Luận án Nghiên cứu giảm phát thải độc hại của động cơ diesel đang lưu hành bằng phương pháp luân hồi khí thải kết hợp bổ sung khí Hydro

Nội dung text: Luận án Nghiên cứu giảm phát thải độc hại của động cơ diesel đang lưu hành bằng phương pháp luân hồi khí thải kết hợp bổ sung khí Hydro

1. 55. Anh, Phạm Ngọc (2017), "Nghiên cứu tạo nhiên liệu giàu hyddro trên động cơ để cải thiện tính năng và phát thải. ", Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học Bách Khoa Hà Nội. 56. Long, Hoàng Đình (2010), "Nghiên cứu tận dụng nhiệt khí thải tạo khí giàu hyđrô để giảm phát thải cho động cơ diesel", Tạp chí Giao thông Vận tải, , pp. 31-34. 57. Hán, Nguyễn Tiến (2017), "Nghiên cứu ứng dụng công nghệ HHO cho động cơ diesel ô tô", Tạp chí Khoa học và Công nghệ. ĐH Công nghiệp Hà Nội. 42, pp. 73-76. 58. Tomita, Eiji, et al. (2001), Hydrogen combustion and exhaust emissions ignited with diesel oil in a dual fuel engine, SAE Technical Paper. 59. Jianhao, Zhou, Cheung, C. s, and Leung, C. W. (2014), "Combustion, performance, regulated and unregulated emissions of a diesel engine with hydrogen addition", Applied Energy. 126, pp. 1-12. 60. Weigang, Wang and Lainfang, Zhang (1986), "The research on internal combustion engine with the mixed fuel of diesel and hydrogen", Hydrogen Systems, Elsevier, pp. 83-94. 61. Santoso, W. B., Bakar, R. A., and Nur, A. (2013), "Combustion Characteristics of Diesel-Hydrogen Dual Fuel Engine at Low Load", Energy Procedia. 32, pp. 3-10. 62. Lambe, S. M. and Watson, H. C. (1992), "Low polluting, energy efficient C.I. hydrogen engine", International Journal of Hydrogen Energy. 17(7), pp. 513- 525. 63. Gatts, T., et al. (2010), "An experimental investigation of H2 emissions of a 2004 heavy-duty diesel engine supplemented with H2", International Journal of Hydrogen Energy. 35(20), pp. 11349-11356. 64. Adnan, R, Masjuki, HH, and Mahlia, TMI (2009), An experimental investigation of unmodified DI diesel engine with hydrogen addition, 2009 3rd International Conference on Energy and Environment (ICEE), IEEE, pp. 45-49. 65. SinghYadav, Vinod, Soni, S. L., and Sharma, Dilip (2012), "Performance and emission studies of direct injection C.I. engine in duel fuel mode (hydrogen- diesel) with EGR", International Journal of Hydrogen Energy. 37(4), pp. 3807- 3817. 66. Miyamoto, Toru, et al. (2009), Effect of hydrogen fraction in intake mixture on combustion and exhaust emission characteristics of a diesel engine, SAE Technical Paper. 67. Miyamoto T, Hasegawa H, Yagenji T, Seo T, Mikami M, Kabashima H (2011), "Effects of hydrogen addition to intake mixture on cyclic variation of diesel engine.", SAE Technica Paper. 107
2. 81. Shirk, Matthew G, et al. (2008), "Investigation of a hydrogen-assisted combustion system for a light-duty diesel vehicle", International Journal of Hydrogen Energy. 33(23), pp. 7237-7244. 82. Roy, Murari Mohon, et al. (2010), "An experimental investigation on engine performance and emissions of a supercharged H2-diesel dual-fuel engine", International Journal of Hydrogen Energy. 35(2), pp. 844-853. 83. Lilik, Gregory K., et al. (2010), "Hydrogen assisted diesel combustion", International Journal of Hydrogen Energy. 35(9), pp. 4382-4398. 84. Liu, S, et al. (2011), "An experimental investigation of NO2 emission characteristics of a heavy-duty H2-diesel dual fuel engine", International journal of hydrogen energy. 36(18), pp. 12015-12024. 85. Bika, Anil Singh, Franklin, Luke M., and Kittelson, David B. (2008), "Emissions Effects of Hydrogen as a Supplemental Fuel with Diesel and Biodiesel", SAE Int. J. Fuels Lubr. 1(1), pp. 283-292. 86. Tsolakis, Athanasios, et al. (2005), "Dual fuel diesel engine operation using H2. Effect on particulate emissions", Energy & Fuels. 19(2), pp. 418-425. 87. Hosseini, S. Mohammad and Ahmadi, Rouhollah (2017), "Performance and emissions characteristics in the combustion of co-fuel diesel-hydrogen in a heavy duty engine", Applied Energy. 205, pp. 911-925. 88. Maghbouli, Amin, et al. (2014), "Modeling knocking combustion in hydrogen assisted compression ignition diesel engines", Energy. 76, pp. 768-779. 89. Ghazal, Osama H. (2013), "Performance and combustion characteristic of CI engine fueled with hydrogen enriched diesel", International Journal of Hydrogen Energy. 38(35), pp. 15469-15476. 90. Szwaja, Stanislaw and Grab-Rogalinski, Karol (2009), "Hydrogen combustion in a compression ignition diesel engine", International Journal of Hydrogen Energy. 34(10), pp. 4413-4421. 91. Kumar, B. P. Pundir and Rajeev (2007), "Combustion and Smoke Emission Studies on a Hydrogen Fuel Supplemented DI Diesel Engine", SAE TECHNICAL PAPER SERIES. 92. Rao (1983), " Hydrogen for dual fuel engine", Int. J. Hydrogen Energy, pp. 381-384. 94. Tsujimura, Taku, et al. (2003), "A Study of Direct Injection Diesel Engine Fueled with Hydrogen", SAE Transactions. 112, pp. 390-405. 95. Saravanan, N., et al. (2008), "Combustion analysis on a DI diesel engine with hydrogen in dual fuel mode", Fuel. 87(17-18), pp. 3591-3599. 96. Liu, Z and Karim, Ghazi A (1995), "The ignition delay period in dual fuel engines", SAE transactions, pp. 354-362. 109
3. 111. Hiroyasu, H. and T. Kadota (1976), "Models for Combustionand Formation of Nitric Oxide and Soot in Direct njection Diesel Engines.", SAE paper 760129. 112. Hiroyasu, Hiroyuki, Kadota, Toshikazu, and Arai, Masataka (1983), "Development and Use of a Spray Combustion Modeling to Predict Diesel Engine Efficiency and Pollutant Emissions : Part 1 Combustion Modeling", Bulletin of JSME. 26(214), pp. 569-575. 113. overview/21, accessed. 111
4. DANH MỤC CÁC PHỤ LỤC Ký hiệu Tên Phụ lục Trang PL 1 Cơ sở lý thuyết của phần mềm AVL Boost 114 PL 2 Các trang thiết bị phục vụ nghiên cứu thử nghiệm 126 PL 3 Một số hình ảnh nghiên cứu thực nghiệm 134 113
5. dm h . BB - Tổn thất entanpy do lọt khí BB d mc - Khối lượng môi chất bên trong xi-lanh u - Nội năng riêng của khí trong xi-lanh pc - Áp suất bên trong xi-lanh V - Thể tích xi-lanh QF - Nhiệt lượng của nhiên liệu cung cấp Qw - Nhiệt lượng tổn Δp - Góc quay trục khuỷu hBB - Entanpy riêng của khí lọt dm BB - Lưu lượng khí lọt d dmi - Khối lượng khí đi vào xi-lanh dme - Khối lượng khí ra ngoài xi-lanh hi - Entanpi riêng của khí nạp vào xi-lanh he - Entanpi riêng của khí thải ra ngoài xi-lanh qev - Nhiệt bay hơi của nhiên liệu mev - Khối lượng nhiên liệu bay hơi Đối với trường hợp quá trình hình thành hỗn hợp bên trong xi-lanh ta sử dụng các giả thiết sau: - Nhiên liệu cấp vào trong xi-lanh được đốt cháy tức thì. - Hỗn hợp cháy được hoà trộn tức thì với lượng khí sót trong xi-lanh. - Tỷ lệ A/F giảm liên tục từ giá trị cao ở điểm bắt đầu tới giá trị thấp ở điểm kết thúc quá trình cháy. Việc giải phương trình trên phụ thuộc vào mô hình quá trình cháy, quy luật toả nhiệt và quá trình truyền nhiệt qua thành xi-lanh, cũng như áp suất, nhiệt độ và thành phần hỗn hợp khí thông qua phương trình trạng thái thiết lập quan hệ giữa áp suất, nhiệt độ và tỷ trọng: 1 (3) pc= m c R c T c V 2. Mô hình hỗn hợp môi chất Kể từ phiên bản AVL BOOST v.2013, việc mô phỏng hỗn hợp nhiên liệu được giải quyết dễ dàng. Việc miêu tả hỗn hợp khí dựa trên cơ sở các phần tử được định nghĩa và có thể thay đổi được bằng tuỳ chọn General Species Transport. Các thông số ban đầu về động cơ, nhiên liệu, số chu trình chạy được thiết lập trong bước này [109]. Số phần tử trong 1 mô hình Species ít nhất là 7, gồm nhiên liệu, O2, N2, CO2, H2O, CO và H2. AVL BOOST đã xây dựng mô hình hoá học và đặc tính nhiệt động học của các phần tử Species trên 2 cơ sở dữ liệu avlchembrnd.inp (bao hàm các mô hình 115
6. dQ dQ dQ (4)  =+PMC MCC d d d trong đó: QƩ: toàn bộ lượng nhiệt sinh ra trong quá trình cháy (kJ); QPMC: lượng nhiệt sinh ra trong quá trình cháy nhanh (kJ); QMCC: lượng nhiệt sinh ra trong quá trình cháy chính (kJ); α: góc quay trục khuỷu (°TK). Các thông số của mô hình cháy gồm có: - Thừa số điều chỉnh sự cháy trễ CIDCF: Ảnh hưởng đến sự cháy trễ. Giá trị cao hơn thì sự cháy trễ lâu hơn. Thời gian cháy trễ tính từ khi vòi phun phun nhiêu liệu đến khi đường cháy tách khỏi đường nén, phụ thuộc vào nhiên liệu, nhiệt độ và áp suất trong xi-lanh tại thời điểm phun, độ phun tơi, mức độ chuyển động rối của môi chất trong xi-lanh - Hằng số cháy Ccomb: là tốc độ cháy nhiên liệu trong suốt phần cháy khuếch tán (cháy chính) của quá trình cháy, có ảnh hưởng lớn nhất đến tốc độ tỏa nhiệt ROHR. Giá trị cao hơn tương ứng với tốc độ cháy nhanh hơn, nên hằng số này tăng theo tốc độ. - Hằng số sản sinh năng lượng rối Cturb: Ảnh hưởng đến độ lớn của động năng tia phun nhiên liệu đi vào buồng cháy, phụ thuộc vào khối lượng nhiên liệu phun thực tế và vận tốc phun v. - Hằng số tiêu tán Cdiss: Ảnh hưởng đến sự tiêu thụ động năng của tia phun trong quá trình cháy. Điều khiển sự suy giảm động năng của dòng rối trong quá trình cháy. - Hằng số cháy hòa trộn trước CPMC: phụ thuộc vào khoảng thời gian của giai đoạn cháy trễ vì vậy, cũng không thể xác định trước, lấy giá trị mặc định của chương trình bằng 0,7. ❖ Giai đoạn cháy có điều khiển hỗn hợp (MCC) Trong suốt phần cháy có điều khiển hỗn hợp, nhiên liệu phun vào sau thời điểm bắt đầu cháy được đốt cháy. Mô hình giả định rằng toàn bộ lượng nhiệt được giải phóng trong giai đoạn cháy chính QMCC là một hàm của lượng nhiên liệu dư f1(mF, QMCC) đối với sự cháy và mật độ cục bộ của động năng rối f2(k, Vc) trong xi-lanh. Tỷ lệ của nhiệt thải ra trong giai đoạn này được viết như sau : dQMCC (5) = Ccomb. f12 ( m F , Q MCC ). f ( k , V ) d với: QMCC CERG f1,( mF , Q MCC )=− ( m F )(w oxy availble ) LCV (6) k f(,). k V= C 2 rate 3 V trong đó: QMCC: lượng nhiệt tích lũy thải ra đối với giai đoạn cháy chính (kJ); Ccomb: hằng số cháy (kJ/kg/°TK); 117
7. mstoich: khối lượng chuẩn của khí nạp mới (kg/kg); λdiff: tỷ lệ dư thừa không khí đối với sự cháy khuếch tán; t: thời gian (s). Hằng số sản sinh năng lượng rối Cturb và hằng số tiêu tán Cdiss ảnh hưởng đến động năng tia phun nhiên liệu và sự tiêu thụ trong quá trình cháy. Độ lớn động năng đi vào buồng cháy cùng với tia phun được điều khiển bởi hằng số năng lượng rối Cturb. Giá trị của hằng số rối Cturb phụ thuộc vào khối lượng nhiên liệu phun thực tế và vận tốc phun v. ❖ Giai đoạn cháy trễ Khoảng thời gian của sự cháy trễ τid và góc quay trục khuỷu khi sự cháy trễ kết thúc (bắt đầu quá trình cháy), được tính toán bởi mô hình cháy trễ phát triển bởi Andree và Pachernegg: dI 1 TTUB− ref (9) id = d C Q IDCF ref trong đó: Iid: tích phân sự cháy trễ; CIDCF: thừa số hiệu chỉnh sự cháy trễ; Tref: nhiệt độ tham khảo (505K); TUB: nhiệt độ vùng không cháy (K); Qref: năng lượng hoạt hóa tham khảo, là hàm số phụ thuộc vào đường kính hạt, hàm lượng ô-xy, ) (K); τid: thời gian cháy trễ (s); αSOI: thời điểm bắt đầu phun (°TK); Δp: thời điểm cháy trễ (°TK). 0 Nhiệt độ tham khảo Tref được đặt ở 505 K. Sự hoạt hóa năng lượng tham chiếu được xác định từ cơ sở dữ liệu của chương trình dựa trên giá trị nhiệt trị của nhiên liệu và hàm lượng ô-xy. Thời gian cháy trễ được tính toán theo phương trình: (10) =− id id SOI với αSOI là thời điểm bắt đầu phun. ❖ Giai đoạn cháy hòa trộn trước (PMC) dQPMC (11) Q a m+1 PMC =+.(m 1). ym . e− a. y d c với: − y = id (12) C QPMC: đầu vào toàn bộ nhiệt nhiên liệu cho giai đoạn cháy nhanh (kJ); Q= m.() C kJ PMC fuel, id PMC (13) 119
8. C1 = 2,28 + 0,308 .cu/cm; C2 = 0,00324 đối với động cơ phun trực tiếp; C2 = 0,00622 đối với động cơ phun gián tiếp; D - Đường kính xi-lanh; cm - Tốc độ trung bình của piston; cu - Tốc độ tiếp tuyến; VD - Thể tích công tác của 1 xi-lanh; pc - Áp suất môi chất trong xi-lanh; Tc - Nhiệt độ môi chất trong xi-lanh tại thời điểm đóng xu-páp nạp. Hệ số truyền nhiệt của mô hình Woschni công bố năm 1990 nhằm dự đoán chính xác hơn về về sự truyền nhiệt khi vận hành một phần tải: 0,8 2 (19) −0,2 0,8 − 0,53 VTDC − 0.2 W=+130.D . p c . T c .  c1 . c m . 1 2. .IMEP V  VTDC - thể tích buồng cháy; V - thể tích thực tế của xi-lanh; IMEP - áp suất chỉ thị; Trong trường hợp này: 2 (20) VTVD. c,1 TDC −0.2 C2 ( pc− p c , o ) 2. C 1 . c m . . IMEP pc,1. V V Đối với quá trình trao đổi khí, cả hai mô hình Wochini đều sử dụng chung các hệ số truyền nhiệt: −−0.2 0.53 0.8 aw=130.D . p c . T c .( C3 . c m ) (21) C3 =+6.18 0.417. cum / c (22) aw - Hệ số truyền nhiệt; D - Đường kính xi-lanh; Cm - Tốc độ trung bình của piston; Cu - Vận tốc tiếp tuyến. c) Trao đổi nhiệt tại cửa nạp, thải Trong quá trình quét khí, việc lưu tâm đến quá trình trao đổi nhiệt tại cửa nạp và cửa thải là hết sức quan trọng. Quá trình này có thể lớn hơn rất nhiều so với dòng chảy trong đường ống đơn giản do hệ số truyền nhiệt cao và nhiệt độ cao trong vùng giữa xu-páp và đế xu-páp. Trong Boost mô hình Zap hiệu chỉnh được sử dụng để tính toán cho quá trình này. 훼 (− )+ 푤 . 푤 = ( − 푤). 푒 (23) 121
9. Hệ số tốc độ của mô hình: = exp (− / ) (26) Sự hình thành của NOx được tính toán theo thông số nhập đầu vào như tốc độ động cơ, nhiên liệu cũng như áp suất, nhiệt độ, hệ số dư lượng không khí λ, thể tích và khối lượng, thời gian cũng như số vùng cháy. Quá trình tính toán được bắt đầu lúc thời điểm cháy bắt đầu. Mặc dù trong khí thải NOx của động cơ, NO chiếm phần lớn (90 ÷ 98%) nhưng việc tính toán N2O cũng không thể bỏ qua. Lượng N2O sinh ra có mối quan hệ như sau: 2 −6 0.6125 −18.71 = 1.1802. 10 1 푒 [ ] (27) 2√ 2 푅 Tốc độ hình thành NOx được tính như sau: [ ] 푅 푅 = 2(1 − 훼2) [ 1푒 + 4푒 ] (28) 푡 1+훼퐾2 1+퐾4 푅 Tốc độ phân huỷ NO [mol/cm3] được tính toán như sau: rr14 (29) rNO= C PostPr ocMult. C kineticMult .2,0.(1 − 2 ) 1+ .AK24 1 + AK C 1 (30) Với = NO, act . CCNO, equ Post Pr oMult r1 (31) AK2 = rr23+ r4 (32) AK4 = rr56+ 5.2. Phát thải soot Soot (bồ hóng) là chất ô nhiễm đặc biệt quan trọng trong khí thải động cơ diesel. Tuy từ lâu người ta đã nhận biết được tác hại của chúng nhưng việc nghiên cứu sự hình thành chất ô nhiễm này trong khí thải động cơ diesel chỉ mới thực sự phát triển từ những năm 1970 dựa vào những thành tựu của kỹ thuật quang học. Theo các công trình nghiên cứu, bồ hóng bao gồm các thành phần chính sau đây: - Các-bon: thành phần này phụ thuộc vào nhiệt độ cháy và hệ số dư lượng không khí trung bình, đặc biệt là khi động cơ hoạt động ở chế độ tải lớn hoặc toàn tải; - Dầu bôi trơn không cháy: đối với động cơ cũ thành phần này chiếm tỷ lệ lớn. Lượng dầu bôi trơn bị tiêu hao và phát thải bồ hóng có quan hệ với nhau; - Nhiên liệu chưa cháy hoặc cháy không hoàn toàn (HC): thành phần này phụ thuộc vào nhiệt độ cháy và hệ số dư lượng không khí; - Sunfat: do tạp chất lưu huỳnh trong nhiên liệu bị ô-xy hóa và tạo thành SO2 hoặc SO4; Cơ chế hình thành phát thải soot trong mô phỏng AVL-Boost là dựa trên mô hình 123
10. dm s, f : Tốc độ hình thành soot (kg/s); d t dm s,o : Tốc độ ô-xy hóa soot (kg/s); dt p o2 : Áp suất thực/áp suất tham chiếu (Pa); E ,E sf so : Năng lượng kích hoạt quá trình hình thành và ô-xy hóa (J/mol); m soot : Khối lượng soot (kg); C s, f : Hệ số hình thành soot (-); C s,o : Hệ số ô-xy hóa soot (-). 5.3. Phát thải CO Phát thải CO được mô phỏng trong Boost dựa trên lý thuyết của Onorati [9] theo hai phản ứng 37 và 38: T () CO+ OH = CO + H r= 6.76*1010 * e1102 * c * c 2 1 CO OH (37) −24055 ( ) CO + O = CO + O r = 62.51*1012 *e T *c *c 2 2 2 CO O2 (38) Tốc độ hình thành phát thải CO [mole/c3s] được xác định theo phương trình 39: rCO= C const *( r12 + r )*(1 − ) (39) cCO, act = Với cCO, equ cCO,equ là hàm lượng cân bằng của CO. 5.4.Phát thải HC Sự hình thành phát thải HC trong động cơ đốt trong đã được các nhà nghiên cứu quan tâm từ lâu [111, 112]. Nhiều lý thuyết khác nhau về sự hình thành HC đã được đề cập, nhưng hiện tại có ba cơ chế cơ bản của sự hình thành phát thải HC trong động cơ được hầu hết các nhà nghiên cứu chấp nhận. Đó là sự nén HC vào các khe hẹp (trong quá trình nén) và sự thoát của HC ra khỏi các khe hẹp ở hành trình giãn nở và thải; Sự hấp thụ và giải phóng của nhiên liệu trong màng dầu bôi trơn và trong lớp cáu cặn trên thành buồng cháy; Sự đốt cháy không hoàn toàn của hỗn hợp nhiên liệu và không khí do điều kiện cháy không thuận lợi. Trong động cơ diesel thì nhân tố chính ảnh hưởng đến mức độ tạo HC là do sự cháy không hoàn toàn của hỗn hợp không khí nhiên liệu trong vùng cháy. Do hàm lượng phát thải HC của động cơ diesel nói chung là rất nhỏ nên trong nghiên cứu này, mô hình cháy MCC bỏ qua thành phần phát thải HC. 125
11. cấu tạo như Hình 6, được chế tạo bằng thép không gỉ có đường kính thân là 4,3 với các thông số cơ bản được trình bày ở bảng 1. Cảm biến áp suất được gắn trực tiếp vào nắp máy (Hình 7) để đo áp suất trong xi-lanh của động cơ. Đây là cảm biến áp suất kiểu thạch anh nhận biết áp suất trong xi-lanh thông qua việc các tinh thể thạch anh bị phân cực tạo ra một điện trường trong tinh thể. Dữ liệu áp suất được lấy trung bình sau 100 chu kỳ theo góc quay trục khuỷu vì vậy giá rất đáng tin cậy. Dựa vào cảm biến áp suất buồng đốt sẽ có thể đánh giá được các thông số như: - Áp suất lớn nhất pcmax và vị trí khuỷu trục khi đạt pcmax, - Đường cong biến thiên áp suất trong xi-lanh theo góc quay trực khuỷu, - Áp suất chỉ thị trung bình IMEP cho mỗi chu kỳ, - Công sinh ra trong mỗi chu kỳ, - Tốc độ tỏa nhiệt trong xi-lanh theo góc quay trục khuỷu, - Quy luật nhiệt tỏa ra trong xi-lanh theo góc quay trục khuỷu. Bảng 1. Bảng thông số kỹ thuật của cảm biến đo áp suất xi-lanh Thông số kỹ thuật Giá trị Dải đo (0  250) bar Quá tải 300 bar Tuổi thọ 108 Chu kỳ tải Độ nhạy 16 pC/bar Độ tuyến tính 0,3% FSO Tần số 115 kHz Nhiệt độ làm việc -40oC 400oC Điện trở 1013  Tại 20oC Hình 4. Hệ thống đo AVL 620 Indiset Hình 5. Hình ảnh bộ thu thập và hiển thị số 1.Màn hình hiển thị; 2. Mặt trước bộ thu thập dữ liệu thiết bị đo AVL 620 Indiset liệu; 3.Mặt sau bộ thu thập dữ liệu;4.Cảm biến đo áp suất buồng đốt; 5;6. Bộ Encorder 127
12. B và Z). Thiết bị sử dụng nguồn điện 12-24V-DC 5% kết nối bằng dây cáp (kí hiệu chữ C trong mã thiết bị) dùng chung với nguồn điện cấp cho động cơ thử nghiệm. Kích thước cơ bản, vị trí lắp đặt. Ý nghĩa các cực và tín hiệu đầu ra của Encoder được trình bày trên các hình từ 8 đến 11 - Data Loggers (Dữ liệu Loggers): Để thu thập dữ liệu trong thời gian thực, các phần mềm DeLogger đi kèm cho phép giám sát từ xa, kiểm soát và quản lý dữ liệu. Kênh: 10 đến 30 kênh cảm biến và 7 kênh tín hiệu số. 3. Thiết bị đo tiêu hao không khí Hình 12. Cảm biến lưu lượng khí nạp Hình 13. Cảm biến lắp trong hệ thống thí nghiệm 1.Cảm biến lưu lượng khí nạp; 2. Bình ổn áp; 3. Động cơ R180 Sử dụng thiết bị Hot-Film-Air-Mass meter (HFM5) là loại cảm biến lưu lượng kiểu màng nóng có mã số “0 280 218 019” được thể hiện trên hình dưới dùng để đo lưu lượng khí nạp đi qua, có thể đo lưu lượng lên đến 1000kg/h Phần tử cảm biến được đặt trong ống hướng dòng chảy, với các đặc điểm như sau: - Thiết kế nhỏ gọn, trọng lượng thấp - Phản ứng nhanh, đầu vào công suất thấp - Đo khối không khí theo mỗi đơn vị thời gian, độc lập với nhiệt độ - Phạm vi đo rộng - Độ nhạy cao, đặc biệt cho những thay đổi nhỏ trong tốc độ dòng chảy - Không bị ảnh hưởng của bụi bẩn và ô nhiễm. Đặc biệt có thể đo ngay khi phát hiện có dòng chảy đi qua. Hình 12 và 13 trình bảy hình ảnh của cảm biến lưu lượng khí nạp và vị trí lắp trong thực nghiệm 4. Thiết bị đo tiêu hao nhiên liệu diesel Quá trình thí nghiệm sử dụng hệ thống AVL Fuel Balance 733S để đo tiêu hao nhiên liệu .Thiết bị này 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. Sai số của thiết bị là 0,1%. Dải đo từ 0 đến 150 kg/h, có thể cho phép tới 400 kg/h. 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 129
13. 6. Thiết bị phân tích khí thải. Tủ phân tích khí thải CEB- II (Combustion Emission 1. Máy tính; Bench) thể hiện trên Hình 17 2. Khối SCU; là hệ thống bao gồm toàn bộ 2a. Khối làm nóng; các mô đun thực hiện quá 2b. Khối làm lạnh; trình phân tích các thành phần khí thải (các bộ phân tích) và 2c. Khối điều khiển SCU; các thiết bị đảm bảo điều kiện 2d. Vùng dành cho EGR; làm việc chính xác của hệ 3. Vùng đặt các bộ phân thống như: khối làm nóng tích; (HSU), khối chẩn đoán, khối 4. Bảng đồng hồ khí; điều khiển Ngoài ra, tủ phân tích còn được lắp đặt 5. Công tắc hệ thống; một máy tính công nghiệp với 6. Khối chẩn đoán; phần mềm điều khiển 7. Các đường khí và nguồn GEM110. Việc kết nối máy điện. tính điều khiển với các bộ Hình 17 Mô hình tủ CEB-II phân tích được thực hiện thông qua các tín hiệu số, tùy thuộc vào bộ phân tích mà có thể kết nối với máy tính qua mạng LAN hay qua cáp nối tiếp RS232. Các bộ phân tích lắp đặt trong tủ được sử dụng để đo các thành phần có trong khí thải như: mônôxit cácbon (CO), cácbon điôxit (CO2), ô-xygen (O2), ôxit nitơ (NO và NOx), hydrocacbon (HC), đồng thời còn đo được hệ số dư lượng không khí . Thiết bị phân tích khí thải được hiệu chuẩn bằng khí mẫu trước khi tiến hành thử nghiệm đo đạc xác định phát thải độc hại của động cơ có trang bị hệ thống EHSy 7. Thiết bị đo lambda Cảm biến được thiết kế để đo hệ số dư lượng không khí λ, sử dụng được cho cả động cơ xăng và động cơ diesel. Dải đo cho phép của thiế t bị từ λ 0,65 đến ∞, ∞ ở đây tương ứng với mức O2 =21%. Hình 18 trình bày hình ảnh cảm biến lambda được sử dụng trong nghiên cứu thực nghiệm. Dải đo lambda: 0,65 đến vô cùng Nhiên liệu tương thích: Xăng/Diesel/E85 Áp suất làm việc: nhỏ hơn 2,5 (bar) Nhiệt độ khí thải tới hạn: Từ 930oC đến 103oC (trong thời gian ngắn) Điện áp sử dụng: 10,8 đến 16,5 V Hình 18 Cảm biến lambda sử dụng trong nghiên cứu thực nghiệm 131
14. PHỤ LỤC 3 MỘT SỐ HÌNH ẢNH TRONG NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM Hình 1 Cải tạo hệ thống nhiên liệu diesel Hình 2. Lắp đặt hệ thống luân hồi khí thải Hình 3. Lắp đặt hệ thống bổ sung hydro 133