Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu sử dụng hỗn hợp nhiên liệu Bio-oils/Biodiesel trên động cơ diesel tàu thủy cỡ nhỏ

6,821
520
102
40
µ
hh
=X % . µ
JME
+ (1-X)% . µ
JO
µ
hh
= 0,4 . 4,40 + 0,6 . 34
µ
hh
= 22,2 cSt
Vậy độ nht ca hn hp nhiên liệu 22,2 cSt, độ nhớt caoy khó khăn
cho quá trình cung cp nhiên liu trong bình lọc vòi phun. Độ nht một đại
ng nh hưởng quyết định đến chất lượng phun tơi của nhiên liệu do đó nh
hưởng đến chất lượng quá trình cháy. Độ nht ca du thc vt s gim khi nhiệt độ
tăng lên, bởi vy hâm nóng được coi một phương pháp hữu hiu làm giảm độ
nht ca du thc vt.
Kết lun: Qua kết qu tính toán so sánh vi các ch s ca nhiên liu
diesel truyn thng thì hn hp nhiên liu pha trn gia bio-oils (JO)/biodiesel
(JOME) đảm bo các tính cht hóa, ơng đương với nhiên liu diesel truyn
thng. Vi t l pha là 40% Biodiesel (JOME) và 60% Bio-oils (JO) cho ta ch s
độ nht là: 22,2 cSt.
Mi liên h độ nht và nhit đ:
Hình 2-8. Đồ thị mối liên hệ giữa độ nhớt và nhiệt độ
Vậy để đảm bảo độ nht ca hn hp nhiên liệu tương ng với độ nht ca
nhiên liu hóa thch thì ta tiến hành hâm nóng.
1
4
7
10
13
16
19
22
25
20 40 60 80 100 120
Độ nhớt µ(mm
2
/s)
Nhiệt độ (
0
C)
Đồ thị độ nhớt - nhiệt độ
µhhnl
40 µ hh =X % . µ JME + (1-X)% . µ JO µ hh = 0,4 . 4,40 + 0,6 . 34 µ hh = 22,2 cSt Vậy độ nhớt của hỗn hợp nhiên liệu là 22,2 cSt, độ nhớt cao gây khó khăn cho quá trình cung cấp nhiên liệu trong bình lọc và vòi phun. Độ nhớt là một đại lượng ảnh hưởng quyết định đến chất lượng phun tơi của nhiên liệu do đó ảnh hưởng đến chất lượng quá trình cháy. Độ nhớt của dầu thực vật sẽ giảm khi nhiệt độ tăng lên, bởi vậy hâm nóng được coi là một phương pháp hữu hiệu làm giảm độ nhớt của dầu thực vật. Kết luận: Qua kết quả tính toán và so sánh với các chỉ số của nhiên liệu diesel truyền thống thì hỗn hợp nhiên liệu pha trộn giữa bio-oils (JO)/biodiesel (JOME) đảm bảo các tính chất lý hóa, tương đương với nhiên liệu diesel truyền thống. Với tỷ lệ pha là 40% Biodiesel (JOME) và 60% Bio-oils (JO) cho ta chỉ số độ nhớt là: 22,2 cSt. Mối liên hệ độ nhớt và nhiệt độ: Hình 2-8. Đồ thị mối liên hệ giữa độ nhớt và nhiệt độ Vậy để đảm bảo độ nhớt của hỗn hợp nhiên liệu tương ứng với độ nhớt của nhiên liệu hóa thạch thì ta tiến hành hâm nóng. 1 4 7 10 13 16 19 22 25 20 40 60 80 100 120 Độ nhớt µ(mm 2 /s) Nhiệt độ ( 0 C) Đồ thị độ nhớt - nhiệt độ µhhnl
41
T đồ th v mi liên h gia đ nht và nhiệt độ trên thì để đạt được độ nht
ca hn hp nhiên liệu tương ng với độ nht ca nhiên liu DO thì nhiệt độ hâm
ca hn hp nhiên liu phải đạt t (60-80)
0
C, độ nht gim rt ít khi nhiệt độ
hâm vượt trên 80
0
C.
2.3. Cơ sở lý thuyết tính toán, thiết kế thiết bị hâm nóng đối với hỗn hợp nhiên
liệu bio-oils/biodiesel
2.3.1. Cơ sở tính toán hệ thống hâm nóng nhiên liệu kiểu điện-khí xả
H thng m nóng hn hp nhiên liu bio-oils/biodiesel kiu điện-khí x
được thiết kế phi da trên các nguyên tc nhm đảm bo cho h thống đầy đủ
các nhim v bản như: Dự tr nhiên liu, vn chuyn và cung cp nhiên liu, lc
nhiên liu đảm bo an toàn. Cơ sthuyết tính toán h thng hâm nóng nhiên
liu dựa trên các phương trình cân bằng năng lượng truyn nhit nhằm định
hướng cho vic thiết kế và chế to h thng hâm nhiên liu khí x tha mãn các yêu
cu v kinh tế k thut. H thng hâm nóng nhiên liu được tính toán thiết kế
gm các chi tiết cơ bản sau:
- Thiết b tn dng nhit khí x
- Thiết b phc v
2.3.1.1. Tổng quan về thiết bị tận dụng nhiệt khí xả
Năng lượng nhiệt do động cơ diesel thải ra trong quá trình cháy chiếm mt t
l khá ln. Để tn dụng năng lượng nhit khí x t động diesel, thông thường
người ta b trí các thiết b trên đưng ng x như:
- Nồi hơi khí xả: Thường được s dng trên tàu thy vì có không gian b trí
và lượng khí x lớn, do đó nồi hơi khí xả ch được s dng trên các phương tiện vn
ti có nhu cu s dụng hơi nước và phi b trí thêm nồi hơi phụ.
- Tuabin - máy nén: Đưc lắp trên đường x của các động cơ cần tăng lượng
khí np vi mục đích cải thin chất lượng quá trình cháy.
- Mt s thiết b tn dụng khác như cặp tuabin - máy phát điện, máy lnh hp
th hay h thng chưng cất nưc ngt...
41 Từ đồ thị về mối liên hệ giữa độ nhớt và nhiệt độ trên thì để đạt được độ nhớt của hỗn hợp nhiên liệu tương ứng với độ nhớt của nhiên liệu DO thì nhiệt độ hâm của hỗn hợp nhiên liệu phải đạt từ (60-80) 0 C, và độ nhớt giảm rất ít khi nhiệt độ hâm vượt trên 80 0 C. 2.3. Cơ sở lý thuyết tính toán, thiết kế thiết bị hâm nóng đối với hỗn hợp nhiên liệu bio-oils/biodiesel 2.3.1. Cơ sở tính toán hệ thống hâm nóng nhiên liệu kiểu điện-khí xả Hệ thống hâm nóng hỗn hợp nhiên liệu bio-oils/biodiesel kiểu điện-khí xả được thiết kế phải dựa trên các nguyên tắc nhằm đảm bảo cho hệ thống có đầy đủ các nhiệm vụ cơ bản như: Dự trữ nhiên liệu, vận chuyển và cung cấp nhiên liệu, lọc nhiên liệu và đảm bảo an toàn. Cơ sở lý thuyết tính toán hệ thống hâm nóng nhiên liệu dựa trên các phương trình cân bằng năng lượng và truyền nhiệt nhằm định hướng cho việc thiết kế và chế tạo hệ thống hâm nhiên liệu khí xả thỏa mãn các yêu cầu về kinh tế và kỹ thuật. Hệ thống hâm nóng nhiên liệu được tính toán thiết kế gồm các chi tiết cơ bản sau: - Thiết bị tận dụng nhiệt khí xả - Thiết bị phục vụ 2.3.1.1. Tổng quan về thiết bị tận dụng nhiệt khí xả Năng lượng nhiệt do động cơ diesel thải ra trong quá trình cháy chiếm một tỉ lệ khá lớn. Để tận dụng năng lượng nhiệt khí xả từ động cơ diesel, thông thường người ta bố trí các thiết bị trên đường ống xả như: - Nồi hơi khí xả: Thường được sử dụng trên tàu thủy vì có không gian bố trí và lượng khí xả lớn, do đó nồi hơi khí xả chỉ được sử dụng trên các phương tiện vận tải có nhu cầu sử dụng hơi nước và phải bố trí thêm nồi hơi phụ. - Tuabin - máy nén: Được lắp trên đường xả của các động cơ cần tăng lượng khí nạp với mục đích cải thiện chất lượng quá trình cháy. - Một số thiết bị tận dụng khác như cặp tuabin - máy phát điện, máy lạnh hấp thụ hay hệ thống chưng cất nước ngọt...
42
Hình 2-9. Tỉ lệ năng lượng nhiệt của động cơ diesel
Thiết b tn dụng năng lượng nhit thi cần được tính toán để nhiệt lượng tn
dụng được là ln nhất đồng thi nhiệt độ khí thi sau khi ra khi thiết b phi ln
hơn nhiệt độ điểm sương, nhằm đảm bo cho thiết b không b ăn mòn, đồng thi
không gây phản áp trên đường x để tránh hiện tượng rò lọt ngược khí x qua xupáp
x vào xilanh động cơ. Các thiết b được b trí vuông góc vi dòng khí x vi mc
đích để h s truyn nhit đạt giá tr ln nht. V mt kết cu ca thiết b tn dng
nhit khí x, các b phn hấp thu thường được chn kiu tm hoc kiu ng. Tuy
nhiên, để đảm bo tính tuần hoàn cũng như khả năng tận dng tt ngun nhit khí
x người ta thường chn b phn hp thu kiu ng và có th lắp thêm cánh để tăng
hiu qu trao đổi nhit.
2.3.1.2. Tính toán thiết bị tận dụng nhiệt khí xả
a) Tính nhiệt lượng khí xả
ng khí x G
kx
do động cơ sinh ra được xác định:
G
kx
= G
nl
1
G
o
+ 1) (2.7)
α
1
- H s dư lượng không khí thc tế
H s dư lượng không khí thc tế được xác định:
cto
tt
gG
G
.
1
(2.8)
ng không khí thc tế G
tt
để đốt cháy ng nhiên liu phun vào xilanh
kntt
S
D
G
..
4
.
2
(2.9)
Sinh công
Nước làm mát
Khí xả
Khác
42 Hình 2-9. Tỉ lệ năng lượng nhiệt của động cơ diesel Thiết bị tận dụng năng lượng nhiệt thải cần được tính toán để nhiệt lượng tận dụng được là lớn nhất đồng thới nhiệt độ khí thải sau khi ra khỏi thiết bị phải lớn hơn nhiệt độ điểm sương, nhằm đảm bảo cho thiết bị không bị ăn mòn, đồng thời không gây phản áp trên đường xả để tránh hiện tượng rò lọt ngược khí xả qua xupáp xả vào xilanh động cơ. Các thiết bị được bố trí vuông góc với dòng khí xả với mục đích để hệ số truyền nhiệt đạt giá trị lớn nhất. Về mặt kết cấu của thiết bị tận dụng nhiệt khí xả, các bộ phận hấp thu thường được chọn kiểu tấm hoặc kiểu ống. Tuy nhiên, để đảm bảo tính tuần hoàn cũng như khả năng tận dụng tốt nguồn nhiệt khí xả người ta thường chọn bộ phận hấp thu kiểu ống và có thể lắp thêm cánh để tăng hiệu quả trao đổi nhiệt. 2.3.1.2. Tính toán thiết bị tận dụng nhiệt khí xả a) Tính nhiệt lượng khí xả Lượng khí xả G kx do động cơ sinh ra được xác định: G kx = G nl (α 1 G o + 1) (2.7) α 1 - Hệ số dư lượng không khí thực tế Hệ số dư lượng không khí thực tế được xác định: cto tt gG G . 1   (2.8) Lượng không khí thực tế G tt để đốt cháy lượng nhiên liệu phun vào xilanh kntt S D G   .. 4 . 2  (2.9) Sinh công Nước làm mát Khí xả Khác
43
D - Đưng kính của xilanh động cơ, m
S - Hành trình piston, m
η
n
- H s np không khí ca động cơ
ρ
k
- Khi lưng riêng ca không khí nạp vào động cơ, kg/m
3
ng không khí khô lý thuyết để đốt cháy lượng nhiên liu phun vào xilanh trong
mt chu trình g
ct
được xác định:
G
lt
= g
ct
.G
o
(2.10)
G
o
- ng không khí khô lý thuyết cn thiết để đốt cháy hoàn toàn 1kg
nhiên liu, kg/kgnl.
G
o
=
232,0
32
.
32
%
32
%
4
%
12
%
OSHC
(2.11)
g
ct
- ng nhiên liu phun vào xilanh trong mt chu trình, kg
ni
G
g
nl
ct
...60
(2.12)
G
nl
- ng nhiên liu động cơ tiêu thụ trong 1 gi, kg/h
i - S xilanh ca động cơ
- Hệ s kỳ đối
n - Vòng quay của động cơ, v/p
Nhit đ khí xả vào và ra thiết b tn dng nhit là: t
kv
, t
kr
ng nhit do khí x ta ra:
Q
kx
= G
kx
C
pkx
(t
kv
t
kr
) (2.13)
Trong quá trình tính toán tn dng nhiệt lượng khí x cn phải xét đến kh
năng không làm ảnh hưởng đến hot động bình thường của động cơ.
b) Tính toán diện tích bề mặt trao nhiệt
Thiết b trao đổi nhit kiu vách ngăn ống trơn dạng lng - khí (cht lỏng đi
trong ng, khí chuyển động ct ngang bên ngoài ng), được s dụng để hp th
năng lượng t khí x của động diesel truyền cho hn hp nhiên liu bio-
oils/biodiesel. Nhiên liu cần được hâm nóng đi trong các ống trơn, khí x t động
cơ diesel ct ngang bên ngoài các ng.
43 D - Đường kính của xilanh động cơ, m S - Hành trình piston, m η n - Hệ số nạp không khí của động cơ ρ k - Khối lượng riêng của không khí nạp vào động cơ, kg/m 3 Lượng không khí khô lý thuyết để đốt cháy lượng nhiên liệu phun vào xilanh trong một chu trình g ct được xác định: G lt = g ct .G o (2.10) G o - Lượng không khí khô lý thuyết cần thiết để đốt cháy hoàn toàn 1kg nhiên liệu, kg/kgnl. G o = 232,0 32 . 32 % 32 % 4 % 12 %        OSHC (2.11) g ct - Lượng nhiên liệu phun vào xilanh trong một chu trình, kg ni G g nl ct ...60   (2.12) G nl - Lượng nhiên liệu động cơ tiêu thụ trong 1 giờ, kg/h i - Số xilanh của động cơ  - Hệ số kỳ đối n - Vòng quay của động cơ, v/p Nhiệt độ khí xả vào và ra thiết bị tận dụng nhiệt là: t kv , t kr Lượng nhiệt do khí xả tỏa ra: Q kx = G kx C pkx (t kv – t kr ) (2.13) Trong quá trình tính toán tận dụng nhiệt lượng khí xả cần phải xét đến khả năng không làm ảnh hưởng đến hoạt động bình thường của động cơ. b) Tính toán diện tích bề mặt trao nhiệt Thiết bị trao đổi nhiệt kiểu vách ngăn ống trơn dạng lỏng - khí (chất lỏng đi trong ống, khí chuyển động cắt ngang bên ngoài ống), được sử dụng để hấp thụ năng lượng từ khí xả của động cơ diesel truyền cho hỗn hợp nhiên liệu bio- oils/biodiesel. Nhiên liệu cần được hâm nóng đi trong các ống trơn, khí xả từ động cơ diesel cắt ngang bên ngoài các ống.
44
Tng s ng uốn khúc n được xác định khi biết lưu lưng G
2
ca hn hp
nhiên liu bio-oils/biodiesel:
22
2
1
2
.
4
.
d
nG
(2.14)
Chiu dài ca mt ng un khúc l
1
được xác định khi biết toàn b din tích
b mt trao đổi nhit F ca thiết b (din tích b mt ngoài các ng) ta có:
21
... dzlnF
(2.15)
d
1
, d
2
- Đưng kính trong và đường kính ngoài ca ng, m
ρ
2
- Khi lưng riêng ca hn hp nhiên liu, kg/m
3
ω
2
- Tc đ ca hn hp nhiên liu trong ng, m/s
l - Chiu dài ng cha hn hp nhiên liu, m
z - S hàng ng; z = 2m (nếu xếp ng so le), z = m (nếu xếp ng song
song); m s ln ng un khúc
Din tích b mặt trao đổi nhit được xác định t phương trình:
tk
Q
F
.
(2.16)
Nếu quy ước nhiệt lượng ta ra ca khí x Q
1
, ca hn hp nhiên liu cn
nhn vào là Q
2
, nhiệt lượng tn thất ra môi trường Q
3
và hiu sut tn tht nhit ca
thiết b η
t
thì:
Q
1
= Q
2
+ Q
3
Q
2
= η
t
.Q
1
(2.17)
∆t độ chênh nhiệt độ trung bình, đối vi thiết b ngược chiều được xác
định:
2
1
21
ln
t
t
tt
t
(2.18)
Δt
1
, Δt
2
- Hiu nhit đ gia hai môi cht vào và ra khi thiết b,
o
C
H s truyn nhit k có th tính như đối vi vách phng khi d
2
/d
1
≤ 1,4
44 Tổng số ống uốn khúc n được xác định khi biết lưu lượng G 2 của hỗn hợp nhiên liệu bio-oils/biodiesel: 22 2 1 2 . 4 .   d nG  (2.14) Chiều dài của một ống uốn khúc l 1 được xác định khi biết toàn bộ diện tích bề mặt trao đổi nhiệt F của thiết bị (diện tích bề mặt ngoài các ống) ta có: 21 ... dzlnF  (2.15) d 1 , d 2 - Đường kính trong và đường kính ngoài của ống, m ρ 2 - Khối lượng riêng của hỗn hợp nhiên liệu, kg/m 3 ω 2 - Tốc độ của hỗn hợp nhiên liệu trong ống, m/s l - Chiều dài ống chứa hỗn hợp nhiên liệu, m z - Số hàng ống; z = 2m (nếu xếp ống so le), z = m (nếu xếp ống song song); m – số lần ống uốn khúc Diện tích bề mặt trao đổi nhiệt được xác định từ phương trình: tk Q F   . (2.16) Nếu quy ước nhiệt lượng tỏa ra của khí xả Q 1 , của hỗn hợp nhiên liệu cần nhận vào là Q 2 , nhiệt lượng tổn thất ra môi trường Q 3 và hiệu suất tổn thất nhiệt của thiết bị η t thì: Q 1 = Q 2 + Q 3 Q 2 = η t .Q 1 (2.17) ∆t là độ chênh nhiệt độ trung bình, đối với thiết bị ngược chiều được xác định: 2 1 21 ln t t tt t     (2.18) Δt 1 , Δt 2 - Hiệu nhiệt độ giữa hai môi chất vào và ra khỏi thiết bị, o C Hệ số truyền nhiệt k có thể tính như đối với vách phẳng khi d 2 /d 1 ≤ 1,4
45
21
11
1
k
(2.19)
δ - Chiu dày của vách δ = 0,5(d
2
-d
1
), m
λ - H s dn nhit ca vách ng, W/m.K
α
1
- H s ta nhit ca khí x vào b mt ngoài ng, W/m
2
.K
α
2
- H s ta nhit ca b mt trong ống đến nhiên liu, W/m
2
.K
H s ta nhit ca khí x α
1
phi k đến ảnh hưởng ca ta nhit bc x
ta nhit đối lưu, nên:
α
1
= α
+ α
1b
(2.20)
α
- H s ta nhit đối lưu của khí x, W/m
2
.K
α
1b
- H s ta nhit bc x ca khí, W/m
2
.K
H s ta nhiệt đối lưu α
có k đến ảnh hưởng ca s bám bn b mt ngoài
ca ng nên:
α
= φ.α’
1
(2.21)
Vi khí x bám bn trên b mt ngoài ca ng có th chọn φ = 0,85.
H s ta nhit ca hàng ng th nht và th hai được tính theo công thc:
Đối vi chùm ống song song: α
1
= 0,6.α
3
; α
2
= 0,9.α
3
(2.22)
Đối vi chùm ống so le: α
1
= 0,6.α
3
; α
2
= 0,7.α
3
H s ta nhit đối lưu của toàn b chùm ống α’
1
được xác đnh:
z
z
321
,
1
).2(
(2.22a)
H s ta nhiệt α
3
ca hàng ng th 3 được xác đnh theo phương trình tiêu
chun:
Vi chum ng so le
sfff
ANu
..Pr.Re.41,0
33,06,0
(2.23)
Vi chum ng song song
sfff
ANu
..Pr.Re.26,0
33,065,0
l
f
Nuf
.
A - H s k đến ảnh hưởng ca chiu dòng nhit,
45 21 11 1     k (2.19) δ - Chiều dày của vách δ = 0,5(d 2 -d 1 ), m λ - Hệ số dẫn nhiệt của vách ống, W/m.K α 1 - Hệ số tỏa nhiệt của khí xả vào bề mặt ngoài ống, W/m 2 .K α 2 - Hệ số tỏa nhiệt của bề mặt trong ống đến nhiên liệu, W/m 2 .K Hệ số tỏa nhiệt của khí xả α 1 phải kể đến ảnh hưởng của tỏa nhiệt bức xạ và tỏa nhiệt đối lưu, nên: α 1 = α 1đ + α 1b (2.20) α 1đ - Hệ số tỏa nhiệt đối lưu của khí xả, W/m 2 .K α 1b - Hệ số tỏa nhiệt bức xạ của khí, W/m 2 .K Hệ số tỏa nhiệt đối lưu α 1đ có kể đến ảnh hưởng của sự bám bẩn bề mặt ngoài của ống nên: α 1đ = φ.α’ 1 (2.21) Với khí xả bám bẩn trên bề mặt ngoài của ống có thể chọn φ = 0,85. Hệ số tỏa nhiệt của hàng ống thứ nhất và thứ hai được tính theo công thức: Đối với chùm ống song song: α 1 = 0,6.α 3 ; α 2 = 0,9.α 3 (2.22) Đối với chùm ống so le: α 1 = 0,6.α 3 ; α 2 = 0,7.α 3 Hệ số tỏa nhiệt đối lưu của toàn bộ chùm ống α’ 1 được xác định: z z 321 , 1 ).2(     (2.22a) Hệ số tỏa nhiệt α 3 của hàng ống thứ 3 được xác định theo phương trình tiêu chuẩn: Với chum ống so le sfff ANu  ..Pr.Re.41,0 33,06,0  (2.23) Với chum ống song song sfff ANu  ..Pr.Re.26,0 33,065,0  l f Nuf   . A - Hệ số kể đến ảnh hưởng của chiều dòng nhiệt,
46
25,0
Pr
Pr
w
f
A
(2.24)
ε
s
- H s k đến ảnh hưởng của bước ng, s
i
- bước ng,
Vi chum ng so le
ε
s
= 1,12 khi s
1
/s
2
≥ 2
ε
s
=
6/1
2
1
s
s
khi s
1
/s
2
< 2
(2.25)
Vi chum ng song song
ε
s
=
15,0
2
1
s
s
H s ta nhit bc x α
1b
được xác đnh:
])
100
()
100
[(
44
1
k
wk
k
b
T
T
tt
C
(2.26)
H s bc x
1
11
0
k
k
C
C
(2.27)
T
k
- Nhit đ trung bình ca khí x, K
T
w
- Nhiệt độ trung bình b mt ngoài ng, K
ε
k
- Độ đen của khí x
ε
w
- Độ đen của b mt ng
C
o
- H s bc x ca vt đen tuyt đi, C
o
= 5,67 W/m
2
K
4
Độ đen của khí x tính theo nhiệt độ trung bình ca khí x nếu t
k
> t
w
hoc
tính theo nhit đ ca vách ng nếu t
k
< t
w
và được xác đnh bng công thc:
ε
k
= ε
CO2
+ β.ε
H2O
(2.28)
Độ đen ε
CO2
và ε
H2O
được xác định theo đồ th ph thuc vào nhiệt độ ca khí
x t
k
, tích s gia phân áp sut p
i
ca các thành phn khí trong khí x và chiu dài
trung bình ca tia bc x l.
Chiu dài trung bình ca tia bc x được tính:
)785,0
.
(08,1
2
2
21
2
d
ss
dl
(2.29)
46 25,0 Pr Pr          w f A (2.24) ε s - Hệ số kể đến ảnh hưởng của bước ống, s i - bước ống, Với chum ống so le ε s = 1,12 khi s 1 /s 2 ≥ 2 ε s = 6/1 2 1         s s khi s 1 /s 2 < 2 (2.25) Với chum ống song song ε s = 15,0 2 1         s s Hệ số tỏa nhiệt bức xạ α 1b được xác định: ]) 100 () 100 [( 44 1 k wk k b T T tt C     (2.26) Hệ số bức xạ 1 11 0   k k C C  (2.27) T k - Nhiệt độ trung bình của khí xả, K T w - Nhiệt độ trung bình bề mặt ngoài ống, K ε k - Độ đen của khí xả ε w - Độ đen của bề mặt ống C o - Hệ số bức xạ của vật đen tuyệt đối, C o = 5,67 W/m 2 K 4 Độ đen của khí xả tính theo nhiệt độ trung bình của khí xả nếu t k > t w hoặc tính theo nhiệt độ của vách ống nếu t k < t w và được xác định bằng công thức: ε k = ε CO2 + β.ε H2O (2.28) Độ đen ε CO2 và ε H2O được xác định theo đồ thị phụ thuộc vào nhiệt độ của khí xả t k , tích số giữa phân áp suất p i của các thành phần khí trong khí xả và chiều dài trung bình của tia bức xạ l. Chiều dài trung bình của tia bức xạ được tính: )785,0 . (08,1 2 2 21 2  d ss dl (2.29)
47
Phân áp sut p
i
ca các thành phn khí trong khí x được xác đnh theo thành
phn th tích r
i
và áp sut p ca khí x: p
i
= r
i
.p (2.30)
β - H s hiu chnh trong công thc (2.18) k đến s ph thuc vào phân áp
sut p
H2O
trong khí x đây thông thường b qua ảnh hưởng này nên β = 1
H s ta nhit α
2
ca hn hp nhiên liu trong ống được xác định theo:
Khi chy tng
Rlfffff
AGrNu
....)Pr..(Pr.Re.15,0
.
1,043,033,0
(2.31)
Khi chy ri
Rlfff
ANu
....Pr.Re.021,0
.
43,08,0
Khi quá độ
Rlff
AKNu
....Pr.
.
43,0
0
ε
l
- H s k đến ảnh hưởng chiu dài ca ng
ε
l
= 1 khi l ≥ 50d
ε
l
=
l
d
1
2
1
khi l < 50d
(2.32)
ε
R
- H s k đến ảnh hưởng khi ng un cong
ε
R
=
R
d
1
77,11
(2.32a)
Tiêu chun Reynolds v phía nhiên liu lỏng được tính theo công thc:
2
12
.
Re
d
(2.33)
µ
2
- Độ nht ca hn hp nhiên liu trong ng, mm
2
/s
c) Tính trở kháng thủy lực của dòng khí xả
Tr kháng thy lực ∆p được xác đnh:
∆p = ∆p
0
+ ∆p
m
+ ∆p
c
+ ∆p
g
(2.34)
Tr kháng trọng trường ∆p
0
= g.h(ρ – ρ
0
) (2.35)
g - Gia tc trọng trường g=9,81 m/s
2
h - Chiu cao gia tiết din vào và ra ca thiết b, m
ρ Khi lưng riêng ca khí x, kg/m
3
ρ
0
Khi lưng riêng ca khí quyn, kg/m
3
Tr kháng ma sát
2
..
1
.
2
1
1
2
d
p
m
(2.36)
ψ h s ma sát được xác định theo công thc (2.27)
47 Phân áp suất p i của các thành phần khí trong khí xả được xác định theo thành phần thể tích r i và áp suất p của khí xả: p i = r i .p (2.30) β - Hệ số hiệu chỉnh trong công thức (2.18) kể đến sự phụ thuộc vào phân áp suất p H2O trong khí xả ở đây thông thường bỏ qua ảnh hưởng này nên β = 1 Hệ số tỏa nhiệt α 2 của hỗn hợp nhiên liệu trong ống được xác định theo: Khi chảy tầng Rlfffff AGrNu  ....)Pr..(Pr.Re.15,0 . 1,043,033,0  (2.31) Khi chảy rối Rlfff ANu  ....Pr.Re.021,0 . 43,08,0  Khi quá độ Rlff AKNu  ....Pr. . 43,0 0  ε l - Hệ số kể đến ảnh hưởng chiều dài của ống ε l = 1 khi l ≥ 50d ε l = l d 1 2 1 khi l < 50d (2.32) ε R - Hệ số kể đến ảnh hưởng khi ống uốn cong ε R = R d 1 77,11 (2.32a) Tiêu chuẩn Reynolds về phía nhiên liệu lỏng được tính theo công thức: 2 12 . Re   d  (2.33) µ 2 - Độ nhớt của hỗn hợp nhiên liệu trong ống, mm 2 /s c) Tính trở kháng thủy lực của dòng khí xả Trở kháng thủy lực ∆p được xác định: ∆p = ∆p 0 + ∆p m + ∆p c + ∆p g (2.34) Trở kháng trọng trường ∆p 0 = g.h(ρ – ρ 0 ) (2.35) g - Gia tốc trọng trường g=9,81 m/s 2 h - Chiều cao giữa tiết diện vào và ra của thiết bị, m ρ – Khối lượng riêng của khí xả, kg/m 3 ρ 0 – Khối lượng riêng của khí quyển, kg/m 3 Trở kháng ma sát 2 .. 1 . 2 1 1 2   d p m  (2.36) ψ – hệ số ma sát được xác định theo công thức (2.27)
48
Khi dòng chy tng
f
Re
64
φ = 1 nếu ng tròn
φ = 1,5 nếu ng không tròn
Khi dòng chy ri
2
)64,1Relog.82,1(
1
f
Tr kháng cc b
2
..
2
1
1
c
p
(2.37)
ρ
1
- Khi lưng riêng ca khí x, kg/m
3
ω
1
- Tc độ trung bình ca khí x, m/s
ξ - H s tr kháng cc b toàn phn
Tr kháng gia tốc ∆p
g
Thc tế cho thy vi cht lng git, tr kháng gia tc có giá tr rt nh so vi
các thành phần khác nên thường b qua.
d) Tính bền thiết bị dùng nhiệt khí xả
V ca thiết b tn dng nhit dng hình tr chu áp lc t bên trong, chiều
dày tính toán của vách được xác định theo công thức:
..4
1
D
GPD
(2.38)
Độ dày nh nht của ống chứa hn hp nhiên liệu được xác định theo công thc:
5,1
2
1
11
2
P
dP
(2.39)
D - Đưng kính trong ca thiết b tn dng, m.
P - Áp lc ln nht ca dòng khí x tác dng lên vách bu, Mpa.
G - Tng trọng lượng bn thân ca thiết b, kg.
P
1
- Áp lc ln nht ca dòng khí x nhiên liu tác dng lên
vách ng, Mpa.
d
1
- Đưng kính trong ca ng cha nhiên liu, mm.
σ - ng sut cho phép,
*
.
48 Khi dòng chảy tầng  f Re 64  φ = 1 nếu ống tròn φ = 1,5 nếu ống không tròn Khi dòng chảy rối 2 )64,1Relog.82,1( 1   f  Trở kháng cục bộ 2 .. 2 1 1    c p (2.37) ρ 1 - Khối lượng riêng của khí xả, kg/m 3 ω 1 - Tốc độ trung bình của khí xả, m/s ξ - Hệ số trở kháng cục bộ toàn phần Trở kháng gia tốc ∆p g Thực tế cho thấy với chất lỏng giọt, trở kháng gia tốc có giá trị rất nhỏ so với các thành phần khác nên thường bỏ qua. d) Tính bền thiết bị dùng nhiệt khí xả Vỏ của thiết bị tận dụng nhiệt dạng hình trụ chịu áp lực từ bên trong, chiều dày tính toán của vách được xác định theo công thức:   ..4 1 D GPD  (2.38) Độ dày nhỏ nhất của ống chứa hỗn hợp nhiên liệu được xác định theo công thức: 5,1 2 1 11 2    P dP   (2.39) D - Đường kính trong của thiết bị tận dụng, m. P - Áp lực lớn nhất của dòng khí xả tác dụng lên vách bầu, Mpa. G - Tổng trọng lượng bản thân của thiết bị, kg. P 1 - Áp lực lớn nhất của dòng khí xả và nhiên liệu tác dụng lên vách ống, Mpa. d 1 - Đường kính trong của ống chứa nhiên liệu, mm. σ - Ứng suất cho phép, * .  
49
β - H s hiu chỉnh tính đến điều kin s dng.
σ
*
- ng sut đnh mc ca vt liu chế to nhit đ T, Mpa.
e) Tính thông s nhit cho nhiên liu và khí x
Nhit lưng mà hn hp nhiên liu nhận được thông qua b tn dng
).(.
12
ttCGQ
nl
(2.40)
Hiu sut nhit ca thiết b trao đi nhit
kx
nl
Q
Q
(2.41)
Nhit đ khí x ra khi thiết b
CG
kF
dkxvdkxr
etttt
.
)(
(2.42)
Nhit đ hn hp nhiên liu ra khi ng tun hoàn
p
dp
m
CGCGkF
tFktCGttCG
t
21
''
22
''
1
'
11
..)(
(2.43)
H s hâm nóng ca hn hp nhiên liu
2
2
p
p
o
VC
kFGC
a
(2.44)
Thi gian hâm nóng hn hp nhiên liệu đến nhit đ t
m
tt
tt
a
m
om
o
ln
1
(2.45)
2.3.1.3. Tính toán các thiết bị phụ
a) Tính chọn bơm
Tn tht ma sát khi cht lng chuyển động trong ng
gd
l
p
ms
2
2
1
1
(2.46)
ζ- h s tn tht ma sát do nhiên liu chuyển động trong ng
Tn tht cc b khi cht lng chuyển động trong ng
49 β - Hệ số hiệu chỉnh tính đến điều kiện sử dụng. σ * - Ứng suất định mức của vật liệu chế tạo ở nhiệt độ T, Mpa. e) Tính thông số nhiệt cho nhiên liệu và khí xả Nhiệt lượng mà hỗn hợp nhiên liệu nhận được thông qua bộ tận dụng ).(. 12 ttCGQ nl  (2.40) Hiệu suất nhiệt của thiết bị trao đổi nhiệt kx nl Q Q   (2.41) Nhiệt độ khí xả ra khỏi thiết bị CG kF dkxvdkxr etttt . )(   (2.42) Nhiệt độ hỗn hợp nhiên liệu ra khỏi ống tuần hoàn p dp m CGCGkF tFktCGttCG t 21 '' 22 '' 1 ' 11 ..)(    (2.43) Hệ số hâm nóng của hỗn hợp nhiên liệu 2 2 p p o VC kFGC a    (2.44) Thời gian hâm nóng hỗn hợp nhiên liệu đến nhiệt độ t m tt tt a m om o    ln 1  (2.45) 2.3.1.3. Tính toán các thiết bị phụ a) Tính chọn bơm Tổn thất ma sát khi chất lỏng chuyển động trong ống gd l p ms 2 2 1 1    (2.46) ζ- hệ số tổn thất ma sát do nhiên liệu chuyển động trong ống Tổn thất cục bộ khi chất lỏng chuyển động trong ống