Đồ án Khảo sát hệ thống tăng áp trên động cơ Yuchai - YZ485ZLQ

ằng êcu. Khi rôto của tuabin quay, truyền chuyển động cho bánh công tác của máy nén, bánh công tác máy nén sẽ truyền động năng cho dòng khí vào máy nén. Không khí ra khỏi bánh công tác của máy nén, vào vành tăng áp, rồi tiếp tục vào buồng xoắn trước khi đi vào xilanh động cơ. Hình 2 – 12 Kết cấu bộ máy nén 1- Ống hút và thiết bị hướng dòng; 2- Bánh công tác; 3- Ống tăng áp; 4- Vỏ xoắn ốc; 5- Trục quay máy nén. - Đường ống cửa vào dùng để dẫn hướng không khí đi vào bánh công tác, đảm bảo dòng khí phân bố đều, ít bị cản. Đường ống cửa vào trong hệ thống tăng áp của động cơ Yuchai có dạng ống hướng trục, như vậy dòng khí sẽ được hút vào bánh công tác theo hướng trục. Người ta sử dụng ống dạng này do nó có ưu điểm: đơn giản, gọn gàng đảm bảo dòng khí vào đủ và ít bị cản. - Bánh công tác: Đây là chi tiết quan trọng nhất của máy nén, kết cấu gồm 2 phần: bánh dẫn hướng và bánh lắp các cánh. Bánh dẫn hướng có nhiệm vụ chuyển dòng khí từ hướng trục sang hướng kính, rồi trong bánh lắp các cánh, dòng chảy đi từ trong ra ngoài. Công dẫn động máy nén được truyền cho không khí trong các rãnh cánh làm tăng áp suất, nhiệt độ và tốc độ dòng khí tại đây. Bánh công tác của bộ tăng áp này có dạng nửa hở, nên tổn thất lưu động nhiều hơn so với kiểu kín, cấu tạo đơn giản, dễ chế tạo, độ cứng và cường độ đều tốt. - Vành tăng áp: Vành tăng áp dạng không cánh, cấu tạo đơn giản, dễ thích nghi khi thay đổi chế độ làm việc, tuy nhiên hiệu suất không cao khoảng 0,8. - Vỏ xoắn ốc: Là nơi tập trung khí nén, máy nén của hệ thống tăng áp trên động cơ này có dạng hình tròn, tiết diện ngang của vỏ thay đổi, tổn thất lưu động ít. Tiết diện đường khí tăng dần theo chu vi, theo quy luật chuyển động của dòng khí trong vỏ. Đặc tính của máy nén Cơ sở để thành lập đặc tính cung cấp khí cho máy nén ly tâm là phương trình Euler. Phương trình này cho phép thiết lập mối quan hệ giữa công cung cấp của máy nén cho 1 kg khí đi qua bánh công tác như sau: . (2-1) Trong đó : L- Công cung cấp tương ứng với lượng khí mk (kg) ; U1, U2- Tốc độ vòng ở cửa vào và cửa ra ; C1u, C2u- Tốc độ tuyệt đối theo phương tiếp tuyến ; ht- Công lý thuyết cần thiết cấp cho 1 kg chất khí hay còn gọi là độ cao cung cấp lý thuyết (bỏ qua ma sát, không có sự va đập và tách dòng giữa dòng chảy với cánh). Công thức (2-1) trên mang dấu trừ khi 900. Hình 2 – 13 Tam giác tốc độ của bánh công tác máy nén li tâm C- Tốc độ tuyệt đối; W- Tốc độ tương đối; U- Tốc độ theo. Vì chất lỏng đi qua MN là chất khí (chất lỏng chịu nén) nên nó có các tính chất sau : - Khi nhiệt độ không đổi, thể tích riêng tỷ lệ nghịch với áp suất ; - Nhiệt độ của chất khí thay đổi rất nhiều khi đi qua MN nên khối lượng riêng của nó cũng thay đổi. Do những tính chất trên của chất khí mà chúng ta cần phải để ý đến việc sử dụng lưu lượng thể tích hay lưu lượng khối lượng, lưu lượng đầu vào hay lưu lượng đầu ra của máy nén khi xây dựng đặc tính lưu lượng - áp suất sao cho sự ảnh hưởng của các tính chất trên là nhỏ nhất. Máy nén dùng để tăng áp cho động cơ đốt trong nên khối lượng khí nạp vào động cơ (hay lưu lượng đầu ra của máy nén) là đáng quan tâm nhất. Hình 2-14 giới thiệu đặc tính cung cấp của máy nén ly tâm. Đặc tính này biểu diễn mối quan hệ giữa lưu lượng khối lượng và tỉ số tăng áp suất ở cửa ra với cửa vào của máy nén p1/p0 khi tốc độ quay vòng của rôto không đổi. Hình 2 – 14 Đặc tính của máy nén ly tâm P0, p1 - Áp suất trước và sau của máy nén; w - Tốc độ góc của rôto; mk- Lưu lượng khối lượng của máy nén; U- Tốc độ vòng; g- Gia tốc trọng trường. Trong (hình 2 – 14), đường thẳng biểu diễn đặc tính lý thuyết của máy nén ly tâm khi coi số cánh là vô cùng và bỏ qua tổn thất của khí khi đi qua máy nén. Thực tế máy nén ly tâm luôn có các tổn thất sau : - Rò rỉ qua khe hở giữa rôto với vỏ ; - Tổn thất do ma sát giữa khí với cánh, vỏ với khí ; - Tổn thất do va đập giữa góc vào của dòng khí với góc vào của cánh. Do đó đường biểu diễn đặc tính thực tế của máy nén là một đường cong (hình 2 – 14). Dựa vào đường cong này có thể dễ dàng nhận thấy rằng khi độ chênh áp suất trước và sau máy nén bằng không, tức là p1/p0 = 1 thì lưu lượng qua máy nén lớn nhất. Trong thực tế, vùng làm việc của máy nén nằm trong giới hạn ổn định là vùng ứng với lưu lượng nhỏ (hình 2 – 15), vùng còn lại (phía lưu lượng lớn) không được sử dung trong thực tế. Hình 2 – 15 Đặc tính làm việc của máy nén Ngoài ra, còn cần phải chú ý đến sự nóng lên của khí khi đi qua máy nén. Sự tăng nhiệt độ khí sau máy nén phụ thuộc vào hiệu suất đoạn nhiệt của máy nén, tức là phụ thuộc vào tỷ số giữa công của chu trình đoạn nhiệt (dt AB’V’V0) và công để thực hiện quá trình nén thực tế (dt ABV1V0 hoặc dt AB’’V’’V0) (hình 2-16). Hình 2 – 16 Đồ thị biểu diễn quá trình nén lý thuyết của khí lý tưởng Hiệu suất máy nén cũng chính là tỉ số của độ chênh nhiệt độ khi nén đoạn nhiệt ( đoạn nhiệt) với độ chênh nhiệt độ khi nén thực tế ( thực tế). Để giảm sự nóng lên của khí tăng áp, nhằm tăng khối lượng khí sau MN cần phải bảo đảm cho máy nén làm việc ở khu vực hiệu suất nhiệt cao. Khi ta xây dựng được đặc tính của tuabin và máy nén từ đó ta xây dựng đặc tính của cụm tuabin-máy nén(TB-MB) như sau : Trong tăng áp cho động cơ đốt trong bằng TB-MN, TB và MN đựơc lắp trên cùng một trục nên chúng có cùng tốc độ với nhau, chú trọng đến các thông số để thiết lập đặc tính là : - Lưu lượng khối lượng của khí tăng áp mK ; - Tỉ số tăng áp của MN, pk ; - Nhiệt độ khí xả đi qua TB, Tg ; - Tỉ số giản nở của TB, dT ; - Số vòng quay của TB và MN, nT. Trong các đại lượng trên, đại lượng quan trọng nhất là lưu lượng khối lượng của khí tăng áp mk, đây là đại lượng phản ánh đầy đủ mục đích của việc tăng áp cho động cơ đốt trong. Đặc tính của cụm TB-MN được biểu diễn trên hình 2 -17. Hình 2 – 17 Đặc tính của cụm TB-MN d) Bao kín, ổ đỡ và bôi trơn trong turbo + Bố trí ổ đỡ: Ổ đỡ bộ turbo tăng áp là chi tiết làm việc trong điều kiện tốc độ lớn, tải trọng nhẹ, nhiệt độ cao. Do đó muốn ổ đỡ hoạt động tốt, cần bố trí ổ đỡ hợp lý, cần giải quyết các vấn đề cân bằng động phần quay của tuabin-máy nén, độ chính xác về vật liệu chế tạo và lắp đặt, ngoài ra còn đảm bảo áp suất và lưu lượng dầu bôi trơn để bôi trơn và làm mát cho ổ đỡ. Trong bộ tăng áp lắp trên động cơ, ổ đỡ được bố trí bên trong (hình 2-18). Hình 2 – 18 Giới thiệu phương án bố trí ổ đỡ trong bộ tuabin-máy nén tăng áp của động cơ Bánh công tác máy nén; 2- Trục tuabin - máy nén; 3- Bánh công tác tuabin; 4- Gối đỡ trục. Trong bộ tuabin-máy nén trên dùng ổ đỡ loại ổ trượt nhiều chêm dầu (4 chêm dầu). Vật liệu để chế tạo ổ đỡ là đồng thau. Hình 2 – 19 Ổ trượt bốn chêm dầu Ưu điểm của loại này: cấu tạo đơn giản, giá thành hạ, dùng dầu bôi trơn động cơ, không nhạy cảm đối với dao động. Tuy nhiên, nhược điểm lớn nhất của loại này là tổn thất ma sát gấp 2-3 lần ổ bi. + Các vòng xéc măng trên trục của bánh tuabin dùng để ngăn cản dầu bôi trơn chảy sang khoang tuabin và khoang tăng áp cũng như ngăn cản khí nạp và khí xả sang khoang ổ bạc. + Bôi trơn và làm mát: Vì các bánh công tác gắn liền với trục quay với tốc độ 135000 – 150000 vòng/phút nên quá trình bôi trơn là rất quan trọng do đó lợi dụng dầu bôi trơn của động cơ để bôi trơn cho ổ đỡ sau đó dầu hồi về cạcte. Hinh 2 – 20 Bố trí đường dầu bôi trơn trong turbo 1- Đường dầu bôi trơn xécmăng; 2,3- Đường dầu bôi trơn bạc; 4- Đường dầu bôi trơn vòng hãm. 2.2.2.2. Bộ phận xả bớt khí thải qua tuabin a) Cấu tạo và nguyên lý làm việc của hệ thống Hình 2 – 21 Sơ đồ nguyên lý của phương án xả bớt khí thải qua tuabin bằng van xả, được điều khiển bằng áp suất khí tăng áp trên động cơ Yuchai-YZ485ZLQ 1- Bầu lọc không khí; 2- Đường khí nạp vào; 3- Không khí trời vào; 4- Khí thải từ động cơ; 5- Khí đến bộ chấp hành; 6- Két làm mát khí nạp; 7- Khí nạp vào động cơ; 8- Cụm tuabin-máy nén; 9- Cơ cấu điều khiển; 10- Bộ chấp hành; 11- Van xả; 12- Xupápnạp; 13- Xupáp thải. Nguyên lý làm việc Van xả hoạt động từ sự điều khiển của áp suất khí nạp. Khi động cơ chạy ở chế độ bình thường van không hoạt động. Khi động cơ chạy quá tải tức dòng khí thải ra quá lớn làm cho cánh tuabin quay với tốc độ lớn hơn. Do cánh tuabin và cánh nén nối đồng trục với nhau nên cánh nén cũng quay với tốc độ lớn làm cho lượng khí nạp vào động cơ tăng mạnh. Trên đường ống nạp vào động cơ đường nối thông giữa bầu áp suất (hình 2-22) và đường ống nạp, khí nạp luôn thường trực. Do đó, sự gia tăng áp suất khí nạp một phần đi vào bầu áp suất. Tại đây sự gia tăng áp suất sẽ tạo lực thắng lực lò xo để đẩy màng cao su đi xuống. Màng cao su nối liền với cần điều khiển cam nên cần này cũng đi xuống làm xoay cam. Nhờ lực lò xo mà cần gắn liền với van 11 được dịch chuyển để mở van 11. Khi van 11 mở, một phần khí thải được thoát ra ngoài mà không qua tuabin (hình 2-21). Lúc này tốc độ dòng khí thải sẽ giảm và làm cho tốc độ các cánh tuabin giảm, sẽ kéo theo sự giảm của các cánh nén, nên lượng khí nạp vào động cơ sẽ ít hơn. Động cơ trở về trạng thái hoạt động bình thường. Hình 2 – 22 Kết cấu bầu áp suất 1- Thân đòn điều khiển; 2- Lò xo; 3- Màng cao su; 4- Vỏ bầu áp suất; 5- Cửa lưu thông không khí qua bầu. b) Công dụng Như ở trên phần nghiên cứu về các biện pháp để cải thiện tính năng gia tốc và đặc tính mômen của động cơ tăng áp bằng tuabin-máy nén, thì đối với động cơ Yuchai-YZ485ZLQ, là động cơ sử dụng hệ thống tăng áp bằng tuabin khí xả, việc ứng dụng một trong các phương án trên vào việc cải thiện tính năng gia tốc và đặc tính mômen của động cơ là hết sức cần thiết. Ở đây nhà sản xuất đã lựa chọn phương án 2, tức là hỗ trợ gia tốc trong một khoảng thời gian ngắn, đây là một phương án tối ưu nhất với chi phí tương đối nhỏ và thời gian sử dụng tuỳ ý. Hình 2-21 mô tả sơ đồ nguyên lý của phương án xả bớt khí thải qua tuabin bằng van xả được điều khiển bằng áp suất khí tăng áp trên động cơ Yuchai-YZ485ZLQ. Biện pháp này sử dụng áp suất tăng áp để điều chỉnh xả bớt khí xả là có lợi nhất. Cụm TB-MN được điều chỉnh ưu tiên ở chế độ lưu lượng nhỏ khi số vòng quay nhỏ. Hình 2 – 23 Kết cấu van xả 1- Đế van xả; 2- Thân van xả; 3- Vỏ van xả; 4- Lò xo; 5- Đĩa lò xo; 6- Đế tỳ van; 7- Cam lệch tâm. Biện pháp xả bớt khí thải sẽ làm giảm hiệu suất tổng của cụm TB-MN. Tuy nhiên, nếu điều chỉnh để cụm TB-MN làm việc có hiệu suất cao ở số vòng quay thấp thì đặc tính mômen động cơ càng được cải thiện, nhưng phải thừa nhận khả năng phát huy công suất cực đại của động cơ bị hạn chế, tuy nhiên động cơ và cụm TB-MN sẽ tránh được hiện tượng quá tải. 2.2.2.3. Bộ phận làm mát khí nạp a) Vai trò của việc làm mát khí nạp Trong quá trình nén, nhiệt độ của khí tăng áp tăng lên ∆T = T1 – T0. Sự tăng nhiệt độ ∆T này phụ thuộc vào tỷ số tăng áp p1/po và hiệu suất của máy nén, ngoài ra còn phải xét đến diễn biến của quá trình nén. Hình 2 – 24 cho thấy ảnh hưởng của nhiệt độ khí tăng áp và hiệu suất đoạn nhiệt đến khối lượng không khí nạp. Hình 2 – 24 Ảnh hưởng của hiệu suất đoạn nhiệt của MN và làm mát khí tăng áp đến khối lượng riêng của khí nạp Từ hình 2 – 25 làm mát khí tăng áp cho phép tăng khối lượng khí nén, từ đó có thể tăng áp suất có ích pe. Nếu ở áp suất tăng áp khác nhau, khi hạ nhiệt độ 100C sẽ làm cho khối lượng riêng tăng 3%. Trong trường hợp này, nếu ge bằng nhau và hệ số dư lượng không khí như nhau, thì công suất sẽ tăng ít nhất 3%. Kinh nghiệm cho thấy, nhiệt độ khí nạp thấp sẽ cho tiêu hao nhiên liệu thấp theo số liệu cứ giảm 100C thì ge giảm 0,5%. Như vậy, nếu giữ nguyên hệ số dư lượng không khí thì công suất tăng khoảng 3,5% cho mỗi 100C. Hình 2 – 25 Áp suất có ích trung bình phụ thuộc vào tỷ số tăng áp khi mức độ làm mát khí tăng áp khác nhau Ngoài tác dụng làm tăng công suất, làm mát khí nạp còn có tác dụng : Giảm tổn thất nhiệt ; Cải thiện hiệu suất cơ giới ; Pe tăng mà không làm tăng áp suất cực đại của chu trình ; Giảm công tiêu thụ của máy nén cho 1 kg khí tăng áp. b) Làm mát khí nạp trên động cơ YZ485ZLQ Hình 2 – 26 Bố trí két làm mát trên động cơ 1- Bầu lọc không khí; 2- Đường khí ra của máy nén; 3- Cụm tuabin-máy nén; 4- Khí xả động cơ vào tuabin; 5- Khí xả động cơ ra môi trường; 6- Két làm mát khí nạp; 7- Đường nạp chính vào động cơ. Kết cấu két làm mát khí nạp lắp trên động cơ YZ485ZLQ Hình 2 – 27 Kết cấu két làm mát khí nạp động cơ 1- Đường khí vào; 2- Đường khí ra để vào động cơ. 2.2.3. Phối hợp làm việc của turbo SJ60 với động cơ YZ485ZLQ Đối với động cơ tăng áp bằng TB-MN thì cụm TB-MN cần đảm bảo cung cấp đủ lượng không khí cho ĐCĐT, tức là đảm bảo các điều kiện sau đây : - Áp suất khí nạp phải đảm bảo các yêu cầu ứng với từng chế độ làm việc; - Lưu lượng khối lượng khí nạp như mong muốn; - Hệ số dư lượng không khí đạt giá trị cần thiết, nhằm đảm bảo năng lượng khí xả cung cấp cho TB, qua đó cung cấp đủ công cho MN. a) Phối hợp TB-MN với ĐCĐT ở chế độ ổn định Chế độ làm việc ổn định là chế độ làm việc mà số vòng quay và tải trọng của động cơ được coi là không đổi. Ở chế độ này quá trình lưu động của dòng khí chịu tác động của các nhân tố sau : 1. Lưu lượng khí qua MN Muốn tăng công suất của động cơ, người ta tăng áp suất khí nạp nhờ MN. Lượng khí nạp vào phụ thuộc các yếu tố : - Tổn thất dòng chảy từ MN đến xilanh động cơ; - Sự sấy nóng của khí trong quá trình nén ở trong MN từ áp suất ban đầu p0 đến áp suất tăng áp p1. 2. Sự phân chia lượng không khí do MN cung cấp Khí nén mới sau khi qua MN được đưa vào ĐCĐT và chia làm hai phần : - Phần lớn lượng không khí lưu lại trong xi lanh và được sử dụng để đốt cháy nhiên liệu ; - Một phần nhỏ để quét buồng cháy trong thời gian cả xupáp nạp và thải đều mở. 3. Nhiệt độ khí xả Với một cụm TB-MN đã có thì quan hệ giữa áp suất có ích và nhiệt độ khí xả có ảnh hưởng lớn đến đặc tính hoạt động của cụm TB-MN và tất nhiên có ảnh hưởng đến tỷ số tăng áp. Khi số vòng quay không đổi, tỷ số tăng áp sẽ tăng khi tăng lượng nhiên liệu cung cấp khiến áp suất có ích trung bình pe, mômen có ích Me, nhiệt độ của chu trình và nhiệt độ cuối quá trình giãn nở đều tăng làm cho nhiệt độ khí xả tăng. Tuy nhiên, nhiệt độ khí xả vào TB phụ thuộc vào các yếu tố sau : + Quá trình truyền nhiệt qua thành vách càng lớn, nhiệt độ thực tế của khí xả đi vào TB càng thấp; + Khí xả được giãn nở trong ống góp, so với giãn nở đoạn nhiệt thì do có chuyển động rối của dòng khí tạo ra ma sát giữa các phần tử khí và giữa khí với thành nên nhiệt độ cuối ống xả cao hơn, làm cho nhiệt độ khí xả vào TB tăng. Ngoài ra nhiệt độ khí xả còn phụ thuộc vào các yếu tố : + Do sự cháy không hoàn toàn của hỗn hợp nhiên liệu và không khí nên nhiệt độ khí xả đi vào TB giảm; + Nếu động cơ cháy rớt nhiều thì nhiệt độ cuối quá trình giãn nở tăng làm tăng nhiệt độ khí xả đi vào TB. b) Phối hợp TB-MN với ĐCĐT ở chế độ thay đổi Khí thải của ĐCĐT là nguồn năng lượng được tận dụng để dẫn động MN nhằm tăng lượng khí nạp mới và làm tăng công suất của ĐCĐT. Trong thực tế, khi động cơ được tăng áp làm việc ở chế độ thay đổi, hoặc là mô men Me(pe) hoặc số vòng quay n của động cơ thay đổi, sẽ gây ảnh hưởng đến hoạt động của cụm TB-MN và cũng vì vậy, nó sẽ có tác dụng ngược lại đối với ĐCĐT. Muốn phối hợp trong điều kiện chế độ làm việc thay đổi, những thông số sau cần được đưa vào nghiên cứu : - Lưu lượng khối lượng của khí nạp mK ; - Tỉ số tăng áp p1/p0 ; - Số vòng quay của ĐCĐT n ; - Số vòng quay của TB-MN nT ; -Áp suất có ích trung bình pe(hay mô men động cơ phát ra). Trong đó thông số quan trọng nhất là lưu lượng khối lượng mk của khí nạp. Việc phối hợp làm việc phải đạt được các chỉ tiêu sau : - Bảo đảm tỉ số giãn nở để đảm bảo công suất phát ra của TB ; - Loại trừ vùng bơm của MN ra khỏi vùng làm việc của ĐCĐT ; - Đạt hiệu suất tối đa của cụm TB-MN ; - Bảo đảm được tỉ số tăng áp cần thiết mà tốc độ cụm TB-MN không quá cao ; - Giữ cho nhiệt độ khí xả là thấp nhất. c) Phối hợp ở chế độ sử dụng Lưu lượng khí cung cấp bởi bộ tăng áp phụ thuộc vào các thông số sau : - Điều kiện môi trường ; - Tổn thất áp suất trên đường nạp ; - Sự lưu động của dòng khí sau MN, đặc biệt là sự lưu động không ổn định có thể do hình dáng, kết cấu của ống nạp, do dao động khi đóng mở xupáp nạp, làm cho giới hạn không ổn định bị dịch chuyển về phía lưu lượng lớn. Những lý do trên buộc trong lúc phối hợp phải sử dụng giới hạn an toàn lớn nhằm tránh khỏi vùng làm việc không an toàn của cụm TB-MN. Tốt nhất là phải đảm bảo phạm vi hiệu suất cao của TB-MN nằm trong giới hạn này. Hình 2 – 28 Đặc tính ĐCĐT phối hợp với TB-MN Hình 2 – 28 cho thấy một cách rõ ràng việc phối hợp ĐCĐT với cụm TB-MN là phức tạp nhất vì đường cong yêu cầu lượng khí phải cung cấp nằm gần sát với đường giới hạn làm việc không ổn định của cụm TB-MN. Những nguyên nhân làm thay đổi ngẫu nhiên trong khi sử dụng động cơ có thể dẫn đến hiện tượng bơm của MN : Khi động cơ làm việc ở chế độ nào đó, pe và n xác định, sự xuất hiện của yếu tố làm tăng số vòng quay của TB-MN do : Xupáp thải mở sớm làm nhiệt độ và áp suất khí thải tăng ; Nhiệt độ khí xả tăng do điều chỉnh bơm cao áp sai. Nguyên nhân làm giảm lượng không khí qua máy nén khi số vòng quay của nó không đổi : Đóng cặn bẩn trên đường nạp ; Thời gian quét sai do điều chỉnh xupáp không đúng. Trường hợp áp suất p0 giảm, xuất hiện khi động cơ làm việc trên cao, xảy ra các hiện tượng sau : Lượng khí nạp vào động cơ giảm vì vậy nhiệt độ khí xả sẽ tăng ; Áp suất đối của TB giảm, vì thế tỷ số giãn nở của TB tăng, làm tăng tốc độ quay của cụm TB-MN. 3. Tính toán hệ thống tăng áp trên động cơ Yuchai YZ485ZLQ 3.1. Tính toán kiểm nghiệm bộ turbo SJ60 của hệ thống tăng áp lắp trên động cơ Yuchai-YZ485ZLQ 3.1.1. Các số liệu cho trước và các thông số chọn Bảng 3 – 1 Giá trị các thông số cho trước Stt Tên thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị 1 Công suất định mức có ích của động cơ Ne 46 [kW] 2 Số vòng quay định mức n 3200 [vòng/phút] 3 Tỷ số nén e 17,5 4 Đường kính xilanh D 85 [mm] 5 Hành trình piston S 92 [mm] 6 Số xylanh t 4 7 Số kỳ i 4 8 Suất tiêu hao nhiên liệu ge 215 [g/(kW.h)] 9 Pha phân phối khí + Góc mở sớm xupáp nạp j1 14 Độ + Góc đóng muộn xupáp nạp j2 46 Độ + Góc mở sóm xupáp thải j3 46 Độ + Góc đóng muộn xupáp thải j4 14 Độ Bảng 3 – 2 Giá trị các thông số chọn Thông số Ký hiệu Đơn vị Khoảng giá trị thường gặp Giá trị chọn Tài liệu TK Áp suất trên đường thải Pth MN/m2 (1,02÷1,04)P0 1,03P0 [2] Suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge g/(kWh) 200÷285 215 [2] Áp suất tăng áp PK MN/m2 0,22 [2] Áp suất môi trường xung quanh P0 MN/m2 0,1 [2] Nhiệt độ môi trường xung quanh T0 0k 298 [2] Hệ số dư lượng không khí a 1,5÷1,8 1,7 [2] Hệ số lợi dụng nhiệt độ tại Z xZ 0,65÷0,85 0,85 [2] Hệ số lợi dụng nhiệt độ tại b xb 0,8÷0,9 0,9 [2] Áp suất khí sót Pr MN/m2 >Pth 0,15 [2] Nhiệt độ khí sót Tr 0K (700÷900)0K 850 [2] Chỉ số giãn nỡ đa biến trung bình của khí sót m 1,45÷1,5 1,5 [2] Áp suất cuối qúa trình nạp Pa MN/m2 (0,9÷0,96)Pk 0,95.Pk [2] Hệ số nạp thêm l1 1,02÷1,07 1,05 [2] Hệ số quét khí k ≥1 1,05 [2] Hệ số hiệu đính tỷ nhiệt lt 1,1 [2] Hệ số điền đầy đồ thị φd 0,92÷0,97 0,96 [2] 3.1.2. Tính toán các thông số làm việc trong tuabin và máy nén Trong quá trình làm việc của động cơ diezel tăng áp bằng tuabin khí sử dụng năng lượng khí thải của động cơ, khi động cơ làm việc ở chế độ định mức, cụm TB-MN thường xuyên đảm bảo cân bằng giữa công suất sản sinh ra của tuabin và công tiêu thụ dẫn động máy nén (NK = NT). Trục quay của cụm TB-MN không liên hệ động lực với trục khuỷu của động cơ, do đó ở tất cả chế độ làm việc của động cơ, cụm TB-MN đều tự điều chỉnh công suất. Công suất của máy nén được tính toán dựa vào suất tiêu hao không khí và áp suất tăng áp. 1. Lưu lượng không khí vào máy nén GK hay suất tiêu hao nhiên liệu qua máy nén được xác định theo khối lượng không khí cần thiết để đốt cháy nhiên liệu, trong xilanh động cơ được xác định : . (3-1) Trong đó : ge- Suất tiêu hao nhiên liệu có ích, ge= 0,215 [kg/(kW.h)] ; Ne- Công suất có ích của động cơ, Ne= 46 [kW] ; a- Hệ số dư lượng không khí, a= 1,7 ; jk- Hệ số quét khí, jk= 1,05 ; M0- Lượng không khí lý thuyết cần thiết để đốt cháy 1kg nhiên liệu, Theo tài liệu [2] M0= 0,496 (kmol kk/kg nhiên liệu) ; mb- Khối lượng 1 mol không khí, mb= 28,95 [kg] . Thay các giá trị vào (3-1), ta được : , thỏa mãn so với thông số ban đầu là 0,010,18 [kg/s] . 2. Lưu lượng khí qua tuabin GT, hay suất tiêu hao khí xả qua tuabin Suất tiêu hao khí xả qua tuabin lớn hơn suất tiêu hao không khí một lượng bằng suất tiêu hao nhiên liệu (kg/s), ta có : . (3-2) Trong đó : ges- Suất tiêu hao nhiên liệu trong 1 giây, kg/s. Thay các giá trị vào (3-2), ta được : . 3. Nhiệt độ của khí thải ra khỏi động cơ khi chưa tính đến sự hoà lẫn của khí quét T’P. Ta có : . (3-3) Trong đó : m- Chỉ số giãn nở đa biến trung bình của khí sót, m = 1,5 ; Tb, Pb- Nhiệt độ và áp suất cuối quá trình giãn nở, Tb=10100K; Pb = 0,35 [MN/m2] (Tham khảo tài liệu [2]) ; Pp- Áp suất khí thải ra khỏi động cơ, Pp chọn theo Pk. ; Pk = (1,15 - 1,3) Pp, nên ta chọn . Thay các giá trị vào (3-3), ta được : . => t’p = 794 – 273 = 521[0C] . 4. Nhiệt độ của khí thải ra khỏi động cơ khi tính đến thành phần khí quét hoà lẫn trong khí xả: Tp, ta có : . (3-4) Trong đó : b0- Hệ số biến đổi phân tử lý thuyết, b0 = 1,0347473 ; t’p = 521 [0C] ; Vì động cơ cở nhỏ, tăng áp có làm mát khí nạp nên khí nạp sau khi qua két làm mát Tk sẽ còn 2980K, do đó : tk = Tk – 273 =298 – 273 = 25 [0C] ; mcp, m’cp, m”cp lần lượt là tỷ nhiệt mol trung bình của không khí, hỗn hợp khí quét và khí thải, của khí thải, được xác định theo các công thức sau : . m”cp = m”cv + 8,314 = 20,755 + 0,00264T’p + 8,314 = 20,755 + 0,00264794 + 8,314 = 31,165 [KJ/(Kmol.0K)] . Tỷ nhiệt mol đẳng áp trung bình của hỗn hợp khí xả trước tuabin, được tính theo phương trình tỉ nhiệt hỗn hợp lượng không khí quét dư và sản vật cháy m’cp, được xác định theo công thức : (3-5) . Thay các giá trị vừa tính được vào phương trình (3-4), ta được : => tp = 502 [0C] . => Tp = 502 + 273 = 775 [0K] . 3.1.3. Tính toán cụm turbo tăng áp Việc tính toán cụm turbo tăng áp dựa trên tính chất đồng bộ của tuabin và máy nén. Đối với một chế độ ổn định, thì sự làm việc ổn định của TB-MN theo các điều kiện sau : - Cân bằng công suất: NK = N T ; - Cân bằng số vòng quay: nK = nT ; - Cân bằng lưu lượng khí qua tuabin và máy nén : GT = GK + Gnl - Ghh . Trong đó : NK, NT- Công suất của máy nén và tuabin ; nK, nT- Số vòng quay của máy nén và tuabin ; Ghh- Lưu lượng khí hao hụt trong xilanh động cơ. 3.1.3.1. Tính toán máy nén Các thông số cơ bản của máy nén : + D0 - Đường kính trong của miệng vào bánh công tác ; + D1 - Đường kính ngoài của miệng vào bánh công tác ; + D1m - Đường kính trung bình của miệng vào bánh công tác ; + D2 - Đường kính ngoài của miệng ra bánh công tác ; + D3 - Đường kính trong vành tăng áp ; + D4 - Đường kính ngoài vành tăng áp ; + B - Chiều dài bánh công tác ; + b2 - Chiều rộng miệng ra bánh công tác ; + b3 - Chiều rộng miệng vào vành tăng áp ; + b4  - Chiều rộng miệng ra của vành tăng áp ; + z - Số cánh của bánh công tác. Hình 3 – 1 Giản đồ máy nén li tâm 1- Đoạn cửa vào; 2- Bánh công tác; 3- Vành tăng áp; 4- Vỏ xoắn ốc; P, C, T - Áp suất, tốc độ, nhiệt độ của dòng khí qua máy nén. Hình 3 – 2 Tam giác tốc độ tại miệng vào và ra của máy nén li tâm C- Tốc độ tuyệt đối; W- Tốc độ tương đối; U- Tốc độ theo (tiếp tuyến). 1. Nhiệt độ của dòng hãm ở tiết diện a1a1 ở lối vào của bánh công tác, T*a1 : T*a1 = T0 = 298 0K . 2. Áp suất của dòng hãm ở tiết diện a1a1, P*a1 : P*a1 = P0 - DPb1 . (3-6) Trong đó : - P0 - Áp suất khí quyển, P0 = 0,1 [MN/m2] ; - DPb1 - Tổn thất áp suất không khí khi đi qua bầu lọc, DPb1 = 0,002 [MN/m2] . Thế vào công thức (3-6) ta được : P*a1 = 0,1 - 0,002 = 0,098 [MN/m2] . 3. Vận tốc không khí Ca1 ở tiết diện a1a1 thay đổi trong khoảng (30 - 70)m/s : Chọn Ca1 = 50 m/s . 4. Nhiệt độ không khí ở tiết diện a1a1, Ta1 : . (3-7) Trong đó : - K - Số mũ đoạn nhiệt của không khí, K = 1,4 ; - R - Hằng số chất khí, R = 29,27 [KG.m/kg. độ]. Thay các giá trị vào biểu thức (3-7) ta có : . 5. Áp suất không khí ở tiết diện a1a1, Pa1 : . 6. Khối lượng riêng của không khí ở tiết diện a1a1, ra1 : . 7. Diện tích tiết diện ngang a1a1, Fa1 : . 8. Áp suất của không khí sau máy nén, PK : Vì tổn thất áp suất do khí tăng áp khi đi qua két làm mát là 0,20,3[kg/cm2]. Do đó PK lúc này sẽ là 2,2[kg/cm2] . Vậy PK = 0,22 [MN/m2]. 9. Mức độ tăng áp suất trong máy nén, : . 10. Công nén đoạn nhiệt trong máy nén, : . (3-8) Thế các thông số vừa tìm được ở trên vào (3-8), ta được : . 11. Hiệu suất đoạn nhiệt cột áp, Hag : Chọn Hag = 0,65. 12. Vận tốc vòng ở đường kính ngoài của bánh công tác, U2 : . 13. Vận tốc chiều trục để tạo nên vận tốc tuyệt đối khi dòng vào hướng trục: C1a = C1, và được giới hạn trong phạm vi (80 - 150) [m/s]. Chọn C1a = C1 = 80 [m/s]. 14. Nhiệt độ không khí ở lối vào của bánh công tác, T1 : . 15. Tổn thất ở lối vào trước bánh công tác, : . (3-9) Trong đó : xa1 - Hệ số tổn thất, xa1 = 0,03 - 0,06, chọn xa1 = 0,03. Thay các giá trị vào (3-9) ta có : . 16. Chỉ số đa biến của không khí ở lối vào được xác định như sau, : (3-10) 17. Áp suất ở lối vào của bánh công tác, P1 : . 18. Khối lượng riêng của không khí ở lối vào bánh công tác, : . 19. Diện tích tiết diện ngang ở lối vào bánh công tác, : . 20. Đường kính ngoài của bánh công tác ở lối vào, D1 : . (3-11) Trong đó : D0 - Đường kính trong của miệng vào bánh công tác. Ta có: , Chọn: . Thay các giá trị vào biểu thức (3-11), ta được : . 21. Đường kính ổ trục bánh công tác, D0 : D0 = 0,25D1 = 0,2533 = 8,25 [mm] . 22. Đường kính D2 bánh công tác : Ta có: . Chọn :. 23. Số vòng quay của bánh công tác, : [vòng/phút] . 24. Đường kính trung bình ở lối vào của bánh công tác, : . 25. Bước cánh ở đường kính trung bình của bánh công tác, : . (3-12) Trong đó : ZK - Số cánh của bánh công tác, ZK = (7 - 37), chọn Zk = 10 cánh . Thay các giá trị vào biểu thức (3-12), ta được : . 26. Hệ số chắn ở lối vào của bánh công tác tại đường kính trung bình, : . (3-13) Trong đó : d1m- Chiều dày của cánh ở đường kính trung bình. Tỷ số: . Chọn: . 27. Vận tốc vòng ở đường kính trung bình, U1m : . 28. Góc vào của dòng ở đường kính trung bình, b1m : . 29. Góc xếp cánh, b1mx : b1mx = b1m + i . Trong đó :i - Góc quay của dòng, i = (2 -3)0, chọn i = 2054’, => b1mx = 3006’ + 2054’ = 330. 30. Vận tốc kinh tuyến ở lối vào bánh công tác, C1m : . 31. Vận tốc tương đối ở lối vào của bánh công tác tại đường kính trung bình, W1m : . 32. Vận tốc vòng ở đường kính D1, U1: . 33. Số max ở đường kính D1 trong chuyển động tương đối, MW1: . 34. Tổn thất ở lối vào trong bánh công tác, : . (3-14) Trong đó : x1 - Hệ số tổn thất, x1 = (0,10,3), chọn x1 = 0,1. Thay các giá trị vào (3-14), ta có : . 35. Tổn thất xoáy do ma sát trong rãnh giữa các cánh, Lr2 : . (3-15) Trong đó : x2 - Hệ số tổn thất, x2 = (0,10,2), chọn x1 = 0,1 ; C2r - Vận tốc hướng tâm để tạo nên vận tốc tuyệt đối C2 của dòng ở lối ra của bánh công tác, tính gần đúng C2r = C1a = 80 [m/s]. Thay các giá trị vào (3-15), ta có : . 36. Tổn thất do ma sát đĩa bánh công tác với không khí cửa thông hơi, Llg : . (3-16) Trong đó : - Hệ số tổn thất, = (0,04 0,06), chọn = 0,04. Thay giá trị vào biểu thức (3-16), ta có : . 37. Hệ số công suất, m : . 38. Nhiệt độ không khí sau bánh công tác, T2 : . 39. Chỉ số nén đa biến của không khí trong bánh công tác, : (3-17) 40. Áp suất không khí sau bánh công tác, P2 : . 41. Khối lượng riêng của không khí sau bánh công tác, r2 : . 42. Vận tốc vòng tạo thành vận tốc tuyệt đối C2 ở lối ra của bánh công tác, C2u : C2u = mU2 = 0,8344,872 = 275,898 [m/s]. 43. Vận tốc tuyệt đối của không khí ở lối ra của bánh công tác, C2 : . 44. Vận tốc vòng tạo thành vận tốc tương đối ở lối ra của bánh công tác, W2u : W2u = U2 – C2u = 344,872 – 275,898 = 68,974 [m/s]. 45.Vận tốc hướng tâm tạo thành vận tốc tương đối ở lối ra từ bánh công tác, W2r : W2r = C2r = 80 [m/s]. 46. Vận tốc tương đối ở lối ra của bánh công tác, W2 : . 47. Góc giữa vectơ vận tốc hướng tâm và vận tốc vòng của vận tốc tuyệt đối ở lối ra của bánh công tác : . 48. Góc giữa vectơ vận tốc tương đối và vận tốc tuyệt đối ở lối ra, b2 : . 49. Bước cánh ở lối ra của bánh công tác, t2 : . 50. Hệ số chắn ở lối ra của bánh công tác, t2 : . (3-18) Trong đó: d2- Là bề dày cánh, theo TL [2]: , chọn . Thay các giá trị vào (3-18), ta có : . 51. Bề rộng bánh công tác ở lối ra, b2 : . 52. Bề rộng phần không cánh của ống khuếch tán ở lối ra, b’2 : b’2 = b2 + (2¸5) [mm] . Chọn b’2 = b2 + 3,3 = 2,7 + 3,3 = 6 [mm]. 53. Đường kính ngoài ống khuếch tán hở, D’2 : D’2 = (1,08¸1,15) D2 . Chọn D’2 = 1,1D2 = 1,10,06 = 0,066 [m] = 66 [mm]. 54. Vận tốc tuyệt đối ở lối ra của phần ống khuếch tán không có cánh trong lần tính gần đúng lần 1, C’21 : . 55. Nhiệt độ không khí ở lối ra của phần ống khuếch tán không có cánh trong lần tính gần đúng lần 1, T’21 : . 56. Chỉ số nén đa biến ở lối ra của phần ống khuếch tán không cánh được xác định, n’2 : . (3-19) Trong đó : x - Hệ số tổn thất, x = (0,250,45), theo tài liệu [2], chọn x1 = 0,4 . Thay các giá trị vào biểu thức (3-19), ta được : . Theo tài liệu [2], n’2 = 1,9 thoả mãn trong khoảng (1,6¸2,0) . 57. Áp suất ở lối ra của phần ống khuếch tán không cánh trong lần tính gần đúng lần 1, P’2 : . 58. Khối lượng riêng của không khí ở lối ra của phần ống khuếch tán không cánh trong lần tính gần đúng lần 1, r’21 : . 59. Vận tốc C’2 trong lần tính gần đúng lần hai, : Vì vận tốc C’2 khi xác định lần 1 không chú ý đến sự thay đổi của khối lượng riêng của không khí trong ống khuếch tán, nên lần hai được xác định như sau : . 60. Nhiệt độ không khí trong lần tính gần đúng thứ hai, : . 61. Chỉ số nén đa biến n’2 = 1,9. 62. Áp suất trong lần tính gần đúng thứ 2, : . 63. Khối lượng riêng của không khí trong lần tính gần đúng lần 2, : . 64. Vận tốc trong lần tính gần đúng thứ 3, : . 65. Nhiệt độ không khí trong lần tính gần đúng thứ 3, : . 66. Áp suất không khí trong lần tính gần đúng thứ 3, : . 67. Khối lượng riêng của không khí trong lần tính gần đúng thứ 3, : . 68. Vận tốc không khí ở lối ra của phần ống khuếch tán không cánh, C’2 : . 69. Đường kính ngoài của ống khuếch tán có cánh, D3 : D3 = (1,35¸1,7) D2 . Chọn D3 = 1,4 D2 = 1,4 0,06 = 0,084 [m]. 70. Bề rộng ống khuếch tán có cánh ở lối ra, b3 : Ta có: b3 ³ b’2 . Chọn b3 = 1,2 b’2 = 1,2 0,006 = 0,0072 [m]. 71. Góc nghiêng đối với vận tốc tuyệt đối C3 ở lối ra của ống khuếch tán có cánh, a3 : a3 = a2 + (10¸18)0 = 16010’ + 17050’ = 340. 72. Hệ số chắn ở lối vào của ống khuếch tán có cánh, t’2 : . (3-20) Trong đó : t’2- Bước cánh của ống khuếch tán ở lối vào ; d’2- Bề dày cánh, ta có tỷ số, chọn . Từ (3-20) . 73. Hệ số chắn ở lối ra của ống khuếch tán có cánh, : . (3-21) Trong đó: t3 - Bước cánh của ống khuếch tán ở lối ra ; d3 - Bề dày cánh ở lối ra của ống khuếch tán, ta có tỷ số, , chọn . Từ (3-21) . 74. Nhiệt độ không khí ở lối ra của ống khuếch tán có cánh, T3 : T3 = b T’21 . (3-22) Chọn: b = 1,085. Từ (3-22) => T3 = 1,085 390,113 = 423,273 [0K]. 75. Áp suất ở lối ra của ống khuếch tán, P3 : . Với n3 = (1,51,8), chọn n3 = 1,6. 76. Khối lượng riêng của không khí ở lối ra của ống khuếch tán có cánh, : . 77. Vận tốc không khí ở lối ra của phần ống khuếch tán có cánh, C3 : . 78. Vận tốc của không khí ở lối ra của buồng xoắn ốc, C4 : Chọn C4 = C3 = 25,65 [m/s]. 79. Tổn thất ở buồng xoắn ốc, Lrg1 : . (3-23) Trong đó : x4 - Hệ số tổn thất, x4 = (0,3 0,4), chọn x1 = 0,3 . Thay các giá trị vào (3-23), ta có : . 80. Nhiệt độ ở lối ra của buồng xoắn ốc, T4 : T4 = T3 = 423,273 [0K]. 81. Áp suất ở lối ra của buồng xoắn ốc, P4 : . 82. Mức độ tăng áp trong máy nén, Pkg : . 83. Công của máy nén, Lkag.g : . 84. Hiệu suất của máy nén, hK : . 85. Hiệu suất đoạn nhiệt cột áp, : . 86. Công suất để dẫn động máy nén, NK : . 3.1.3.2. Tính toán tuabin Sơ đồ tính toán tuabin Hình 3 – 2 Sơ đồ tính toán tuabin 1- Vỏ tuabin; 2- Vành miệng phun; 3- Bánh công tác; D- Các kích thước đường kính tương ứng của bánh công tác; C- Tốc độ tuyệt đối; U- Tốc độ theo (tiếp tuyến) ; W- Tốc độ tương đối. Từ kết quả tính toán ban đầu ta có : Nhiệt độ khí thải ra khỏi động cơ là, TT : TT = Tp = 775 [0K] . Áp suất khí thải ra khỏi động cơ, PT : PT = Pp = 0,169 [MN/m2] . Hệ số dư lượng không khí tổng cộng, ac : ac = jKa . Trong đó: jK - Hệ số quét khí, chọn jK = 1,05 ; => ac = 1,051,7 = 1,785. Khối lượng không khí cần thiết để đốt cháy hoàn toàn 1kg nhiên liệu, L0 : L0 = rKKM0 . (4-1) Trong đó : rKK- Khối lượng riêng của không khí, rKK = 28,95 [kg/m3] ; M0- Khối lượng không khí lý thuyết cần thiết để đốt cháy 1kg nhiên liệu. Theo tài liệu [2], M0 = 0,496 [Kmol kk/ kg nhiên liệu] . Thay các giá trị vào (4-1), ta có : L0 = rKKM0 = 28,950,496 = 14,32 [Kg kk/kg nl] . Số vòng quay của tuabin: nT = nK = 109832 [vòng/phút] . 1. Hệ số biến đổi phân tử của hỗn hợp mới, b0 : . Với H,O là thành phần của hyđrô và ôxy tính theo khối lượng có trong một kg nhiên liệu lỏng, ta có : H = 0,126[kg] ; O = 0,004[kg] . 2. Khối lượng phân tử của khí trước tuabin, : . 3. Hằng số trạng thái của khí trước tuabin, R1 : . 4. Lưu lượng khí qua tuabin, GT : . 5. Áp suất dòng hãm trước tuabin, P*T : . (4-2) Trong đó : PT0 – Áp suất của dòng khí ra tuabin, chọn PT0 = 0,102 [MN/m2] ; ; hTK - Hiệu suất chung của cụm turbo, chọn hTK = 0,55 ; k1 - Số mũ đoạn nhiệt của khí trước tuabin, k1 = (1,31 1,35), chọn k1 = 1,35 ; . Thay các giá trị tìm được vào (4-2), ta được : . 6. Công đoạn nhiệt định mức, LTag : . 7. Vận tốc khí giãn nở đoạn nhiệt định mức qua tuabin, CTag : . 8. Công giãn nở đoạn nhiệt trong ống nối, LTagc : LTagc = (1 - r)LTag . Trong đó : r - Mức độ phản lực ở đường kính trung bình ; theo tài liệu [2]: r = 0,45 ¸ 0,55, chọn r = 0,5 . => LTagc = (1 – 0,5)180421,508 = 90210,754 [J/kg]. 9. Vận tốc khí ở lối ra của ống nối, C1 : (4-3) Trong đó : j - Hệ số tốc độ, theo tài liệu [2]: j = 0,96 ¸0,985, chọn j = 0,97. Thay giá trị vào biểu thức (4-3), ta được : . 10. Áp suất ở lối ra từ ống nối, P1 : . 11. Nhiệt độ ở lối ra của ống nối, T1 : . 12. Khối lượng riêng của khí ở lối ra của ống nối, r1 : . 13. Vận tốc vòng ở đường kính trung bình, U : U =cCTag . (4-4) Theo tài liệu [2], chọn c = 0,54 . Từ (4-4) => U = 0,54600,702 = 324,379 [m/s]. 14. Đường kính trung bình của lưới ống nối, D1m : . 15. Chiều cao cánh ống nối, l1 : Theo tài liệu [2], ta có : . Chọn: l1 = 0,2D1m = 0,20,056= 0,0112 [m]. 16. Bước lưới của ống nối, t1 : Theo tài liệu [2], ta có : . Chọn: . 17. Số max, M1 : . 18. Bề rộng lưới ống nối ở phần hẹp nhất, a : Theo tài liệu [2]: khi M1 > 0,6, thì a được xác định theo công thức : a = t1Sina1 = 9,52sin 220 = 3,566 [mm]. 19. Vận tốc tương đối của khí thải ở lối vào bánh công tác, W1 : . Với = 140 250 là góc mà dòng khí ra khỏi miệng phun, ta chọn = 220. 20. Nhiệt độ dòng hãm ở lối vào bánh công tác, T*W : . 21. Vận tốc quy đổi, lw1 : . 22. Góc vào của dòng ở cánh của bánh công tác tuabin, b1 : . 23. Công giãn nở đoạn nhiệt của khí thải trong cánh của bánh công tác, LTag1 : LTag1 = rLTagc = 0,590210,754 = 45105,377 [J/kg]. 24. Vận tốc tương đối của khí ở lối ra của bánh công tác, W2 : . (4-5) Trong đó : y - Hệ số tốc độ, y = (0,93 ¸ 0,98), chọn y = 0,96. Thay vào biểu thức (4-5) ta được : . 25. Nhiệt độ của khí ở lối ra của bánh công tác, T2 : . 26. Khối lượng riêng của khí ở lối ra của bánh công tác, r2 : . (4-6) Trong đó : P2 – Áp suất ở lối ra của bánh công tác. Xem P2 = PT0 = 0,102 [MN/m2] . Thay giá trị vào biểu thức (4-6), ta có : . 27. Góc ra của dòng từ bánh công tác trong chuyển động tương đối, b’2 : . (4-7) Ta có : D2m = D1m = 0,056 [m], l2 = l1 = 0,0112 [m] . Thay các giá trị vào biểu thức (4-7), ta được : . 28. Lưu lượng khí rò rỉ, Gym : . (4-8) Trong đó : d2 – Khe hở rò rỉ, theo tài liệu [2], chọn d2 = 1[mm]. Thay các giá trị vào biểu thức (4-8), ta được : . 29. Tính chính xác góc ra, b2 : . 30. Vận tốc tuyệt đối của khí ở lối ra của bánh công tác, C2 : Ta có : U2 = U = 324,379[m/s] . Do đó : . 31. Góc ra của khí từ bánh công tác, a2 : . 32. Công của khí thải ở bánh công tác tuabin, hay công làm quay bánh công tác, LTu : LTu = (U1W1Cosb1 + U2W2Cosb2) = U(W1Cosb1 + W2Cosb2) = 324,379 (164,79Cos69030’ +328,884Cos6049’) = 124649,054 [J/kg]. 33. Hiệu suất của tuabin, hTu : . 34. Tổn thất do vận tốc ở lối ra, DLb : . (4-9) Trong đó: Kb - Hệ số tính đến sự tổn thất, Kb = (1¸1,5), chọn Kb = 1,2. Thay giá trị vào biểu thức (4-9), ta được : . 35. Tổn thất do rò rỉ, DLym : . 36. Tổn thất ở ống phun, DLc : . 37. Tổn thất ở các cánh của bánh công tác, DLl : . 38. Công suất tiêu hao để khắc phục ma sát của đĩa và tổn thất thông hơi, Nmb : . (4-10) Trong đó: b hệ số được chọn với một giá trị cho sẵn, b = 2 ; . Thay các giá trị vào biểu thức (4-10), ta được : . 39. Tổn thất do ma sát và thông hơi, DLmb : . 40. Hiệu suất đoạn nhiệt của tuabin, hTag : . 41. Hiệu suất chỉ thị của tuabin, hTi : . 42. Hiệu suất có ích của tuabin, hT : hT = hTihTm . (4-11) Trong đó: hTm- Hiệu suất cơ giới, hTm = (0,92 ¸ 0,98), chọn hTm = 0,97. Thế các giá trị vào (4-11), ta được : hT = 0,6550,97 = 0,64 . Với hT = 0,64, theo tài liệu [1] thoả mãn điều kiện hT = (0,6¸0,8). 43. Công suất có ích của tuabin, NT : . So sánh với công suất của máy nén NK = 8,813[kW] . . 4. Những hư hỏng và biện pháp khắc phục Về mặt kết cấu, cụm TB-MN rất đơn giản. Tuy nhiên, điều kiện làm việc của nó rất khắc nghiệt, nhất là nó làm việc ở số vòng quay lớn và rất lớn, từ 135000 150000 [vòng/phút]. Lúc này, nhiệt độ của TB rất cao, do các chi tiết nhỏ nên quá trình bôi trơn khó khăn, chính vì vậy mà ma sát giữa các chi tiết làm việc rất cao. Bên cạnh đó, cụm TB-MN được lắp trong một liên hợp MN-ĐCĐT-TB thành một thực thể thống nhất nên chúng có quan hệ mật thiết với nhau. Do đó, khi xem xét hư hỏng và khắc phục chúng, cần phải đặt chúng trong một thể thống nhất. 4.1. Xác định nguyên nhân hư hỏng và biện pháp khắc phục Việc xác định những nguyên nhân hư hỏng của hệ thống tăng áp là hết sức quan trọng, nó liên quan lớn đến nhiều chỉ tiêu của động cơ. Do đó, người thợ sửa chữa phải tuân thủ rất nghiêm ngặt quy trình sửa chữa theo đúng tuần tự sau : Tìm hiểu các biểu hiện của động cơ ; Xác định hư hỏng ; Chỉ tác động vào cụm TB-MN khi đã xác định rõ sự cố của động cơ là do cụm TB-MN gây ra. Chú ý: tránh tháo cụm TB-MN khi chưa biết rõ nguyên nhân gây hư hỏng để tránh trường hợp tác động vào cụm TB-MN khi không cần thiết. Hư hỏng hệ thống tăng áp chủ yếu do các nguyên nhân sau : Thiếu dầu bôi trơn ; Dầu bôi trơn bị bẩn ; Vật lạ rơi vào hệ thống. Khi xảy ra hư hỏng ở hệ thống tăng áp sẽ có những biểu hiện hư hỏng sau : Công suất của động cơ thấp ; Tăng tốc khó ; Tiêu hao nhiên liệu lớn ; Động cơ xuất hiện khói đen hoặc khói xanh ; Độ ồn của động cơ tăng. Sau đây là một số hiện tượng hư hỏng thường gặp của cụm TB-MN và biện pháp khắc phục chúng. 4.1.1. Động cơ khó tăng tốc, tụt công suất hoặc tiêu hao nhiên liệu lớn 4.1.1.1. Nguyên nhân Do áp suất tăng áp quá thấp ; Tắc hệ thống nạp khí ; Rò rỉ trong hệ thống nạp khí ; Tắc hệ thống thải ; Sai lệch điều kiện vận hành của TB-MN. 4.1.1.2. Biện pháp khắc phục - Dùng đồng hồ đo áp suất khí tăng áp. Áp suất khí tăng áp của động cơ mà ta khảo sát là 2,5 [KG/cm2]. Nếu áp suất khí tăng áp không đạt theo yêu cầu trên thì chuyển sang thực hiện các bước tiếp theo. - Kiểm tra hệ thống nạp khí: kiểm tra lọc khí, hiện tượng lọt khí giữa các bích nối của đường nạp vào máy nén và máy nén vào động cơ, kiểm tra các chất cặn bẩn dính bám trên đường ống nạp làm tăng sức cản trên đường nạp. - Kiểm tra hệ thống thải khí: sự lọt khí qua các bích nối giữa động cơ với đường ống thải, giữa đường ống thải với TB, kiểm tra hiện tượng tắc đường ống thải khí. - Kiểm tra sự quay của cánh MN. Nếu cánh MN không quay hoặc khó quay thì tháo cụm TB-MN và kiểm tra độ rơ dọc trục cũng như khe hở hướng kính của cánh máy nén. Quá trình đo được tiến hành theo đúng chỉ định trong các catalog và sổ tay hướng dẫn vận hành bảo trì của nhà chế tạo. Nếu các giá trị đo được, không đảm bảo chỉ định thì phải thay thế cụm TB-MN. 4.1.2. Có tiếng ồn bất thường 4.1.2.1. Nguyên nhân - Có hiện tượng cộng hưởng của các chi tiết lắp ghép với cụm TB-MN hoặc với bản thân cụm TB-MN. - Ống xả bị rò hoặc rung động do nới lỏng các bulông cố định. - Sai lệch điều kiện vận hành của TB-MN. 4.1.2.2. Biện pháp khắc phục - Kiểm tra các bulông lắp ghép của cụm TB-MN, nhất là các bulông nên xem có bị lỏng, lắp đặt không đúng hay bị biến dạng không, từ đó, có biện pháp sửa chữa hoặc thay thế nếu cần. - Kiểm tra các bích nối của hệ thống nạp, thải với động cơ cũng như với cụm TB-MN. Siết chặt lại bulông hoặc thay thế tùy thuộc vào tình hình cụ thể. Kiểm tra sự biến dạng của ống xả. - Kiểm tra các khe hở dọc trục và khe hở hướng tâm của cánh MN, kiểm tra trục TB-MN cũng như kiểm tra các ổ đỡ. - Kiểm tra xem có vật lạ rơi vào hệ thống không. 4.1.3. Tiêu hao nhiên liệu lớn và có khói xanh 4.1.3.1. Nguyên nhân Do hư hỏng các đầu nối với cụm TB-MN hoặc do mòn bạc lắp trên trục cụm TB-MN. 4.1.3.2. Biện pháp khắc phục - Kiểm tra sự thất thoát dầu của hệ thống thải: tháo ống nối đầu vào của tuabin xem có sự tích tụ muội than trên cánh tuabin. Sự tích tụ muội than ở đây là do cháy dầu gây ra. - Kiểm tra sự rò rỉ dầu của hệ thống nạp: kiểm tra các khe hở dọc trục và khe hở hướng kính của cánh máy nén, kiểm tra sự có mặt của dầu bôi trơn trong ống hút của máy nén. 4.2. Phân tích các hư hỏng của hệ thống tăng áp 4.2.1. Thiếu dầu bôi trơn Việc thiếu dầu có ảnh hưởng rất lớn đến sự làm việc bình thường của các ổ trục, sự quay của roto, các đệm làm kín, thậm chí có thể gây gãy trục hay các sự cố nghiêm trọng khác. Nhiệt độ làm viêc bình thường của các ổ trục là 60-900C nhưng khi thiếu dầu bôi trơn nó có thể lên tới 4000C. Điều này dẫn đến cháy dầu bôi trơn, biến dạng trục, tróc dích vật liệu ổ lên trục và có thể dẫn đến va đập cánh của cụm TB-MN lên vỏ. 4.2.2. Vật lạ rơi vào cụm TB-MN Nếu có vật lạ rơi vào cụm TB-MN thì hậu quả sẽ rất lớn. Có thể gây gãy, vỡ các cánh MN, cánh TB hoặc gây hao mòn nhanh các bề mặt ma sát. 4.2.3. Dầu bôi trơn bẩn Dầu để bôi trơn trục TB-MN được trích từ hệ thống bôi trơn của động cơ và qua hệ thống lọc. Nhưng nếu dầu bôi trơn bị bẩn sẽ làm cho chất lượng bôi trơn của dầu không đảm bảo, có thể làm tắc các đường ống dẫn dầu bôi trơn, gây ra hiện tượng thiếu dầu hoặc làm cào xước, mài mòn các bề mặt ma sát. Dầu bẩn có thể do lọc không tốt, do hiện tượng cháy dầu, dẫn đến sự pha trộn dầu sạch với một lượng muội than do dầu cháy hoặc do sự tích tụ cặn ở các vị trí khó lưu thông dầu trong hệ thống. 4.3. Kiểm tra hệ thống tăng áp của động cơ 4.3.1. Kiểm tra hệ thống khí nạp Kiểm tra sự rò rỉ, tắc kẹt của đường ống nối giữa bầu lọc khí với đường nạp, đường nạp với cụm TB-MN cũng như giữa cụm TB-MN và đường ống nối với động cơ...Các hư hỏng trong hệ thống này, cần được khắc phục theo các trình tự như sau : - Tắc lọc khí: làm sạch hoặc thay thế ; - Vỏ bị hỏng hoặc biến dạng: sửa chữa hoặc thay thế ; - Rò rỉ tại các đầu nối: kiểm tra các đầu nối và sửa chữa ; - Nứt vỡ các phụ kiện: sửa chữa và thay thế. 4.3.2. Kiểm tra hệ thống thải Kiểm tra sự rò rỉ hay tắc kẹt của đường ống nối giữa động cơ với đầu vào cụm TB-MN và giữa đầu ra của cụm TB-MN với đường thải. - Biến dạng các phụ kiện: sửa chữa và thay thế. - Vật lạ rơi vào các rãnh: vệ sinh. - Lọt dầu: sửa chữa hoặc thay thế. - Nứt vỡ các phụ kiện: sửa chữa và thay thế. 4.3.3. Kiểm tra hoạt động bộ chấp hành - Tháo ống bộ chấp hành. - Dùng SST 09992-00241 (đồng hồ đo áp suất tuabin tăng áp), áp suất khoảng 0,81 kgf/cm2 lên bộ chấp hành và kiểm tra cần dịch chuyển. Nếu cần không dịch chuyển, thay cụm tuabin tăng áp. Lưu ý: không bao giờ tạo áp suất lớn hơn 0,95 kgf/ cm2 lên bộ chấp hành. - Kiểm tra màng cao su bị thũng hay xé rách hoặc co giản quá mức, nếu vậy, phải thay thế. - Kiểm tra lò xo có biến dạng hay lực đàn hồi quá yếu, làm cần điều khiển không có tác dụng. 4.4. Các điểm cần lưu ý khi sử dụng hệ thống tăng áp - Không dừng động cơ ngay sau khi ôtô vận hành ở tốc độ cao, tải lớn hoặc leo dốc để tránh trường hợp bơm dầu của hệ thống bôi trơn bị tắt, dẫn đến thiếu cung cấp cho các bề mặt ma sát của hệ thống tăng áp vốn đang làm việc với tốc độ rất lớn. Hiện tượng này có thể gây ra cháy TB hoặc gây hư hỏng nặng cho cụm TB-MN. Do đó, chú ý cần phải có thời gian chạy không tải động cơ khoảng 20120 s trước khi cho dừng hẳn động cơ. Thời gian chạy không tải dài hay ngắn phụ thuộc vào mức độ hoạt động của động cơ trước khi dừng. - Tránh tăng tốc đột ngột ngay sau khi động cơ vừa khởi động lạnh. - Động cơ phải được vận hành trong điều kiện có bầu lọc khí, tránh trường hợp có vật lạ rơi vào hệ thống. - Nếu cụm TB-MN có sự cố và cần phải thay thế thì trước tiên cần phải kiểm tra các nguyên nhân gây hư hỏng theo các bước sau đây sau đó mới tháo bỏ từng phần nếu cần thiết. + Mức dầu và chất lượng dầu bôi trơn của động cơ ; + Điều kiện vận hành trước đó của động cơ ; + Đường dầu bôi trơn dẫn đến cụm TB-MN. Việc kiểm tra này là hết sức cần thiết để tránh sự cố tiếp theo sau khi đã sửa chữa hoặc thay thế cụm TB-MN mới. - Tuân thủ đầy đủ các chỉ dẫn khi tháo và lắp cụm TB-MN. Không đánh rơi, va đập các chi tiết sau khi tháo vào các vật cứng. Không di chuyển các chi tiết bằng cách cầm vào các bộ phận dễ bị biến dạng. - Trước khi di chuyển cụm TB-MN, phải che kín đường nạp, đường thải cũng như phễu kiểm tra dầu để tránh sự xâm nhập của các bụi bẩn hoặc vật lạ. - Nếu thay thế cụm TB-MN cần phải kiểm tra sự tích tụ của các cặn bẩn trong đường ống dẫn dầu. Nếu cần thiết, có thể thay thế các đường ống này. - Khi tháo cụm TB-MN cần tháo toàn bộ các tấm đệm bị dính chặt vào các mặt bích ống dẫn dầu cũng như các bích nối khác của cụm TB-MN. - Nếu thay thế bulông hoặc đai ốc thì chỉ được thực hiện nếu có các bulông, đai ốc mới theo đúng chỉ định của nhà sản xuất để đảm bảo không bị đứt hoặc biến dạng. - Nếu thay thế mới cụm TB-MN, cần đổ 2050cc dầu bôi trơn vào phễu đổ dầu của cụm TB-MN và quay cánh MN bằng tay để đưa dầu đến các ổ trục. - Nếu sửa chữa lớn hoặc thay thế động cơ, sau khi lắp, cắt hệ thống cung cấp nhiên liệu và quay động cơ bằng tay trong vòng 30s để phân phối dầu bôi trơn đến khắp các vị trí cần bôi trơn của động cơ, sau đó khởi động động cơ và cho chạy không tải trong khoảng 60s. 4.5. Phương pháp tháo lắp cum TB-MN Trước hết việc tháo và lắp cụm TB-MN cần phải tuân thủ theo đúng trình tự và chỉ dẫn do nhà thiết kế quy định, tránh việc tháo cụm TB-MN khi chưa xác định rõ nguyên nhân cũng như chưa xác định được mục đích rõ ràng. Quá trình lắp cụm TB-MN vào động cơ hết sức quan trọng đòi hỏi cẩn thận và chính xác của người thợ. Các bước lắp đặt cụm TB-MN được tiến hành theo trình tự ngược lại so với lúc tháo. Tuy nhiên, cần chú ý đến lực siết các bulông, đai ốc phải theo đúng yêu cầu. Ngoài ra, sau khi lắp đặt xong, cần phải chú ý một số công việc cần phải thực hiện như sau : + Tra dầu vào cụm TB-MN và quay tay để đưa dầu bôi trơn vào các ổ trục ; + Đổ đầy nước làm mát vào két làm mát của động cơ ; + Kiểm tra mức dầu bôi trơn của động cơ ; + Khởi động động cơ và kiểm tra xem có hiện tượng rò rỉ không. KẾT LUẬN Qua việc nghiên cứu đề tài về tăng áp động cơ mà cụ thể là đề tài: tăng áp bằng turbo khí xả trên động cơ Yuchai-YZ485ZLQ, thông qua việc tìm hiểu về lý thuyết cũng như tính toán kiểm nghiệm bộ turbo SJ60, đến nay, em đã hoàn thành xong đồ án của mình. Qua quá trình tìm hiểu và nghiên cứu để thực hiện đồ án, kiến thức thực tế cũng như kiến thức căn bản của em được nâng cao hơn. Em đã hiểu được sâu sắc hơn về các hệ thống tăng áp của động cơ đốt trong, đặc biệt là hệ thống tăng áp của động cơ Yuchai-YZ485ZLQ, biết được các kết cấu mới và nhiều điều mới mẻ từ thực tế. Em cũng học tập được nhiều kinh nghiệm trong công tác bảo dưỡng, vận hành và sửa chữa hệ thống tăng áp của động cơ đốt trong nói chung, khái quát được các kiến thức chuyên ngành cốt lõi. Để hoàn thành được đồ án này trước hết em xin chân thành cảm ơn toàn thể các thầy cô giáo của Khoa cơ khí giao thông - Trường đại học Bách khoa Đà Nẵng, đã hướng dẫn chỉ bảo em từ kiến thức cơ sở đến kiến thức chuyên ngành, cảm ơn thầy PHÙNG XUÂN THỌ đã tận tình, chỉ bảo giúp đỡ và hướng dẫn em trong suốt quá trình thực hiện đồ án này. Tuy nhiên, do thời gian có hạn, kiến thức và tài liệu tham khảo còn nhiều hạn chế cũng như thiếu những kinh nghiệm thực tiễn. Cho nên, đồ án không tránh khỏi sai sót, rất mong các thầy cô quan tâm góp ý để kiến thức của em ngày một hoàn thiện hơn. TÀI LIỆU THAM KHẢO YYYY [1]. Võ Nghĩa, Lê Anh Tuấn. “Tăng áp động cơ đốt trong”. NXB khoa học và kỹ thuật, Hà Nội, 2005. [2]. Nguyễn Tất Tiến. “Nguyên lý động cơ đốt trong”. NXB giáo dục, 2003. [3]. Nguyễn Đức Phú. “Kết cấu và tính toán động cơ đốt trong tập I, II, III”. NXB ĐH & THCN. [4]. Yuchai. “Diesel engine parts catalogue – YZ485ZLQ”. Yuchai Machinery Co., Ltd – 2004. [5]. Yuchai. “Operation and maintenance – YZ485ZLQ”. Yuchai Machinery Co., Ltd – 2003. [6]. “Turbochanger user’s manual”. Weifang Fuyuan Tuborchangers Co.,Ltd. [7]. Đỗ Văn Dũng, Nguyễn Quốc Nghiêm. “Từ điển kỹ thuật ô tô”. NXB ĐHSP kỹ thuật TPHCM - Khoa cơ khí động lực. [8]. Nguyễn Thành Lương. “Tua bin khí và động cơ phản lực”. Nhà xuất bản GTVT. [9] Nguyễn Văn May. “Bơm, quạt, máy nén”. NXB khoa học kỹ thuật, 1997.