,5

19

3,5

100%

1295

Khí nạp (l/h)/ (mol/h) 13500/ 532 17000/ 656

4.4.2 Tính năng làm việc của động cơ ở 70% tải

Kết quả thí nghiệm đo các thông số đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ khi được bổ sung khí giàu hydro từ BXT SR tận dụng nhiệt khí thải ở 70% tải ở các tốc độ khác nhau so với các thông số làm việc của động cơ nguyên bản không được bổ sung khí giàu hydro ở cùng chế độ làm việc được chỉ ra trên Bảng 4.4 và các đồ thị và biểu đồ từ Hình 4.17 đến Hình 4.19.

Bảng 4.4 Đặc tính động cơ chạy xăng nguyên bản và bổ sung khí giàu hydro ở 70% tải

Nguyên bản không bổ sung khí giàu H2

Có bổ sung khí giàu H2

n

Ne

ge

CO

HC

CO2

NOx

Ne

ge

CO

HC

CO2

NOx

(v/p)

(kW)

(g/kW,h)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

(kW)

(g/kW,h)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

4000 2,31 392,46 70606 3725 87693

601

2,33 356,13 13864 2167 113700 3648

4400 2,45 374,28 62078 3398 90338

697

2,54 335,36 11105 2152 116962 4202

4800 2,57 382,94 60567 3539 90188

746

2,73 345,97 9117 2054 118088 4420

5200 2,73 367,10 58569 3417 94075 1039

2,80 346,57 8489 1865 117828 4482

5600 2,86 357,98 59711 3349 94314

901

2,88 301,30 1805 1032 118511 2938

6000 3,00 344,79 30391 2676 116090 2847

3,07 316,19 2145

934 116878 2712

- 98 -

Đồ thị Hình 4.17 so sánh công suất động cơ chạy xăng A92 giữa hai trường hợp có bổ sung khí giàu hydro và nguyên bản không bổ sung khí giàu hydo. Đồ thị cho thấy khi bổ sung khí giàu hydro trong điều kiện tải nghiên cứu này công suất động cơ tăng lên tại mọi giá trị tốc độ thử nghiệm. Trung bình, công suất động cơ bổ sung khí giàu hydo cải

thiện được khoảng 2,68% trên toàn dải tốc độ thử nghiệm. Điều này được giải thích là do khí giàu hydro bổ sung đã giúp cải thiện quá trình cháy của hỗn hợp nhiên liệu xăng, làm tăng tốc độ cháy và hiệu quả quá trình cháy nên sự mất nhiệt giảm và hiệu quả giãn nở sinh công của môi chất tăng. Với tỷ lệ khí giàu hydro được bổ sung không lớn, chỉ 2,5% trong tổng lưu lượng khí nạp (Bảng 4.3), tức lượng không khí nạp bị giảm do khí giàu hydro thế chỗ không đáng kể nên sự ảnh hưởng tiêu cực này nhỏ hơn nhiều so với ảnh hưởng tích cực về cải thiện quá trình cháy của việc bổ sung khí giàu hydro. Kết quả tống hợp là công suất động cơ tăng như đã thấy.

Hình 4.17 Công suất động cơ tại 70% độ mở bướm ga

Hình 4.18 Suất tiêu hao nhiên liệu tại 70% độ mở bướm ga

- 99 -

Đồ thị Hình 4.18 so sánh suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ trong hai trường hợp có bổ sung khí giàu hydro và không bổ sung khí giàu hydro. Có thể thấy, sự cải thiện quá trình cháy của khí giàu hydro vừa có tác dụng làm tăng hiệu quả quá trình cháy giúp cháy

kiệt, vừa tăng công suất động cơ như đã trình bày ở trên nên suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ có bổ sung khí giàu hydro giảm nhiều so với trường hợp nguyên bản không bổ sung khí giàu hydro. Mức giảm trung bình khoảng 8,22% trên toàn dải tốc độ thử nghiệm của động cơ.

a) b)

c) d)

Hình 4.19 Diễn biến các thành phần phát thải tại 70% bướm ga

Đặc tính phát thải các thành phần CO, HC, NOx và CO2 của động cơ chạy xăng A92 bổ sung khí giàu hydro so với động cơ nguyên bản không bổ sung khí giàu hydro được thể hiện trên các biểu đồ Hình 4.19a, b, c, d. Biểu đồ Hình 4.19a) và b) chỉ rõ phát thải CO và HC của động cơ bổ sung khí giàu hydro giảm mãnh liệt so với động cơ nguyên bản không bổ sung khí giàu hydro trên toàn dải tốc độ thử nghiệm. Mức giảm trung bình của CO đạt khoảng 87% và của HC khoảng 50%. Điều này được giải thích là do quá trình cháy được cải thiện nên nhiên liệu cháy kiệt. Thêm nữa, nhiệt sinh ra cũng cao hơn nên giúp tăng tốc độ ô xi hóa CO và HC nên làm giảm thiểu các thành phần này. Các điều kiện này làm tăng hàm lượng CO2 trong khí thải khoảng trên 23% như được chỉ ra trên biều đồ Hình 4.19c.

- 100 -

Sự cải thiện quá trình cháy giúp làm giảm CO và HC lại ảnh hưởng ngược lại với phát thải NOx. Vì nhiệt sinh ra cao hơn làm nhiệt độ quá trình cháy tăng nên thành phần NOx tăng gấp hơn 4 lần so với động cơ nguyên bản.

4.4.3. Tính năng làm việc của động cơ ở toàn tải

Kết quả thí nghiệm đo các thông số đánh giá tính năng kinh tế, kỹ thuật và phát thải của động cơ khi được bổ sung khí giàu hydro từ BXT SR tận dụng nhiệt khí thải ở toàn tải (100% tải hay 100% độ mở bướm ga) ở các tốc độ khác nhau so với các thông số làm việc của động cơ nguyên bản không được bổ sung khí giàu hydro ở cùng chế độ làm việc được chỉ ra trên Bảng 4.5 và các đồ thị và biểu đồ từ Hình 4.20 đến Hình 4.22.

Bảng 4.5 Đặc tính động cơ chạy xăng nguyên bản và bổ sung khí giàu hydro ở 100% tải

Nguyên bản không bổ sung khí giàu H2

Có bổ sung khí giàu H2

Ne

ge

CO

HC

CO2

NOx

Ne

ge

CO

HC

CO2

NOx

n (v/p)

(kW)

(g/kW,h)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

(kW)

(g/kW,h)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

(ppm)

4000

2,65 386,09 81923 3423 83924

679

2,60 365,52 14870 2807 124377 5854

4400

2,86 411,92 78919 3390 85258

656

2,83 362,54 15076 2278 126850 6892

4800

3,09 411,37 87154 3511 77335

427

3,05 369,65 20443 2367 123587 5211

5200

3,33 378,27 89311 3724 77195

473

3,30 362,62 17550 2078 125233 5870

5600

3,53 358,34 77610 3223 87021

837

3,49 351,98 24200 2200 121870 4795

6000

3,71 341,08 64580 2844 97229 1538 3,67 338,65 28116 2410 120815 4713

Hình 4.20 Công suất động cơ tại vị trí bướm ga mở hoàn toàn

- 101 -

Đồ thị Hình 4.20 so sánh công suất động cơ chạy xăng A92 giữa hai trường hợp có bổ sung khí giàu hydro và nguyên bản không bổ sung khí giàu hydo. Đồ thị cho thấy, công suất động cơ giảm nhẹ khi có bổ sung khí giàu hydro cung cấp vào đường nạp, diễn biến này ngược lại với trường hợp 70% tải trình bày ở trên. Điều này được giải thích là do tỷ lệ khí giàu H2 bổ sung vào động cơ trong trường hợp này cao hơn so với ở tải 70% nên

lượng không khí nạp mới bị giảm nhiều hơn nên ảnh hưởng tiêu cực đến công suất động cơ nhiều hơn so với ảnh hưởng tích cực đến công suất của việc cải thiện quá trình cháy của khí giàu hydro. Trung bình trong toàn dải tốc độ thử nghiệm từ 4000 – 6000 vòng/phút, công suất động cơ giảm khoảng 1,27%.

Các đồ thị Hình 4.21 so sánh suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ trong hai trường hợp có bổ sung khí giàu hydro và không bổ sung khí giàu hydro ở toàn tải. Có thể thấy, mặc dù công suất động cơ giảm 1,27% (Hình 4.20) nhưng suất tiêu hao nhiên liệu vẫn được cải thiện. Sự cải thiện quá trình cháy của khí giàu hydro có tác dụng làm tăng hiệu quả quá trình cháy giúp cháy kiệt, nên hiệu suất sử dụng nhiên liệu tăng, nhờ đó mà suất tiêu hao nhiên liệu của động cơ có bổ sung khí giàu hydro giảm nhiều so với trường hợp nguyên bản không bổ sung khí giàu hydro. Mức giảm trung bình khoảng 6,5% trên toàn dải tốc độ thử nghiệm của động cơ.

Hình 4.21 Suất tiêu hao nhiên liệu tại vị trí bướm ga mở hoàn toàn

Các biểu đồ Hình 4.22a, b, c, d so sánh hàm lượng các thành phần phát thải tương ứng CO, HC, NOx và CO2 của động cơ bổ sung khí giàu hydro với động cơ nguyên bản ở chế độ không bổ sung khí giàu hydro khi bướm ga mở 100% ở tốc độ động cơ thay đổi từ 4000 – 6000 vòng/phút. Có thể thấy, hàm lượng phát thải CO và HC giảm tương ứng 74% và 29%, CO2 tăng 47%, trong khi NOx tăng hơn gấp 8 lần. Lý do CO, HC giảm và CO2 tăng khi bổ sung khí giàu hydro cũng giống như tải 70% đã giải thích.

- 102 -

Tuy nhiên, ở chế độ toàn tải này, NOx tăng mãnh liệt hơn so với ở tải 70% vì tỷ lệ khí giàu hydro bổ sung ở chế độ tải này cao hơn nên quá trình cháy diễn ra nhanh hơn, tốc độ toả nhiệt lớn, làm nhiệt độ cháy cao hơn tạo điều kiện cho các phản ứng tạo NOx xảy ra manh hơn 8 lần so với động cơ nguyên bản. Do đó, động cơ bổ sung hydro có thể phải cần sử dụng thêm biện pháp giảm NOx.

b) a)

d) c)

Hình 4.22 Diễn biến các thành phần phát thải tại 100% bướm ga

4.5 Kết luận chương 4

Một số kết luận sau đây được rút ra từ chương 4:

1. Đã thiết kế chế tạo và lắp đặt thành công hệ thống tạo và cung cấp khí giàu H2 sử dụng BXT biến đổi nhiệt hóa xăng theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải trên động cơ xe máy Honda Wave-.

2. BXT làm việc tốt theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải và cho phép biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu xăng tạo ra đến 3,5 mol khí giàu H2/h với hàm lượng H2 đạt trên 70%.

- 103 -

3. Động cơ được bổ sung khí giàu hydro từ BXT đã cải thiện được đáng kể tính năng làm việc. Tiêu hao nhiên liệu giảm đến 8% và phát thải CO, HC giảm mạnh trong khi NOx tăng mạnh cần phải có biện pháp xử lý NOx.

KẾT LUẬN VÀ HƯỚNG PHÁT TRIỂN

Kết luận

Để tận dụng ưu điểm của nhiên liệu hydro là cháy nhanh, trị số ốc tan cao, giới hạn cháy rộng, khí thải sạch và đồng thời khắc phục nhược điểm nhiệt trị mol của hydro thấp làm cho việc tích trữ nhiên liệu khó khăn, đề tài đã nghiên cứu phương pháp tạo ra và cung cấp hydro ngay trên xe để tạo nhiên liệu giàu hydro cho động cơ xăng để giảm thành phần khí thải độc hại. Đề tài đã nghiên cứu giải quyết được các vấn đề sau:

1. Đã xây dựng và phát triển được mô hình tính toán mô phỏng quá trình tạo ra hydro từ nhiên liệu xăng bằng phương pháp biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tận dụng nhiệt của khí thải ngay chính của động cơ. Mô hình cho phép đánh giá được đặc điểm của khả năng ứng dụng của các phương pháp SR, PO, ATR và kết hợp SR với PO tận dụng nhiệt khí thải trên động cơ và đưa ra được phương pháp ứng dụng là:

- Áp dụng SR tận dụng nhiệt khí thải ở tải lớn và toán tải của động cơ.

- Ở các chế độ tải khác nhỏ hơn cần kết hợp SR và PO tận dụng nhiệt khí thải với

việc điều chỉnh tỷ lệ N/X và K/X thích hợp với các chế độ tải.

2. Đã thiết kế chế tạo và lắp đặt thành công hệ thống tạo và cung cấp khí giàu H2 sử dụng BXT biến đổi nhiệt hóa theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải trên động cơ xe máy Honda Wave-. BXT làm việc tốt theo quá trình SR tận dụng nhiệt khí thải cho phép biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu tạo khí giàu H2 cho động cơ.

3. Động cơ được bổ sung khí giàu hydro từ BXT đã cải thiện được đáng kể tính năng

làm việc. Tiêu hao nhiên liệu giảm đến 8% và phát thải CO, HC giảm đến 75%.

4. Kết quả thử nghiệm đã chứng minh được tính khả thi của việc lắp đặt BXT nhiên liệu để tạo thành hỗn hợp khí giàu hydro cung cấp cho động cơ đánh lửa để nâng cao tính kinh tế động cơ.

Hướng phát triển

1. Nghiên cứu thực nghiệm sử dụng BXT biến đổi nhiệt hóa nhiên liệu theo quá trình kết hợp SR và PO với việc điều chỉnh tỷ lệ không khí/nước/xăng phù hợp để đảm bảo cung cấp khí giàu hydro cho động cơ ở mọi chế độ làm việc.

2. Nghiên cứu thực nghiệm hiện trường sử dụng BXT tạo và bổ sung khí giàu hydro

cho động cơ trên các phương tiện giao thông hiện hành.

- 104 -

3. Nghiên cứu giảm lượng phát thải NOx khi động cơ sử dụng nhiên liệu giàu hydro.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1]. Hoàng Đình Long (2010). Nghiên cứu tận dụng nhiệt khí thải tạo khí giàu hydro để giảm phát thải cho động cơ diesel. Tạp chí Giao thông Vận tải, Số 6/2010, ISSN 0866-7012, trang 31-34.

[2]. Hoàng Đình Long, Nguyễn Thế Lương (2009). Sử dụng bộ xúc tác nhiên liệu để giảm thành phần độc hại trong khí thái động cơ xăng. Tạp chí Giao thông Vận tải, Số 6/2009, trang 35- 38.

[3]. Lê Anh Tuấn, KC.05.TN05/11-15, Nghiên cứu nâng cao tính kinh tế nhiên liệu và giảm phát thải độc hại cho động cơ xăng bằng cách cung cấp hỗn hợp khí giàu hyđrô cho động cơ, thực hiện năm 2012, nghiệm thu cấp NN ngày 24/3/2013

[4]. Nguyễn Tất Tiến (2000). Nguyên lý động cơ đốt trong. NXB Giáo dục. [5]. Phạm Minh Tuấn (2009). Khí thải động cơ và ô nhiễm môi trường. NXB Khoa học và Kỹ

thuật, Hà Nội.

Tiêng Việt

[6]. A Kowalewicz and M Wojtyniak. (2005). Alternative fuels and their application to

combustion engines. Proc. IMechE. Vol. 219 Part D: J. Automobile Engineering.

[7]. Ahmed S., M. Krumpelt (2001). Hydrogen from hydrocarbon fuels for fuel cells.

Internationl journal of hydrogen energy 26, p291-301.

[8]. Aidu Qi, ShudongWang, Changjun Ni, DiyongWu (2007). Autothermal Refoming of gasoline on Rh-based monolithic catalysts. International Journal of Hydrogen Energy 32, p.981 – 991.

[9]. Alberto Boretti (2011). Advantages of the direct injection of both diesel and hydrogen in

dual fuel hydroge. Internationl journal of hydrogen energy, 36, p9312-9317.

[10]. Al-Hamamre Z., S. Vo, D. Trimis (2009). Hydrogen production by thermal partial oxidation of hydrocarbon fuels in porous media based reformer. International Journal of Hydrogen Energy 34, p.827 – 832.

[11]. Ali M. Pourkhesalian, Amir H. Shamekhi, Farhad Salimi (2010). Alternative fuel and gasoline in an SI engine: A comparative study of performance and emissions characteristics. Fuel 89, 1056–1063.

[12]. Anand, Shakti Soni, Nakul Aggarwal (2015). Analysis of a Hydrogen Fueled Internal Combustion Engine. International Journal of Enhanced Research in Science, Technology & Engineering, Vol. 4 Issue 7, p.236-243.

[13]. Ann M. De Goote, G. F. Froment (1996). Partial oxidation of methane over nickel catalyst.

Appl. Catal. A, 138, p.245-264.

[14]. Ather A. Quader, John E. Kirwan and M. James Grieve, (2003). Engine Performance and Emissions Near the Dilute Limit with Hydrogen Enrichment Using an On-Board Refoming Strategy. SAE Technical Paper 2003-01-1356.

[15]. Billur Sakintuna, Farida Lamari-Darkrim, Michael Hirscher (2007). Metal hydride materials for solid hydrogen storage: A review. International Journal of Hydrogen Energy, 32, p.1121– 1140.

[16]. Chan S.H., Hoang D.L. (1999). Modeling of Catalytic Conversion of CO/HC in Gasoline

Exhaust at Engine Cold-Start. SAE paper 1999-01-0452.

105

Tiếng Anh

[17]. Changwei Ji, Shuofeng Wang (2012). Strategies for improving the idle performance of a

spark-ignited gasoline engine. International Journal of Hydrogen Energy, 37, p3938-3944.

[18]. Changwei Ji, Shuofeng Wang, (2009). Effect of hydrogen addition on combustion and emissions performance of a spark ignition gasoline engine at lean conditions, International Journal of Hydrogen Energy, 34, p7823 – 7834.

[19]. Changwei Ji, Shuofeng Wang, (2009). Effect of hydrogen addition on the idle performance of a spark ignited gasoline engine at stoichiometric condition, International Journal of Hydrogen Energy, 34, p3546 – 3556.

[20]. Changwei Ji, Shuofeng Wang, Bo Zhang (2010). Combustion and emissions characteristics of a hybrid hydrogenegasoline engine under various loads and lean conditions. International Journal of Hydrogen Energy, 35, p5714-5722.

[21]. Changwei Ji, Xiaoxu Dai, Bingjie Ju, Shuofeng Wang, Bo Zhang, Chen Liang, Xiaolong Liu, (2012). Improving the performance of a spark-ignited gasoline engine with the addition of syngas produced by onboard ethanol steaming Refoming, International Journal of Hydrogen Energy, 37, p7860-7868.

[22]. Christopher Severin, Stefan Pischinger, J¨urgen Ogrzewalla (2005). Compact gasoline fuel

processor for passenger vehicle APU. Journal of Power Sources 145, p.675–682.

[23]. Chunfei Wu, Leizhi Wang, Paul T. Williams, Jeffrey Shi, Jun Huang (2011). Hydrogen production from biomass gasification with Ni/MCM-41 catalysts: Influence of Ni content. Applied Catalysis B: Environmental, Vol. 108–109, p6–13.

[24]. Claudia Diehm, Torsten Kaltschmitt, OlK/X Deutschmann (2012). Hydrogen production by partial oxidation of ethanol/gasoline blends over Rh/Al2O3. Catalysis Today, 197, p.90-100. [25]. Cussler E. L. (1984). Diffusion, Mass Transfer in Fluid Systems. Cambridge, New York:

Cambridge University Press.

[26]. D Sutton, S.M Parle, J.R.H Ross (2002). The CO2 Refoming of the hydrocarbons present in a model gas stream over selected catalysts. Fuel Processing Technology, 75, p.45-53. [27]. Dapeng Liu, Raymond Lau, Armando Borgna, Yanhui Yang (2009). Carbon dioxide Refoming of methane to synthesis gas over Ni-MCM-41 catalysts. Applied Catalysis A: General 358, p.110–118.

[28]. David L. Trimm1 and Z. Ilsen Onsan (2001). Onboard fuel conversion for hydrogen-fuel-

cell-driven vehicles. Catalysis Reviews, 43, p.31–84.

[29]. Dimopoulos P. et al (2008). Hydrogen-natural gas blends fuelling passenger car engines: combustion, emissions and well-to-wheels assessment. International Journal of Hydrogen Energy, 33, p7224-7236.

[30]. Dong W. S., H. S. Roh, K. W. Jun, S. E. Park, Y. S. Oh (2004). Methane Refoming over

Ni/Ce-ZrO2 catalysts: effect of nickel content. Appl. Catal. A, 226, p.63-72.

[31]. Edward E. Anderson (1994). Thermodynamics. PWS Publishing Company, Boston MA

02116-4324

[32]. El-Naggar A. Y., S. A. Ghoneim, R. A. El-Salamony, S. A. El-Tamtamy And A. K. El-Morsi (2013). Catalytic Refoming of all hydrocarbons in Natural gas with carbon dioxide to produce Synthesis gas over rhodium-alumina catalyst. Int. J. Chem. Sci, 11(1), p. 39-52. [33]. F. Yuksel F., M.A. Ceviz (2003). Thermal balance of a four stroke SI engine operating

onhydrogen as a supplementary fuel. Energy 28, p1069–1080.

[34]. Ferguson, C. R. (1986). Internal Combustion Engines - Applied thermosciences. John Wiley

& Sons.

[35]. Fichtner, M., (2009). Hydrogen storage. Cambridge University Press, Cambridge, UK.

106

[36]. Gerd Rabenstein, Viktor Hacker (2008). Hydrogen for fuel cells from ethanol by steam- Refoming, partial-oxidation and combined auto-thermal Refoming: A thermodynamic analysis. Journal of Power Sources 185, p1293–1304.

[37]. Ghazi A. Karim (2003). Hydrogen as a spark ignition engine fuel. International Journal of

Hydrogen Energy 28, p569 – 577.

[38]. Gomes Antunes J. M., R. Mikalsen, A.P. Roskilly (2009). An experimental study of a direct injection compression ignition hydrogen engine. International Journal of Hydrogen Energy, 34, p6516 – 6522.

[39]. H. Aoki, H. Kaneko, N. Hasegawa, H. Ishihara, Y. Takahashi, A. Suzuki, Y. Tamaura, ‘Solar H2 production with two-step water splitting of NiFe2O4 using concentrated solar heat’, in 15th Hydrogen Energy Conference proceedings, Yokohama, 2004.

[40]. Heywood, J. B. (1997). Motovehicle Emissions Control: Past Achievements, Future

Prospects. IMechE-The Institution of Engineering, Singapore.

[41]. Hoang D.L., Chan S.H. (2004). Modeling of a catalytic auto-thermal methane reformer for

fuel cell applications. Applied Catalysis A: General, 268, p207–216.

[42]. Hussam H. Ibrahim, Raphael O. Idem (2007). Kinetic studies of the partial oxidation of gasoline (POXG) over a Ni–CeO2 catalyst in a fixed-bed flowreactor. Chemical Engineering Science, 62, p.6582 – 6594.

[43]. Inyong Kang, Joongmyeon Bae, Gyujong Bae (2006). Performance comparison of autothermal Refoming for liquid hydrocarbons, gasoline and diesel for fuel cell applications. Journal of Power Sources 163, p538–546.

[44]. Jack Dempsey (2001). Hydrogen Fuel Cell Engines and Related Technologies-Module 1:

Hydrogen properties. College of the Desert, Palm Desert, CA, USA.

[45]. Jack Dempsey (2001). Hydrogen Fuel Cell Engines and Related Technologies-Module 2:

Hydrogen use. College of the Desert, Palm Desert, CA, USA.

[46]. Jack Dempsey (2001). Hydrogen Fuel Cell Engines and Related Technologies-Module 3: Hydrogen use in internal combustion engines. College of the Desert, Palm Desert, CA, USA. [47]. Jiang Xu, Gilbert F. Froment (1989). Methane steam Refoming, methanation and water-gas

shift: I. Instrinsic kinetic. AIChE Journal 35, p.88-96.

[48]. Jin W., X. Gu, S. Li, P. Huang, N. Xu, J. Shi (2000). Experimental and simulation study on a catalyst packed tubular dense membrane reactor for partial oxidation of methane to syngas. Chemical Engineering Science 55, p.2617–2625.

[49]. Joelmir A.C. Dias.,José M. AssK/X (2004). Autothermal Refoming of methane over Ni/γ- Al2O3 catalysts: the enhancement effect of small quantities of noble metals. J. Power Sources, 130, p.106–110.

[50]. John E. Kirwan, Ather A. Quader and M. James Grieve (2002). Fast Start-Up On-Board Gasoline Reformer for Near Zero Emissions in Spark-Ignition Engines. SAE Technical Paper 2002-01-1011.

[51]. John E. Kirwan, Ather A. Quader and M. James Grieve, (1999). Advanced Engine Management Using On-Board Gasoline Partial Oxidation Refoming for Meeting Super- ULEV (SULEV) Emissions Standards. SAE Technical Paper 1999-01-2927.

[52]. John P. Kopasz, Laura E. Miller and Shabbir Ahmed, Peter Devlin Manuel Pacheco (2002). Refoming Petroleum-Based Fuels for Fuel Cell Vehicles: Composition-Performance Relationships. SAE Technical Paper 2002-01-1885.

[53]. John P. Kopasz, Shabbir Ahmed and Michael Krumpelt, Peter Devlin (2001). Challenges in Refoming Gasoline: All Components are Not Created Equal. SAE Technical Paper 2001-01- 1915.

107

[54]. K. Fujihara, T. Ohno, M. Matsumura, ‘Splitting of water by electrochemical combination of two photocatalytic reactions in TiO2 particles’, J. Chem. Soc., Faraday Trans. 24, pg.3705- 3709, 1998.

[55]. K. Shimizu, M. Fukagawa, A. Sakanishi, ‘Development of PEM water electrolysis type in 15th Hydrogen Energy Conference proceedings,

hydrogen production system’, Yokohama, 2004

[56]. Kaila R. K., A.O.I. Krause (2006). Autothermal Refoming of simulated gasoline and diesel

fuels. International Journal of Hydrogen Energy 31, p.1934 – 1941.

[57]. Koichi Ashida et al. (2015). Study of an on-board fuel reformer and hydrogen-added EGR

combustion in a gasoline engine. SAE Technical paper 2015-01-0902.

[58]. Kristine Drobot Isherwood, Jan-Roger Linna and Peter J. Loftus (1998). Using On-board Fuel Refoming by Partial Oxidation to Improve SI Engine Cold-Start Performance and Emissions. SAE Technical paper 980939.

[59]. Li D.J, Guo L.S. (1996). Combustion of hydrogen-air mixture and NOx formation. Journal

of Combustion Science and Technology, 2, p209-214.

[60]. Liming Shi, David J. Bayless, Michael Prudich (2008). A model of steam Refoming of iso- octane: The effect of thermal boundary conditions on hydrogen production and reactor temperature, International Journal of Hydrogen Energy 33, p.4577 – 4585.

[61]. Linsheng Wang, Kazuhisa Murata, Megumu Inaba (2005). Steam Refoming of gasoline promoted by partial oxidation reaction on novel bimetallic Ni-based catalysts to generate hydrogen for fuel cell-powered automobile applications. Journal of Power Sources, 145, p.707–711.

[62]. M. Laniecki, R. Glowacki, ‘Photocatalysis as a tool in hydrogen generation’, in 15th

Hydrogen Energy Conference proceedings, Yokohama, 2004.

[63]. M. Levent, D. J. Gunn, M. A. El-Bousiffi (2003). Production of hydrogen-rich gases from steam Refoming of methane in an automatic catalytic microreactor Internationl journal of hydrogen energy 28, p945-959.

[64]. M.J. Moran, H.N. Shapiro (1993). Fundamentals of engineering thermodynamics. 2nd

Edition, Wiley, USA, 1993.

[65]. Ma F, Wang J, Wang Y, Wang YF, Li Y, Liu H. (2008). Influence of different volume percent hydrogen/natural gas mixtures on idle performance of a CNG engine. Energy Fuels, 22, p1880-1887.

[66]. Maxim Lyubovsky, Subir Roychoudhury (2004). Novel catalytic reactor for oxidative

Refoming of methanol. Applied Catalysis B: Environmental 54, p 203–215.

[67]. N. Wakao, S. Kaguei and T. Funazkri (1979). Effect of fluid dispersion coefficients on particle-to-fluid heat transfer coefficients in packed beds. Chemical Engineering Science 34, p.325-336.

[68]. Natkin R.J., Tang X., Boyer B., Oltmans B., Denlinger A., Heffel J.W. (2003). Hydrogen IC

engine boosting performance and NOx study. SAE paper 2003-01-0631.

[69]. Newson E., T.B. Truong (2003). Low-temperature catalytic partial oxidation of hydrocarbons (C1–C10) for hydrogen production. International Journal of Hydrogen Energy 28, p.1379 – 1386.

[70]. Numaguchi T, Kikuchi K. (1988). Intrinsic kinetics and design simulation in a complex reaction network: steam-methane Refoming. Chemical Engineering Science 43, p.2295– 2301.

108

[71]. Osamu Sadakane, Kenichiro Saitoh and Koji Oyama, Noboru Yamauchi and Hiroshi Komatsu (2003). Fuel-Cell Vehicle Fuels: Evaluating the Refoming Performance of Gasoline Components. SAE Technical Paper 2003-01-0414.

[72]. Pacheco M, Sira J, Kopasz J. (2003). Reaction kinetics and reactor modeling for fuel processing of liquid hydrocarbons to produce hydrogen: isooctane Refoming. Appl Catal A Gen, 250, p.161–175.

[73]. Praveen K. Cheekatamarla, Alan M. Lane (2005). Efficient bimetallic catalysts for hydrogen generation from diesel fuel. International Journal of Hydrogen Energy, 30, p.1277-1285. [74]. Rajendra Prasath B., E.Leelakrishnan, N. Lokesh, H. Suriyan, E. Guru Prakash, K. Omur Mustaq Ahmed (2012). Hydrogen Operated Internal Combustion Engines – A New Generation Fuel. International Journal of Emerging Technology and Advanced Engineering, vol. 2, p52-57.

[75]. Richard I. Masel (2001). Chemical Kinetics and Catalysis. Wiley-Interscience, New York.

ISBN 0-471-24197-0.

[76]. S. Gordon, B.J. McBride (1976). Computer Program for Calculation of Complex Chemical Equilibrium Compositions, Rocket Performance, Incident and R efleaed Shocks, and Chapman-Jouguet Detonations. NASA SP-273, Interim Revision, March 1976.

[77]. Santoso W. B., A. Nur, S. Ariyono1 (2010). Combustion characteristics of a diesel-hydrogen dual fuel engine. National Conference in Mechanical Engineering Research and Postgraduate Studies (2nd NCMER 2010).

[78]. Saravanan N., G. Naganajan, C. Dhanasekaran and K. M. Kalaiselvan (2007). Experimental investigation of hydrogen fuel injection in DI dual fuel diessel engine. SAE paper 2007-01- 1465.

[79]. Sebastian Verhelst, Thomas Wallner (2009). Hydrogen-fueled internal combustion engines.

Progress in Energy and Combustion Science, Vol.35, Issue 6, p490–527.

[80]. Seo Y.S., A. Shirley, S.T. Kolaczkowski (2002). Evaluation of thermodynamically favourable operating conditions for production of hydrogen in three different Refoming technologies. J. Power Sources; 108: 213–225.

[81]. Shayler, P. J., Hayden, D. J. and Ma, T. (1999). Exhaust System Heat Transfer and Catalytic

Converter Performance. SAE paper 1999-01-0453.

[82]. Sopena C., P.M. Dieguez, D. Sainz, J.C. Urroz, E. Guelbenzu, L.M. Gandı (2010). Conversion of a commercial spark ignition engine to run on hydrogen: Performance comparison using hydrogen and gasoline. International Journal of Hydrogen Energy, 35, p1420-1429.

[83]. Stefan Wieland, Frank Baumann and Karl A. Starz (2001). New Powerful Catalysts for Autothermal Refoming of Hydrocarbons and Water-Gas Shift Reaction for on-board Hydrogen Generation in Automotive PEMFC Applications. SAE Technical Paper 2001-01- 0234.

[84]. Syed, M.T., Sherif, S.A., Veziroglu, T.N., Sheffield, J.W., (1998). An economic analysis of three hydrogen liquefaction systems. International Journal of Hydrogen Energy 23, p.565- 576.

[85]. Tang X, Kabat DM, Natkin RJ, Stockhausen WF, Heffel J. (2002). Ford P2000 hydrogen

engine dynamometer development. SAE paper 2002-01-0242.

[86]. Thorsten Allgeier, Martin Klenk and Tilo Landenfeld, Enrico Conte and Konstantinos Boulouchos, Jan Czerwinski, (2004). Advanced Emission and Fuel Economy Concept Using Combined Injection of Gasoline and Hydrogen in SI-Engines. SAE Technical Paper 2004- 01-1270.

109

[87]. Tien Ho, Vishy Karri, Daniel Lim, Danny Barret, (2008 ). An investigation of engine performance parameters and artificial intelligent emission prediction of hydrogen powered car. International Journal of Hydrogen Energy, 33, p3837 – 3846.

[88]. Toru Miyamoto, Hirokazu Hasegawa, Masato Mikami, Naoya Kojima, Hajime Kabashima, Yasuhiro Urata, (2011). Effect of hydrogen addition to intake gas on combustion and exhaust emission characteristics of a diesel engine. International Journal of Hydrogen Energy, 36, p13138-13149.

[89]. Tsolakis A.,A.Megaritis (2005). Partially premixed charge compression ignition engine with on-board H2 production by exhaust gas fuel Refoming of diesel and biodiesel. International Journal of Hydrogen Energy, 30, p731 – 745.

[90]. Van Blarigan P. and J. 0. Keller. (1998) A hydrogen fuelled internal combustion engine

designed For single speed/power operation. Int. J. Hyrlvogen Energy, 23, p603-609.

[91]. Van der Zwaan, B.C.C., Schoots, K., Rivera-Tinoco, R., Verbong, G.P.J., (2011). The cost of pipelining climate change mitigation: An overview of the economics of CH4, CO2 and H2 transportation. Applied Energy 88, p.3821-3831.

[92]. Varde K.S., (1981). Combustion characteristics of small spark ignition engines using

hydrogen supplemented fuel mixtures. SAE paper No. 810921.

[93]. Verhelst S., P. Maesschalck, N. Rombaut, R. Sierens, (2009). Efficiency comparison between hydrogen and gasoline on a bi-fuel hydrogen/gasoline engine. International Journal of Hydrogen Energy, 34, p2504 – 2510.

[94]. Villegas L, N. Guilhaume, H. Provendier, C. Danielb, F. Masset, C. Mirodatos (2005). A combined thermodynamic/experimental study for the optimisation of hydrogen production by catalytic Refoming of isooctane. Applied Catalysis A: General, 281, p.75–83.

[95]. Wagner A.L., J. P. Wagner, T. R. Krause and J. D. Carter (2002). Autothermal Refoming Catalyst Development for Fuel Cell Applications, SAE Technical Paper 2002-01-1884. [96]. Wang L. et al (2004). Conversion of gasoline to hydrogen by coupling reactions of steam Refoming and water gas shift on highly active multifunctional catalysts, 15th World Hydrogen Energy Conference, Yokohama 2004.

[97]. Welch A., Mumford D., Munshi S., Holsbery J., Boyer D., Younhins M., Jung H. (2008). Challenges in developing hydrogen direct injection technology for internal combustion engines. SAE paper 2008-01-2379.

[98]. White C. M., R.R. Steeper, A.E. Lutz (2006). The hydrogen-fueled internal combustion engine: a technical review. International Journal of Hydrogen Energy, 31 p1292 – 1305. [99]. Xiaoxu Dai, Changwei Ji, Shuofeng Wang, Chen Liang, Xiaolong Liu, Bingjie Ju (2012). Effect of syngas addition on performance of a spark-ignited gasoline engine at lean conditions. International Journal of Hydrogen Energy, 37, p14624-14631.

[100]. Yang, C., Ogden, J.M., (2007). Determining the lowest-cost hydrogen delivery mode.

International Journal of Hydrogen Energy 32, p.268.

[101]. Yousri M.A. Welaya, Mohamed M. El Gohary 1, Nader R. Ammar (2012). Steam and partial oxidation Refoming options for hydrogen production from fossil fuels for PEM fuel cells. Alexandria Engineering Journal 51, p69–75.

[102]. Zhang Z. L., X.E. Verykios (2009). Carbon dioxide Refoming of methane to synthesis gas

over supported Ni catalysts. Catalysis Today 21, p.589-595.

[103]. Zhu, W., Xiong, G., Han, W., Yang, W., (2004). Catalytic partial oxidation of gasoline to

syngas in a dense membrane reactor. Catalysis Today, vol. 93–95, p257–261.

110

[104]. Zuo-yu Sun, Fu-Shui Liu, Xing-hua Liu, Bai-gang Sun, Da-Wei Sun, (2012). Research and development of hydrogen fuelled engines in China. International Journal of Hydrogen Energy, 37, p664 – 681.

111

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA

LUẬN ÁN

1. Hoang Dinh Long, Pham Ngoc Anh, 2012. Numerical study of on-board gasoline steam biến đổi nhiệt hóa to produce hydrogen-rich gas for IC engine application, The 5th AUN/SEED-Net Regional Conference on New/Renewable Energy, HUST, September 26-27, 2012, tr 158÷163.

2. Tran Thi Thu Huong, Pham Ngoc Anh, Hoang Dinh Long, Le Anh Tuan, 2012 Reducing Exhaust Emissions of Motorcycle Engine with the Addition of Hydrogen- rich Gas Produced by Onboard Gasoline Steam reforming, The 2nd International conference on automotive technology, engine and alternative fuels - ICAEF2012 - Ho

Chi Minh City, Vietnam December 4-5, 2012, tr 165÷170.

3. Phạm Ngọc Anh, Hoàng Đình Long, Nguyễn Duy Vinh, Lê Anh Tuấn, 2013. Tận dụng nhiệt khí thải để cải thiện hiệu suất nhiệt và đặc tính phát thải của động cơ đốt

trong qua xử lý hóa một phần nhiên liệu, Hội nghị khoa học và công nghệ toàn quốc

lần thứ III, tháng 4/2013, tr 862 ÷ 868.

4. Hoang Đinh Long, Pham Ngoc Anh, 2014. Modelling of NOx Formation in 4-Stroke Motorcycle Engine Fuelled with Gasoline and Hydrogen-rich Gas. The 7th

AUN/SEED-Net Regional Conference on Mechanical and Manufacturing Engineering,

Hanoi September 10, 2014.

5. Hoàng Đình Long, Phạm Ngọc Anh, 2016. Nghiên cứu phương pháp tạo khí giàu hydro cung cấp cho động cơ xăng ở chế độ chạy không tải và tải nhỏ. Tạp chí khoa học

công nghệ, Trường ĐH CN Hà Nội, số 33 tháng 4/2016, ISSN 1859-3585.

6. Hoàng Đình Long, Phạm Ngọc Anh, 2016. Ảnh hưởng của chế độ tải của động cơ đến hiệu quả biến đổi nhiệt hóa xăng của bộ xúc tác tận dụng nhiệt khí thải. Tạp chí khoa

học công nghệ, Trường ĐH CN Hà Nội, số 34 tháng 6/2016, ISSN 1859-3585.

112

7. Hoang Đinh Long, Pham Ngoc Anh, 2016. Study on Hydrogen-Rich Gas Formation for Gasoline Engine by on-Board Gasoline Steam Reforming with Exhaust Gas Energy Recovery, Tạp chí Khoa học và Công nghệ 115 (2016) tr 92 ÷ 96

PHỤ LỤC

Integer it,ig,ir,iz,jr

Phụ lục 1. Chương trình tính toán mô phỏng quá trình phản ứng biến đổi nhiệt hóa xăng C-Chuong trinh tinh qua trinh phan ung nhiet hoa xang tan dung nhiet khi thai-C C-----------------------------------------------------------------------------C Implicit double precision(a-h,k-z) Parameter (igmax=7,itmax=3000,irmax=8,izmax=128,delt=0.01,delrz=1.25e-3,

& eta1=1.,eta2=1.,eta3=1.,eta4=1.,eta5=1.,sopi=3.14159,bw=0.005, Scata=155., & Voidg=0.35,ropore=750.,rocat=73.5e3,Rg=8.314,dp=1.75e-3, jr=1, shi=0.35,

Input data (can be varied according to operating conditions)

pgas=1.013, heat=1.,Tw0=373., Tgasin=873., af=0.,wf=20., Tairin=873., o2permea=0., pair=1.013, vkt=0.013,afratio=1.,& hmem=5.e-6, time1=-11., multiv1=4., time2=-8.,multiv2=1./4., time3=-5., multiv3=6.)

& & &

dimension c(igmax,0:irmax,-1:izmax+1),cg(igmax),s(0:irmax), r(igmax),T(0:irmax,-1:izmax+1),Tt(0:irmax,-1:izmax+1), & cin(igmax),d(igmax),pi(igmax), Tg(-1:izmax+1), & htt(-1:izmax+1),cpct(igmax),cpctd(igmax),ctr(0:irmax), & cir1(0:irmax),cir2(0:irmax),cir3(0:irmax),cir4(0:irmax), & cir5(0:irmax),cir6(0:irmax),cird1(0:irmax),cird2(0:irmax), & cird3(0:irmax), cird4(0:irmax),cird5(0:irmax),cird6(0:irmax), & Tair(-1:izmax+1),moxy(-1:izmax+1),coxy(-1:izmax+1),o2p(-1:izmax+1), & o2fz(0:izmax),vgasl(0:izmax),Rgmc(0:izmax),u(0:izmax), & Tgtb(0:izmax),Mgas(0:izmax),ctong(0:izmax) &

Kgas(x)=0.0241*(x/273.15)**0.8 cp1(x)=(3.826-3.979e-3*x+24.558e-6*x**2 & -22.733e-9*x**3+6.963e-12*x**4)*8.314 !c8 (J/molK) cp2(x)=(3.626-1.878e-3*x+7.055e-6*x**2 & -6.764e-9*x**3+2.156e-12*x**4)*8.314 !O2 cp3(x)=(2.401+8.735e-3*x-6.607e-6*x**2 & +2.002e-9*x**3)*8.314 !CO2 cp4(x)=(4.070-1.108e-3*x+4.152e-6*x**2 & -2.964e-9*x**3+0.807e-12*x**4)*8.314 !H2O cp5(x)=(3.710-1.619e-3*x+3.692e-6*x**2 & -2.032e-9*x**3+0.240e-12*x**4)*8.314 !CO cp6(x)=(3.057+2.677e-3*x-5.810e-6*x**2 & +5.521e-9*x**3-1.812e-12*x**4)*8.314 !H2 cp7(x)=(3.675-1.208e-3*x+2.324e-6*x**2 & -0.632e-9*x**3-0.226e-12*x**4)*8.314 !N2

Gas and cat properties roair(x)=3.272085835937375-1.184671428858174E-002*x & +2.144428819259403E-005*x**2-2.055296862478115E-008*x**3 & +9.943716974866197E-012*x**4-1.908422866755830E-015*x**5 Cpair(x)=(0.94012+3.62574e-4*x-6.02897e-8*x**2)*1.e+3 Kcatx(x)=(132.521-.586897*x+1.23475e-3*x**2-1.35597e-6*x**3 & +7.41176e-10*x**4-1.58095e-13*x**5)*0.5 cpcatx(x)=(1.071+1.56e-4*x-3.435e4/x**2)*1.e3 Mvisg(x)=(4.08827+4.71217e-2*x-9.5954e-6*x**2)*1.e-6 Nvisg(x)=(-11.18181+0.064235*x+6.37637e-5*x**2)*1.e-6 Hang so dong hoc phan ung Theo mo hinh Ma c kr1(x)=2.935e2*exp(-30.8e3/Rg/x)*1.5 Ka1(x)=2.02e-3*exp(36.33e3/Rg/x) Ka2(x)=7.4e-5*exp(57.97e3/Rg/x) Theo mo hinh power c kpl(x)=2.58e8*exp(-166.e3/Rg/x) kr2(x)=2.61e9*exp(-240.1e3/Rg/x)*1.5e0 kr3(x)=2.78e-5*exp(-23.7e3/Rg/x) kr4(x)=1.52e7*exp(-243.9e3/Rg/x)*1.5e1 kr5(x)=1.55e1*exp(-67.1e3/Rg/x) Kadr1(x)=6.65e-4*exp(38.3e3/Rg/x) Kadr4(x)=1.57e4*exp(-88.7e3/Rg/x) Kadr5(x)=8.23e-5*exp(70.6e3/Rg/x)

!C8H18 !H2O !CO

113

!H2

Kadr6(x)=6.12e-9*exp(82.9e3/Rg/x) Kc2(x)=5.75e12*exp(-11476./x) Kc3(x)=2.53e10*exp(-21646./x) Kc4(x)=7.24e10*exp(-21646./x) Kc5(x)=1.26e-2*exp(4639./x)

Gas diffusion coefficient Ddf1(x)=6.869e-10*x**1.823*1.2 Ddf2(x)=6.229e-10*x**1.823*1.2 Ddf3(x)=4.976e-10*x**1.823*1.2 Ddf4(x)=9.746e-10*x**1.823*1.2 Ddf5(x)=7.147e-10*x**1.823*1.2 Ddf6(x)=2.141e-9*x**1.823*0.5 Ddf7(x)=5.827e-10*x**1.823*1.2 Definition of data file open(1,file='e:\predict\DataTime.dat') open(4,file='e:\predict\DctLtmax.dat') open(41,file='e:\predict\DavLtmax.dat') open(42,file='e:\predict\DraLtmax.dat') write(1,50)'Time(m)','Twi','Two',

'c8d','O2d','CO2d','H2Od','COd','H2d', 'c8w','O2w','CO2w','H2Ow','COw','H2w', 'mfin','mfout','mfcv','c8cvt','molH2','H2/fin','H2/fcv',

'Qt','Qt/fin','Qt/fcvt','molgoutd'

& 'c8d','O2d','CO2d','H2Od','COd','H2d',

!tong mol khi nap /mol nl !ty le mol nhien lieu !O2 !CO2 !H2O !CO !H2 !N2

cin(5)*28.+cin(6)*2.+cin(7)*28)

molfin=molgasin*Cin(1)

mixgas=1.+af+wf cin(1)=1./mixgas cin(2)=1./mixgas*af*0.21 cin(3)=0 cin(4)=1./mixgas*wf cin(5)=0 cin(6)=1.e-10 cin(7)=1./mixgas*af*0.79 mmolgin=(cin(1)*114.+cin(2)*32.+cin(3)*44.+cin(4)*18.+ & Rgmin=8314./mmolgin pt=pgas T0=Tw0 Tgin=Tgasin volcata=sopi*(irmax*delr)**2*izmax*delz*1000. SV=88.*(1+wf+af)*2. vgasin=SV*volcata vin=vgasin*1.e-3/3600. uin=vin/sopi/(irmax*delr)**2/voidg molgasin=vin*293./Tgin/22.4*1000.

u(iz)=uin

& & & & 'CO/fin','CO/fcv','CO2/fin','CO2/fcv','mH2O/fin','mH2O/fcv', & write(4,61)'len','Tg','Tw','c8cvt', & 'c8w','O2w','CO2w','H2Ow','COw','H2w','Q' write(41,61)'len','Tgtb','Tr0', & 'c8d','O2d','CO2d','H2Od','COd','H2d', & 'c8w','O2w','CO2w','H2Ow','COw','H2w', & 'mfin','mfout','mfcvt','c8cvt','molH2', & 'molH2fin','molH2fcv','molCOfin','molCOfcv', & 'molCO2fi','molCO2fc','molH2Ofi','molH2Ofc' delr=delrz delz=delrz Initial conditions:t=0 mgasin=molgasin*mmolgin/1000. mfin=molfin*114/1000.

vc8in=vgasin/mixgas do iz=0,izmax end do Sgeo=sopi/0.75/dp Void=voidg time=0. do ig=1,igmax

114

!mol/m3

c(ig,ir,iz)=cin(ig)*pt*1.e5/8.314/Tgin

do iz=-1,0 end do

do ir=0,irmax end do

Rgmc(iz)=Rgmin vgasl(iz)=vin Mgas(iz)=mmolgin

Tair(iz)=Tairin htt(iz)=1.e-1

T(ir,iz)=500.

do iz=-1,izmax+1 end do T(ir,0)=Tw0

s(ir)=(irmax-ir+1)**2-(irmax-ir)**2

end do do iz=0,izmax end do vairintg=vgasin/(1.+wf)*afratio vairin=vairintg*Tairin/Tgin molairin=pair*1.e5*vairin*1.e-3/3600./8.314/Tairin moxy(-1)=0 moxy(0)=0 mnit=0.79*molairin coxy(-1)=0 coxy(0)=0 do iz=0,1 end do do ir=0,irmax end do Tg(0)=Tgin Tg(-1)=Tgin do ir=1,irmax end do vairin=vkt dout=2*((irmax*delr)+bw) airVelo=vairin*4./3600./sopi/((dout+0.02)**2-dout**2) airRe=airvelo*dout/68.e-6 Nuair=0.023*0.695**0.333*airRe**0.8 houter=nuair*52.e-3/dout

len=0 time=0

do iz=-1,izmax+1 T(0,iz)=Tw0 end do

c(4,ir,iz)+c(5,ir,iz)+c(6,ir,iz)+c(7,ir,iz)

Start *************************************************************************** do 100 it=1,itmax

do ir=0,irmax end do Qt=0 time=time+delt moleo2=0 do 200 ir=0,irmax do 300 iz=0,izmax if (Tg(iz) .lt. 300.) Tg(iz)=300. if (T(ir,iz) .lt. 400.) T(ir,iz)=400. if (Tg(iz) .lt. 1100.) Tga=Tg(iz) if (Tg(iz) .ge. 1100.) Tga=1100. if (T(ir,iz) .lt. 1100.) Tw=T(ir,iz) if (T(ir,iz) .ge. 1100.) Tw=1100. cpcat=cpcatx(Tw) K=Kcatx(Tw) ctotal=c(1,ir,iz)+c(2,ir,iz)+c(3,ir,iz)+ & do ig=1,igmax

cpct(ig)=c(ig,ir,iz)/ctotal if (cpct(ig) .lt. 1.e-30) cpct(ig)=1.e-30

115

CJh=0.91*Re**(-0.51)*shi

CJh=0.61*Re**(-0.41)*shi

pi(ig)=cpct(ig)*pt if (pi(ig) .lt. 0) pi(ig)=0

ph2=pt*3.e-2

ph2=pi(6)

end do if (cpct(2) .lt. 1.e-12) Rre1=0 cpg=(cp1(Tga)*cpct(1)+cp2(Tga)*cpct(2)+ & cp3(Tga)*cpct(3)+cp4(Tga)*cpct(4)+ & cp5(Tga)*cpct(5)+cp6(Tga)*cpct(6)+ & cp7(Tga)*cpct(7))*1000./Mgas(iz) Rgm=8.314e3/Mgas(iz) if(ir .eq. irmax) Rgmc(iz)=Rgm rog=pt*1.e5/Rgm/Tg(iz) mvis=mvisg(Tga) Kga=Kgas(Tga) G0=u(iz)*rog Re=G0/Sgeo/mvis/shi if (Re .lt. 50.) then else end if hc=CJh*cpg*G0/(cpg*mvis/Kga)**(2./3.) ntu=hc*delz*Sgeo/u(iz)/rog/cpg Tg(iz+1)=T(ir,iz)+(Tg(iz)-T(ir,iz))*exp(-ntu) A=ropore*cpcat do ig=1,igmax end do if (pi(6) .lt. pt*3.e-2) then else end if

Q1=1.+Ka1(T(ir,iz))*pi(1)+Ka2(T(ir,iz))*pi(2)**0.5 Rre1=eta1*kr1(T(ir,iz))*pi(1)*pi(2)**0.5/Q1**2 Q2=1.+Kadr5(T(ir,iz))*pi(5)+Kadr6(T(ir,iz))*pi(6)+

Rre3=eta3*kr3(T(ir,iz))*pi(1)* pi(3)*(1-(pi(5)**2*pi(6)**2)/(Kc3(T(ir,iz))*pi(8)*pi(3))) Rre4=eta4*kr4(T(ir,iz))/ph2**3.5*(pi(1)* pi(4)**2-pi(6)**4*pi(3)/Kc4(T(ir,iz)))/Q2**2 Rre5=eta5*kr5(T(ir,iz))/ph2*(pi(5)*pi(4)-

!C8H18 !O2 !CO2 !H2O !CO !H2 !N2

-980.e3*Rre4+41.e3*Rre5)

Rre2=eta2*kr2(T(ir,iz))/ph2**2.5*(pi(1)*pi(4) & -pi(6)**3*pi(5)/Kc2(T(ir,iz)))/Q2**2 & & & pi(6)*pi(3)/Kc5(T(ir,iz)))/Q2**2 r(1)=-(Rre1+Rre2+Rre3+Rre4) r(2)=-12.5*Rre1 r(3)=8.*Rre1-8.*Rre3+8.*Rre4+Rre5 r(4)=9.*Rre1-8.*Rre2-16.*Rre4-Rre5 r(5)=8.*Rre2+16.*Rre3-Rre5 r(6)=17.*Rre2+9.*Rre3+25.*Rre4+Rre5 r(7)=0 Q=rocat*(5065.e3*Rre1-1310.e3*Rre2-1639.e3*Rre3 & Qt=Qt+Q*sopi*delr**2*((irmax-ir)**2-(irmax-ir-1)**2)*delz

& Kadr1(T(ir,iz))*pi(1)+Kadr4(T(ir,iz))*pi(4)/ph2 Dispersion coefficent

d(1)=void*(sqrt(void)*Ddf1(T(ir,iz))/pt*1.013+0.5*dp*u(iz)) d(2)=void*(sqrt(void)*Ddf2(T(ir,iz))/pt*1.013+0.5*dp*u(iz)) d(3)=void*(sqrt(void)*Ddf3(T(ir,iz))/pt*1.013+0.5*dp*u(iz)) d(4)=void*(sqrt(void)*Ddf4(T(ir,iz))/pt*1.013+0.5*dp*u(iz)) d(5)=void*(sqrt(void)*Ddf5(T(ir,iz))/pt*1.013+0.5*dp*u(iz)) d(6)=void*(sqrt(void)*Ddf6(T(ir,iz))/pt*1.013+0.5*dp*u(iz)) d(7)=void*(sqrt(void)*Ddf7(T(ir,iz))/pt*1.013+0.5*dp*u(iz))

o2p(iz)=0

if (ir .eq. 0) then Tmem=0.5*T(ir,iz)+0.5*Tair(iz) if (cpct(2) .ge. coxy(iz)*pair/pt) then else

o2p(iz)=7.34e-7*exp(-62700./Rg/Tmem)*Tmem/hmem*

116

log(coxy(iz)*pair/(cpct(2)*pt))*o2permea

o2p(iz)=0 moxy(iz+1)=moxy(iz)-2.*sopi*((irmax*delr)+bw)*delz*o2p(iz) coxy(iz+1)=moxy(iz+1)/(moxy(iz+1)+mnit) moleo2=moleo2+2.*sopi*((irmax*delr)+bw)*delz*o2p(iz) if(iz .eq. 0) moleo2=0 moleo2=0 o2fz(iz)=moleo2/(pt*1.e5*vc8in*1.e-3/3600./8.314/Tgin) Tair(iz+1)=Tair(iz)+2.*sopi*((irmax*delr)+bw)*delz*htt(iz)* (T(0,iz)-Tair(iz))/ (moxy(iz)*cp2(Tair(iz))+mnit*cp7(Tair(iz))) do ig=1,igmax c(ig,ir,iz+1)=delz/u(iz)* (u(iz)*c(ig,ir,iz)/delz+rocat*r(ig)+ d(ig)/delr**2*(c(ig,ir+1,iz)-c(ig,ir,iz))- d(ig)/(irmax-ir)/delr**2*(c(ig,ir+1,iz)-c(ig,ir,iz))) if (c(ig,ir,iz+1) .lt. 0) c(ig,ir,iz+1)=0 end do

(u(iz)*c(ig,ir,iz)/delz+rocat*r(ig)+ d(ig)/delr**2*(c(ig,ir+1,iz)-2*c(ig,ir,iz)+c(ig,ir-1,iz))- d(ig)/(irmax-ir)/delr**2*(c(ig,ir+1,iz)-c(ig,ir,iz)))

& & & else if (ir .gt. 0 .and. ir .lt. irmax) then & & &

& end if & & &

do ig=1,igmax c(ig,ir,iz+1)=delz/u(iz)* if (c(ig,ir,iz+1) .lt. 0) c(ig,ir,iz+1)=0 end do Bt2=(1./delt-2.*K/A/delz**2-2.*K/A/delr**2+ K/A/(irmax-ir)/delr**2-Sgeo*hc/A) Tt(ir,iz)=delt*((K/A/delr**2-K/A/(irmax-ir)/delr**2)* T(ir+1,iz)+K/A/delr**2*T(ir-1,iz)+ K/A/delz**2*(T(ir,iz+1)+T(ir,iz-1))+Bt2*T(ir,iz)+ Q/A+Sgeo*hc/A*Tg(iz))

(u(iz)*c(ig,ir,iz)/delz+rocat*r(ig)+ 2*d(ig)/delr**2*(2*c(ig,ir-1,iz)-2*c(ig,ir,iz)))

c(ig,ir,iz+1)=delz/u(iz)* if (c(ig,ir,iz+1) .lt. 0) c(ig,ir,iz+1)=0 !c(ig,ir,iz)

Bt1=(1./delt-2.*K/A/delz**2-4.*K/A/delr**2-Sgeo*hc/A) Tt(ir,iz)=delt*(2.*K/A/delr**2*(T(ir-1,iz)+T(ir-1,iz))+

K/A/delz**2*(T(ir,iz+1)+T(ir,iz-1))+Bt1*T(ir,iz)+ Q/A+Sgeo*hc/A*Tg(iz))

c(4,ir,iz)+c(5,ir,iz)+c(6,ir,iz)+c(7,ir,iz)

cpct(ig)=c(ig,ir,iz)/ctotal

if (it .eq. itmax .and. ir .eq. irmax .and. mod(iz,4) .eq. 0) then ctotal=c(1,ir,iz)+c(2,ir,iz)+c(3,ir,iz)+ & do ig=1,igmax end do do ig=1,igmax cpctd(ig)=cpct(ig)/(1.-cpct(4)) end do c8cvt=(mfin-c(1,ir,iz)*vgasl(iz)*114./1000.)/mfin write(4,62)iz*delz,Tg(iz),T(ir,iz),c8cvt,

(cpct(ig)*100.,ig=1,igmax-1),Qt

end if

void/mvis)**0.8*(mvis*cpg/kga)**0.33

hiner=0.027*kga/2./(irmax*delr)*(2*(irmax*delr)*u(iz)*rog/ Raa=dout**3*9.81/Tair(iz)*100.*0.7/(21.e-6)**2 htt(iz)=1./(1./hiner+bw/10.7+1./houter)*heat

& & & else if (ir .eq. irmax) then do ig=1,igmax & & end do & & end if C**** Ptint data in z direction & (cpctd(ig)*100.,ig=1,igmax-1), & C**** Tinh he so truyen nhiet qua thanh

if (ir .eq. irmax-1) then & end if

117

Tgtb(iz)=Tg(iz)

cg(ig)=cg(ig)+s(ir)*c(ig,ir,iz)/(irmax**2*1.)

Tgtb(iz)=0 do ir=1,irmax end do do ig=1,igmax cg(ig)=0 do ir=1,irmax end do end do

ctong(iz)=ctotal

cpct(ig)=cg(ig)/ctotal

u(iz)=vgasl(iz)/(sopi*irmax**2*delr**2*voidg) molgout=Mgasin/Mgas(iz)*1000. mfout=molgout*cpct(1)*114./1000.

molCO2fi=molgout*cpct(3)/mfin/1000. molCO2fc=molgout*cpct(3)/gf/1000. mH2Ofin=molgout*cpct(4)*18./mfin/1000. mH2Ofcv=molgout*cpct(4)*18./gf/1000. molCOfin=molgout*cpct(5)/mfin/1000. molCOfcv=molgout*cpct(5)/gf/1000. molH2=molgout*cpct(6) molH2fin=molH2/mfin/1000. molH2fcv=molH2/gf/1000. molgoutd=molgout*(1.-cpct(4))

o2fratio=moleo2/(pt*1.e5*vc8in*1.e-3/3600./8.314/Tgin) o2fratio=0 Do iz=0,izmax ctotal=cg(1)+cg(2)+cg(3)+cg(4)+cg(5)+cg(6)+cg(7) do ig=1,igmax end do do ig=1,igmax cpctd(ig)=cpct(ig)/(1.-cpct(4)) end do Mgas(iz)=cpct(1)*114.+cpct(2)*32.+cpct(3)*44.+ & cpct(4)*18.+cpct(5)*28.+cpct(6)*2.+ & cpct(7)*28. vgasl(iz)=Mgasin/Mgas(iz)*22.4*Tgtb(iz)/293. gf=mfin-mfout+1.e-10 c8cvt=gf/mfin*100. if (mod(it,100) .eq. 0 .and. iz .eq. izmax) then

Qt=Qt+mfin*386.e3 Qtf=Qt/mfin/1000. Qtfcvt=Qt/gf/1000. write(1,56)time,T(irmax,2),T(irmax,izmax),

mfin*1000.,mfout*1000.,gf*1000.,c8cvt,molH2,molH2fin,molH2fcv,

mmolgin,Mgas(iz),mfin*1000.,molgoutd

!itmax

mfin*1000.,mfout*1000.,gf*1000.,c8cvt,molH2,molH2fin,molH2fcv,

300 continue 200 continue & (cpctd(ig)*100.,ig=1,igmax-1),(cpct(ig)*100.,ig=1,igmax-1), & & molCOfin,molCOfcv,molCO2fi,molCO2fc,mH2Ofin,mH2Ofcv, Qt,Qtf,Qtfcvt,molgoutd & write(*,54)time,cpctd(6)*100.,c8cvt,molgasin, molgout, & endif if (it .eq. itmax .and. mod(iz,2) .eq. 0) then write(41,62)iz*1./izmax,Tgtb(iz),T(0,iz), & (cpctd(ig)*100.,ig=1,igmax-1),(cpct(ig)*100.,ig=1,igmax-1), & & molCOfin,molCOfcv,molCO2fi,molCO2fc,mH2Ofin,mH2Ofcv

end if if (it .eq. itmax .and. iz .eq. izmax ) & write(*,*) c(2,ir,iz),pi(2),Rre1,r(1),r(2),r(3),r(4),r(5),r(6), Q end do do iz=0,izmax if (it .eq. itmax .and. mod(iz,4) .eq. 0) then

do ir=0,irmax

118

ctr(ir)=c(1,ir,iz)+c(2,ir,iz)+c(3,ir,iz)+c(4,ir,iz)+ c(5,ir,iz)+c(6,ir,iz)+c(7,ir,iz) cir1(ir)=c(1,ir,iz)/ctr(ir) cir2(ir)=c(2,ir,iz)/ctr(ir) cir3(ir)=c(3,ir,iz)/ctr(ir) cir4(ir)=c(4,ir,iz)/ctr(ir) cir5(ir)=c(5,ir,iz)/ctr(ir) cir6(ir)=c(6,ir,iz)/ctr(ir)

&

cird1(ir)=c(1,ir,iz)/(ctr(ir)-c(4,ir,iz)) cird2(ir)=c(2,ir,iz)/(ctr(ir)-c(4,ir,iz)) cird3(ir)=c(3,ir,iz)/(ctr(ir)-c(4,ir,iz)) cird4(ir)=c(4,ir,iz)/(ctr(ir)-c(4,ir,iz)) cird5(ir)=c(5,ir,iz)/(ctr(ir)-c(4,ir,iz)) cird6(ir)=c(6,ir,iz)/(ctr(ir)-c(4,ir,iz))

end do

(cird1(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), (cird2(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), (cird3(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), (cird4(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), (cird5(ir)*100.,ir=0,irmax,jr),

Tt(0,iz)=1./(1.+htt(iz)*delr/K)* (Tt(1,iz)+htt(iz)*delr/K*Tair(iz))

T(ir,iz)=Tt(ir,iz)

do iz=0,izmax end do T(ir,-1)=T(ir,0) T(ir,izmax+1)=T(ir,izmax)

c(ig,ir,0)=cin(ig)*pt*1.e5/8.314/Tgin c(ig,ir,-1)=c(ig,ir,0)

35(1x,f6.2),7(1x,f6.3),28(1x,f6.2))

write(42,72)iz*delz,(T(ir,iz),ir=0,irmax,jr), & & & & & & (cird6(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), (cir1(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), & (cir2(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), & (cir3(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), & (cir4(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), & & (cir5(ir)*100.,ir=0,irmax,jr), & (cir6(ir)*100.,ir=0,irmax,jr) end if end do do iz=0,izmax & end do do ir=0,irmax end do do ir=0,irmax do ig=1,igmax end do end do 100 continue 50 format(1x,A6,2(1x,A6),12(1x,A5),17(1x,A20)) 51 format(1x,A7,7(1x,A8)) 52 format(1x,A7,7(1x,f8.6)) 53 format(1x,A7,3(1x,f15.5)) 54 format(3(1x,f5.0),10(1x,f9.6)) 55 format(1x,f6.2,2(1x,f6.0),6(1x,f6.2)) 56 format(1x,f6.0,2(1x,f6.0),12(1x,f5.1),17(1x,f20.9)) 57 format(1x,f7.2,7(1x,f8.2)) 58 format(1x,f7.3,7(1x,f8.2)) 59 format(1x,f7.0,7(1x,f8.2)) 60 format(1x,I3,1x,f10.0,1x,f15.6,6(1x,f8.2)) 61 format(1x,A10,2(1x,A6),12(1x,A5),13(1x,A20)) 62 format(1x,f10.6,2(1x,f6.0),12(1x,f5.1),13(1x,f20.9)) 63 format(1x,I2,1x,f6.0,6(1x,f6.3),2(1x,f6.0),2(1x,f6.3)) 71 format(92(1x,A6)) 72 format(1x,f6.3,7(1x,f6.1),7(1x,f6.2),7(1x,f6.2), & end

119

Phụ lục 2. Kết quả tính toán quá trình SR Phụ lục 2.1 Diễn biến nhiệt độ khí thải, nhiệt độ chất xúc tác và thành phần khí trong BXT dọc theo chiều dài BXT ở toàn tải của động cơ (Đồ thị Hình 3.5, 3.6, 3.7)

Thành phần khí khô

L/LBXT

T_Khí thải

T_Hạt xúc tác

H2

CO 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000

CO2 HC 0,000 100,000 0,000 0,000 100,000 0,000 0,000 100,000 0,000 0,000 100,000 0,000 0,000 100,000 0,000 0,000 100,000 0,000 0,000 100,000 0,000 0,000 100,000 0,000

Thành phần khí ẩm H2 HC CO CO2 H2O 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 0,000 5,000 0,000 95,000 0,000 3,682 2,999 78,991 0,824 12,154 17,526 14,276 3,923 57,850 9,837 15,886 4,959 64,025 3,085 4,982 68,638 1,555 20,080 7,403 15,840 5,523 66,684 2,848 6,094 61,530 2,125 25,653 6,276 15,908 6,116 68,893 2,683 6,801 57,250 2,615 29,452 5,506 15,592 6,685 70,468 2,518 7,132 54,259 3,058 32,233 4,988 15,750 7,636 71,837 2,358 7,445 52,031 3,609 34,457 4,001 15,567 8,394 72,232 2,058 8,008 48,560 4,318 37,156 3,600 15,471 8,559 72,371 1,921 8,254 46,645 4,567 38,613 3,247 15,375 8,906 72,473 1,791 8,481 44,836 4,913 39,979 2,660 15,180 9,547 72,613 1,555 8,873 41,547 5,581 42,445 2,414 15,083 9,846 72,658 1,447 9,042 40,048 5,903 43,560 2,194 14,987 10,131 72,688 1,346 9,197 38,637 6,217 44,603 1,816 14,805 10,662 72,718 1,161 9,467 36,054 6,818 46,500 1,652 14,717 10,912 72,719 1,076 9,585 34,867 7,107 47,364 1,503 14,630 11,149 72,719 0,996 9,693 33,746 7,386 48,180 1,240 14,467 11,592 72,702 0,847 9,885 31,672 7,920 49,676 1,123 14,388 11,802 72,687 0,778 9,970 30,707 8,178 50,367 1,015 14,312 12,000 72,673 0,713 10,048 29,793 8,425 51,022 0,821 14,168 12,375 72,635 0,591 10,189 28,086 8,900 52,235 0,734 14,100 12,553 72,614 0,533 10,252 27,287 9,128 52,800 0,652 14,034 12,722 72,593 0,479 10,311 26,524 9,348 53,338 0,502 13,909 13,041 72,548 0,376 10,419 25,090 9,769 54,345 0,434 13,848 13,194 72,524 0,328 10,467 24,415 9,973 54,817 0,369 13,790 13,339 72,501 0,281 10,513 23,769 10,169 55,269 0,251 13,680 13,617 72,453 0,194 10,596 22,544 10,547 56,119 0,195 13,627 13,747 72,431 0,152 10,634 21,967 10,727 56,520 0,143 13,577 13,874 72,406 0,113 10,670 21,409 10,904 56,904 0,046 13,478 14,115 72,361 0,037 10,735 20,353 11,242 57,633 0,001 13,434 14,328 72,338 0,001 10,767 19,852 11,403 57,977 0,001 13,319 14,314 72,338 0,001 10,767 19,852 11,403 57,977

500 580 615 626 626 625 625 624 622 618 615 613 610 608 607 605 604 603 601 600 599 599 598 597 596 596 595 594 594 593 593 592 592 592 591 591 590 590

0,000 700 0,027 699 0,054 698 0,081 697 0,108 696 0,135 695 0,162 694 0,189 693 0,216 690 0,243 680 0,270 671 0,297 666 0,324 657 0,351 651 0,378 648 0,405 643 0,432 640 0,459 637 0,486 631 0,514 629 0,541 626 0,568 626 0,595 623 0,622 620 0,649 617 0,676 617 0,703 614 0,730 612 0,757 612 0,784 612 0,811 612 0,838 611 0,865 610 0,892 610 0,919 609 0,946 609 0,973 608 1,000 608

120

Phụ lục 3. Một số hình ảnh thử nghiệm

121

122