Prestaties en emissies bij het gebruik van alcoholmengsels in vonkontstekingsmotoren. Thomas Huylebroeck, Arvid Van den Bulcke

Transcriptie

1 Prestaties en emissies bij het gebruik van alcoholmengsels in vonkontstekingsmotoren Thomas Huylebroeck, Arvid Van den Bulcke Promotor: prof. dr. ir. Sebastian Verhelst Begeleiders: Jeroen Vancoillie, Louis Sileghem Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar

2

3 Prestaties en emissies bij het gebruik van alcoholmengsels in vonkontstekingsmotoren Thomas Huylebroeck, Arvid Van den Bulcke Promotor: prof. dr. ir. Sebastian Verhelst Begeleiders: Jeroen Vancoillie, Louis Sileghem Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar

4 De auteurs geven de toelating deze masterproef voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de masterproef te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze masterproef. The authors give permission to make this master dissertation available for consultation and to copy parts of this master dissertation for personal use. In the case of any other use, the limitations of the copyright have to be respected, in particular with regard to the obligation to state expressly the source when quoting results from this master dissertation. Gent, juni 2012 De auteurs Thomas Huylebroeck Arvid Van den Bulcke

5 Voorwoord Een masterthesis beschouwt men als het summum van een geslaagd leerparcours. In mijn geval is dat zeker niet anders. Desalniettemin was het een jaar van vallen en opstaan en op sommige momenten doorbijten. Gedurende dit academiejaar heb ik niet alleen veel bijgeleerd over het thesisonderwerp maar ben ik ook veel te weten gekomen over mijzelf en waar mijn passies liggen. Een masterthesis tot een goed einde brengen, doe je niet alleen. Het is een resultaat van de samenwerking van een aantal belangrijke personen. Daarom is een woord van dank aan deze personen zeker op zijn plaats. Eerst wil ik onze promotor Prof. dr. ir. Sebastian Verhelst bedanken om ons het vertrouwen en de kans te geven om een steentje bij te dragen aan het onderzoek naar zo een interessant onderwerp. Daarnaast gaat mijn dank eveneens uit naar onze begeleiders ir. Jeroen Vancoillie en ir. Louis Sileghem. Hun nauwe opvolging van onze vorderingen, hun kritische zin en zeer geapprecieerde hulp hebben onze thesis zeker en vast op een hoger niveau gebracht. Zonder Koen Chielens had deze thesis evenzo nooit kunnen plaatsvinden. Door zijn maandenlange inzet bleven de motorproefstanden operationeel en kregen we meer voeling met de praktijk. Anderzijds werden we in geval van computer- of elektronicaproblemen bijgestaan door Patrick De Pue en Yves Maenhout. Waarvoor dank. Ook de administratieve bijstand van Annie Harri werd steeds gewaardeerd. Verder verdient de Karel de Grote Hogeschool in Hoboken en in het bijzonder Ing. Kris Martens een woord van oprechte dank aangezien een groot deel van onze metingen werden uitgevoerd op één van hun fantastische proefopstellingen. Bovendien werd nadien een door de KdG uitgeleende meetbougie gebruikt om de metingen op de Volvo-proefstand in Gent te vervolledigen. De verschillende keren dat Thomas Reynvoet ons heeft geholpen bij de data-acquisitie van de verschillende proefstanden wordt ook zeer hard op prijs gesteld. Eveneens graag nog een dankwoord voor BioMCN voor het leveren van methanol en voor ExxonMobil voor het leveren van de onbewerkte benzine. Natuurlijk wil ik ook mijn ouders bedanken voor de mogelijkheid die ze mij hebben gegeven om te studeren en voor hun steun toen het even minder ging. Daarnaast zou ik ook graag mijn vrienden bedanken want zonder hen was het zeker niet hetzelfde geweest. Last but not least wil ik mijn thesispartner Arvid Van den Bulcke bedanken voor de vruchtbare samenwerking. Zijn kritische kijk en zin voor perfectie hebben in grote mate bijgedragen tot het huidige niveau van deze masterthesis. Ik wens hem alvast het beste voor de toekomst. Thomas, mei 2012

6 Iets meer dan elf maanden geleden viel de eerste mail van prof. Verhelst met als titel Masterproef in mijn mailbox. Dit was de start van een onvergetelijk thesisjaar. Het was een jaar met meevallers en tegenslagen, met plezier en bittere ernst maar bovenal met een drive tot zelfstudie en perfectie die mij tot dan toe onbekend was. Een masterthesis tot stand brengen geschiedt niet enkel door toewijding van de auteurs maar steunt ook op de hulp van een aantal mensen die hun brede kennis delen met hen en zo een substantiële bijdrage leveren tot het eindresultaat. Daarom richt ik graag een woord van dank aan al deze mensen. De uitzonderlijke kennis van prof. dr. ir. Sebastian Verhelst reikt tot ver buiten de onderzoeken die in zijn vakgroep worden verricht. Met zijn kritische geest en opbouwende commentaar heeft hij ons werk in goede banen geleid. Onze begeleiders, ir. Jeroen Vancoillie en ir. Louis Sileghem, hebben ons vele originele ideeën gegeven en stonden steeds klaar wanneer we hulp nodig hadden. Ik wens jullie alle drie dan ook oprecht te bedanken voor de goede begeleiding gedurende het voorbije jaar. Zonder een praktische specialist zou een experimentele thesis over motoren nooit lopen zoals het moet. Koen Chielens heeft zich maandenlang succesvol ingezet om de motorproefstanden operationeel te houden. De vele elektrische, elektronische en computergerelateerde problemen zijn stuk voor stuk opgelost door Patrick De Pue en Yves Maenhout. Ik zou jullie graag alle drie bedanken voor het delen van jullie praktische kennis. Ook de administratieve hulp van Annie Harri werd steeds gewaardeerd. De Karel de Grote Hogeschool in Hoboken heeft ons in het tweede semester een schitterende motorproefstand ter beschikking gesteld. Bijzondere dank gaat hiervoor uit naar ing. Kris Martens. Thomas Reynvoet heeft ons ontelbare keren geholpen bij de data-acquisitie van de proefstanden en wordt bij deze gekroond tot Labview-koning. Ook graag nog een dankwoord voor BioMCN voor het leveren van methanol en voor ExxonMobil voor het leveren van de onbewerkte benzine. Tijdens de vaak lange thesisdagen werd ik onvoorwaardelijk gesteund door mijn ouders, mijn grootouders, mijn zus Bo en mijn vriendin Dorien. Ik zou jullie graag allemaal bedanken voor het geloof dat jullie in mij hebben en voor de bemoedigende woorden die mij telkens opnieuw motiveerden. Als laatste zou ik graag mijn thesispartner Thomas Huylebroeck bedanken voor de vruchtbare samenwerking. Zijn uitmuntende technische skills en goed redeneringsvermogen hebben in grote mate bijgedragen tot het huidige niveau van onze masterthesis. Ik wens je het allerbeste voor de toekomst. Arvid, mei 2012

7 Prestaties en emissies bij het gebruik van alcoholmengsels in vonkontstekingsmotoren door Thomas Huylebroeck & Arvid Van den Bulcke Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek Promotoren: prof. dr. ir. Sebastian Verhelst Scriptiebegeleider: ir. Jeroen Vancoillie & ir. Louis Sileghem Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Universiteit Gent Academiejaar Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. J. Vierendeels Overzicht Hoofdstuk 1 schetst de omstandigheden waarin deze thesis is ontstaan. In Deel I beschrijft een literatuurstudie die handelt over klop in het algemeen (Hoofdstuk 2), klopkwantificatie en -detectie (Hoofdstuk 3), alcohol-benzinemengsels (Hoofdstuk 4) en waterhoudende alcoholen (Hoofdstuk 5). Vervolgens worden in Hoofdstuk 6 de doelstellingen van het experimentele deel van deze thesis (Deel II) vooropgesteld. De methode die gebruikt wordt om mengsels aan te maken en de eigenschappen ervan te bepalen, is terug te vinden in Hoofdstuk 7. Hoofdstuk 8 handelt over het effect op de prestaties en emissies bij gebruik van methanol met bepaalde fracties water. In Hoofdstuk 9 wordt een vergelijkende studie in prestaties en emissies tussen verscheidene methanol-benzinemengsels besproken. Hoofdstuk 10 is gewijd aan de verhoging van de compressieverhouding en de invloed ervan op de prestaties van de Audi-proefstand. Als laatste wordt een conclusie geformuleerd over het verrichtte werk en over de toekomstperspectieven in Hoofdstuk 11. Trefwoorden Verbrandingsmotor, waterhoudende methanol, alcoholmengsels, rendement, emissies

8 Performance and emissions of alcohol blends in spark-ignition engines Thomas Huylebroeck, Arvid Van den Bulcke Supervisor(s): Sebastian Verhelst, Jeroen Vancoillie and Louis Sileghem Abstract Within the scope of the worldwide search for alternative fuels, alcohol has been proposed as a potential substitute for fossil fuels. Two subjects in this domain are discussed in the present work. Because the large-scale transition from pure gasoline to pure alcohol will not occur from one day on another, all aspects related to the use of alcohol-gasoline blends have to be investigated. The results of testing a throttled SI engine fuelled with pure methanol, pure gasoline and M56 show that, with the fuel having a higher methanol content, the brake thermal efficiency (BTE) increases and the specific NO x and CO 2 emissions decrease. These observations are explained on the basis of the beneficial combustion characteristics of methanol. Although the efficiency is higher with methanol, it is found that the brake specific fuel consumption (BSFC) increases. The second part of the present work discusses the use of hydrous alcohol. The main reason for the use of hydrous instead of anhydrous alcohol is the potential reduction in production cost. Tests with hydrous methanol (2.5, 5 and 10 vol% water) are conducted on two different engines and the results are compared with those obtained with pure methanol. On one engine the BTE does not differ significantly with increasing water content, while on the other engine a small decrease in BTE was observed. These results show that the possible change in BTE is motor dependent. However, the results on both engines show that NO x emission is lower and BSFC is higher with increasing water content. In the future, more alcohol-gasoline blends should be tested in order to observe the correlation between alcohol content and performance. As to hydrous alcohol, more tests should be conducted in order to formulate a balanced conclusion on the possible change in BTE. Keywords internal combustion engine, spark ignition, methanolgasoline blend, hydrous methanol, efficiency, emissions I. INTRODUCTION In a context of climate change awareness and shrinking oil reserves due to the increasing demand for crude oil, a worldwide search for alternative and renewable fuels was launched. Several substitutes for fossil fuels are subject to intensive research but it is far from obvious to find a fuel that matches all contrary requirements. Hydrogen theoretically offers advantages in terms of efficiency and emissions because of its favorable combustion characteristics. However, these advantages are counteracted by the inherent low energy density and the necessity of major infrastructure adaptations in order to commercialize hydrogen. The issues encountered with hydrogen can be minimized by using a liquid fuel, such as alcohol. Compared to gasoline, alcohol has a higher laminar burning velocity, a higher heat of vaporization, a higher energy per kg of air at λ = 1, a higher proportion of triatomic to diatomic combustion products and a lower adiabatic flame temperature. These combustion properties are believed to be the main reasons for the higher BTE obtained with alcohol, the last two have a direct positive effect on NO x emissions. Sileghem and Van De Ginste [1] verified these expectations for methanol by testing three different gasoline engines that are modified to run on alcohol and concluded that BTE with methanol is relatively 5-10% higher than with gasoline, dependent on the engine. Because a sudden transition from pure gasoline to pure alcohol is unlikely, the study of performance and emissions of alcohol-gasoline blends accounts for a substantial part of the alcohol fuel related research. Several workers investigated the potential of ethanol-gasoline blends or methanol-gasoline [2] T. Huylebroeck and A. Van den Bulcke are with the Department of Flow, Heat and Combustion Mechanics, Ghent University (UGent), Ghent, Belgium. E- mail: Thomas.Huylebroeck@UGent.be, Arvid.Vandenbulcke@UGent.be blends and unanimously concluded that blends with increasing alcohol content result in higher efficiencies and lower specific NO x and CO 2 emissions. The explanation for these results was based on one or more of the aforementioned beneficial combustion characteristics of alcohol. Further, all researchers reported a significant increase in BSFC with increasing alcohol content which they all ascribe to the decrease in lower heating value (LHV). A second subject discussed in the present work is the use of hydrous alcohol. The degree of purity of the (anhydrous) alcohols that are currently being used as (test)fuels is generally 99%. The maxium amount of water is therefore only 1%. This is mainly due to the fact that phase separation could occur when gasoline and alcohol with a higher percentage of water are blended. However, the claim for high purity has not been verified when using alcohol as a non blended fuel. Because the use of hydrous instead of anhydrous alcohol would imply a substantial reduction of the production s energy consumption and thus a major decrease in production cost [3, 4], it is useful to investigate whether hydrous alcohol yields the same, better or worse results as to performance and emissions. A. Methanol-gasoline blend II. RESEARCH AND RESULTS The tests discussed in this section are conducted on a Volvo 4-cilinder 1.8l PFI SI production engine with CR 10:1 that was modified to run on gasoline, alcohol and hydrogen. The performance and emissions of M56 (56 vol% methanol, 44 vol% gasoline) are compared with those of pure gasoline and pure methanol. Figure 1 shows the BTE of the three fuels at 40 Nm (BMEP = 2.82 bar) and λ = 1. It is clear that the BTE of the methanol-gasoline blend is consistently between the BTE s of pure gasoline en pure methanol. Over the entire speed range, the mean BTE difference with methanol and gasoline is respectively -0.88% and +1.17%. Because the sum of the error flags on the BTE s is smaller than these values, a significant increase in BTE with increasing methanol content can be concluded. As already mentioned in Section I the explanation is found in the combustion characteristics of methanol. The higher laminar burning velocity results in a more isochoric combustion. Consequently, the combustion proces is a closer approximation of the ideal Otto cycle. Because the theoretical efficiency of the Otto cycle is its upper limit, the BTE is increased. The lower peak temperature, due to the lower adiabatic flame temperature and the greater proportion of triatomic to diatomic combustion products, has the positive effect of reducing the heat transfer to the surroundings. Less heat transfer means a lower energy loss and in that way a higher BTE. Although efficiency is higher with increasing methanol content, the lower LHV will result in a higher BSFC. With M56 and methanol the BSFC at 40 Nm and λ = 1 is respectively 36.5% and 95% higher than with gasoline. Specific NO x emission is strongly related to temperature and is expected to be lower with a higher methanol content, due to

9 Brake thermal efficiency 26,5% 25,5% 24,5% 23,5% 22,5% 21,5% Gasoline M56 M100 20,5% Speed (rpm) Figure 1: M56, M100 and gasoline BTE at 40 Nm, λ = 1 the lower adiabatic flame temperature and the lower peak temperature. Figure 2 shows the specific NO x emission at the same load as in Figure 1 and confirms this expectation. However, a three-way catalytic converter can not be eliminated without the use of different load control strategies [1]. The change in CO 2 emission with increasing methanol content, is influenced by several counteracting effects. First there is the more complete combustion due to the inherent oxygen molecule of methanol, which results in a higher volumetric CO 2 emission. Secondly, the higher H/C proportion of the methanol molecule has a positive effect on the volumetric CO 2 emissions. When calculating the specific emissions, however, the higher efficiency is also taken into account. Figure 3 shows the combined effect on the CO 2 emission. It can be concluded that the positive effects predominate the more complete combustion and CO 2 emission is lower with increasing methanol content. NOx-emission (g/ekwh) Gasoline M56 M Speed (rpm) Figure 2: M56, M100 and gasoline NO x emissions at 40 Nm, λ = 1 CO2-emission (g/ekwh) Gasoline M56 M Speed (rpm) Figure 3: M56, M100 and gasoline CO 2 emissions at 40 Nm,λ = 1 B. Hydrous methanol Three methanol-water blends (2.5, 5 and 10% H 2 O) are tested on two engines: the Volvo from Section II-A and a Volkswagen 4-cilinder 1.9l TDI engine with CR 19.5:1 modified to run on methanol. The performance and emissions of these blends are compared with those of pure methanol. Due to space limitations, only the Volvo results are described here. Figure 4 shows the BTE of the four fuels at the same load as discussed in Section II-A. It can be seen that, over the entire speed range, no significant differences are observed. This can be explained by the altered combustion characteristics when water is added to the fuel. The water s high heat of vaporization cools the intake charge and therefore less compression energy is required. Furthermore, the high heat of vaporization and the lower adiabatic flame temperature result in a lower heat transfer rate. These effects both have a positive influence on the BTE. However, the dilution of the combustible mixture by the water vapor results in a lower laminar burning velocity. Therefore the combustion duration is longer and the engine cycle is less ideal. This negative effect on BTE is counteracted by the two positive effects and thus, it can be concluded that on this engine the combined influence is close to zero. With the high compression VW diesel engine though, the efficiency was lower for fuels with a higher water content. Brake thermal efficiency 26,5% 26,0% 25,5% 25,0% 24,5% 24,0% 23,5% M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M100 23,0% Speed (rpm) Figure 4: Hydrous methanol BTE at 40 Nm, λ = 1 As to NO x emission, the same qualitative effects as in Section II-A can be used to explain the lower values with increasing water content: a lower adiabatic flame temperature and a lower peak temperature. CO 2 emission does not differ significantly with increasing water content. III. CONCLUSION Concerning methanol-gasoline blends, it can be concluded that a higher percentage of alcohol yields a higher BTE, a higher BSFC and lower NO x and CO 2 emissions. In further research, more methanol-gasoline blends should be tested in order to observe the correlation between alcohol content and performance. For hydrous methanol, the possible change in efficiency seems to be motor dependent. It is shown that NO x emission can be lowered by using a fuel with a higher water content. In the future, more tests should be conducted in order to formulate a balanced conclusion on the change in BTE. REFERENCES [1] Louis Sileghem and Maarten Van De Ginste, Methanol als brandstof voor moderne vonkontstekingsmotoren: Rendementsstudie, M.S. thesis, Ghent University, , Paragraphe 4.1, p24. [2] D. H. Qi, Sh. Q. Liu, J. C. Liu, Ch. H. Zhang, and Y. Zh. Bian, Properties, performance and emissions of methanol-gasoline blends in a spark ignition engine, IMechE, vol. Vol. 219 Part D, pp , [3] Diana Carolina Cárdenas Barrañón, Methanol and hydrogen production: energy and cost analysis, M.S. thesis, Lulea University of Technology, [4] Air Products and Chemicals Inc., Economical analysis lpmeoh process as an add-on to integrated gasification combined cycle (igcc) for coproduction, Tech. Rep., Air Products and Chemicals, Inc.

10 Inhoudsopgave Nomenclatuur v 1 Inleiding 1 I Literatuurstudie 4 2 Het klopverschijnsel Normale en abnormale verbranding Soorten klop Ontstekingsklop Oppervlakteklop Gevolgen, oplossingen en verbanden met prestaties Algemene klopdetectietechnieken Optische techniek Drukmetingen Ionisatiestroom Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel Extractie van het klopverschijnsel Het tijdsdomein Het frequentiedomein Begroting van het klopverschijnsel Klopintensiteit Het begin van klop Vergelijking van de verschillende methodes Keuze van het domein Keuze van de klopbegrotingsmethode Uitwerking van de gekozen detectiemethodes Methode van de derde afgeleide TVE en SEHRO Alcohol-benzinemengsels Huidige benzine en flex-fuels Motorprestaties Emissies Het effect van de compressieverhouding i

11 Inhoudsopgave 4.5 Aanpassingen aan de motor Ternaire mengsels Waterhoudende alcoholen Energiebalans en economische aspecten Ethanol Methanol Prestaties en emissies Waterhoudend ethanol Waterhoudend methanol Faseseparatie en ternaire diagrammen Doelstellingen 59 II Experimenteel 61 7 Mengen van brandstoffen Het aanmaken van mengsels Bepalen van de eigenschappen Waterhoudend methanol Experiment omtrent de hygroscopiciteit van methanol Experimentele opstelling en veiligheid Resultaten Verwachtingen Prestaties Emissies Meetprocedure Resultaten: Volvo-proefstand Bespreking van één werkingspunt Evolutie met het toerental en belasting Resultaten: Volkswagen-proefstand Methanol-benzinemengsels Resultaten Vergelijking van één werkingspunt Evolutie met toerental en belasting Verhoging van de compressieverhouding Inleiding Effect op de prestaties en emissies Invloed op benzine Invloed op methanol Vergelijking tussen de invloed op benzine en methanol ii

12 Inhoudsopgave 11 Conclusie en toekomstperspectief Conclusies Waterhoudend methanol Methanol-benzinemengsels Toekomstperspectief Waterhoudende alcoholen Alcohol-benzinemengsels Aanmaken van mengsels Verkleinen van de foutvlaggen Klopdetectie III Bijlagen 106 A Audi: Startup procedure and ignition timing 107 A.1 Startup on compression A.2 Startup on gasoline or methanol A.3 Startup on hydrogen A.4 Shutting down the Audi engine A.5 Setting the MBT-timing A.6 Knock detection B Berekende grootheden en foutenanalyse 114 B.1 Grootheden en fouten B.1.1 Effectief vermogen B.1.2 Gemiddelde effectieve druk (BMEP) B.1.3 Specifiek brandstofverbruik (BSFC) B.1.4 Effectief rendement B.1.5 Geïndiceerd rendement B.1.6 Mechanisch rendement B.1.7 Leveringsgraad B.2 Emissiemetingen B.2.1 Foutenanalyse B.2.2 Omrekening naar speficieke emissie (g/ekwh) B.3 Berekening EGR% B.4 Coefficient of Variation C Meetresultaten 125 D Kalibratie van druksensoren 149 D.1 Soorten druksenoren D.2 Kalibratiemethode E Klopdetectie in de praktijk 153 E.1 AVL real-time E.2 FEV CAS E.3 AVL Knock Index iii

13 Inhoudsopgave E.4 AVL Transiënt E.5 Logarithmic knock intensity E.6 Raming van klop met HRR F Cd-rom 162 Bibliografie 163 iv

14 Nomenclatuur Afkortingen AF R BDP BLD timing BM EP ca CoV CV V T DF T DOHC ECU EGR F F T F S GEM blend GU EST HC HRR IM EP KI KIR KO L s LHV LKI M AP O M BT M BT E M ON M V N P A OHC P M EP ppm RON rpm Air to Fuel Ratio Bovenste Dode Punt Borderline Detonation timing Break Mean Effective Pressure Crank Angle Coefficient of Variation Continuously Variable Valve Train Discrete Fourier Transformation Double OverHead Camshaft Electronic Control Unit Exhaust Gas Recirculation Fast Fourier Transformation Full Scale Gasoline, Ethanol and Methanol blend Ghent University Engine Simulation Tool HydroCarbon Heat Release Rate Indicated Mean Effective Pressure Knock Intensity of Knock Index Knock Intensity Ratio Knock Onset Stoichiometrische luchthoeveelheid Lower Heating Value Logarithmic Knock Intensity Maximum Amplitude of the Pressure Oscillations Minimum spark advance for Best Torque Methyl Tertiair Buthyl Ether Motor Octane Number Measured Value National Program of Alcohol OverHead Camshaft Pumping Mean Effective Pressure Parts Per Million Research Octane Number Rotations Per Minute v

15 Inhoudsopgave S/N Signal-to-Noise SEHRO Signal Energy of the Heat Release Oscillations SEP O Signal Energy of the Pressure Oscillations SF C Brake Specific Consumption tpm Toeren Per Minuut T V Threshold Value T V E Threshold Value Excession T W C Three Way Catalyst U P S Uninterruptible Power Supply W OT Wide Open Throttle Symbolen en grootheden α Verhouding waterstof tot koolstof in de brandstof β Verhouding zuurstof tot koolstof in de brandstof ṁ Massadebiet ṅ Moldebiet ɛ Compressieverhouding κ Adiabate polytropen exponent λ Luchtfactor µ Gemiddelde ν Golfgetal ω Absolute vochtigheid Φ Equivalentieverhouding φ Relatieve vochtigheid ρ Dichtheid σ Standaarddeviatie θ Hoek B Brandstofverbruik c Geluidsnelheid D Cilinderdiameter f Frequentie H u Onderste verbrandingswaarde M Koppel m Massa M M Molaire Massa mol% Molpercent n Toerental P Vermogen p Druk p s Saturatiedruk Q Warmtedebiet T Temperatuur in K V Volume vol% Volumepercent W Arbeid wt% Gewichtspercent y Molfractie vi

16 Hoofdstuk 1 Inleiding De laatste twee decennia is de mens zich steeds meer bewust geworden van zijn afhankelijkheid van fossiele brandstoffen. Transport, industrie en elektriciteit zijn slechts enkele van de menselijke behoeften die worden vervuld met energie afkomstig van deze primaire energiebron. Fossiele brandstoffen vormen de drijvende kracht voor de maatschappij en zijn bijgevolg onmisbaar geworden. Met een gestaag stijgend verbruik zal het in de nabije toekomst onmogelijk worden om aan de vraag te blijven voldoen zonder een buitensporige prijszetting van een vat ruwe olie. Op 25 februari 2012 kostte één liter benzine aan de pomp e Een vergelijking met de historische maximumprijs in 1970 toont een stijging met een factor 6; gecorrigeerd voor inflatie betekent dit een stijging van 70%. Een tweede trend sinds het eind van de vorige eeuw is de sensibilisering voor de broeikasproblematiek. Een inleiding tot dit thema is overbodig maar de gevolgen voor industrie en transport zijn van groot belang voor de ontwikkeling van alle recente technieken in deze sectoren. Emissienormen voor CO 2 (maar ook voor andere stoffen) worden steeds strenger en daarom wordt op grote schaal onderzoek gevoerd naar emissieverlagende technologieën. De dreigende schaarste in de toekomst als oorzaak van een nog exuberantere prijsstijging en de steeds moeilijker haalbare emissienormen hebben in de transportsector geleid tot een globale zoektocht naar hernieuwbare en propere brandstoffen. Elektrische wagens staan de laatste tijd regelmatig in de belangstelling, niet in het minst omdat een groot aantal constructeurs al een elektrisch of hybride model op de markt heeft gebracht. Toch lijkt het met de huidige stand van zaken op het vlak van de energiedichtheid van de batterijen en de bijhorende kleine actieradius onwaarschijnlijk dat elektrische voertuigen de huidige wereldvloot volledig zullen vervangen. Bovendien wordt vaak op foutieve wijze de vergelijking gemaakt tussen het rendement van elektrische motoren en verbrandingsmotoren. Bij grootschalige elektriciteitsproductie voor transport moet ook het rendement voor de elektriciteitsopwekking worden verrekend en niet enkel het (hoge) rendement voor de omzetting van elektrische naar mechanische energie. Wel zouden elektrische wagens op grote schaal een oplossing kunnen bieden voor voertuigen die niet worden gebruikt voor lange afstanden, bijvoorbeeld stadsvoertuigen. 1

17 Hoofdstuk 1. Inleiding Waterstofmotoren bieden in theorie voordelen op het vlak van rendement en uitstoot. Om deze voordelen evenwel ten volle te kunnen benutten zouden de huidige waterstofproductie en de opslag- en distributie-infrastructuur van de huidige brandstoffen integraal moeten worden aangepast. Bovendien blijft de productie en de veilige opslag van waterstof een dure aangelegenheid. Fuel cells schiepen een aantal jaren geleden hoge verwachtingen maar de commercialisering bleef gedwarsboomd door de te hoge kosten. Bij de zoektocht naar een hernieuwbare brandstof is het idee om motoren te voeden met alcohol opnieuw van onder het stof gehaald. Al in 1974 ging in Brazilië het National Alcohol Program (PROALCOOL) van start waarbij intensief werd geïnvesteerd in onderzoek en commercialisering van voertuigen op alcohol. Subsidies en kunstmatig lage alcoholprijzen zorgden ervoor dat in het midden van de jaren 80 zo goed als elke nieuwe wagen die in Brazilië werd verkocht op alcohol kon rijden. Door de dalende olieprijzen in het begin van de jaren 90 en het langzaam intrekken van de overheidssubsidies trad echter een sterke terugval op van het gebruik van alcohol. Pas door de twee ontwikkelingen, beschreven in de eerste twee paragrafen hierboven, ontstond een vernieuwde deze keer globale interesse voor alcohol als brandstof. De commercialisatieproblemen die bij de andere alternatieve brandstoffen werden aangehaald, worden bij het gebruik van alcohol vermeden of sterk gereduceerd. Grootschalige en wereldwijde productie van bijvoorbeeld methanol is op relatief korte termijn niet ondenkbaar en opslag- en distributie-infrastructuur moeten in vergelijking met waterstof slechts minimaal worden aangepast. De prijs bij grootschalige productie zou bovendien een fractie kunnen bedragen van de huidige benzineprijs. Ten slotte bezit alcohol ook verschillende eigenschappen die het rendement en het vermogen van verbrandingsmotoren gevoelig verhogen ten opzichte van de werking met benzine. Onderzoek naar verdere optimalisatie van verbrandingsmotoren met behulp van werking op alcohol is dus aangewezen. Met de masterthesis van Dierickx en Huyghebaert [1] werd aan de Universiteit Gent aan de onderzoeksgroep Vervoertechniek al een eerste onderzoek gestart naar de eigenschappen van methanol. Het resultaat was een motorproefstand (oorspronkelijk een dieselmotor van Audi) met alcoholbestendige componenten. Methanol en benzine werden op basis van de belangrijkste prestatie- en emissieparameters vergeleken voor een systematische set van werkingspunten met zowel gasklepregeling als WOT. In de masterthesis van Sileghem en Van De Ginste [2] werden enkele componenten op de Audi-proefstand (bv. druksensor) vervangen en werden enkele nieuwe sets van vergelijkende metingen uitgevoerd. Methodieken als EGR, arme werking en oplading bij gebruik van methanol werden toegepast op verschillende motoropstellingen binnen en buiten de onderzoeksgroep. De huidige masterthesis omvat drie delen: een literatuurstudie, een experimenteel deel en een deel bijlagen. In de literatuurstudie wordt eerst een beschrijving gegeven van het klopfenomeen, gevolgd door een voorstel voor een real-time klopdetectiemethode en 2

18 Hoofdstuk 1. Inleiding voor een klopkwantificatiemethode voor postprocessing. De motivatie voor onderzoek in dit domein is ontstaan uit de recente trends in motordesign: downsizing en downspeeding. Hoewel deze methodologieën het rendement verhogen, worden kleinere maar performantere motoren zowel thermisch als mechanisch zwaarder belast. Het klopverschijnsel is een van de parameters die een bovengrens stelt voor deze belasting. Aangezien alcoholen een grotere weerstand bieden tegen klop, is het ook van belang om de nieuwe grenzen te bepalen waarbij het fenomeen optreedt. Klopdetectiemethodes zijn met andere woorden onmisbaar bij het aftasten van deze grenzen. Omdat benzine niet van de ene dag op de andere zal worden vervangen door een alternatieve brandstof, lijkt het interessant om mengsels van beide brandstoffen te analyseren. Daarom volgt in het voorlaatste hoofdstuk van de literatuurstudie een uitgebreide bespreking van het gebruik van alcohol-benzinemengsels. Het laatste hoofdstuk van de literatuurstudie behandelt het gebruik van waterhoudende alcoholen. De belangrijkste onderzoeksreden hier is de potentiële kostenverlaging bij de productie van alcoholen wanneer het dehydratatieproces kan worden vermeden of gereduceerd. Hierna worden de doelstellingen geformuleerd, rekening houdend met de tekortkomingen in de literatuur. In het tweede deel worden deze doelstellingen experimenteel uitgewerkt en besproken. 3

19 Deel I Literatuurstudie 4

20 Hoofdstuk 2 Het klopverschijnsel Klop in de volksmond detonatie is een belangrijk fenomeen waarmee constructeurs rekening moeten houden bij het motordesign en de instelling van het motormanagementsysteem. Het heeft namelijk nefaste gevolgen voor de prestaties en kan ernstige schade veroorzaken aan allerlei componenten van de motor. Daarom worden voldoende veiligheidsmarges ingebouwd die klop in alle situaties moeten vermijden. Om een duidelijk beeld te geven van wat klop inhoudt, wordt in dit hoofdstuk een onderscheid gemaakt tussen normale en abnormale verbranding in een verbrandingsmotor en komen de verschillende vormen en de gevolgen van klop aan bod. Verder wordt een algemeen overzicht gegeven van de mogelijke klopdetectietechnieken. De meeste onderdelen die in dit hoofdstuk worden beschreven, zijn gebaseerd op het boek Engine Combustion: Pressure Measurement and Analysis van David R. Rogers [3]. 2.1 Normale en abnormale verbranding Bij normale verbranding vindt de initiatie van de verbranding van het lucht-brandstofmengsel plaats op het moment bepaald door de ontsteking. Enkel deze ontsteking geeft aanleiding tot een gecontroleerde en voorspelbare verbranding en warmtevrijstelling. Abnormale verbranding kan ontstaan in verschillende vormen. Bij onvolledige verbranding (partial burns of misfires) is er een deel van het mengsel dat niet ontbrandt. De tweede soort abnormale verbranding is gloeiontsteking. Hierbij ontstaat vóór de hoofdontsteking plaatselijke ontbranding door een warmtebron verschillend van de bougie. De derde soort is ontstekingsklop. Hierbij zorgt de compressie van de restgassen door de expanderende verbrandingsgassen voor een spontane ontbranding in de restgasregio van de verbrandingskamer. Abnormale verbranding in elk van deze vormen heeft een prestatievermindering en een emissiestijging tot gevolg. 5

21 Hoofdstuk 2. Het klopverschijnsel 2.2 Soorten klop Ontstekingsklop Ontstekingsklop zoals hierboven beschreven zorgt voor een snelle en ongecontroleerde verbranding waardoor een grote ogenblikkelijke warmtevrijstelling ontstaat. De oorzaak ligt in de hoge drukpieken en hoge temperaturen die ontstaan door de snelle compressie van de restgassen. Deze opeenvolgende drukpieken induceren op hun beurt akoestische drukgolven die vanaf een bepaalde amplitude en frequentie hoorbaar zijn. Zelfontsteking van het mengsel zal pas optreden als druk en temperatuur gedurende een voldoende lange tijd een kritische waarde overschrijden. Daarom is er vooral bij grote waarden van de ontstekingsvervroeging, hoge belasting en lage toerentallen een groot risico op ontstekingsklop. Toch is ontstekingvervroeging noodzakelijk omdat het verbranden van het mengsel niet ogenblikkelijk gebeurt. Men moet de ontstekingsvervroeging zodanig aanpassen dat ongeveer 50% van het mengsel verbrand is op 10 ca na het BDP. Op die manier krijgt men de hoogste druk op het juiste moment en kan de zuiger de grootste kracht leveren. Dit impliceert uiteraard het hoogste koppel. Bij te weinig ontstekingvervroeging doet zich een verlies aan vermogen en een stijgend aantal cycli met onvolledige verbranding voor. Wordt de ontstekingvervroeging evenwel te groot, dan geeft het expanderende mengsel een te grote tegendruk voor de opgaande zuiger waardoor de reeds besproken drukpieken ontstaan, met klop als gevolg. Dit verklaart het grotere risico bij grote ontstekingvervroeging Oppervlakteklop Door gloeiende partikels of restanten van vorige cycli op de cilinderwand of op de klepschotel, door hotspots op de verbrandingskamer of door een te hete bougie kan het mengsel op die bepaalde plaatsen uit zichzelf ontsteken. Vooral de restanten vormen een belangrijke oorzaak aangezien zij een laag vormen aan de wand van de verbrandingskamer waardoor minder warmteoverdracht naar buiten toe mogelijk is en bijgevolg hogere temperaturen optreden. Bovendien nemen deze restanten een bepaald volume in waardoor de compressieverhouding verhoogt en dus een verhoogde kans op klop wordt geïnduceerd. 2.3 Gevolgen, oplossingen en verbanden met prestaties Door de groeiende belangstelling naar kleinere, lichtere en zuinigere motoren werden methodieken als turbowerking geïntroduceerd en geoptimaliseerd. De mogelijkheid tot downsizing van motoren als gevolg van deze hoge optimalisatie zorgt uiteraard voor een hoger specifiek vermogen maar tegelijk ook voor een hogere thermische belasting. Door het 6

22 Hoofdstuk 2. Het klopverschijnsel downspeeden van motoren om het verbruik te drukken verblijft het mengsel bovendien ook bij hoge belasting langer in de verbrandingskamer. Onder andere deze twee ontwikkelingen liggen aan de basis van de groeiende interesse in gedetailleerd onderzoek naar het klopfenomeen. Over het algemeen worden steeds hogere drukken en temperaturen in de cilinder bereikt. Hieruit wordt duidelijk dat klop een bovengrens bepaalt voor de compressieverhouding en op die manier een limiterende factor vormt voor het effectieve rendement. Globaal gesteld is er een trade-off tussen rendement en de maximaal mogelijke verschuiving van de klopgrens. Klop kan worden uitgesteld door met een rijker mengsel te draaien maar met de huidige tendens naar zuinigere motoren is deze oplossing geen optie. Bij het design van de verbrandingskamer kan men wel enkele aanpassingen doorvoeren die de kans op zelfontsteking gevoelig verlagen. Zelfontsteking treedt vaker op bij cycli waarbij de verbranding trager verloopt en het vlamfront dus een langere tijd nodig heeft om de kamer te doorlopen. Bij minimalisatie van de afstand die door de vlam moet worden afgelegd, bijvoorbeeld door centrale plaatsing van de bougie, zorgt men voor een kleinere gemiddelde verbrandingsduur. Een tweede aanpassing heeft betrekking op de plaatsing van de uitlaatklep(pen). Door de convectieve warmteoverdracht van de hete uitlaatgassen kunnen deze componenten optreden als hotspots en aanleiding geven tot gloeiontsteking waardoor een plaatsing zo dicht mogelijk bij de bougie is aangewezen. Zo komt het end gas niet in contact met de uitlaatklep. Als derde punt wordt de turbulentie van het mengsel bij aanzuig en verbranding aangehaald. Turbulentie leidt enerzijds tot een betere koeling van het onverbrande mengsel en een versnelling van de verbranding waardoor de kans op zelfontsteking verkleint. Anderzijds zorgt een te hoge graad van turbulentie aan de wanden van de verbrandingskamer voor een grotere warmteoverdracht zodat een penalisatie van het rendement optreedt. Het is dus wenselijk om een bepaalde graad van turbulentie te creëren bij het binnenkomen van de kamer en het samendrukken van het mengsel. Er worden drie soorten bulkbewegingen onderscheiden die hiertoe aanleiding geven [4]: swirl, tumble en squish. Bij vonkontstekingsmotoren zonder directe injectie is vooral de laatste van belang om voldoende turbulentie aan het lucht-brandstofmengsel te geven. Bovendien kan door de vormgeving van de verbrandingskamer, bijvoorbeeld met een pentroof design, kinetische energie aan de stroming worden gegeven die bij compressie degenereert tot turbulente wervels. Ook door het gebruik van EGR kan de piektemperatuur en dus de kans op zelfontsteking verlaagd worden. De kwaliteit van de brandstof speelt ook een cruciale rol. Vooral het Research Octane Number (RON) en Motor Octane Number (MON) zijn van belang. Deze getallen zijn maten voor de klopweerstand van de brandstof. Vroeger werden additieven zoals lood aan benzine toegevoegd om de klopweerstand te verhogen, later gebruikte men MBTE. Wegens van de toxiciteit van lood en de milieuproblemen met MBTE gebruikt men steeds vaker ethanol als additief. In Hoofdstuk 4 wordt hierop teruggekomen. 7

23 Hoofdstuk 2. Het klopverschijnsel Ontstekingsklop kan worden getolereerd tot op het moment dat het hoorbaar wordt. Oppervlakteklop daarentegen kan door zijn zeer zware belasting in enkele cycli de volledige motor onherroepelijk beschadigen. Goed onderhoud van de motor om restanten van de verbranding op de zuiger en de kleppen te verwijderen is dan ook aangewezen. Verder in dit hoofdstuk en in het volgende hoofdstuk wordt met klop steeds ontstekingsklop bedoeld. Dit soort klop is bij benzine veruit de meest voorkomende vorm en wordt in de literatuur steeds gehanteerd bij onderzoek van het klopverschijnsel. Bij methanol neemt het belang van gloeiontsteking sterk toe aangezien de minimale ontstekingsenergie slechts 61% van die van benzine bedraagt (zie Tabel 4.1). 2.4 Algemene klopdetectietechnieken In deze paragraaf volgt een overzicht van drie fundamenteel verschillende technieken die worden toegepast om klop te detecteren. De optische techniek wordt enkel in dit hoofdstuk slechts kort besproken omdat ze in het licht van dit onderzoek niet bruikbaar is. De gebruikte proefstand is namelijk uitgerust met drukmeetapparatuur in de cilinder. Een wijziging naar de optische techniek zou een volledig nieuwe apparatuurset vergen. Hetzelfde geldt voor de techniek die gebruikmaakt van ionisatiestroom. Ook hier is zeer uitgebreide en dure apparatuur nodig Optische techniek Bij deze techniek vormt het verschil in lichtintensiteit tussen een normale cyclus en een klopcyclus de parameter voor de detectie. Men kan gebruikmaken van een geavanceerde bougie waarbij rondom de elektrode verschillende optische sensoren zijn geplaatst. Het signaal van deze sensoren, dat bestaat uit een bepaalde lichtintensiteit, wordt door een fotomultiplicator omgezet in een proportionele spanning [5]. De werking van dit toestel steunt op het foto-elektrische effect en het toestel wordt met de sensoren verbonden via optische vezels. Het is ook mogelijk om met optische probes en goedkopere fotodetectors te werken [6]. Door de lokale compressie van de restgassen als gevolg van de drukgolven die ontstaan tijdens de klopcyclus, wordt de densiteit van de restgasmoleculen gedurende een zeer korte periode verhoogd. De densiteitsverhoging resulteert in een plotse piek in lichtintensiteit die wordt waargenomen door de sensoren. Voordelen van deze techniek zijn de ongevoeligheid voor mechanische en elektrische storingen en het vermogen om niet alleen het optreden en de intensiteit van het klopverschijnsel maar ook de plaats van optreden in de cilinder te bepalen. Het tijdsverschil van de pieken van de lichtintensiteit tussen de verschillende sensoren of probes toont de propagatie van de drukgolf. Hieruit kan men de locatie van de zelfontsteking afleiden. 8

24 Hoofdstuk 2. Het klopverschijnsel De hoge kosten van de volledige apparatuur typisch een grootteorde meer dan een piëzoelektrische druksensor en bijbehorende elektronica vormen het grootste nadeel van deze techniek. De prijs is in vergelijking met de alternatieven zo hoog dat bij de zoektocht naar een commercieel interessante methode voor actuele klopdetectie de voordelen van de techniek in het niets verdwijnen. Bovendien kan de betrouwbaarheid in het gedrang komen door afzettingen op de sensoren. In verschillende onderzoeken [5] werd reeds de betrouwbaarheid van deze methode bewezen door de resultaten van de optische techniek te vergelijken met robuuste methodes op basis van drukmetingen. De overeenkomsten waren steeds zo goed als sluitend. Voor meer informatie over klopdetectie en klopkwantificatie met behulp van optische technieken wordt verwezen naar de twee bovengenoemde bronnen [5, 6] Drukmetingen Veruit de meeste methodes maken gebruik van drukmetingen die verwerkt en gevisualiseerd worden. Methodes die gebaseerd zijn op drukmetingen zijn rechtstreeks gerelateerd aan de potentiële schade aangezien het net de drukgolven zijn die schade aan de motor berokkenen. Het drukverloop wordt meestal in functie van de krukhoek afgebeeld en aangezien klop enkel voorkomt in een bepaalde krukhoekband moet voor de data-acquisitie alleen in die bepaalde band met hoge resolutie worden gewerkt. De band start ongeveer bij de krukhoek waarbij verbranding optreedt en loopt tot ongeveer 70 ca na het BDP. Dit is een belangrijk gegeven omdat drukmetingen met een hoge resolutie grote hoeveelheden geheugen innemen en toch snel moeten worden binnengehaald. Multilevel-meetresolutie kan dit eenvoudig oplossen. Hierbij wordt in bovengenoemde band met een hoge resolutie gewerkt, erbuiten met een lagere. In de verdere uiteenzetting wordt de term klopraamwerk gebruikt voor de band met hoge resolutie. De algemene werkwijze berust op het berekenen van bepaalde grootheden uit de ruwe meetwaarden. In het volgende hoofdstuk worden parameters op basis van drukmetingen uitvoerig besproken Ionisatiestroom Bij deze methodiek wordt een elektrisch circuit opgesteld dat gesloten wordt door de ionen die ontstaan door de thermische en chemische vlamionisatie. De ECU legt een spanning aan over een weerstand tussen de ionisatieprobe(s) (soms ingebouwd in de bougie) en de zuiger. De werking van de techniek wordt getoond in Figuur

25 Hoofdstuk 2. Het klopverschijnsel Figuur 2.1: Werking van de ionisatiestroomtechniek [3] De over de weerstand gemeten stroom kan worden gebruikt om een beeld te geven van de vlamgroei die een aanwijzing inhoudt van het tijdstip waarop het vlamfront met bijhorende drukpiek bij de probes aankomt. Men vergelijkt de waarde van de ionenstroom met die van het vlamfront van een normale verbranding en beoordeelt zo het al dan niet optreden en de intensiteit van het klopverschijnsel. Suzuki et al. [7] bepaalden met behulp van twee probes een parameter op basis van het tijdsverschil tussen de spanningspieken die optreden ter hoogte van de twee probes en de afstand tussen de probes. Uit de waarde van deze parameter beoordelen ze de cyclus als normaal, lichte klop of zware klop. Zoals reeds in de inleiding van deze paragraaf werd vermeld is de opstelling die het gebruik van deze techniek mogelijk maakt behoorlijk complex. Deze techniek zal dan ook niet verder worden besproken. 10

26 Hoofdstuk 3 Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel Tegenwoordig zijn op een groot aantal wagens klopsensoren aangebracht. Meestal gaat het om piëzo-keramische accelerometers die worden afgesteld op een bepaalde klopfrequentie en resoneren bij klop. Bij resonantie wordt een signaal gegeven aan de ECU en wordt het ontstekingstijdstip verlaat. Een eerste nadeel is het binaire karakter van het resultaat van de sensor: klop of geen klop. De intensiteit wordt niet bepaald en bij herhaaldelijke klop is de detectie beperkt. Het grootste nadeel van de sensor en meteen ook het grootste probleem bij de meeste klopdetectiemethodes is evenwel dat steeds de juiste motormapping met experimentele klopgrenzen al voorhanden moet zijn. Daarom moet elke sensor op elke motor opnieuw gecalibreerd worden. Het principe van resonantie steunt op de overdracht van de drukgolven op de motorcomponenten. Het resultaat van de overdracht zijn mechanische trillingen en het zijn die trillingen die de klopsensor doen resoneren. Als het klopverschijnsel al op het niveau van de drukgolven wordt gedetecteerd en gekwantificeerd, kan een nauwkeuriger beeld van het fenomeen worden gevormd. Op dit niveau is het ook mogelijk om de motorafhankelijkheid te verkleinen. Drukmetingen in de cilinder vormen de basis van een groot aantal methodes die de motorafhankelijkheid tot een minimum reduceren. In dit hoofdstuk wordt dan ook eerst een overzicht gegeven van verschillende manieren om het klopverschijnsel te isoleren uit een opgemeten druksignaal en van de verschillende grootheden die door detectiemethodes in de praktijk worden gebruikt om klop te kwantificeren. Vervolgens worden de verschillende isolatiemethodes en de verschillende grootheden onderling vergeleken en worden een methode voor de real-time detectie van klop en een methode voor de kwantificatie van klop voorgesteld. In de laatste twee paragrafen worden de voorgestelde methodes uitvoerig behandeld. Voor een verduidelijking van de procedures van enkele andere klopdetectiemethodes die in de loop der jaren werden ontwikkeld en die gebruikmaken van een of meer in dit hoofdstuk besproken parameters, wordt verwezen naar Bijlage E. 11

27 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel 3.1 Extractie van het klopverschijnsel Zoals reeds besproken in Hoofdstuk 2 ontstaan er bij klop drukgolven in de verbrandingskamer als gevolg van de zelfontsteking van een deel van het onverbrande luchtbrandstofmengsel. De drukgolven weerkaatsen op de cilinderwand waardoor staande golven worden gevormd die de verschillende trillingsmodi van de verbrandingskamer kunnen exciteren [8, 9, 10, 11, 12]. De frequenties die overeenkomen met de verschillende modi worden gegeven door: f m,n = ν m,n c π D (3.1) Waarbij: ν m,n = golfgetal c = geluidsnelheid D = cilinderdiameter m = omtrek oscillatiemodus n = radiale oscillatiemodus m,n (1,0) (2,0) (0,1) (3,0) (1,1) ν m,n 1,84 3,05 3,83 4,2 5,33 f m,n (khz) 7 11,61 14,58 15,99 20,29 Tabel 3.1: Frequenties van de verschillende trillingsmodi Door de excitaties zal het frequentiespectrum van een klopvrije cyclus en van een klopcyclus verschillend zijn. Op basis van dit verschil in frequentiespectrum kan het klopverschijnsel op twee manieren worden bestudeerd: in het tijdsdomein of in het frequentiedomein Het tijdsdomein Wil men het klopverschijnsel bestuderen in het tijdsdomein, dan moet het originele signaal door een filter worden gestuurd om het hoogfrequente klopsignaal eruit te extraheren. Een hoogdoorlaat- of banddoorlaatfilter is hiervoor geschikt: een hoogdoorlaatfilter zal het gedeelte van het signaal met een frequentie groter dan of gelijk aan een vooraf bepaalde cut-off frequentie doorlaten en alle golven met een lagere frequentie uitfilteren. 12

28 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel een banddoorlaatfilter zal enkel golven doorlaten met een frequentie die binnen de ingestelde bandbreedte liggen en alle andere golven elimineren. Aangezien in het opgemeten druksignaal ook (hoogfrequente) ruis aanwezig is, geniet een bandfilter de voorkeur. Omdat de plaatsing van de druksensor in de cilinder bepaalt welke trillingsmodi worden opgemeten [8], wordt de bandbreedte zo groot mogelijk gekozen om zoveel mogelijk trillingsmodi waar te nemen. Op die manier wordt een nauwkeurig beeld van het klopverschijnsel verkregen [9]. De datasamplingfrequentie vormt evenwel een praktische bovengrens voor de cut-off frequentie aangezien, om aliasing te vermijden, enkel signalen met een maximale frequentie van de helft van de samplingfrequentie kunnen worden opgemeten. In de praktijk wordt voornamelijk een 3-25 khz of 6-25 khz banddoorlaatfilter gebruikt [8, 9, 13]. De frequentieband van de filter omvat duidelijk de berekende frequenties van Tabel 3.1. Het resultaat van filtering met een bandfilter wordt weergegeven in Figuur 3.1. Figuur 3.1: Filtering van klopcyclus [9] Het grote nadeel van een filter is dat er een faseverschuiving optreedt. Die faseverschuiving is afhankelijk van het soort filter [8]. In Matlab kan men echter gebruikmaken van het commando filtfilt waardoor het signaal tweemaal door de filter wordt gestuurd zodat geen faseverschuiving optreedt en de filter geschikt is voor een real-time detectiemethode Het frequentiedomein Om het klopverschijnsel te bestuderen in het frequentiedomein wordt de drukmeting getransformeerd door middel van een discrete fouriertransformatie (DFT). Die transformatie kan geoptimaliseerd worden als het aantal gebruikte samples gelijk is aan een macht van 2. Het aantal berekeningen dat nodig is om het signaal te transformeren wordt in dat geval 13

29 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel aanzienlijk gereduceerd en de transformatie wordt een fast fourier transformatie (FFT) genoemd [8, 9]. Bij het gebruik van DFT of FFT moet het originele signaal bestaan uit een geheel aantal periodes. Is dit niet het geval, dan treden er fouten op in het getransformeerde signaal: het signaal wordt gedempt en er ontstaat spectrale spreiding. Het effect van het gebruik van een ongeheel aantal periodes wordt weergegeven in Figuur 3.2. Aangezien de kloposcillaties snel uitdoven, wordt de periode van het originele signaal vooral bepaald door het toerental. Een geheel aantal cycli zal met andere woorden overeenkomen met een geheel aantal periodes. (a) Geheel aantal periodes (b) Niet geheel aantal periodes Figuur 3.2: Het effect van het aantal periodes op de DFT [8] Om het effect van spectrale spreiding te reduceren, maakt men gebruik van raamwerken. Hierbij wordt het te transformeren signaal vermenigvuldigd met een raamwerkfunctie, bijvoorbeeld een Hamming-functie. Een nadeel gekoppeld aan het gebruik van een raamwerkfunctie is een verdere demping van het originele signaal. 3.2 Begroting van het klopverschijnsel Het gedrag van motoren bij verschillende parameters wordt steeds vaker gesimuleerd aan de hand van motorcycluscodes. Deze codes stellen ook vast of er zelfontsteking optreedt bij de gesimuleerde omstandigheden. Ze voorspellen de tijd (in ca) vooraleer zelfontsteking ontstaat op basis van de verschillende motorparameters [14, 15, 16, 17]. Nadien wordt hieraan de klopintensiteit gecorreleerd. Om de metingen in deze thesis te kunnen gebruiken als ondersteuning voor de ontwikkeling van een motorcode moet het klopverschijnsel worden gekarakteriseerd door de klopintensiteit en het tijdstip of het aantal graden krukhoek bij het begin van klop, de knock onset. Deze twee grootheden zijn, zoals hieronder zal blijken, afhankelijk van elkaar. 14

30 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel Klopintensiteit De klopintensiteit bepaalt de ernstigheid van het klopverschijnsel. In de praktijk kan deze grootheid op verschillende manieren worden berekend. MAPO MAPO staat voor Maximum Amplitude of Pressure Oscillations en begroot de klopintensiteit op basis van de maximale amplitude van het gefilterde druksignaal. Als grotere drukgolven de verbrandingskamer doorkruisen, zal de klopintensiteit toenemen. Deze parameter is eenvoudig op te volgen maar levert niet steeds betrouwbare informatie. Het probleem ligt bij het bepalen van de grenswaarden. Piek naar piek Deze methode meet het verschil in druk tussen twee opeenvolgende pieken in het oscillerende druksignaal en lijkt goed op de MAPO-methode. De piek-naar-piekwaarde biedt echter een beter zicht op de schade die ontstaat door de thermische en mechanische vermoeiingsspanningen als gevolg van de drukoscillaties [9]. Signaalenergie van de drukoscillaties (SEPO) Men berekent de signaalenergie door het kwadraat van het geïsoleerde en gefilterde druksignaal te integreren over een bepaald aantal graden krukhoek rond het tijdstip van zelfontsteking. Deze methode geeft een beter beeld van het klopverschijnsel omdat er niet enkel rekening wordt gehouden met de maximale amplitude maar ook met de evolutie ervan in de tijd. Er worden ook een aantal methodes afgeleid op basis van de SEPO-waarde van het klopverschijnsel. Zo wordt in het werk van Hudson et al. [13] de klopintensiteit berekend door de logaritme te nemen van de gemiddelde SEPO-waarde. Verder is de SEPO-waarde toerentalafhankelijk zodat het criterium om de verschillende intensiteiten te onderscheiden steeds moet worden aangepast. Signaalenergie van de warmtevrijstellingoscillaties (SEHRO) SEHRO werkt op dezelfde manier als SEPO maar hierbij wordt gebruikgemaakt van de warmtevrijstelling die wordt berekend uit het opgemeten drukverloop. De SEHRO-waarde van het klopverschijnsel wordt uitgedrukt in ( J ca )2 en is dus een goede indicator voor de hoeveelheid energie die tijdens de zelfontsteking wordt vrijgesteld. 15

31 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel Derde afgeleide van het opgemeten druksignaal Deze methode verschilt van de bovenstaande methodes aangezien hier het opgemeten druksignaal en niet het gefilterde signaal de basis vormt. Checkel en Dale [18] stelden vast dat klop gepaard gaat met een plotselinge stijging in druk, gevolgd door een zeer smalle piek als gevolg van de grotere warmteverliezen. Het druksignaal varieert dus snel van een positieve kromming naar een negatieve kromming. Aangezien de tweede afgeleide van het druksignaal correspondeert met de kromming, vormt de derde afgeleide een goede parameter voor de intensiteit van het klopverschijnsel [8, 9, 18]. Hierbij duidt een grote negatieve derde afgeleide op een ernstige klopintensiteit. Het voordeel van het aanwenden van de derde afgeleide van het druksignaal is dat de resolutie van de datasampling lager gekozen kan worden dan bij de andere methodes. Volgens Checkel en Dale [18] is een resolutie van 1 sample per ca voldoende om goede resultaten te behalen. Maximale snelheid van de drukstijging Net als bij de methode met de derde afgeleide maakt men hier gebruik van het ongefilterde druksignaal. De snelheid van de drukstijging is in feite niets anders dan de eerste afgeleide van het druksignaal. In een klopcyclus stijgt de druk in de cilinder zeer sterk op een korte tijd. Dit resulteert in een grote positieve eerste afgeleide. Een groot nadeel is dat de snelheid van drukstijging sterk varieert onder verschillende werkingstoestanden [18]. In dit opzicht is de methode met de derde afgeleide robuuster omdat variaties in kromming van de klopdrukpieken over het belastingsbereik veel kleiner zijn dan snelheidsvariaties in drukstijging. Door deze sterke variaties zal het criterium om klop te detecteren afhankelijk moeten zijn van de werkingstoestand van de motor. Deze afhankelijkheid is bij voorkeur te vermijden Het begin van klop De definitie van het begin van klop hangt af van de grootheid die wordt gebruikt om de klopintensiteit te bepalen. MAPO en piek naar piek Als de klopintensiteit bepaald wordt via MAPO of piek-naar-piek, dan wordt het begin gedefinieerd als de ca waarop de kritische maximale amplitude wordt bereikt of als de ca van de eerste van de twee pieken waarmee de kritische piek-naar-piekwaarde wordt berekend [9, 19]. 16

32 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel SEPO en SEHRO Omdat bij SEPO en SEHRO respectievelijk het kwadraat van de drukoscillaties en de warmtevrijstelling wordt geïntegreerd over een bepaald interval, moet een beginpunt van dit interval worden bepaald. Uit de literatuur blijkt dat dit beginpunt zowel kan worden bepaald door middel van de ca waarbij een drempelwaarde door het corresponderende signaal wordt overschreden [19] als door de ca van de eerste nuldoorgang die de overschrijding van de drempelwaarde voorafgaat [17]. Dit beginpunt wordt dan ook beschouwd als het begin van klop. De hiervoor beschreven methode noemt men ook wel de Threshold Value Excession-methode of TVE-methode. Deze definitie van het begin van klop kan ook worden gebruikt bij andere methodes die de klopintensiteit begroten. Eerste en derde afgeleide van het opgemeten druksignaal Bij het gebruik van de eerste en derde afgeleide als klopintensiteit wordt de ca waarbij respectievelijk de maximale [19] en minimale [9, 17, 19] waarden wordt vastgesteld, gedefinieerd als het tijdstip waarop klop begint. 3.3 Vergelijking van de verschillende methodes Keuze van het domein Uit het werk van Xiaofeng et al. [8] en Baral en Raine [9] blijkt dat er een goede correlatie bestaat tussen de grootheden die gebruikt worden voor de begroting van het klopverschijnsel in het tijds- en frequentiedomein. Op basis van de gebruikte grootheden kan men dus geen voorkeur worden bepaald. Er zijn evenwel minder berekeningen nodig bij het gebruik van een filter dan bij een FFT of DFT. Daarbij komt nog dat het nadeel van een filter, nl. de faseverschuiving, kan worden vermeden door het commando filtfilt in Matlab te gebruiken. Om bovenstaande redenen zal men het klopverschijnsel bij voorkeur bestuderen in het tijdsdomein en niet in het frequentiedomein Keuze van de klopbegrotingsmethode Burgdorf en Denbratt [20] stelden vast dat er een goede correlatie is tussen de MAPOen de SEPO-methode om de intensiteit te bepalen. Dit wordt ook bevestigd door het werk van Xiaofeng et al. [8]. Toch geven de signaalenergie-methodes een nauwkeuriger beeld van het klopverschijnsel omdat ook metde evolutie van de druk in rekening wordt 17

33 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel gebracht. Daarom zal eerder gekozen worden voor een methode die gebruikmaakt van de signaalenergie. Worret et al. [17] kwamen tot de bevinding dat er ook een belangrijke correlatie bestaat tussen de SEHRO- en de SEPO-methode. Ze constateerden wel dat er meer werkelijke klopcycli werden opgemeten met SEHRO. Aangezien voor de bepaling van de warmtevrijstelling uit het druksignaal een aantal extra berekeningen nodig zijn, is deze methode minder geschikt voor een real-time klopdetectie maar wel voor een nauwkeurige verwerking van de klopcyclus achteraf. Verder namen Worret et al. [17] en ook Baral en Raine [9] waar dat de methode van de derde afgeleide minder geschikt is voor het bepalen van de klopintensiteit wanneer de resolutie beperkt wordt tot 1 sample per ca. Met deze resolutie worden wel goede resultaten behaald voor detectie van het klopverschijnsel. Volgens Baral en Raine [9] worden voor de klopintensiteit betere correlaties met andere methodes gevonden naarmate de resolutie wordt opgedreven. Daarnaast heeft de aanpak met de derde afgeleide al zijn nut bewezen bij verschillende brandstoffen: aardgas [12], benzine [18, 9] en een mengsel van benzine en kerosine [9]. Daarom lijkt de derde afgeleide een betrouwbare en robuuste grootheid om op een eenvoudige manier klop te detecteren. Het geringe benodigde computationele vermogen en het feit dat de cilinderdruk op de proefstanden opgemeten wordt met een resolutie van 4 samples per ca (ruim voldoende) versterkt de argumentatie voor deze methode te kiezen. Voor een meer gedetailleerde uitwerking wordt verwezen naar paragraaf Uitwerking van de gekozen detectiemethodes Methode van de derde afgeleide Voor de implementatie van een real-time klopdetectiemethode op de proefstand wordt geopteerd voor de derde afgeleide van het opgemeten druksignaal omdat de methode snel en robuust is. De eerste afgeleide stelt de snelheid van de drukstijging voor. De tweede afgeleide is een maat voor de kromming en de derde afgeleide is een maat voor de verandering van de kromming. Deze laatste is de grootheid die wordt gebruikt als indicator voor de klopintensiteit. Figuur 3.3 toont het opmerkelijke verschil tussen de derde afgeleide van een klopcyclus en een cyclus zonder klop. De drukverlopen in de figuur zijn opgemeten met een resolutie van 1 sample per ca zodat al een groot deel van de hoogfrequente ruis is uitgefilterd. Dit verklaart de relatief gladde curves. Checkel and Dale [18] vonden dat, wanneer de absolute waarde van de maximale negatieve waarde van de derde afgeleide boven 7 kpa/ ca ligt, hoorbare klop optreedt. 18

34 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel Figuur 3.3: Het drukverloop en zijn drie afgeleiden [18] Aangezien afleiden een ruisversterkende operatie is, ligt de moeilijkheid bij het bepalen van de derde afgeleide in het niet versterken van de ruis op het geregistreerde druksignaal. Door middel van een aantal eenvoudige aanpassingen kan men de ruisgevoeligheid verkleinen. Checkel en Dale [18] maakten gebruik van: de globale vorm van het druksignaal door een lagere resolutie te kiezen en filterden hierdoor de hoogfrequente ruis reeds uit. Zoals vermeld in Paragraaf 3.3.2, geeft de lage resolutie (1 sample per ca) een betrouwbaar resultaat voor klopdetectie maar minder betrouwbare resultaten voor klopkwantificatie. een kubische spline fit differentiator waarmee zowel de eerste, tweede als derde afgeleide wordt bepaald. De differentiator wordt gegeven door Formule 3.2 en berekent de helling van de best passende kubische spline met de 4 punten voor en na het te berekenen punt [8, 9, 18]. dp(θ) dθ = dθ [86 (p i 4 p i+4 ) (p i+3 p i 3 ) (p i+2 p i 2 ) (p i+1 p i 1 ) (3.2) een laagdoorlaatfilter (Formule 3.3) die zorgt voor de afvlakking van de tweede afgeleide alvorens de derde afgeleide wordt berekend. Het doel daarvan is om snelle schommelingen in de derde afgeleide te beperken. F (θ) = 1 33 [2 (S i 4 + S i+4 ) + 3 (S i 3 + S i+3 ) Waarbij S i de tweede afgeleide is van de druk in θ i. + 4 (S i 2 + S i+2 ) + 5 (S i 1 + S i + S i+1 )] (3.3) 19

35 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel Wanneer men de volledige methode uitwerkt zoals beschreven door Checkel en Dale in [18], dan ziet de uiteindelijke analytische uitdrukking voor de derde afgeleide er als volgt uit: d 3 p(θ) dθ 3 = 1 (1188 dθ) 3 33 [ (p i 16 p i+16 ) (p i+15 p i 15 ) (p i+14 p i 14 ) (p i 13 p i+13 ) (p i 12 p i+12 ) (p i 11 p i+11 ) (p i+10 p i 10 ) (p i+9 p i 9 ) (p i+8 p i 8 ) (p i+7 p i 7 ) (p i+6 p i 6 ) (p i 5 p i+5 ) (p i 4 p i+4 ) (p i 3 p i+3 ) (p i 2 p i+2 ) (p i 1 p i+1 )] (3.4) TVE en SEHRO Als methode voor de naverwerking van de metingen en de validatie van het simulatiepakket wordt een combinatie van TVE en SEHRO voorgesteld. Deze procedure is gebaseerd op de warmteafgifte die wordt verkregen uit de cilinderdrukmetingen. Om uit het druksignaal de warmteafgifte gedurende de cyclus te berekenen, wordt Formule 3.5 gebruikt. dq h dθ = κ κ 1 pdv dθ + 1 κ 1 V dp dθ (3.5) Hierbij is κ de adiabate polytropenexponent, p de druk in de cilinder, V het volume en θ de ca. Voor κ kan men twee verschillende constante waardes voor compressie en expansie gebruiken of een veranderlijke waarde op basis van het opgemeten druksignaal (de werkelijke polytropenexponent n). Omdat de hoogfrequente variaties in het signaal van belang zijn, wordt het ruwe signaal eerst door een hoogdoorlaatfilter gestuurd. Het verkregen signaal heeft een hogere S/Nverhouding (signal-to-noise) dan het oorspronkelijke cilinderdruksignaal waardoor men tot een betere detectie komt [17]. Om bij deze methode de hoeveelheid data te beperken, wordt gebruikgemaakt van een tijdsraamwerk rond het punt van maximale druk. Het beginpunt van klop in een cyclus wordt gedetecteerd door middel van de TVEmethode. Eerst wordt het maximum van de gefilterde warmteafgifte bepaald. Vervolgens wordt over de volledige cyclus gezocht naar pieken in de warmteafgifte die een bepaalde drempelwaarde, berekend uit Formule 3.6, overschrijden. T V = Max ( ) dqh T V factor (3.6) dθ De nuldoorgang van de eerste piek die deze drempelwaarde overschrijdt, wordt bestempeld als het beginpunt van de klop. Als dit punt in het hierboven besproken tijdsraamwerk 20

36 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel ligt, wordt de klopintensiteit op basis van het SEHRO-principe berekend via: KI measured = θ 1 KO +7 ca (dqh filtered (θ)) 2 θ (3.7) 6 n resolution θ=θ KO Hierin is n het toerental in tpm en resolution het aantal samples per ca. Volgens Worret et al. [17] moet de TVE-methode licht worden aangepast voor een accuratere detectie bij zware klop. Zo wordt de T V factor gehalveerd als de KI een vooraf bepaalde klopintensiteit van ( J ca) 2 overschrijdt. Met deze waarde wordt dan opnieuw het beginpunt bepaald. Een voorbeeld van de detectiemethode wordt weergegeven in Figuur 3.4. Figuur 3.4: Voorbeeld van de TVE/SEHRO methode[17] Om een foutieve detectie als gevolg van ruis te vermijden, worden twee klopintensiteitsratio s vergeleken: KIR measured en KIR calculated. KIR measured wordt bepaald door de verhouding te nemen van de klopintensiteit na het beginpunt van klop tot de klopintensiteit voor het beginpunt. KIR calculated wordt berekend aan de hand van: KIR calculated = 3 + (15, 5 e 0,6 KI measured ) (3.8) Als KIR measured groter is dan KIR calculated (Figuur 3.5) is de vaststelling van klop correct. 21

37 Hoofdstuk 3. Detectie en kwantificatie van het klopverschijnsel Figuur 3.5: Vergelijking klopintensiteitratio s [17] 22

38 Hoofdstuk 4 Alcohol-benzinemengsels Alcohol is een zeer interessante alternatieve brandstof, maar naar alle waarschijnlijkheid zal het de huidige benzine niet in één stap vervangen. Er zal eerder een overgangsperiode ontstaan waarbij een steeds grotere hoeveelheid alcohol gemengd wordt met benzine. Overgangsmotoren die zowel op benzine als op alcohol-benzinemengsels optimaal werken zullen een steeds grotere rol gaan spelen. Flex-fuelvoertuigen zullen bijgevolg meer en meer in de belangstelling staan. In dit hoofdstuk zal dieper worden ingegaan op aanpassingen van de motor, motorprestaties en emissies bij gebruik van alcohol-benzinemengsels en het potentieel van ternaire mengsels van methanol, ethanol en benzine. Volgens de literatuur wordt op regelmatige basis gewerkt met ethanol om alcohol-benzinemengsels te maken. Omdat de eigenschappen van ethanol en methanol dicht bij elkaar aanleunen, is het verantwoord om de kwalitatieve resultaten die worden verkregen met ethanol, ook te gebruiken bij methanol. Algemeen kan men stellen dat kwantitatieve resultaten over prestaties en emissies met ethanol zich steeds situeren tussen de resultaten van benzine en methanol. 4.1 Huidige benzine en flex-fuels De huidige benzine bestaat uit meer dan 200 koolwaterstoffen en additieven. Door het grote aantal componenten is een uitgebreide waaier aan verschillende benzines beschikbaar. Een van de eigenschappen die gewijzigd wordt op componentniveau is de vluchtigheid. In de winter wordt benzine getankt met een hogere vluchtigheid om bij koude temperaturen toch nog vlot te kunnen starten, terwijl in de zomer de benzine een lagere vluchtigheid heeft om vapor lock te vermijden. Rijden met zomerbenzine in de winter en omgekeerd kan door deze eigenschap problemen geven. Ondanks het enorme aanbod aan verschillende benzines, wordt benzine aan de pomp verkocht onder een aantal verschillende namen, bepaald door het octaangehalte. Het verschil in octaangehalte ontstaat door de hoeveelheid 23

39 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels aan zuurstofhoudende additieven zoals MTBE (methyl tert-butyl ether). Als gevolg van de conclusies van recente onderzoeken over de milieuvervuilende eigenschappen van deze stof, schakelt men meer en meer over naar andere additieven, zoals ethanol. Een van de weinige redenen om geen plotse omschakeling naar ethanol door te voeren, is de prijs. Ethanol als additief gebruiken in de plaats van MBTE is enkel economisch wanneer de staat subsidies verleent aan de benzineproducenten. Bovendien is het eigen aan de wetgeving dat ze steeds een aantal jaar achterloopt op de huidige technische stand van zaken zodat de vele verplichte procedures de omschakeling naar ethanol vertragen. Toch is in een groot aantal landen al een percentage van 5 tot 10 vol% niet-waterhoudend ethanol terug te vinden in de huidige benzines. Uitschieter is Brazilië waar de standaardbenzine 22 tot 25 vol% ethanol bevat, mede door het 35 jaar geleden opgestarte National Program of Alcohol (NPA). De reden voor de ethanolmenging en het volledige NPA in Brazilië is weliswaar niet enkel de hogere klopweerstand. Verder in dit hoofdstuk (Paragraaf 4.2) worden de eigenschappen van benzine en alcoholen in detail vergeleken en hieruit zal blijken dat alcohol een groot potentieel bezit om fossiele brandstoffen in eerste instantie te complementeren en uiteindelijk te vervangen. Mengsels van ethanol en koolwaterstoffen vertonen echter een sterk afwijkend gedrag van ideale menging volgens de wet van Raoult waardoor problemen ontstaan bij het voorspellen van de eigenschappen [21] en het optreden van faseseparatie (zie Hoofdstuk 5). Het verhaal van de flex-fuelvoertuigen begint in Brazilië in de jaren 90 na het instorten van de alcoholmarkt wegens de te grote vraag, de aantrekkelijke suikerprijzen en de bijhorende prijsstijgingen. Het basisconcept is om de gebruiker zelf de vrijheid te geven om een brandstof naar keuze te tanken en zo onrechtstreeks de vraag naar fossiele brandstoffen te beperken. In Brazilië kan men vandaag ofwel pure benzine met ongeveer een kwart niet-waterhoudend ethanol, ofwel pure waterhoudend ethanol (5-7 wt% water) ofwel een mengsel van deze twee tanken. Niet-waterhoudend ethanol is minimaal 99% zuiver met restwater als tweede component. De technologie van flex-fuelmotoren steunt op sensoren in de injectieleidingen die de fracties benzine en ethanol bepalen en deze informatie doorsturen naar het motormanagementsysteem. De ECU past de ontsteking en de injectiehoeveelheid aan zodat de verbranding zo optimaal mogelijk verloopt en er geen verlies van prestaties optreedt bij het wijzigen van de brandstof [22]. Het aanbod en de keuze van de brandstof hangt af van verschillende factoren. De prijzen van ethanol en de hogere alcoholmengsels liggen normaal een stuk lager dan de benzinerijke mengsels. In Brazilië wordt evenwel aangeraden om pas meer alcohol dan benzine te tanken wanneer de prijs van ethanol meer dan 30% lager ligt dan de prijs van standaardbenzine. Dit vloeit uiteraard voort uit het intrinsiek hoger verbruik bij hogere alcoholmengsels als gevolg van de lagere verbrandingswaarde. In Brazilië wordt op een relatief eenvoudige en goedkope manier ethanol geproduceerd uit suikerriet, in de Verenigde Staten wordt ethanol duurder geproduceerd uit maïs en in Zweden wordt 80% van de alcoholbrandstof 24

40 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels ingevoerd. Hieruit kan men besluiten dat de prijs en het bijhorende voor- of nadeel in prijs ten opzichte van benzine sterk afhankelijk is van het land. Zo ziet men dat het in Europa met de huidige flex-fuelmotoren en de huidige productiecapaciteit van ethanol nog net niet voordeliger is om een hoog percentage ethanol te tanken. Ook het klimaat speelt een grote rol bij het aanbod en de keuze van de brandstof. In de Verenigde Staten en vooral ook in Zweden zijn koude temperaturen mogelijk en daarom is het aan te raden om op die plaatsen maximum met E85 te rijden, om startproblemen te vermijden. In Brazilië zijn in het centrale en het zuidelijke deel van het land ook lagere temperaturen mogelijk zodat ook daar geen 100% ethanol wordt getankt. In het noordelijke deel kan dat wel. Ongeveer 80% van de autoverkoop in Brazilië bestaat vandaag uit flex-fuelvoertuigen 1 en er wordt verwacht dat ook in de rest van de wereld deze technologie terrein zal winnen. Voorlopig zijn Zweden met 4.7% en de Verenigde Staten met 4% van de ingeschreven (niet van de verkochte!) voertuigen de belangrijkste volgers van Brazilië. 4.2 Motorprestaties De eigenschappen van benzine, methanol en ethanol worden weergegeven in Tabel 4.1 en kunnen worden gebruikt als ondersteuning van de resultaten die verder in deze paragraaf kwalitatief worden besproken. Naarmate meer alcohol wordt toegevoegd aan benzine wordt een verhoogd effectief vermogen en koppel vastgesteld. Deze stijging kan verklaard worden door de hogere klopweerstand en verdampingswarmte van alcoholen. Hoe meer alcohol aan benzine wordt toegevoegd, hoe hoger de klopweerstand van het mengsel. Hierdoor kan de MBT-timing langer worden aangehouden met een hoger koppel als resultaat. Bovendien stijgt het volumetrisch rendement van de motor door de hogere verdampingswarmte van alcohol. Het gevolg van de hogere verdampingswarmte is dat door het cooling effect de inlaatlucht sterker wordt gekoeld en de densiteit toeneemt. Door de lagere stoichiometrische luchtverhouding (L s ) van alcoholen wordt het cooling effect nog versterkt aangezien de verdampingswarmte (LV ) per kg lucht sterk toeneemt. Er kan dus meer verse lading in hetzelfde volume en bijgevolg wordt een groter vermogen en een hoger koppel ontwikkeld met dezelfde cilinderinhoud. Deze trend wordt vastgesteld in [23, 24, 25, 26, 27, 28, 29, 30]. Door Shenghua et al. [31] en Qi et al. [32] wordt echter net het tegenovergestelde vastgesteld omdat de motorparameters geoptimaliseerd werden voor benzine en niet werden aangepast voor alcoholhoudende mengsels. Najafi et al. [23] onderzochten ook het effect van het percentage alcohol in een alcoholbenzinemengsel op het specifieke verbruik. Hun resultaten toonden aan dat, naarmate het mengsel meer alcohol bevat, het specifieke verbruik sterk toeneemt. Dit kan eenduidig 1 Bron: Associação Nacional dos Fabricantes de Veiculos Automotores, url: br/tabelas/autoveiculos/tabela10_producao.pdf 25

41 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels Eenheid Methanol Ethanol Benzine Moleculaire formule CH 3 OH C 2 H 5 OH Variabel Moleculair gewicht g/mol Zuurstofinhoud massa% ρ vloeistof (bij 25 C) kg/m ρ damp kg/m Stoichiometrische AFR, L s kg/kg Onderste verbrandingswaarde, H u MJ/kg Volumetrische energiedichtheid MJ/l Energie per kilogram lucht bij λ =1 MJ/kg Latente verdampingswarmte (LV) kj/kg LV per kilogram lucht bij λ = 1 kj/kg RON Zelfontstekingstemperatuur C Kooktemperatuur op 1 bar C Adiabate vlamtemperatuur C Minimale ontstekingsenergie mj 0.14 NA 0.23 Flashpoint C Onderste ontstekingsgrens vol% Bovenste ontstekingsgrens vol% Dampdruk bij 38 C kpa Specifieke CO 2 -emissie g/mj Ontstekingsgrenzen (λ) Triatomaire/diatomaire producten Laminaire vlamsnelheid (NTP), φ = 1 cm/s Tabel 4.1: Eigenschappen van methanol, ethanol en benzine [2] 26

42 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels worden verklaard door de lagere verbrandingswaarden van methanol en ethanol, die respectievelijk 46 en 61% van de verbrandingswaarde van benzine bedragen. Als het mengsel een hoger percentage alcohol bezit, is de totale verbrandingswaarde lager dan van pure benzine, waardoor meer mengsel moet worden ingespoten voor hetzelfde vermogen. Deze bevinding wordt ook bevestigd in [24, 25, 26, 27, 28, 29, 33]. Yücesu et al. [26] stelden vast dat voor een groot aantal brandstofmengsels van benzine en ethanol, inclusief zuivere benzine, het maximum van het koppel bereikt wordt bij λ = 0, 9 en het minimum van het specifieke verbruik zich situeert rond λ = 1, 05. Dit komt omdat er geen ideaal lucht-brandstofmengsel wordt gevormd en er geen ideale verdamping plaatsvindt [34]. Om dezelfde hoeveelheid verdampte brandstof te verkrijgen als in het ideale geval en dus het maximale vermogen te behalen, moet er meer brandstof worden ingespoten. Hierdoor schuift het maximale effectieve vermogen naar het rijkere gebied. Opdat anderzijds alle brandstof volledig zou verbranden, moet er in de praktijk meer zuurstof aanwezig zijn dan nodig voor stoichiometrische verbranding. Dit verklaart waarom het optimale werkingspunt voor het specifieke verbruik naar het arme gebied opschuift. Uit de literatuur blijkt ook dat hogere alcoholpercentages een positieve invloed hebben op het effectieve rendement. Dit kan worden verklaard aan de hand van enkele gunstige verbrandingseigenschappen van alcoholen. Als eerste speelt opnieuw de hogere verdampingswarmte een belangrijke rol. De verdamping van de brandstof gebeurt zowel bij de injectie, het binnentreden van de cilinder als tijdens de compressie. Twee tegenstrijdige effecten worden waargenomen door de verdere verdamping tijdens compressie [27]. Enerzijds zorgt de verdamping ervoor dat de compressie meer isotherm gebeurt waardoor minder arbeid geleverd moet worden. Anderzijds zal de verdamping zorgen voor een steeds grotere hoeveelheid damp. Hierdoor moet meer arbeid geleverd worden tijdens de compressie. Als de verdampingswarmte van de brandstof stijgt, zal het eerste effect de bovenhand nemen en zal de nodige compressiearbeid verminderen waardoor het rendement stijgt. Daarnaast zal door het inherent aanwezige zuurstofatoom in de (m)ethanolmolecule de verbranding vollediger gebeuren en zal door de hogere laminaire vlamsnelheid de verbranding meer isochoor plaatsvinden. Hierdoor leunt de cyclus dichter aan bij de volmaakte Otto-cyclus en zal het effectieve rendement hoger liggen. Een andere verklaring wordt gegeven door Nakata et al. [29]. Zij stellen dat bij de verbranding van alcoholen meer triatomaire moleculen ontstaan dan bij verbranding van benzine. Aangezien de warmtecapaciteit van deze moleculen hoger is, zal de piektemperatuur in de cilinder lager zijn en zal het warmteverlies via de wanden gereduceerd worden. De warmteverliezen worden ook verminderd door de lagere adiabate vlamtemperatuur van alcoholen. Hoe lager de warmteverliezen ten opzichte van het effectieve vermogen, hoe hoger het rendement. 27

43 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels 4.3 Emissies De emissieresultaten uit de literatuur die in de volgende paragrafen worden uiteengezet, worden meestal in relatieve waarden (vol% of ppm) uitgedrukt. Om de vergelijkbaarheid van emissiewaarden uit te breiden naar verschillende brandstoffen, werkingsstrategieën en motoren genieten absolute waarden echter de voorkeur. Daarom drukt men de emissies beter uit in g/ekwh (zoals in Deel 2 zal worden gedaan). Een tweede opmerking bij het bespreken van emissies betreft het onderscheid tussen engine-out en tailpipe-emissies. Het grootste deel van de huidige wagens met een vonkontstekingsmotor zijn uitgerust met een driewegkatalysator. De conversiegraad van de driewegkatalysator is zeer sterk afhankelijk van de lucht-brandstofverhouding (AFR). Bij stoichiometrische werking is de conversiegraad voor respectievelijk reducerende en oxiderende werking 99% en 95%. Bij een stijging van de lambdawaarde naar daalt de conversiegraad voor NO x maar liefst 50% terwijl bij een daling van de lambdawaarde naar de conversiegraad voor HC s en CO daalt naar respectievelijk 78 en 70% 2. De grote AFR-afhankelijkheid van de conversiegraad betekent dat een engine-out emissiereductie door motor-, werkingsstrategie- of brandstofwijzigingen slechts zal doorwegen op de specifieke tailpipe-emissies als deze reductie gebeurt bij stoichiometrische AFR en bovendien dezelfde of betere prestaties worden waargenomen. In dit opzicht is bijvoorbeeld een reductie van NO x -uitstoot van 10% bij stoichiometrische werking een beter resultaat dan een reductie van NO x -uitstoot van 20% bij een lambdawaarde van Dit geldt natuurlijk niet voor extreme emissiereducties door bijvoorbeeld zeer arme werking, waarbij een reducerende katalysator overbodig wordt. In deze paragraaf worden bronnen aangehaald waarin de relatieve engine-out emissies voor verschillende alcohol-benzinemengsels worden vergeleken bij λ = 0.9 of λ = 1. Naast de vereiste oplettendheid bij interpretatie van het verschil tussen relatieve en specifieke emissiewaarden, moet men rekening houden met de invloed van de rijke werking op de emissies. Meestal vertonen de alcohol-benzinemengsels dezelfde trend voor verschillende AFR s, behalve in sommige gevallen die hieronder duidelijk worden aangegeven. CO is een product van onvolledige verbranding en is dus sterk afhankelijk van de rijkheid van het mengsel. Daarnaast kan CO ook gevormd worden door dissociatie van CO 2. Deze laatste fractie verkleint bij afnemende temperatuur. Bij toenemend alcoholgehalte in de brandstof verwacht men een daling in de vorming van CO door de inherente aanwezigheid van zuurstof (pre-mixed oxygen effect) in het mengsel en de hogere laminaire vlamsnelheid, die beiden een volledigere verbranding als gevolg hebben. Dit verloop is te zien in Figuur 4.1 en 4.2 en werd ook vastgesteld in [23, 24, 27, 28, 30, 31, 32]. Hoewel de CO-waarden op beide figuren onaanvaardbaar hoog zijn in vergelijking met hedendaagse motoren, is een duidelijke neerwaartse trend merkbaar met hoger alcoholpercentage duidelijk worden 2 url: 28

44 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels bemerkt. De hoge CO-waarden in Figuur 4.1 kunnen deels (maar zeker niet helemaal) worden verklaard aan de hand van de zeer lage compressieverhouding (CR = 6:1) van de testmotor terwijl ze bij Figuur 4.2 deels worden verklaard door de instelling van de motor op een lambdawaarde voor maximaal koppel. Zoals vermeld in Paragraaf 4.2 ligt deze lambdawaarde inderdaad in het rijke gebied. Over de uitstoot van CO 2 bestaat enige onenigheid. De resultaten van Celik [28] tonen aan dat er een reductie is in de uitstoot van relatieve CO 2 door de hogere verhouding H/C in alcoholen. Naarmate het mengsel meer alcohol bevat, zal de H/C-verhouding van het mengsel stijgen en zal minder CO 2 worden gevormd (Figuur 4.1). Deze vaststelling wordt ook gedaan door Nakata et al. [29]. Najafi et al. [23] en Al-Hasan [27] doen evenwel de omgekeerde vaststelling. Dit is te verklaren door het feit dat beide een lambdawaarde instellen die het maximale koppel produceert. Hierdoor worden initieel hoge relatieve CO-emissies vastgesteld en door de meer volledige verbranding met alcohol zal meer CO worden omgezet naar CO 2 waardoor meer CO 2 wordt gevormd (Figuur 4.2). Uit het oogpunt van efficiënte nabehandeling (zie begin van deze paragraaf) bestaat vooral interesse naar de emissies bij werking op λ gelijk aan 1. Daarom wordt uitgegaan van de resultaten op stoichiometrische lambdawaarde [29, 28] en wordt een daling in CO 2 verwacht naarmate meer alcohol aan het mengsel wordt toegevoegd. Hierbij moet worden opgemerkt dat bij de bepaling van de verandering in specifieke CO 2 - emissies nog twee andere parameters in acht worden genomen. De lagere verbrandingswaarde van mengsels met hogere alcoholpercentages zorgt voor een hoger specifiek verbruik en hierdoor wordt de daling in CO 2 -uitstoot tegengewerkt. Het betere rendement bij hogere alcoholmengsels doet echter een deel van het hogere specifieke verbruik teniet en heeft dus, net als de hogere H/C-verhouding, een reducerend effect op de CO 2 -uitstoot. De drie effecten samen zorgen voor een daling in de specifieke CO 2 -emissies met stijgend alcoholpercentage omdat de twee reducerende effecten overwegen op het hogere brandstofverbruik. 29

45 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels Figuur 4.1: Het verloop van CO en CO 2 bij verschillende mengsels (WOT, MBT, λ = 1) [28] Figuur 4.2: Het verloop van CO en CO 2 door Najafi et al. koppel) [23] (WOT, MBT, λ voor maximaal De productie van NO x hangt af van de temperatuur, de hoeveelheid aanwezige zuurstof en de verblijfsduur van de verbrandingsgassen in de verbrandingskamer. Volgens Koç et al. [24] wordt NO x vooral geproduceerd vanaf een temperatuur boven 1500 C in een licht arme omgeving. Bij een hoger percentage alcohol zal men door de lagere vlamtemperatuur en de hogere warmtecapaciteit van de restgassen tot een lagere eindgastemperatuur komen. De hogere warmtecapaciteit is het gevolg van de grotere verhouding van triatomaire ten opzichte van diatomaire moleculen. Door deze twee effecten zal de NO x -uitstoot afnemen bij stijgend alcoholpercentage (Figuur 4.3). Dit blijkt ook uit de waarnemingen van Nakata et al. [29] en Celik [28]. 30

46 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels Figuur 4.3: NO x uitstoot(wot, MBT, λ = 1) [24] De uitgestoten hoeveelheid HC s wordt bepaald door een aantal factoren: het aantal misfires onvolledige verbranding holtes en spleten in de verbrandingskamer waarin vloeibaar brandstofmengsel kan worden opgehoopt en de quenchlaag aan de cilinderwand Hieruit blijkt dat HC s, net als CO, sterk afhankelijk zijn van de rijkheid [34]. Als λ groter wordt dan 1, zal de HC-uitstoot door een minimum gaan omdat de verbranding vollediger wordt. Als λ echter verder toeneemt, wordt de ontvlambaarheidslimiet bereikt en zal het aantal misfires weer toenemen. Hierdoor stijgt de uitstoot van HC s opnieuw. Door de aanwezigheid van zuurstof in de alcoholmolecules, zal de verbranding vollediger verlopen naarmate meer alcohol aan de benzine wordt toegevoegd. Deze trend wordt over de hele lijn bevestigd door [24, 25, 29, 30] en gedeeltelijk door [28]. Bij deze laatste wordt een stijging van HC-emissies genoteerd bij hogere alcoholfracties. Dit is te verklaren door de hogere verdampingswarmte van alcoholen in combinatie met de lage compressieverhouding (CR = 6). De hoge verdampingswarmte zorgt voor een temperatuursdaling in de cilinder waardoor meer misfires optreden en/of een snellere vlamdoving ontstaat aan de cilinderwand. Het verloop van beide trends wordt weergegeven in Figuur

47 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels (a) Koç et al. (WOT, MBT, λ = 1) [24] (b) Celik (WOT, MBT, λ = 1) [28] Figuur 4.4: HC-uitstoot door verschillende onderzoekers Tenslotte moet bij het gebruik van hogere alcoholmengsels worden gewezen op de extreem hoge uitstoot van aldehydes. Deze schadelijke componenten zijn typisch bij de verbranding van alcoholen en vragen speciale maatregelen met betrekking tot de naverwerking. 4.4 Het effect van de compressieverhouding Zoals eerder vermeld kan men door de hogere klopweerstand van alcoholen een hoger koppel en vermogen bereiken door de mogelijkheid om de MBT-timing langer aan te houden bij dezelfde compressieverhouding. Het hoge RON van alcoholen laat echter toe om met hogere compressieverhoudingen te draaien zonder dat daarbij klop wordt geïnduceerd. De verhoging van de compressieverhouding heeft een aantal gevolgen op de motorprestaties 32

48 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels en emissies. Een van de meest significante effecten kan worden teruggevonden in het theoretisch rendement van de ideale Otto-cyclus. Dit rendement is namelijk rechtstreeks afhankelijk van de compressieverhouding [35]: Waarbij: ɛ: de compressieverhouding η otto = 1 1 ɛ κ 1 (4.1) κ: de verhouding van de warmtecapaciteiten c p en c v van het mengsel Naarmate de compressieverhouding wordt opgedreven, zal het rendement van de Ottocyclus toenemen. Omdat het rendement van deze ideale cyclus een bovengrens vormt voor het effectieve rendement, zal ook het effectieve rendement vergroten. Dit wordt dan ook waargenomen door Costa et al. [36] en Bayraktar [37]. De compressieverhouding heeft ook een postitief effect op het effectieve vermogen dat door de motor wordt geproduceerd. Als ɛ toeneemt, stijgt de maximale druk in de cilinder en hierdoor levert de motor meer vermogen en koppel bij dezelfde hoeveelheid ingespoten brandstof. Bijgevolg daalt het specifieke verbruik van de motor en vergroot de actieradius van het voertuig. Het verloop van het koppel en het specifieke verbruik wordt weergegeven in Figuur 4.5 en wordt ook waargenomen in [24, 26, 28, 36, 37, 38, 39]. Figuur 4.5: Koppel en specifiek verbruik in functie van de compressieverhouding volgens metingen door Yücesu et al. [26] Door het grotere effectieve rendement van de motor bij hogere compressieverhoudingen wordt meer energie uit de brandstof omgezet in arbeid. Hierdoor bevatten de uitlaatgassen 33

49 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels minder energie en ligt de uitlaatgastemperatuur lager. Door de lagere uitlaattemperatuur en de grotere oppervlakte-volumeverhouding staan de wanden op een relatief koudere temperatuur zodat de uitstoot van HC s toeneemt. Yücesu et al. [38] en Topgül et al. [39] bevestigen dit fenomeen. Een ander nadeel van de lagere uitlaattemperaturen manifesteert zich in de driewegkatalysator. Deze katalysatoren hebben een bepaalde lightofftemperatuur voor zowel de reducerende (NO x ) als de oxiderende (CO en HC) werking, waarbij de conversiegraad van zo goed als 0 naar zijn maximale waarde gaat. Bij een reductie van de uitlaattemperatuur moet de light-offtemperatuur van de katalysator hierop worden afgestemd. De hedendaags toegepaste katalytische reacties hebben echter minstens de uitlaattemperaturen nodig die met de huidige compressieverhoudingen overeenstemmen om in het volledige motorbereik een hoge conversie te verzekeren. Katalysatoren die werken bij lagere uitlaattemperaturen zijn bijgevolg een uitdaging voor de fabrikanten. Er wordt een hogere piektemperatuur opmeten bij een hogere compressieverhouding. Aangezien de vorming van NO x sterk afhankelijk is van de piektemperatuur, zal de uitstoot ervan toenemen [24, 28]. Wat de vorming van CO en CO 2 betreft, wordt bij de verhoging van de compressieverhouding een verlaging van de CO- en een verhoging van de CO 2 -uitstoot vastgesteld [40]. Door de betere verbrandingsefficiëntie (te zien in de stijging van het effectieve rendement) wordt meer CO omgezet in CO 2. Hierbij moet opnieuw worden opgemerkt dat de emissies in voorgenoemde bronnen op relatieve basis zijn gegeven (ppm of vol% ). Bij de berekening van de specifieke emissies wordt echter ook rekening gehouden met de stijging in effectief rendement en dus met de daling in specifiek brandstofverbruik. Men ziet dat de CO 2 -uitstoot, uitgedrukt in specifieke emissies, daalt met een stijgende compressieverhouding omdat de winst in effectief rendement de extra omzetting van CO in CO 2 ruimschoots goedmaakt. Voor de specifieke HC-uitstoot is de daling in specifiek brandstofverbruik niet voldoende om de hogere relatieve HC-emissie teniet te doen. 4.5 Aanpassingen aan de motor Een groot nadeel van alcoholen is hun corrosieve karakter. Als grotere hoeveelheden alcohol (+20 vol%) met benzine worden gemengd, zullen materialen zoals standaardrubber, koper, aluminium, etc. vermeden en vervangen moeten worden door meer corrosievaste producten zoals roestvrij staal [24, 30]. De instellingen van het motormanagementsysteem moeten worden aangepast om optimale prestaties te behouden. Kumar et al. [30] onderzochten het effect van de hoeveelheid alcohol in benzine op de prestaties, zonder de instellingen voor een optimale werking bij benzine (WOT, MBT, λ voor maximaal koppel) aan te passen. Hun resultaten zijn te zien 34

50 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels in Figuur 4.6. Hieruit blijkt dat, zolang niet meer dan 30 vol% alcohol wordt gebruikt, de motorprestaties in vergelijking met benzine zo goed als niet veranderen. Figuur 4.6: Prestaties zonder aanpassing van de motorinstellingen [30] Het prestatieverlies bij het gebruik van hogere alcoholmengsels is te verklaren aan de hand van een aantal factoren: De verbrandingswaarde van alcohol is lager dan die van benzine. Bij eenzelfde ingespoten hoeveelheid brandstof vermindert de energie in het mengsel en zal het vermogen dalen naarmate meer alcohol in het mengsel zit. De stoichiometrische luchthoeveelheid van alcohol is ongeveer de helft van die van benzine. Het mengsel wordt dus armer door dezelfde hoeveelheid brandstof in te spuiten. Alcoholen hebben een hogere laminaire vlamsnelheid dan benzine waardoor, bij het behoud van de ontstekingstiming, de MBT-timing niet meer wordt gerespecteerd en de verbranding minder optimaal gebeurt. Als men de hoeveelheid ingespoten brandstof verhoogt, er opnieuw voor zorgt dat men stoichiometrische verbranding bereikt en de ontstekingstiming wijzigt naar de MBT-timing voor de desbestreffende brandstof, zal men dezelfde vaststellingen doen zoals besproken in paragraaf 4.2. In het geval van Kumar et al. [30] geeft optimalisatie resultaten die weergegeven zijn in Figuur

51 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels Figuur 4.7: Prestaties met aanpassing van de motorinstellingen [30] 4.6 Ternaire mengsels Ethanol-benzinemengsels worden tegenwoordig het meest gebruikt als brandstof voor flexfuelvoertuigen (zie Paragraaf 4.1). Ethanol heeft evenwel één groot nadeel: het wordt hoofdzakelijk geproduceerd uit één bepaalde vorm van geteelde biomassa. Het telen van biomassa voor de productie van ethanol neemt grote oppervlaktes landbouwgrond in beslag die anders kunnen worden verbouwd om mens en dier van voedsel te voorzien. Hierdoor ontstaat een moreel dilemma met een bepaalde productielimiet tot gevolg. Deze limiet wordt ook wel de biomassalimiet van ethanol genoemd. Volgens Turner et al. [41] treedt dit probleem niet op bij de productie van methanol aangezien methanol geproduceerd kan worden uit een groot aantal grondstoffen die zowel koolstof als waterstof bevatten. Methanol die uit een van deze grondstoffen wordt geproduceerd, kan gemengd worden met benzine en ethanol om een mengsel te vormen dat een stoichiometrische lucht-brandstofverhouding heeft die ligt tussen die van benzine en pure ethanol. Dit mengsel kan dan worden gebruikt als brandstof voor bijvoorbeeld een flex-fuelvoertuig. Elk ethanol-benzinemengsel heeft een unieke stoichiometrische lucht-brandstofverhouding. Als men een deel van de hoeveelheid ethanol in het mengsel wil vervangen door benzine en methanol met behoud van de lucht-brandstofverhouding, moet het ethanol vervangen worden door een hoeveelheid methanol-benzinemengsel dat dezelfde stoichiometrische lucht- 36

52 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels brandstofverhouding heeft als ethanol. Alle mengsels die men op deze manier verkrijgt zijn isostoichiometrisch. In Figuur 4.8 worden de mengsels weergegeven die isostoichiometrisch zijn met E85. Figuur 4.8: Mengsels met dezelfde stoichiometrische lucht-brandstofverhouding als E85 [41] Het methanol-benzinemengsel dat isostoichiometrisch is met pure ethanol bestaat uit G32.71 E0 M De eigenschappen van beide brandstoffen worden weergeven in Tabel 4.2. Het is opmerkelijk dat de andere eigenschappen van de twee isostoichiometrische brandstoffen zeer weinig van elkaar verschillen. Dit betekent dat met grote waarschijnlijkheid kan worden aangenomen dat de ternaire mengsels die isostoichiometrisch zijn met ethanol-benzinemengsels ook ongeveer dezelfde eigenschappen zullen hebben als het originele binaire mengsel. Daarom stellen Turner et al. [41] dat de verbranding tussen de isostoichiometrische mengsels niet zal verschillen. Dit impliceert dat alle motorinstellingen dezelfde kunnen blijven als bij gebruik van het binaire brandstofmengsel. Ethanol Methanol-benzine GEM ratio s G0 E100 M0 G32,71 E0 M67,29 Stoichiometrisch AFR 8,96 8,96 Densiteit (kg/l) 0,79 0,77 Onderste verbrandingswaarde (MJ/kg) 26,8 27,06 Volumetrische energiedichtheid (MJ/l) 21,15 20,92 Koolstof intensiteit (gco 2 /l) 1509,7 1495,8 Koolstof intensiteit (gco 2 /MJ) 71,38 71,49 Tabel 4.2: Eigenschappen van ethanol en zijn isostoichiometrisch methanol-benzine-equivalent [41] 37

53 Hoofdstuk 4. Alcohol-benzinemengsels Zoals uitgebreid wordt besproken in Hoofdstuk 5 hebben alcohol-benzinemengsels in de aanwezigheid van kleine hoeveelheden water de neiging tot faseseparatie bij lage temperaturen. Omdat het toevoegen van ethanol aan het methanol-benzinemengsel ervoor kan zorgen dat deze temperatuur wordt verlaagd, is een minimale hoeveelheid ethanol in de ternaire mengsels sterk aanbevolen. Tijdens het onderzoek van Turner et al. [41] werden een aantal isostoichiometrische mengsels van E85 getest en vergeleken met het originele binaire mengsel. Uit de initiële motortesten blijkt dat een heel kleine stijging in CO 2 wordt waargenomen naarmate meer methanol in het mengsel aanwezig is. Ook wordt vastgesteld dat het verbruik (l/100km) constant blijft en dat de koudestarteigenschappen verbeteren naarmate meer ethanol wordt vervangen door zijn methanol-benzine-equivalent. Dit laatste is een gevolg van het feit dat de verhouding van de dampsaturatiedruk op 0 C tot de nodige druk om een brandbaar stoichiometrisch mengsel te vormen kleiner is bij methanol en benzine dan bij ethanol. Het grote voordeel van het gebruik van ternaire mengsels is dat met dezelfde hoeveelheid ethanol meer brandstof kan worden geproduceerd met dezelfde energetische waarde als het ethanol-benzinemengsel. De volgende rekensom toont aan dat hierbij meer benzine wordt vervangen door alternatieve brandstoffen. De energie in 1 liter E85 is gelijk aan de energie in 0,72 liter benzine. Een liter E85 vervangt dus 0,57 liter benzine aangezien er nog 0,15 liter benzine aanwezig is in het mengsel. Dezelfde hoeveelheid ethanol die gebruikt wordt om E85 te produceren, kan echter worden aangewend om 4 liter van het isostoichiometrische G37 E21 M42 te maken. Dit zou overeenkomen met een reductie van 0.83 liter benzine (Figuur 4.9). Figuur 4.9: Benzinereductie bij gebruik van ternaire mengsels [41] 38

54 Hoofdstuk 5 Waterhoudende alcoholen Het drogen van ruwe alcohol door middel van destillatie is een dure en energie-intensieve stap in het productieproces van zuivere alcoholen. De potentiële kostenverlaging bij reductie of eliminatie van het destillatieproces is daarom een van de belangrijkste redenen voor onderzoek in dit domein. Als hieruit blijkt dat waterhoudende alcohol als brandstof gebruikt zou kunnen worden zonder dat daarbij een significant prestatieverlies en/of een onaanvaardbare emissiestijging optreedt, zou dit een stap voorwaarts kunnen betekenen voor de grootschalige marktintroductie van alcoholbrandstoffen. Daarom worden in dit hoofdstuk, na enkele economische aspecten van de productie van alcoholen, een prestatieen emissieanalyse besproken van motoren gevoed met waterhoudende alcoholen. Een tweede luik van het onderzoek naar waterhoudende alcoholen betreft de hygroscopiciteit van alcoholen. Zowel methanol als ethanol hebben een natuurlijke affiniteit met water. Een langdurige blootstelling aan de atmosfeer heeft, naast de snelle verdamping door de hoge vluchtigheid, als gevolg dat het water uit de lucht wordt opgenomen. Aangezien de waterpercentages in alcohol door wateropname uit de atmosfeer niet zeer hoog zijn, vormt dit bij het gebruik van waterhoudende alcoholen als brandstof niet onmiddellijk een onoverkomelijk probleem. Bij menging van alcohol met benzine zorgt een geringe waterbesmetting echter wel voor een moeilijkheid. Vanaf een bepaalde temperatuur en een bepaald waterpercentage treedt in de opslagtank of de tank van het voertuig faseseparatie op. In dit hoofdstuk wordt dit fenomeen en zijn gevolgen uitgebreid besproken. 5.1 Energiebalans en economische aspecten Ethanol Bij de productie van ethanol door fermentatie van suikerriet verkrijgt men een mengsel van 12 wt% ethanol in water. Door destillatie ontstaat een mengsel met een maximale concentratie van wt% ethanol en 4.37 wt% water. Dit mengsel is een positieve azeotroop: het kookpunt van het mengsel is lager dan de twee kookpunten van beide componenten. 39

55 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Dit betekent dat geen hogere concentratie ethanol kan worden verkregen door eenvoudige destillatie. Om een mengsel te verkrijgen met een ethanolzuiverheid hoger dan 99% is een dehydratatietechniek zoals azeotrope destillatie nodig. Dit is een duur en tijdrovend proces dat gebruik maakt van hulpstoffen (benzeen, tolueen,...) om het grootste deel van het resterende water aan het mengsel te onttrekken. Figuur 5.1: Netto energiebalans voor ethanol geproduceerd uit maïs [42] In Figuur 5.1 wordt de netto-energiebalans van ethanol, geproduceerd uit maïs, weergegeven. De volledige cirkel stelt de energieoutput, dus de verbrandingswaarde, voor van één unit maïs in de vorm van ethanol en bijproducten zoals maïsgluten en maïsolie. De energiebalans van ethanol geproduceerd uit suikerriet is een stuk positiever omdat de transitie van koolwaterstoffen naar suiker de stap die bij productie uit maïs voorafgaat aan fermentatie niet van toepassing is. Wat in de figuur opvalt is dat destillatie en dehydratatie samen verantwoordelijk zijn voor maar liefst 37% van de energieoutput. Figuur 5.2 toont de energie nodig voor destillatie, gerefereerd op de verbrandingswaarde van ethanol, in functie van de zuiverheid van het uiteindelijke mengsel. Ongeveer 10% van de verbrandingswaarde wordt gebruikt om een 80 vol% ethanolmengsel te verkijgen. Bij verdere destillatie om een hogere zuiverheid te bereiken, stijgt het energieverbruik meer dan exponentieel. Uit deze twee figuren blijkt duidelijk dat het gebruik van waterhoudend ethanol een enorme energie- en kostenbesparing zou opleveren. 40

56 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Figuur 5.2: Nodige energie voor destillatie tot bepaalde concentraties ethanol [42] Methanol In vergelijking met ethanol, heeft methanol een groot aantal verschillende grondstoffen waaruit het kan worden geproduceerd. Tegenwoordig zijn de meest gebruikte feedstocks fossiele brandstoffen (aardgas en steenkool) en biomassa. Captatie van CO 2 uit de atmosfeer in combinatie met elektrolyse van water voor de productie van H 2 wordt beschouwd als een potentiële CO 2 -neutrale methode voor grootschalige methanolproductie in de toekomst. Het begrip CO 2 -neutraal moet hierbij uiteraard genuanceerd worden: CO 2 scrubbing en waterelektrolyse slorpen een behoorlijke hoeveelheid energie op. In combinatie met windenergie of zonne-energie is deze methode echter wel volledig CO 2 -neutraal. De belangrijkste processen voor de huidige methanolproductie omvatten de vorming van syngas (CO en H 2 ) en de synthese die het gevormde syngas omzet in methanol. Syngas wordt hoofdzakelijk verkregen uit aardgas door middel van steam-methane reforming, partiële oxidatie of een combinatie van beide. Syngas kan echter ook worden geproduceerd uit steenkool (China) en biomassa door vergassing. Zoals verder in deze paragraaf duidelijk zal worden, is een belangrijke eigenschap van het syngas voor de kwaliteit van de hieruit geproduceerde methanol, de H 2 /CO-verhouding. Omdat de H 2 /CO-verhouding van het ruwe syngas steeds verschilt van de ideale stoichiometrische verhouding (H 2 /CO = 2), is een water-gas-shift-reactie of een toevoeging van CO 2 nodig om deze verhouding aan te passen. Nadien reageert het geoptimaliseerde syngas door katalytische synthese tot methanol [43]. Voor meer gedetailleerde lectuur over methanolproductie wordt verwezen naar Olah et al. [43] of Sileghem en Van De Ginste [2], die in hun masterthesis de meest gebruikte productieprocessen van methanol hebben samengevat. 41

57 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Het product van alle bovengenoemde processen is ruwe methanol. Omdat dit mengsel naast methanol en een klein percentage hogere alcoholen ook restgassen en water bevat, is destillatie een onvermijdelijke stap om methanol met een hoge zuiverheid te verkijgen. Terwijl destillatie bij ethanol noodzakelijk is om bij menging met benzine faseseparatie te vermijden (zie Paragraaf 5.3), is destillatie van ruwe methanol gewenst omdat de meeste applicaties van methanol deze hoge zuiverheid vereisen. Bij het gebruik als brandstof is deze vereiste echter nooit uitvoerig geverifieerd zodat onderzoek in dit domein aangewezen is (zie Paragraaf 5.2 en Hoofdstuk 8). Verschillende energetische en economische analyses [44, 45, 46] hebben aangetoond dat het destillatieproces, net als bij ethanol, een dure stap is in het productieproces en dus gevoelig bijdraagt tot de totale productiekosten. Toch liggen de destillatiekosten voor de zeer hoge zuiverheidseisen (+99%) niet in dezelfde grootteorde als bij ethanol. kan worden verklaard door het feit dat methanol en water in geen enkele verhouding een azeotroop mengsel vormen en er dus geen speciale destillatiemethode vereist is. Hoewel voor een kwantificatie van de destillatiekost er vele parameters in rekening moeten worden gebracht, is de belangrijkste factor het waterpercentage in de ruwe methanol. Dit is op zijn beurt sterk afhankelijk van het productieproces. Methanol verkregen uit de reactie van CO 2 met H 2 levert volgens stoichiometrie een methanol-watermengsel met 50 mol% (35 wt%) water terwijl methanol uit stoichiometrisch syngas theoretisch geen water bevat. Het productieproces dat gebruik maakt van CO 2 -captatie uit de atmosfeer heeft bijgevolg een zeer hoog waterpercentage in het eindproduct. Bij methanol gesynthetiseerd uit syngas hangt de waterinhoud sterk af van H 2 /CO-verhouding. Dit CO-rijk syngas wordt typisch verkregen uit steenkool of biomassa en wordt door de water-gas-shiftreactie omgezet tot een syngas met ongeveer stoichiometrische H 2 /CO-verhouding. De shiftreactie houdt in dat de overmaat aan CO reageert met de toegevoerde stoom tot CO 2 en H 2. Het CO 2 reageert met de aanwezige H 2 tot methanol via de eerder aangehaalde reactie. Syngas uit aardgas is steeds rijk in H 2 zodat een CO 2 -injectie in de synthesisreactor een reactie veroorzaakt met de overmaat aan H 2 en op die manier ook zorgt voor methanolproductie. Methanol gesynthetiseerd uit syngas bevat dus steeds een percentage water bepaald door de hoeveelheid aanwezige CO 2. Zelfs indien perfect stoichiometrisch syngas wordt gesynthetiseerd tot methanol, zal men steeds een kleine fractie CO 2 voorzien om de katalytische activiteit en de primaire synthesereactie te promoten. Barrañón [46] en Heydorn et al. [47] stellen dat de waterinhoud van ruwe methanol verkregen uit syngas steeds ligt tussen 1 en 30% waarbij de lage percentages eerder uitzonderlijk zijn. Atkins [44] voerde een calculatie uit voor de operationele energievereisten bij de productie van methanol uit scrubbed CO 2 en H 2 uit de elektrolyse van water. Het resultaat toonde dat 5% van de netto energie-input gebruikt wordt voor de destillatie van de ruwe methanol. Aangezien CO 2 -captatie een zeer energie-intensief proces is, mag deze 5% als een absoluut minimum worden beschouwd. 42

58 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen In een grondige economische analyse van de productie van fuel grade methanol (max. 1 wt% water) uit CO-rijk syngas [48], is aangetoond dat de destillatiekosten % bedragen van de jaarlijke operationele kosten voor de conversie van syngas naar methanol, afhankelijk van de druk waarop het syngas wordt verwerkt. Hoewel een zekere graad van destillatie noodzakelijk is om de vluchtige restgassen te verwijderen en zo de alcohol te stabiliseren om hem op een veilige manier in atmosferische vaten te kunnen transporteren, kan als besluit van deze paragraaf worden gesteld dat de energetische en economische voordelen van het gebruik van waterhoudende in plaats van niet-waterhoudende alcohol interessant zijn: en aanzienlijke reductie in de investerings- en vooral exploitatiekosten van het productieproces; een stijging in het rendement waarmee alcohol kan worden geproduceerd omdat er minder energie nodig is om dezelfde hoeveelheid brandstof te produceren. Een transitie van waterhoudende naar niet-waterhoudende alcohol is dus een relatief eenvoudig te implementeren stap naar een kosten- en energiebesparend transport. 5.2 Prestaties en emissies In de literatuur is weinig terug te vinden over de prestaties en emissies van waterhoudende alcoholen. De effecten die door het hogere waterpercentage ontstaan en die een rol spelen bij de prestaties en de emissies, zijn bijgevolg nog niet volledig gekend. In deze paragraaf wordt eerst een vergelijking besproken tussen waterhoudend ethanol en een ethanol-benzinemengsel. Hoewel de vergelijking vooral focust op de effecten van een hoger percentage alcohol en minder op de effecten van het hogere waterpercentage, is de studie interessant omdat het de goede prestaties van waterhoudend ethanol aantoont. Vervolgens wordt een vergelijkende studie van waterhoudende en pure methanol aangehaald die dateert uit de eerste periode ( ) waarin onderzoekers uitgebreide interesse toonden in het gebruik van alcoholen als brandstof. Ten slotte wordt een van de belangrijkste effecten van het hogere waterpercentage in detail besproken: de lagere vlamsnelheid door de verdunning van de brandstof Waterhoudend ethanol Costa en Sodré [49] onderzochten op een 1.0 l flex-fuelproductiemotor het verschil in prestaties en emissies tussen werking op waterhoudend ethanol (6.8 wt% water) en werking op de huidige standaardbenzine in Brazilië (78 vol% benzine, 22 vol% niet-waterhoudend ethanol). De testen werden uitgevoerd met open gasklep en koppel, BMEP, vermogen, SFC en effectief rendement werden geregistreerd. De lambdawaarde werd ingesteld voor minimaal brandstofverbruik en was gemiddeld bij beide brandstoffen. 43

59 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Figuur 5.3 toont de resultaten voor koppel en BMEP. De resultaten blijken toerentalafhankelijk te zijn. Bij toerentallen lager dan 3250 tpm levert het benzinemengsel een hoger koppel en dus ook een hogere BMEP. Vanaf 4000 tpm neemt het waterhoudend ethanol duidelijk de bovenhand. De verklaring kan worden gegeven door twee tegenstrijdige effecten met elkaar te vergelijken. Bij lage snelheden heeft het negatieve effect van het waterhoudende ethanol, nl. de lagere verbrandingswaarde, een relatief grotere invloed dan het positieve effect, nl. de hogere vlamsnelheid. Bij hoge snelheden is de invloed van het positieve effect groter en kan er bovendien langer met MBT-timing worden gewerkt zodat in dat geval een hoger koppel kan worden bereikt met de ethanolbrandstof. Figuur 5.3: Toerentalafhankelijkheid van koppel en BMEP bij waterhoudend ethanol [49] Het effectieve rendement is over het volledige bereik van toerentallen hoger bij het waterhoudend ethanol. Het maximale relatieve verschil van 14.1%, dat wordt bereikt bij één van de hoogste gemeten toerentallen, wordt verklaard aan de hand van de hogere vlamsnelheid en de gereduceerde warmteverliezen aan de cilinderwand door de lagere vlamtemperatuur. De maximale rendementsstijging is, naar de mening van de auteurs van dit werk, echter te groot om te kunnen verklaard worden door deze effecten. Hoewel de hogere vlamsnelheid van het waterhoudende ethanol een relatief groter effect op het rendement zal hebben in een arme omgeving, lijkt het plausibeler dat de veel grotere ontstekingsvervroeging die wordt toegepast bij de hoge toerentallen de hoofdreden is van het grote rendementsverschil. Het verschil in vermogen is niet significant, enkel boven 5000 tpm wordt een lichte stijging genoteerd, die wordt toegeschreven aan dezelfde effecten als beschreven bij het koppel. Het specifieke brandstofverbruik is bij het waterhoudende ethanol een stuk hoger. Dit is uiteraard ook te verklaren aan de hand van de lagere verbrandingswaarde. De trend wordt weergegeven in Figuur 5.4. Een verbetering in SFC bij werking op het waterhoudend ethanol is enkel haalbaar met een verhoogde compressieverhouding. 44

60 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Figuur 5.4: Specifiek brandstofverbruik waterhoudend ethanol [49] Bij vergelijking van de emissies kan worden besloten dat het gebruik van waterhoudende ethanol een lagere uitstoot van CO maar een grotere fractie CO 2 levert. Met een hogere zuurstofinhoud van de brandstof verkiezen CO-moleculen de conversie naar CO 2. Emissie van NO x is hoger bij het waterhoudende ethanol boven 2500 tpm. In Paragraaf 4.3 werd evenwel gevonden dat bij hogere alcohol-benzinemengsels (en dus bij ook pure ethanol) de NO x -uitstoot vermindert. De oorzaak van dit tegengestelde besluit is tweeledig. Ten eerste zorgt de grotere ontstekingsvervroeging die is toegepast bij het gebruik van het waterhoudende ethanol, voor een niet te verwaarlozen invloed op de NO x -emissies. Een vroegere ontsteking heeft hogere drukken en temperaturen tot gevolg en bovendien verblijft het mengsel langer op deze hogere temperatuur. Dit zorgt voor een hogere NO x -uitstoot. Ten tweede werd het in deze paragraaf besproken onderzoek niet uitgevoerd met λ = 1. In [49] werkt men gemiddeld met λ = zodat het intrinsiek verarmende effect van de alcohol hierdoor nog versterkt wordt. In een licht arme omgeving wordt inderdaad een grotere hoeveelheid NO x gevormd [4] Waterhoudend methanol In 1976 voerden Donnelly et al. [50] op een CFR-motor (Cooperative Fuels Research) een vergelijkend onderzoek naar de prestaties en emissies van pure methanol, een methanolwatermengsel (10% water), indolene en een methanol-indolenemengsel. Indolene is een benzine zonder additieven die in de Verenigde Staten (vroeger) vaak werd gebruikt in onderzoek om emissies op een reproduceerbare manier te vergelijken. De basis waarop het percentage water in het methanol-watermengsel is gerefereerd, wordt in het rapport helaas niet vermeld. Volumepercent of massapercent lijken echter de meest aannemelijke keuzes, zodat de resultaten van dit onderzoek toch kunnen worden gebruikt als vergelijkingsbasis voor het experimentele gedeelte van dit werk (Hoofdstuk 8). 45

61 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Omdat in de jaren zeventig nog zeer vaak carburators werden gebruikt om het luchtbrandstofmengsel aan te maken, was het niet zo eenvoudig om de min of meer vaste AFR van de carburator snel te wijzigen. Omdat in het onderzoek vier brandstoffen met verschillende AFR s over hun volledige ontstekingsgebied werden getest op dezelfde motor, bleek het eenvoudiger om het lucht-brandstofmengsel aan te maken in een verwarmde tank die constant werd gemixt. Op deze manier werd ook een homogenere lading verkregen op een constante temperatuur. In hun onderzoek stellen Donnelly et al. dat de potentiële reductie van NO x -uitstoot, ook bij hogere compressieverhoudingen, de hoofdreden is voor het testen van het methanolwatermengsel. Op Figuur 5.5 is inderdaad te zien dat de specifieke NO x -emissies (IHP-HR staat voor Indicated Horsepower-Hour) inderdaad een stuk lager liggen dan bij de andere brandstoffen, gelet op de logaritmische schaal van de y-as. Dit wordt verklaard door de lagere vlamtemperatuur van het methanol-watermengsel. Figuur 5.5: NO x -uitstoot van de onderzochte brandstoffen in functie van de equivalentieverhouding Φ [50] Op de figuur is ook duidelijk te zien dat pure methanol en het methanol-watermengsel een armere ontstekingsgrens hebben dan de benzinebrandstoffen (zie Tabel 4.1). De armere 46

62 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen ontstekingsgrens is ondermeer het gevolg van de hogere vlamsnelheid van methanol en laat extreem arme werking of zeer hoge EGR-percentages toe om zo de NO x -uitstoot te beperken tot enkele ppm. Voor een uitgebreide uiteenzetting van het gebruik van methanol in combinatie met deze werkingsstrategieën wordt verwezen naar de masterthesis van Sileghem en Van De Ginste [2]. Met betrekking tot de uitstoot van onverbrande koolwaterstoffen, is het resultaat van het methanol-watermengsel bij arme werking licht negatiever dan dat van de andere brandstoffen. Bij een stoichiometrische AFR is het verschil echter sterk gereduceerd. De COuitstoot van de vier geteste brandstoffen is over het volledige gebied van toepasbare mengselrijkheid niet significant verschillend. CO 2 -emissies werden helaas niet opgemeten. Naast de emissies werden ook de prestaties van de CFR-motor voor de vier brandstoffen vergeleken. Figuur 5.6 toont het geïndiceerde rendement op 1600 rpm, een IMEP van 50 psi (3.45 bar) en een CR van 7:1 bij MBT-timing. Het methanol-watermengsel heeft volgens de trendlijn in het arme gebied een lager geïndiceerd rendement dan methanol en benzine. Toch is deze daling, volgens de grote spreiding van de meetpunten, niet significant. Bij stoichiometrische werking wordt het verschil helemaal verwaarloosbaar, zelfs tussen pure methanol en benzine. Het kleine verschil in rendement (max. 1%) tussen benzine en pure methanol over het volledige bereik van equivalentieverhoudingen is niet in overeenstemming met de resultaten die tientallen artikels en masterthesissen [1, 2] over het gebruik van methanol rapporteren. Volgens de auteurs van deze masterthesis ligt de oorzaak bij het op constante temperatuur brengen van het lucht-brandstofmengsel door het verwarmen van de hierboven vermelde inlaattank. Hierdoor wordt immers een van de belangrijkste positieve invloeden op het rendement bij het gebruik van methanol geëlimineerd, namelijk het koelen van de inlaatlucht bij het mengen van lucht en brandstof door de hogere verdampingswarmte van methanol. Hetzelfde geldt voor de invloed van het water in het methanol-watermengsel. In dit opzicht is de gebruikte opstelling met betrekking tot een rendementsstudie tussen methanol en benzine niet optimaal. De kleine rendementsstijging van methanol ten opzichte van benzine kan hier bijgevolg enkel worden verklaard aan de hand van de gereduceerde warmteverliezen en de hogere laminaire vlamsnelheid waardoor respectievelijk minder energie verloren gaat naar de omgeving en een verbranding plaatsvindt die dichter aanleunt bij de isochore verbranding. 47

63 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Figuur 5.6: Geïndiceerd rendement van de onderzochte brandstoffen in functie van de equivalentieverhouding Φ [50] Na een bijkomend experiment in hetzelfde werkingspunt bij Φ = 0.8 (arme werking), kwamen Donnelly et al. tot het besluit dat bij een verhoging van de CR tot 9:1 het rendement bij het waterhoudende methanol groter wordt dan bij werking op benzine maar nog steeds iets kleiner blijft dan bij werking op pure methanol. Dit is uiteraard opnieuw zonder het extra koelende effect van water of methanol in rekening gebracht te hebben. Uit het onderzoek van Donnelly et al. kan worden besloten dat bij het gebruik van een methanol-watermengsel met 10% water bij een stoichiometrische AFR geen grote verschillen in rendement optreden ten opzichte van benzine en puur methanol. Toch is het rendement van methanol steeds een fractie hoger. Hierbij moet echter de belangrijke kanttekening worden gemaakt dat door het creëren van de constante inlaattemperatuur van het lucht-brandstofmengsel een van de belangrijkste invloeden op de prestaties van het gebruik van methanol en water verloren gaat. Naast het extra koeleffect zijn er nog twee andere belangrijke invloeden die gepaard gaan met een hoger waterpercentage: de reductie in LHV en de reductie in laminaire vlamsnelheid. De eerste twee effecten en hun gevolgen worden besproken in Sectie 8.2. De 48

64 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen reductie van de laminaire vlamsnelheid door watertoevoeging is echter iets complexer en daarom is een korte literatuurstudie over deze parameter aangewezen. Hierna volgt een samenvatting van de belangrijkste resultaten van deze literatuurstudie. Hoewel in principe de turbulente vlamsnelheid de verbrandingsduur bepaalt, geeft de eenvoudiger te bepalen laminaire vlamsnelheid al een bruikbare indicatie van hoe de verbrandingsduur van verschillende stoffen zich ten opzichte van elkaar verhouden. Verdunning van methanol door een grotere waterinhoud resulteert in een lagere laminaire vlamsnelheid. Hoe lager de vlamsnelheid, hoe minder isochoor de verbranding verloopt. De minder goede verbranding betekent uiteindelijk een grotere afwijking van de ideale Ottocyclus zodat het effectieve rendement een lagere waarde heeft. De lagere vlamsnelheid heeft ook als gevolg dat het mengsel vroeger moet worden ontstoken en de MBT-timing zich verder van het bovenste dode punt bevindt. Verschillende publicaties [51, 52, 53] behandelen experimenten over de laminaire vlamsnelheid van methanol-watermengsels. In de meeste gevallen bestaat de proefstand uit een explosie in een constant volume (constant volume bomb) of een circulaire brander in een horizontale buis. De kwantificatie van de vlamsnelheid kan gebeuren uit de calculatie van de warmteoverdracht [53], door middel van de cone angle method [52] of op basis van het drukverloop. Zoals aangehaald wordt door Vancoillie et al. [54] wordt in de oudere publicaties meestal geen correctie toegepast voor de elasticiteit van de vlam (flame stretch) en de instabiliteiten aan het vlamfront bij de berekening van de laminaire vlamsnelheid. Door de overschatting die hieruit volgt, zijn de resultaten niet voldoende nauwkeurig om op voort te bouwen. Daarom is het aan te raden om de conclusies van meer recente onderzoeken te gebruiken als basis voor de verdere vergelijking. Vancoillie et al. [53] vergeleken experimentele resultaten en simulaties verkregen met het numerieke simulatiepakket CHEM1D 1 voor de laminaire vlamsnelheid van methanolwatermengsels en vonden een zeer goede overeenkomst tussen beide. Er werd aangetoond dat, in het bereik van 0 tot 20 mol% verdunning met waterdamp, het effect op de laminaire vlamsnelheid bijna uitsluitend thermisch is en dat de chemische impact op de oxidatiereactie zo goed als verwaarloosbaar is. Het belangrijkste besluit is dat een waterinhoud van 10 wt% slechts een reductie van 7% in vlamsnelheid impliceert bij een temperatuur van 338 K en Φ = 1. Bovendien werd aangetoond dat de afwijking van een lineaire afname in laminaire vlamsnelheid met stijgend molpercentage waterdamp in het brandbare gasmengsel gelimiteerd is tot 10%. Dit kan worden gezien in Figuur 5.7. Het dominante effect op de helling van de rechte is de specifieke warmtecapaciteit, de secundaire effecten omvatten de temperatuur en de rijkheid van het mengsel. Om de reductie van de laminaire vlamsnelheid te schatten bij hogere temperaturen werd een correlatie gehanteerd die reeds door vele onderzoekers als zeer betrouwbaar werd geklasseerd. Het resultaat toonde dat bij realistische 1 Ontwikkeld aan de Technische Universiteit Eindhoven 49

65 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen motortemperaturen de reductie in laminaire vlamsnelheid nog daalt ten opzichte van de vlamsnelheid bij koudere temperaturen. Figuur 5.8 toont de laminaire vlamsnelheid van verschillende methanol-watermengsels in functie van Φ. Hierop is duidelijk te zien dat het waterpercentage geen significante invloed heeft op de rijkheidsafhankelijkheid van de laminaire vlamsnelheid, zoals reeds eerder aangetoond door Hirano et al. [52]. Figuur 5.7: Laminaire vlamsnelheid in functie van molaire hoeveelheid waterdamp in het brandbare gasmengsel op 338 K. Ruiten: Φ = 0.7; Driehoeken: Φ = 1.5; Cirkels: Φ = 1.0 [53] Figuur 5.8: Laminaire vlamsnelheid van verschillende methanol-watermengsels in functie van Φ op 338 K. Driehoeken: 0 wt% H 2 O, Cirkels: 10 wt% H 2 O, Ruiten: 20 wt% H 2 O, Kruisen: 35 wt% H 2 O [53] Men kan besluiten dat bij een grotere waterinhoud de laminaire vlamsnelheid vooral gewijzigd wordt door de grotere warmtecapaciteit van het water. Een goede richtwaarde is een reductie in vlamsnelheid van 7% bij een waterpercentage van 10 wt% (6.8 vol%). 50

66 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen 5.3 Faseseparatie en ternaire diagrammen Het grootste probleem bij het gebruik van alcohol-benzinemengsels is de hygroscopiciteit van de alcohol. Water lost in zuivere benzine slechts zeer gedeeltelijk op. Bij menging van water en benzine vormen zich al snel twee lagen: een bovenste laag bestaande uit benzine en enkele tienden van een procent water dat hierin is opgelost en een onderste laag bestaande uit enkel water. Door de eenvoudige principes van dichtheidsverschillen en oplosbaarheid kwam men tot het algemene besluit dat bij ethanol-benzinemengsels het ethanol zo droog mogelijk moet zijn om faseseparatie te vermijden. Men dacht met andere woorden dat de watertolerantie van ethanol-benzinemengsels zo goed als nihil was. Faseseparatie in de tank van een voertuig moet inderdaad in alle gevallen worden vermeden. Wanneer waterhoudende alcohol met benzine wordt gemengd of bij waterbesmetting van een alcohol-benzinemengsel, worden twee lagen gevormd waarbij de onderste laag vooral uit alcohol en water bestaat terwijl de bovenste laag een benzinerijk alcoholmengsel is met een kleine hoeveelheid opgelost water. De problemen die zich voordoen bij het rijden met een tank waarbij faseseparatie is opgetreden, worden hieronder opgelijst. De klopweerstand is niet constant. Hoewel de motormapping correct en met voldoende marge is ingesteld voor de getankte brandstof, kan klop optreden door een plotse val van het octaangetal. Motorschade is onvermijdelijk (zie Hoofdstuk 2). De verbrandingswaarden van de gevormde vloeibare fases verschillen aanzienlijk. Dit resulteert in sterk wisselende prestaties. De motormapping is niet meer optimaal ingesteld zodat opnieuw een vermindering van de prestaties wordt waargenomen. Ontstekingstijdstip en injectiehoeveelheid kunnen bij de meeste voertuigen niet op basis van ogenblikkelijke brandstofwijziging worden aangepast. Flex-fuelvoertuigen (zie Paragraaf 4.1) kunnen in dit geval wel in beperkte mate corrigeren. Startproblemen ontstaan door de gewijzigde ontstekingstemperatuur en verdampingswarmte van de brandstof. 51

67 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Figuur 5.9: Vereenvoudigd schema van een methanol-benzinemengsel met water [55] Naarmate meer onderzoek werd gevoerd naar de mengeigenschappen van ethanol, benzine en water bleek bovenstaande deductieve redenering in verband met de watertolerantie van alcohol-benzinemengsels iets te kort door de bocht. Intuïtief is het begrijpelijk dat ethanol, dat in alle proporties mengbaar is met water, de kwalitatieve eigenschap bezit om een zekere hoeveelheid water op te lossen in een vloeistof (bv. benzine) waarin zuiver water in normale omstandigheden niet oplosbaar is. Modellen berekenen een niet-willekeurige oriëntatie van de alcohol- en koolwaterstofmoleculen in de nabijheid van een watermolecule zodat op die plaatsen een verschillende compositie ontstaat in vergelijking met de rest van het mengsel. In Figuur 5.9 is duidelijk te zien dat een watermolecule wordt ingesloten door een groep polaire alcoholgroepen, wat meteen de verklaring geeft voor een grotere watertolerantie dan eerst werd aangenomen. De oplossing van het complexe kwantitatieve vraagstuk over welke samenstellingen aanleiding geven tot faseseparatie, is te bepalen met de hulp van een ternair fasediagram. Ternaire diagrammen worden gebruikt om het gedrag te beschrijven van systemen met drie componenten waarvan er twee onderling niet oplosbaar zijn. Hier worden de twee onmengbare componenten, water en benzine, gemengd met het cosolvent ethanol. Benzine wordt voorgesteld als een stof bestaande uit slechts één component, zodat het diagram eigenlijk pseudo-ternair is. Dit soort diagrammen wordt gegenereerd door een model dat tot stand is gebracht door het samenbrengen van experimentele data met drie theoretische ontwikkelingen [55]: 1. Moleculaire densiteit- en energiemodellen die met een bijzonder grote resolutie de complexe asymmetrische onderlinge aantrekkings- en repulsiekrachten tussen verschillende moleculen kunnen beschrijven. 2. De eerste wetten van de thermodynamica. 52

68 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen 3. Geschikte algoritmes voor de berekening van fase-evenwicht. Figuur 5.10: Fictief pseudo-ternair fasediagram van ethanol, benzine en water [55] Figuur 5.10 toont een voorbeeld van een fictief pseudo-ternair fasediagram van ethanol, benzine en water bij een bepaalde temperatuur. Dit fictieve diagram wordt gebruikt om de werking van ternaire diagrammen toe te lichten. De curve toont de fasegrens. Onder de curve bestaan twee verschillende vloeibare fases die, afhankelijk van temperatuur en andere factoren, wel of niet verschillende lagen vormen. Bij composities boven de curve bestaat slechts één vloeibare fase. Het plait point A, het punt waarbij twee vloeibare fases worden gevormd die identiek zijn, ligt aan de linkerkant van het diagram, wat aantoont dat het cosolvent ethanol een voorkeur heeft om te mengen met water [56]. De stippellijnen, hier willekeurig getekend, worden tie-lines genoemd. Composities op deze lijnen vormen dezelfde twee vloeibare fases maar in andere verhoudingen. Het plait point A is dus in feite een limietgeval van de steilste tie-line. De lijn C C wordt de menglijn genoemd en bevat alle mogelijke mengsels van zuivere benzine en ethanol met 5 wt% water.in punt B op de menglijn bestaan twee vloeibare fases waarbij opgeteld 15 wt% ethanol-water en 85 wt% benzine aanwezig is. De twee vloeibare fases worden gegeven door de samenstelling van punt B en punt B. De verhouding tussen de twee wordt bepaald met eenvoudige lijnstukgeometrie en levert hier 8% van het mengsel in B en 92% van het mengsel in B 53

69 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen [55]. In het algemeen is de tweede vloeibare fase bij menging van water en koolwaterstofverbindingen een fase met een groot percentage water, maar door de toevoeging van een voldoende hoeveelheid ethanol is dit niet meer het geval. Er wordt dan een hoger benzineethanolmengsel gevormd met een beperkte hoeveelheid opgelost water. Dit is visueel te merken aan de steeds steilere tie-lines. In de punten B en B uit het bovenstaande voorbeeld hebben de mengsels dezelfde dichtheid maar andere fysische eigenschappen zodat twee verschillende vloeibare fases dicht bij punt A weinig intentie zullen hebben om twee aparte lagen te vormen. Uit testen blijkt dat zelfs een mengsel ver in de tweefasenzone nog steeds helder blijft en er geen faseseparatie optreedt [55]. Figuur 5.11: Werkelijk pseudo-ternair fasediagram van ethanol, benzine en water [55] Figuur 5.11 toont een werkelijk pseudo-ternair fasediagram van ethanol, benzine en water bij een bepaalde temperatuur. De curve leunt zeer dicht aan tegen de ethanol-waterzijde bij hoge percentages water. Dit wijst op een lage oplosbaarheid van benzine en water bij ethanolpercentages lager dan 50 wt%. Boven deze 50% wijkt de curve snel af van de ethanol-waterzijde. De oplosbaarheid van water en benzine stijgt dus gestaag bij mengsels die een percentage ethanol boven 50 wt% bezitten [55]. Johansen and Schramm [57] voerden een zeer interessant onderzoek naar de zuiverheidseis van ethanol bij flex-fuelvoertuigen bij lagere temperaturen. Ze onderzochten in welke mate de zuiverheidseis om faseseparatie te vermijden, afhankelijk is van de temperatuur en van het percentage ethanol in het gebruikte ethanol-benzinemengsel. De gehanteerde experimentele methode verschilt van de methodes die in vergelijkbare onderzoeken worden gebruikt. In de meeste onderzoeken werkt men met verschillende 54

70 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen initiële zuiverheden van het ethanol, gemengd met benzine, terwijl hier werd gestart met niet-waterhoudend ethanol (99.9% zuiver), gedestilleerd water en benzine met RON 95. Hiermee werd een aantal mengsels met verschillende ethanol-benzineverhoudingen bereid. Vervolgens werd in de voortest gedestilleerd water toegevoegd in stappen van 100 µl zodat het punt van faseseparatie grofweg kon worden bepaald. In de echte test werd water toegevoegd in stappen van µl om de nauwkeurigheid te verhogen. Na het toevoegen van het gedestilleerde water werden de samples geschud en vervolgens werd een pauze van 10 minuten ingelast om het fase-evenwicht te laten instellen. Hieruit bleek dat faseseparatie onmiddellijk optrad, ofwel nooit. (a) (b) Figuur 5.12: (a) Het experimentele pseudo-ternair fasediagram (b) De hieruit afgeleide zuiverheidseis [57] Het resultaat was een experimenteel pseudo-ternair fasediagram dat kon worden omgezet 55

71 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen in een grafiek die de zuiverheidseis van ethanol toont in functie van het massaprocent benzine in het mengsel. Beide figuren worden getoond in Figuur Men ziet dat de ethanolzuiverheid moet toenemen bij een stijgende hoeveelheid benzine in het mengsel en bij een lagere temperatuur. Bij flex-fuelvoertuigen moet de lijn die de composities van de meestal twee gespecificeerde brandstoffen verbindt, volledig binnen de eenfasige zone liggen, liefst voor curves bij een zo laag mogelijke temperatuur. De twee gespecificeerde brandstoffen zijn meestal een ethanolrijk mengsel en een benzinerijk mengsel. Het mag duidelijk zijn dat brandstofmengsels compatibel moeten zijn met elkaar zodat geen faseseparatie ontstaat bij het vullen van de tank met een ander mengsel dan dit reeds aanwezig in de tank. Met behulp van een eenvoudig zelf ontwikkeld geometrisch algoritme, gebaseerd op hun experimenteel werk, bepaalden Johansen and Schramm [57] de zuiverheidseis van ethanol in het ethanolrijke flex-fuel. Figuur 5.13 toont het resultaat. Deze figuur toont dat de zuiverheidseis niet enkel afhangt van de temperatuur maar ook van het percentage niet-waterhoudend ethanol in het benzinerijke flex-fuel. Er is een significante daling in de zuiverheidseis bij stijgende temperatuur en bij een stijgend percentage van niet-waterhoudend ethanol in de benzine. Dit betekent dat, hoe meer niet-waterhoudend ethanol wordt gemengd in het benzinerijke flex-fuel, hoe meer water het ethanolrijke mengsel mag bevatten. Misschien wel het belangrijkste resultaat voor flex-fuelvoertuigen dat is af te leiden uit Figuur 5.13 is de compatibiliteit van pure benzine (als benzinerijke flex-fuel) met een azeotroop ethanol-watermengsel (zie Paragraaf 5.1) bij de vorming van E80 (als ethanolrijke flex-fuel), zelfs in koudere gebieden. Figuur 5.13 toont ook dat het gebruik van E10 in de plaats van pure benzine de watertolerantiemarges gevoelig verhoogt. Het is deze vaststelling die in Brazilië heeft geleid tot het gebruik van waterhoudend ethanol in de ethanolrijke flex-fuels en percentages tot 25% niet-waterhoudend ethanol in de benzinerijke flex-fuels [57]. Waterabsorptie uit de atmosfeer of andere bronnen kan zoals reeds vermeld leiden tot een verhoogde waterinhoud en dus tot een groter gevaar op faseseparatie bij het tanken van het benzinerijke flex-fuel. 56

72 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Figuur 5.13: De zuiverheidseis van ethanol in het ethanolrijke flex-fuel in functie van het percentage niet-waterhoudende ethanol in het benzinerijke flex-fuel [57] De temperatuur waarbij faseseparatie optreedt moet zo laag mogelijk zijn om problemen op koude dagen en in koudere streken te vermijden. Qi et al. [32] bestudeerden de invloed van water- en alcoholpercentage op de faseseparatietemperatuur in methanolbenzinemengsels. Ze gebruikten hiervoor de mengsels opgegeven in Tabel 5.1. De conclusie was een stijging van de faseseparatietemperatuur bij toenemende waterhoeveelheid en een daling bij stijgend alcoholpercentage. Beide trends zijn af te lezen op Figuur De daling van de faseseparatietemperatuur met hoger alcoholpercentage is vooral het gevolg van de hogere percentages ethanol, dat als cosolvent fungeert voor de menging van water in het methanol-benzine mengsel. Uit dit onderzoek blijkt duidelijk dat hoge alcohol-benzinemengsels beter bestand zijn tegen faseseparatie dan mengsels met lage percentages alcohol. % MeOH % EtOH M10 8,5 1,5 M M M Tabel 5.1: Mengsels in onderzoek van Qi et al. [32] 57

73 Hoofdstuk 5. Waterhoudende alcoholen Figuur 5.14: Invloed van water- en alcoholpercentage op de fasetemperatuur bij methanolbenzinemengsels [32] 58

74 Hoofdstuk 6 Doelstellingen In Hoofdstuk 3 werden twee klopdetectiemethodes vooropgesteld. De methode van de derde afgeleide zal, omdat die eenvoudig en snel is, worden toegepast op de Audi-proefstand om een real-time klopdetectie uit te voeren. De bedoeling is om een nieuw stuk Matlabcode te implementeren in het bestaande Labviewprogramma dat al wordt gebruikt om alle data in te lezen, te verwerken en weer te geven. Dit nieuwe stukje software heeft als functie om een waarschuwing te geven bij het overschrijden van de klopgrens. De tweede geselecteerde methode (TVE en SEHRO) kan worden gebruikt om de klopintensiteit te berekenen in naverwerking van de metingen. De ruwe drukmetingen worden door een gemodificeerde versie van het matlabprogramma [2] verwerkt. Het nieuwe stuk in deze code genereert een klopwaarde. Dit getal wordt vergeleken met experimenteel bepaalde waarden en maakt het mogelijk om de klopintensiteit te schatten. Een validatie van deze methode aan de hand van een set metingen op en net over de klopgrens was oorspronkelijk een van de doelstellingen. Door problemen met de gelijkstroommachine van de Audi-proefstand kon echter geen set in kloptoestand worden opgemeten. Hoewel de implementatie op de proefstand van de eerste methode reeds is uitgevoerd, zal wegens het gebrek aan valideringsmogelijkheden geen hoofdstuk aan klopdetectie worden gewijd in het experimentele deel van deze masterthesis. Het praktisch mengen van brandstoffen en het bepalen van de eigenschappen van het brandstofmengsel zijn van groot belang voor het experimentele werk uitgevoerd in het kader van deze masterthesis. In Hoofdstuk 7 wordt een kort overzicht gegeven van de werkwijze en de berekeningsmethode die door de auteurs van dit werk worden gebruikt. Hoofdstuk 5 behandelde het potentieel van het gebruik van waterhoudende alcoholen. Hoewel dit potentieel op energetisch en economisch vlak aanzienlijk is, bleken publicaties over de prestaties en emissies bij het gebruik van waterhoudende alcoholen in de literatuur slechts pover vertegenwoordigd. In Hoofdstuk 8 wordt daarom aandacht geschonken aan de resultaten van meetsets op twee motoren bij werking op verschillende methanol-watermengsels. De prestaties en emissies van deze mengsels worden gedetailleerd vergeleken om een besluit te kunnen formuleren over de invloed van water op de 59

75 Hoofdstuk 6. Doelstellingen belangrijkste prestatie- en emissiegrootheden. In Hoofdstuk 4 werden de resultaten van onderzoeken met betrekking tot alcohol-benzinemengsels gesynthetiseerd. De resultaten van de werking op een mengsel van benzine en methanol worden besproken in Hoofdstuk 9. De motivatie voor de keuze van M56 als testbrandstof voor de vergelijking met pure benzine en puur methanol met betrekking tot prestaties en emissies, is tweeledig. Ten eerste ligt de volumeverhouding van de twee brandstoffen in M56 dicht bij één zodat de belangrijkste effecten van beide brandstoffen tegen elkaar kunnen worden afgewogen. De tweede reden houdt verband met het artikel over GEM-blends van Turner et al. [41]. Hierin wordt de hypothese gesteld dat M56 bijna identiek dezelfde verbrandingseigenschappen bezit als E85. Het testen van de hypothese houdt in dat beide brandstoffen met elkaar worden vergeleken en dat een conclusie wordt getrokken over het al dan niet gelijk zijn van de prestatie- en emissiegrootheden. Door het testen van M56 wordt dus reeds een deel van het werk voor de hypothesetest uitgevoerd. In februari 2012 werd de compressieverhouding van de Audimotor verhoogd om het potentieel van een alcoholgevoede motor verder te kunnen onderzoeken. In Hoofdstuk 10 worden de resultaten van nieuwe meetsets op pure benzine en puur methanol vergeleken met de overeenkomstige meetsets op de oude compressieverhouding. Op die manier kan de invloed van de compressieverhouding op het rendement en op de emissies geïsoleerd worden. In Hoofdstuk 11 worden alle conclusies die volgen uit het experimentele onderzoek samengevat en wordt voor elk onderdeel van het onderzoek een indicatie gegeven van welke richting toekomstig werk in dit domein zou kunnen volgen. 60

76 Deel II Experimenteel 61

77 Hoofdstuk 7 Mengen van brandstoffen Met het oog op de volgende twee hoofdstukken, waarin prestaties en emissies van motoren gevoed met brandstofmengsels worden besproken, lijkt het nuttig om dieper in te gaan op hoe deze mengsels worden bereid en wat hun eigenschappen zijn. De individuele eigenschappen van de samenstellende brandstoffen worden gegeven in Tabel 7.1. Hierbij moet worden opgemerkt dat de gebruikte benzine niet afkomstig is van een tankstation, maar rechtstreeks geleverd werd door de fabrikant. De benzine bevat bijgevolg nog geen ethanol of andere additieven die vereist zijn om aan de Europese standaard te voldoen. De reden voor het gebruik van ruwe benzine 1 is vooral het vermijden van de invloed die het ethanolpercentage heeft op de resultaten van methanol-benzinemengsels. Het bepalen van de te mengen volumes om bijvoorbeeld M56 te maken, wordt bovendien onnodig complex wanneer rekening moet worden gehouden met het ethanolpercentage in de benzine. Een meer toekomstgerichte rechtvaardiging voor het gebruik van ruwe benzine is het feit dat bij een eventuele commercialisering de mengsels mogelijk bij de oliemaatschappij zullen worden bereid en de gebruikte benzine dus nog geen ethanol zal bevatten. De belangrijkste functie van het ethanol, het verhogen van de klopweerstand, is immers niet meer vereist bij methanol-benzinemengsels. 7.1 Het aanmaken van mengsels Om de mengsels aan te maken wordt gebruikgemaakt van de techniek van splash blending. Hierbij worden de verschillende stoffen vooraf afgemeten, samengevoegd en goed met elkaar gemengd. De samenstelling van de resulterende brandstof kan op basis van verschillende grootheden worden voorgesteld. Samenstellingen op basis van volume, gewicht en aantal mol worden respectievelijk weergegeven door middel van vol%, wt% en mol%. Hoewel in de literatuur vaak vol% wordt gehanteerd om de compositie van een mengsel te beschrijven, is de grootheid niet eenduidig bepaald bij menging van alcoholen met benzine of water. Door een herschikking van de moleculen tijdens het mengproces is 1 De exacte samenstelling kan men vinden op de CD-rom 62

78 Hoofdstuk 7. Mengen van brandstoffen Eenheid Benzine Methanol Water Chemische formule - C 6,89 H 13,04 CH 3 OH H 2 O Molaire Massa g/mol 95, ,042 18,0153 Onderste verbrandingswaarde LHV kj/kg n.v.t. ρ vloeistof bij 20 C kg/l 0,731 0,791 0,998 ρ damp kg/m 3 4,278 1,422 0,804 Stoichiometrische luchthoeveelheid L s kg/kg 14,63 6,5 n.v.t. Latente verdampingswarmte kj/kg Verhouding van waterstof tot koolstof mol/mol 1, n.v.t. Tabel 7.1: Eigenschappen van de samenstellende brandstoffen het uiteindelijke volume namelijk niet meer gelijk aan de som van de oorspronkelijke volumes. De volumepercentages worden gerefereerd op het totaalvolume vóór menging zodat na het mengen in principe andere werkelijke waarden voor de volumepercentages ontstaan. Om verwarring te vermijden moet men dus steeds in het achterhoofd houden dat in de literatuur, bijvoorbeeld met E85, een mengsel wordt bedoeld dat is ontstaan door samenvoeging van 15 volume-eenheden benzine en 85 volume-eenheden ethanol. Dit probleem van eenduidigheid treedt niet op bij gebruik van wt% of mol%, zodat het verwonderlijk is dat niet uitsluitend deze termen worden gebruikt. Toch zullen, om in overeenstemming te blijven met de literatuur, de mengsels gebruikt in het huidige werk hoofdzakelijk in vol% worden beschreven. Door de niet identieke verandering van de densiteit van de verschillende componenten met de temperatuur, zal de samenstelling ook steeds veranderen met de temperatuur. Om temperatuurscorrecties zoveel mogelijk te vermijden en dus de fout op de mengvolumes zo klein mogelijk te houden, worden de te mengen hoeveelheden steeds bepaald op een referentietemperatuur van 20 C. Het nodige volume vloeistof wordt omgerekend naar de overeenkomstige massa aan de hand van de getabelleerde densiteit op 20 C. Deze massa wordt vervolgens met een nauwkeurige balans (Mettler-Toledo, 1g nauwkeurig) afgemeten. Een goede menging wordt verkregen door het intensief schudden van de tank. Hierbij merkt men een plotselinge stijging in temperatuur van het mengsel door de exotherme herschikking van de moleculen. Omdat bij sommige mengselsamenstellingen faseseparatie kan optreden, is het aan te raden om het mengproces regelmatig te herhalen. 7.2 Bepalen van de eigenschappen Om een vergelijkende studie te kunnen maken tussen de prestaties van verschillende brandstoffen, worden de grootheden uit Bijlage B bepaald. Omdat in de berekeningen gebruik wordt gemaakt van de eigenschappen van de brandstof, is het van belang om de eigenschappen van een mengsel correct te bepalen. Een onjuiste berekening van de verbran- 63

79 Hoofdstuk 7. Mengen van brandstoffen dingswaarde bijvoorbeeld heeft een rechtstreekse fout in de rendementsvergelijking tot gevolg. De bepaling van de mengseleigenschappen komt neer op een correcte weging van de eigenschappen van de samenstellende stoffen. De weging gebeurt op basis van massaof molprocenten, afhankelijk van de eigenschap. Ze worden berekend uit de volumepercentages van de samenstellende componenten aan de hand van onderstaande formules: wt% x = vol% x ρ vloeibaar,x vol% i ρ vloeibaar,i i vol% x ρ vloeibaar,x mol% x = MM x vol% i ρ vloeibaar,i MM i i Hierbij is x de component waarvan men het massa- of molpercentage wil berekenen en stelt i één van de samenstellende componenten voor. Aangezien de onderste verbrandingswaarde (LHV), de stoichiometrische luchtverhouding (L s ) en de latente verdampingswarmte ( h fg,meng ) gerefereerd zijn per kilogram brandstof, kunnen deze eigenschappen met behulp van de massapercentages berekend worden: LHV meng = wt% benz LHV benz + wt% meth LHV meth L s,meng = wt% benz L s,benz + wt% meth L s,meth h fg,meng = wt% benz h fg,benz + wt% meth h fg,meth + wt% water h fg,water De molaire massa van het mengsel kan bepaald worden als een molair gewogen gemiddelde van de molaire massa s van de componenten waaruit het mengsel is opgebouwd. Op basis van de molaire massa van het mengsel wordt de densiteit van de brandstofdamp becijferd aan de hand van de gaswet van Avogadro. MM meng = mol% benz MM benz + mol% meth MM meth + mol% water MM water ρ damp,meng = MM meng 22, 41 De verhouding van de hoeveelheid waterstof tot koolstof van het mengsel (α meng ) is afhankelijk van de α s en de chemische samenstelling van de verschillende componenten. α meng = mol% benz 6, 89 α benz + mol% meth α meth + mol% water 2 mol% benz 6, 89 + mol% meth 64

80 Hoofdstuk 8 Waterhoudend methanol Zoals reeds vermeld in Hoofdstuk 5 is de hoofdreden voor het onderzoek naar waterhoudende methanol de kostenbesparing in productie wanneer waterhoudend in plaats van puur methanol als brandstof kan worden gebruikt. Een tweede reden is de affiniteit van methanol met water. De methanol neemt het vocht uit de lucht op zodat de zuiverheid daalt in funcie van de tijd. In dit hoofdstuk wordt eerst kort een experiment besproken dat dient tot een kwantificatie van de hygroscopiciteit van methanol. Vervolgens wordt ingegaan op de verwachtingen met betrekking tot het effect van het toevoegen van water aan puur methanol op de prestaties en emissies. Deze verwachtingen worden nadien getoetst aan de resultaten van testen die werden uitgevoerd op de Volvo- en VW-proefopstelling. Door gebruik te maken van de formules uit Hoofdstuk 7 werden de eigenschappen berekend voor pure methanol gemengd met 0 vol%, 2.5 vol%, 5 vol% en 10 vol% gedemineraliseerd water. Tabel 8.1 geeft een overzicht. Deze waarden worden gebruikt in de berekeningen die in dit hoofdstuk worden uitgevoerd. Eenheid M100 M97,5W2,5 M95W5 M90W10 MM g/mol 32,042 31,279 30,560 29,243 LHV kj/kg ρ vloeistof (20 C) kg/l 0,791 0,803 0,813 0,8337 ρ damp kg/m 3 1,422 1,396 1,364 1,305 L s kg/kg 6,5 6,3 6,1 5,7 h fg kj/kg , , ,255 α - 4 4,115 4,236 4,499 Tabel 8.1: Eigenschappen van de onderzochte brandstoffen 65

81 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol 8.1 Experiment omtrent de hygroscopiciteit van methanol De brandstoftank van een wagen of een opslagtank bij de verdeler staat onder normale omstandigheden in contact met een (beperkte) hoeveelheid lucht. Lucht uit de atmosfeer bevat steeds een hoeveelheid water die door methanol wordt opgenomen. Bij constante blootstelling aan de atmosfeer daalt de zuiverheid van het methanol in functie van de tijd. De zuiverheidsdaling is een fenomeen dat vooral belangrijk wordt wanneer de methanol bestemd is voor menging met benzine. Zoals besproken in Hoofdstuk 5 leiden lage waterbesmettingen (< 0.5%) van de te mengen methanol of van het mengsel zelf reeds tot faseseparatie. Bij het gebruik van methanol als pure brandstof is het bovendien wenselijk om te weten hoeveel water precies wordt opgenomen over een bepaalde tijdspanne zodat het effect op de prestaties en emissies ervan kan worden ingeschat Experimentele opstelling en veiligheid Het experiment werd tweemaal uitgevoerd. Eén keer in de machinehal waar temperatuur en vochtigheid varieerden tussen respectievelijk 12 en 25 C en 30 en 60% relatieve luchtvochtigheid. Een tweede keer in een klimaatkamer waar de temperatuur op een constante waarde van 20 C werd gehouden en waar de relatieve vochtigheid varieerde tussen 28 en 38%. Een maatbeker van 1.2 l en een hoogte van ongeveer 40 cm werd gevuld met puur methanol met een dichtheid van kg/l. In beide gevallen werd bij elke meting de temperatuur opgemeten met een vloeistofkwikthermometer met een nauwkeurigheid van 0.1 C en werd de dichtheid afgelezen op een hydrometer met een nauwkeurigheid van kg/l. Omdat de dichtheid verandert met de temperatuur moest een temperatuurcorrectie worden toegepast op de afgelezen dichtheid. Uit de gecorrigeerde dichtheid kon de zuiverheid van het methanol worden bepaald 1. Het geconditioneerde experiment werd uitgevoerd in een klimaatkamer zonder afzuiging. Om er zeker van te zijn dat het verdampte methanol geen te grote risico s zou veroorzaken, werd de concentratie van de methanoldamp in de lucht nader onderzocht. Er wordt uitgegaan van een worstcasescenario waarin alle methanol verdampt en geen verse lucht kan worden aangevoerd. De maatbeker bevat l methanol zodat bij volledige verdamping l methanoldamp in de ruimte aanwezig is. De klimaatkamer heeft een volume van 46.8 m 3 maar omdat enkele massieve obstakels aanwezig zijn, wordt gerekend met 43.5 m 3. Het resultaat is een maximale methanolconcentratie van 1.42 vol%. Een eerste gevaar ontstaat door de explosiviteit van het lucht-methanolmengsel. Omdat de onderste ontvlambaarheidsgrens van dit mengsel (6 vol%) ver boven de maximale con- 1 Op de CD-rom vindt men de exacte formules voor temperatuurcorrectie en zuiverheid terug. 66

82 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol centratie ligt, is de vorming van een explosief mengsel uitgesloten. Een tweede gevaar is de toxiciteit van methanol. Een opname van 10 ml zorgt voor permanente blindheid, een opname van 10 maal deze waarde heeft de dood als gevolg. Een gemiddelde man met een luchtinhoud van 5 l kan 78 keer ademen om de onderste toxiciteitsgrens te bereiken. Dit komt overeen met een verblijf van een kleine 6 minuten. Voor dit risico moet dus zeker een maatregel worden getroffen. Voor de werkelijke situatie moet men rekening houden met enkele matigende factoren. Ten eerste zal nooit alle methanol verdampen tijdens de periode waarover het experiment loopt. Het onderste deel van de hydrometer bevindt zich immers minimaal 15 cm onder het vloeistofoppervlak. Ten tweede wordt een verse hoeveelheid lucht aan de kamer toegevoerd, telkens de deur wordt geopend om een meting uit te voeren. Als laatste wordt opgemerkt dat het inademen van een lucht-methanolmengsel niet leidt tot een integrale opname van de methanolconcentratie. Ondanks deze verzachtende omstandigheden is het aangewezen om zich te beveiligen tegen een overdosis van de toxische dampen. Het dragen van een masker met een actieve koolstoffilter die de methanolmoleculen adsorbeert, kan hiertoe bijdragen. Omdat methanol zeer snel door de huid wordt opgenomen, is ook het dragen van handschoenen sterk aangeraden. De metingen werden bovendien in een zo kort mogelijke tijdspanne uitgevoerd (< 3 minuten) om de blootstelling aan de dampen zo laag mogelijk te houden Resultaten Figuur 8.1 toont het resultaat van beide experimenten. Men kan hieruit besluiten dat voor het geconditioneerde experiment reeds na 10 dagen een watergehalte van 2 vol% wordt waargenomen, terwijl dat voor het ongeconditioneerde experiment pas na 40 dagen het geval is. Het grote verschil in relatieve waterhoeveelheid kan worden verklaard door het verschil in verdampingshoeveelheid van beide vloeistoffen. De verdampingshoeveelheid is afhankelijk van de dampdruk en de relatieve vochtigheid. De dampdruk is op zijn beurt afhankelijk van de temperatuur. De constante temperatuur van 20 C bij het geconditioneerde experiment is een stuk hoger dan de gemiddelde temperatuur in de machinehal. Daar zakt de temperatuur door de afkoeling tijdens de nacht soms tot 12 C. Een hogere gemiddelde temperatuur in het bereik van 15 tot 20 C heeft een grotere verhouding van methanolverdamping tot waterverdamping tot gevolg. Dit kan eenvoudig worden afgeleid uit de veel snellere stijging van de dampcurve van methanol in dit temperatuurbereik. Concreet is de dampdruk van methanol 33% hoger bij 20 C dan bij 15 C terwijl het verschil van de dampdruk bij water slechts enkele procenten bedraagt. Bij een hogere gemiddelde temperatuur verandert de hoeveelheid water dus nauwelijks terwijl de hoeveelheid methanol drastisch daalt. De relatieve waterhoeveelheid wordt bijgevolg heel wat groter, terwijl de absolute waterhoeveelheid 67

83 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol ,8 99,6 99,4 Geconditioneerd Ongeconditioneerd Zu uiverheid (vol%) 99, ,8 98,6 98,4 98, Aantal dagen blootgesteld Figuur 8.1: Resultaten van het experiment betreffende de hygroscopiciteit van methanol dezelfde blijft omdat deze niet afhangt van de temperatuur. Een tweede verschil wordt teruggevonden in de gemiddelde relatieve vochtigheid. Bij het geconditioneerde experiment bedraagt de gemiddelde vochtigheid ongeveer 33%, bij het ongeconditioneerde experiment ongeveer 45%. Bij een lage relatieve vochtigheid is de evaporatiesnelheid hoger zodat de verdamping in het geconditioneerde experiment nog verder wordt versterkt. De snelle verdamping van de methanol in het geconditioneerde experiment was ook de oorzaak voor het beëindigen van het experiment. De hydrometer kwam immers tegen de bodem te liggen waardoor geen dichtheidsmeting meer mogelijk was. De resultaten van de twee besproken experimenten kunnen worden gebruikt als een schatting van de wateropname door methanol die is opgeslagen in de brandstoftank van een voertuig of in een opslagtank bij de verdeler. Om een aantal redenen overschatten de resultaten van de experimenten de wateropname wel voor een deel. Een tank staat nooit volledig open aan de atmosfeer maar is er eerder mee verbonden via een kleine klep die zorgt dat er geen te grote drukverschillen ontstaan. De verhouding van de hoeveelheid lucht boven het vloeistofoppervlak tot het volume van de tank is bijgevolg steeds kleiner dan in de experimenten. Er ontstaat met andere woorden een zeer rijk lucht-brandstofmengsel boven het vloeistofoppervlak. Hierdoor is relatief minder water voorhanden om door de 68

84 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol methanol te worden opgenomen en is de verdampingshoeveelheid kleiner. Op Figuur 8.1 is ook te zien dat de zuiverheid minder afneemt wanneer hogere percentages water aanwezig zijn. De hygroscopiciteit neemt dus af met toenemende waterinhoud. Daarom en wegens de bovengenoemde overschattingen kan worden aangenomen dat de werkelijke wateropname van een brandstoftank of een ondergrondse tank die regelmatig (< 40 dagen) wordt ververst, nooit hoger zal worden dan 2 vol%. Het water-methanolmengsel met 2.5 vol% waarvan de prestaties en emissies in dit hoofdstuk worden besproken, kan dus als een ruime bovengrens voor de wateropname door hygroscopiciteit worden gezien. 8.2 Verwachtingen Prestaties Het water in de brandstof zal principieel drie effecten veroorzaken die de prestaties kunnen beïnvloeden. Als eerste speelt het extra koelende effect door de hogere latente verdampingswarmte en de hogere specifieke warmtecapaciteit van het water. De gevolgen zijn: Extra koeling van de inlaatlucht zodat de densiteit ervan stijgt en de leveringsgraad van de motor verhoogt. De inlaatluchtkoeling wordt bovendien versterkt door het feit dat de stoichiometrische luchtverhouding gereduceerd wordt. De latente verdampingswarmte per kg lucht wordt met andere woorden veel groter. Dit effect zal pas ten volle kunnen worden gezien bij WOT en volledig vermogen. Een compressie die dichter aanleunt bij de ideale isotherme compressie omdat meer warmte kan worden opgenomen bij het deel van de verdamping van de brandstof dat optreedt tijdens de compressie. Ook de grotere specifieke warmtecapaciteit van de aanwezige waterdamp zorgt voor een isothermere compressie. Een lagere piektemperatuur waardoor de warmteverliezen dalen. Door het water wordt bovendien de adiabate vlamtemperatuur en dus ook de piektemperatuur verlaagd waardoor de reductie van de warmteverliezen nog wordt versterkt. Bovengenoemde gevolgen zullen in principe resulteren in een stijging van het effectieve rendement. Ten tweede is er een reductie van de onderste verbrandingswaarde (LHV) door het toevoegen van het water. Dit heeft een stijging van het specifieke brandstofverbruik tot gevolg. Het gecombineerde effect van de stijging in brandstofverbruik en de daling in LHV bepaalt het effectieve rendement en de kwantificatie ervan zal moeten blijken uit de experimentele resultaten. 69

85 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol De derde invloed betreft de reductie van de laminaire vlamsnelheid waardoor de verbrandingsduur toeneemt. Zoals reeds uitgebreid besproken in Hoofdstuk 5 meten Vancoillie et al. [53] voor 10 wt% water in methanol een daling van 7% in laminaire vlamsnelheid. De gevolgen hiervan zijn: Een grotere ontstekingsvervroeging om de MBT-timing te behouden. Een minder isochore verbranding. Dit laatste effect zal dus resulteren in een daling van het effectieve rendement. Omdat de daling van de verbrandingswaarde en de stijging van de stoichiometrische luchthoeveelheid procentueel even groot is, zal de energie per kg lucht niet wijzigen bij watertoevoeging en zal het aangezogen luchtdebiet in principe weinig veranderen bij een gelijk blijvend effectief rendement. De toevoeging van water heeft echter nog twee tegenwerkende effecten op de stromingsverliezen. Omdat er meer brandstof moet worden ingespoten, zullen de verliezen over de inlaatklep groter worden. Anderzijds zal de lucht na de injector denser worden door de hogere latente verdampingswarmte van de brandstof per kg lucht, waardoor de snelheid van het mengsel daalt en de verliezen over de inlaatklep geïndiceerd door de luchtstroom afnemen. De totale invloed is dus moeilijk te bepalen en zal volgen uit de gemiddelde pompdruk (PMEP) van de opgemeten werkingspunten. Aangezien blijkbaar tegenstrijdige effecten ontstaan maar de kwantitatieve invloed van de afzonderlijke effecten moeilijk te achterhalen is, zijn er drie mogelijke uitkomsten voor de rendementsvergelijking tussen methanol-watermengsels met verschillende verhoudingen: 1. De lagere vlamsnelheid is over de hele lijn overheersend en er worden consistent lagere rendementen bij hogere percentages water verkregen. 2. De gevolgen van het koelende effect zijn overheersend en er wordt een stijging in rendement verkregen tot een bepaald waterpercentage waarbij het negatieve effect toch begint te overheersen. Er bestaat met andere woorden een optimaal waterpercentage waarbij de hoogste rendementen worden bereikt. 3. De positieve en negatieve effecten hebben een gelijkaardige kwantitatieve invloed zodat het rendement slechts weinig verandert met een stijging in watergehalte Emissies NO x -emissies zijn sterk gerelateerd aan de vlamtemperatuur en de verblijftijd van de gassen in de cilinder. Beide parameters worden door het toevoegen van water in tegenwerkende zin gewijzigd zodat de gecombineerde invloed afhankelijk is van de parameter die sterkst is gerelateerd met de NO x -uitstoot. De vlamtemperatuur daalt met een stijgend waterpercentage en de grote warmtecapaciteit van de waterdamp zorgt ervoor dat 70

86 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol de eindgassen minder opwarmen, zodat over het volledige bereik een daling van NO x - uitstoot wordt verwacht. Door de lagere laminaire vlamsnelheid zal het mengsel echter vroeger moeten worden ontstoken om de MBT-timing te behouden en duurt de verbranding langer waardoor naast een langere verblijftijd ook hogere temperaturen optreden [58]. De daling in NO x -emissies wordt dus tegengewerkt. HC-emissies zijn onder andere het gevolg van cycli met slechte of onvolledige verbranding. Er wordt verwacht dat het toegevoegde water zal zorgen voor een minder volledige verbranding omdat het mengsel minder goed ontsteekt en verbrandt. Bovendien is het mogelijk dat waterdamp condenseert aan de wand en zorgt voor een dikkere quenchlaag. CO-emissies worden vooral bepaald door de rijkheid van het mengsel en elke stijging of daling in CO door andere effecten is zo goed als verwaarloosbaar ten opzichte van deze invloed. Aangezien steeds wordt gewerkt met λ gelijk aan 1 is deze parameter dus van ondergeschikt belang voor de vergelijking. CO is, net zoals HC-emissies, een maat voor de onvolledige verbranding dus in dit opzicht zouden de CO-emissies moeten stijgen met een groter percentage water. Anderzijds wordt een daling van de uitlaattemperatuur verwacht door de lagere vlamtemperatuur en de grotere hoeveelheid waterdamp in de uitlaatgassen zodat er minder dissociatiereacties plaatsvinden en de CO-emissies dalen. De CO 2 -uitstoot is sterk afhankelijk van de brandstof. Aangezien methanol wordt gebruikt waaraan enkel water wordt toegevoegd en de droge rookgassen worden gemeten, zouden deze emissies ongeveer gelijk moeten blijven in vol%. Er kan wel een beperkte stijging opgemeten worden door de gereduceerde dissociatiesnelheid van CO 2 naar CO. Omdat de relatieve emissies zo goed als constant zullen blijven, hangt de verandering van absolute emissies enkel af van de evolutie van het effectieve rendement. 8.3 Meetprocedure De meetprocedure is gebaseerd op het regelen van de motor met een drive-by-wiregasklep bij een bepaald toerental tot een bepaald koppel. De basismotormap voor methanol die injectiehoeveelheid en ontstekingsmoment voorschrijft voor het volledige motorbereik, werd reeds eerder bepaald in de thesis van Sileghem en Van De Ginste [2] en kan door middel van een globale Fuel Trim optimaal worden aangepast aan de verschillende waterpercentages. Eens de lambdawaarde binnen bepaalde grenzen (λ = 0,97-1,03) ligt, kan de ECU door de closed loop lambda control de lambdawaarde precies gelijk maken aan 1 door de injectiehoeveelheid fijn te regelen. Tijdens de metingen wordt steeds gestreefd naar het behalen van de MBT-timing. Op de Volvo-opstelling is dit mogelijk voor het volledige motorbereik. Op de VW-opstelling moet, wegens de hoge compressieverhouding, tijdens de WOT-metingen soms worden overgeschakeld op borderline detonation (BLD) timing min 2 ca. 71

87 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol 8.4 Resultaten: Volvo-proefstand De metingen die in deze paragraaf worden besproken, zijn uitgevoerd op de Volvo-proefstand in de machinehal van het Technicum van de Universiteit Gent. Voor een uitgebreide beschrijving van de proefstand wordt verwezen naar de thesis van Sileghem en Van De Ginste [2]. Dit academiejaar zijn de data-acquisitie en de sturing van deze proefstand volledig herzien. Hiervoor is het nuttig om het eindwerk van Thomas Reynvoet [59] na te slaan. Om toch een globaal beeld van de opstelling te geven, worden de belangrijkste karakteristieken opgelijst in Tabel 8.2. Cilinders 4 in lijn Kleppen 16 Nokkenassen DOHC met CVVT Boring 83 mm Slag 82.4 mm Drijfstanglengte mm Slagvolume 1783 cc Compressieverhouding 10,3:1 Injectie PFI Max. toerental 6000 rpm (continu) ECU MoTeC M800 Tabel 8.2: Karakteristieken Volvo-motor Omdat motoren in passagiersvoertuigen het grootste deel van hun werkingstijd worden bedreven in deellast en weinig in vollast, werden enkel meetpunten opgemeten die binnen het bereik van lage tot middelhoge belasting gelegen zijn. De verschillende meetpunten worden weergegeven in Tabel 8.3. Omdat de motor niet steeds stabiel kon worden ingesteld op 1500 rpm en 20 Nm werd dit werkingspunt niet opgemeten bij alle brandstofmengsels. Lambda Koppel BMEP Toerentallen 1 20 Nm 1, 410 bar 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 40 Nm 2, 819 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 60 Nm 4, 229 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 80 Nm 5, 638 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm Tabel 8.3: Meetset methanol met 0%, 2.5%, 5% en 10% water Bespreking van één werkingspunt Vooraleer wordt overgegaan tot het bespreken van de toerental- en belastingsafhankelijkheid van de opgemeten en berekende grootheden, wordt het effect van het verschil in 72

88 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol brandstofsamenstelling op deze grootheden nagegaan in een willekeurig werkingspunt. Tabel geeft de voornaamste resultaten weer van de onderzochte alcohol-watermengsels bij 40 Nm en 2000 rpm. M100 M97,5W2,5 M95W5 M90W10 λ [-] Ontstekingstiming [ ca BTDC] Gasklepstand (TP) [%] 6,6 7,7 6,6 7,6 Luchtstroom (MAF) [g/s] 10,6 10,7 10,82 10,83 Uitlaattemperatuur [ C] ,2 623,3 615,7 η e [%] 25,9 25,2 25,1 25,1 δη e [%] 0,46 0,45 0,44 0,44 BSFC [g/ekwh] 693,34 734,86 761,15 814,38 δbsf C [g/ekwh] 12,29 13,09 13,39 14,19 η vol [%] 34,2 34,05 34,8 35,3 δη vol [%] 0,04 0,03 0,04 0,03 PMEP [bar] -0,591-0,646-0,640-0,601 NO x [g/ekwh] 12,355 11,545 11,191 7,497 δno x [g/ekwh] 0,82 0,83 0,81 0,74 CO 2 [g/ekwh] 934,32 963,27 959,34 957,44 δco 2 [g/ekwh] 40,81 41,53 41,29 41,70 κ reactanten [-] 1,357 1,356 1,356 1,356 polytropen exponent compressie [-] 1,225 1,213 1,213 1,209 κ producten [-] 1,236 1,236 1,235 1,234 polytropen exponent expansie [-] 1,166 1,158 1,162 1,169 Tabel 8.4: Vergelijking tussen de verschillende brandstoffen bij 40 Nm en 2000 rpm Prestaties Uit de ontstekingstiming volgt duidelijk dat water een negatief effect heeft op de vlamsnelheid van methanol. Het mengsel moet steeds meer vóór het BDP worden ontstoken om de MBT-timing te behouden. De verbranding verloopt door de lagere vlamsnelheid minder isochoor. Dit resulteert in een daling van het effectieve rendement. De minder isochore verbranding is ook te zien op de verschillende drukverlopen (Figuur 8.2). Uit Figuur 8.2 blijkt dat de pompverliezen bij puur methanol iets lager zijn dan bij de verschillende waterhoudende alcoholen. Dit wordt bevestigd door de PMEP-waarden. Aangezien de luchtstroom en de gasklepstand ongeveer gelijk blijven, moet de verklaring 2 De luchtstroom is bepaald uit het brandstofdebiet en λ = 1 aangezien de MAF-sensor niet beschikt over een wetenschappelijke precisie. 73

89 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol M100 M97.5W2.5 M95W5 M90W Pressure (Pa) Volume (m³) Figuur 8.2: pv-diagrammen van waterhoudende alcoholen bij 40 Nm en 2000 rpm van deze verschillen te maken hebben met het toegenomen brandstofdebiet waardoor de verliezen over de inlaatklep toenemen. Indien enkel het voorgenoemde effect wordt beschouwd, lijkt de onderlinge volgorde van de PMEP s van de waterhoudende alcoholen onlogisch. Er moet een tegenwerkend effect zijn dat ervoor zorgt dat bij 10 vol% water de pompverliezen lager zijn dan bij 5 vol% water. Het tegenwerkende effect zou een gevolg kunnen zijn van de hogere verdampingsenergie per kg lucht naarmate het mengsel meer water bevat. De aangezogen lucht wordt dieper gekoeld met een stijgende densiteit en een dalende stromingssnelheid tot gevolg. Bij 10 vol% water overheerst het laatste effect zodat een afname van de ladingsverliezen over de inlaatklep resulteert in een hogere PMEP. Een van de belangrijkste effecten van het toevoegen van water op het effectieve rendement is de reductie van de warmteverliezen door de lagere piektemperatuur die resulteert uit de lagere adiabate vlamtemperatuur en de meer isotherme compressie. Die laatste ontstaat door de hogere warmtecapaciteit en de hogere verdampingswarmte van het mengsel. Dit is te zien in de lagere polytropenexponent van de compressie bij de verschillende methanolwatermengsels ten opzichte van die bij puur methanol en in de vrijwel constante κ, die dient als referentiewaarde voor het meer of minder isotherm zijn van de compressie. Het meer isotherme verloop van de compressie vergroot de oppervlakte van de arbeidslus waardoor, uitgaande van gelijke pompverliezen, het rendement licht stijgt. Het verloop van de expansie-exponenten is moeilijk eenduidig te verklaren maar er wordt aangenomen dat dit 74

90 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol van minder belang is dan de invloed op de compressieslag. Hoewel kleine variaties worden opgemeten in het effectieve rendement, overlappen alle rendementen wanneer de foutvlaggen in acht worden genomen. Hierdoor kan worden besloten dat geen significante wijziging optreedt. De eerder opgesomde negatieve en positieve effecten van de toevoeging van water moeten bijgevolg ongeveer van dezelfde grootteorde zijn. Door de grotere hoeveelheid brandstof die moet worden ingespoten bij dezelfde luchthoeveelheid zal bij grotere waterpercentages het volumetrisch rendement toenemen. Ten gevolge van het extra koelvermogen van de waterhoudende alcohol zal bovendien meer massa in de cilinder kunnen waardoor het volumetrisch rendement positief wordt beïnvloed. Dit laatste effect zal slechts kunnen worden waargenomen bij hogere belastingen of WOT. In deellast is dit effect ondergeschikt aan de stijging van het volumetrisch rendement door de hogere brandstofhoeveelheid. Als laatste punt is het belangrijk op te merken dat het specifieke brandstofverbruik toeneemt naarmate het watergehalte stijgt. Dit is eenvoudig te verklaren door de reductie van de LHV. Hierdoor moet meer brandstof ingespoten worden om hetzelfde effectieve vermogen te behalen. Dit betekent ook dat voor hetzelfde volume van de brandstoftank de actieradius afneemt. Deze afname wordt heel licht tegengewerkt door de herschikking van de methanol- en watermoleculen waardoor het mengsel minder volume inneemt dan de som van de volumes van beide componenten [60]. Emissies Om de meetresultaten vergelijkbaar te maken met emissies van andere motoren worden de uitlaatgassen voorgesteld in gram per effectieve kilowattuur (g/ekwh). Door de lagere vlamsnelheid neemt de verbrandingsduur toe. Om de MBT-timing te behouden wordt vroeger ontstoken en hierdoor stijgt de piektemperatuur. Het water zorgt er echter voor dat de adiabate vlamtemperatuur afneemt en dat de piektemperatuur daalt door de meer isotherme compressie. Naarmate het watergehalte in het methanol toeneemt, nemen de specifieke NO x -emissies geleidelijk af. De daling is te verklaren door het feit dat de temperatuur meer afneemt dan toeneemt en dat de langere verblijfsduur minder doorweegt op de NO x -emissies dan de temperatuur. Zoals verwacht zijn de CO 2 -emissies zo goed als identiek voor de vier verschillende brandstoffen. Er wordt wel een lichte stijging waargenomen door de verminderde dissociatiesnelheid van CO 2 naar CO maar deze stijging is niet groot genoeg om buiten de foutvlaggen van de opgemeten waarden te vallen. 75

91 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol Evolutie met het toerental en belasting In deze paragraaf wordt de toerental- en belastingsafhankelijkheid van de prestaties en emissies over het onderzochte motorbereik besproken. Voor de gedetailleerde resultaten wordt verwezen naar Bijlage C. Prestaties In Figuur 8.3 wordt het effectieve rendement weergegeven bij 20, 40, 60 en 80 Nm. Net als bij de vergelijking van één werkingspunt ziet men dat de rendementen van de verschillende brandstoffen niet significant verschillen. Wat wel opvalt is dat bij alle belastingen vanaf 2000 rpm een hoger effectief rendement wordt opgemeten bij M90W10 dan bij de andere waterhoudende alcoholen. Ondanks het feit dat de foutvlaggen blijven overlappen, kan men aannemen dat vanaf dit toerental de positieve uitwerking van het extra water in het mengsel meer de bovenhand neemt dan de negatieve. 18,5% 18,0% M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M100 26,5% 26,0% M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M100 Effectief rendement 17,5% 17,0% 16,5% Effectief rendement 25,5% 25,0% 24,5% 24,0% 16,0% 23,5% 15,5% Toerental (rpm) 23,0% Toerental (rpm) (a) 20 Nm (b) 40 Nm 30,5% M90W10 M95W5 33,5% M90W10 M95W5 30,0% M97.5W2.5 M100 33,0% M97.5W2.5 M100 Effectief rendement 29,5% 29,0% Effectief rendement 32,5% 32,0% 31,5% 28,5% 31,0% 28,0% Toerental (rpm) 30,5% Toerental (rpm) (c) 60 Nm (d) 80 Nm Figuur 8.3: Effectief rendement bij verschillende belastingen Als men het verloop van het rendement in functie van het toerental nader bekijkt, ziet 76

92 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol men dat het rendement algemeen een dalende trend vertoont. Dit komt omdat de snelheid waarmee de verse lading de cilinder binnenkomt groter is bij hogere toerentallen. De hogere snelheid brengt hogere stromingsverliezen met zich mee. Deze verliezen worden tegengewerkt door een meer open gasklepstand die zorgt voor kleinere ladingsverliezen over de gasklep. Zoals blijkt uit Figuur 8.4 kunnen deze laatste de grotere stromingsverliezen in de inlaat niet volledig compenseren waardoor het totale pompverlies toeneemt en het effectieve rendement daalt. Bij hogere toerentallen neemt het mechanische rendement bovendien af omdat het vermogen geleverd aan de hulptoestellen (waterpomp n 3, oliepomp n) en het vermogenverlies door wrijving van de roterende delen meer toenemen dan het effectieve vermogen. Dit heeft opnieuw een negatieve invloed op het effectieve rendement. De daling in effectief rendement zal echter gedeeltelijk worden gecompenseerd door de gereduceerde relatieve warmteverliezen bij hogere toerentallen. Dit kan worden gezien in het rechterdeel van Figuur 8.4. De stippellijnen stellen verschillende asvermogens voor, de volle lijnen tonen de warmteverliezen naar het koelwater. De relatieve warmteverliezen worden vergeleken bij een BMEP van 4 tussen 2000 rpm en 4000 rpm. In het punt op 2000 rpm is het warmteverlies naar het koelwater ongeveer 15 kw en het geleverd asvermogen ongeveer 17 kw. Het relatieve warmteverlies is 88.2%. In het punt op 4000 rpm is het warmteverlies ongeveer 27 kw en het geleverd asvermogen ongeveer 34 kw. Het relatieve warmteverlies is dus 79.4%. Hieruit blijkt duidelijk dat bij hogere toerentallen de relatieve warmteverliezen dalen, hoewel de warmteverliezen in absolute waarde groter zijn. Toerental (rpm) ,565-0,585-0,605 PMEP (bar) -0,625-0,645-0,665-0,685-0,705-0,725 M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M100 (a) PMEP bij 40 Nm (b) Warmteoverdracht [58] Figuur 8.4: Evolutie van verschillende invloeden op het effectieve rendement met het toerental Bij toenemende belasting wordt een hoger effectief rendement waargenomen. Deze stijging kan worden toegewezen aan een verhoging van het mechanische rendement: bij toenemende belasting stijgt het effectieve vermogen terwijl het vermogen dat wordt afgenomen door de 77

93 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol hulptoestellen en door de wrijving van de roterende onderdelen ongeveer constant blijft. Bovendien staat de gasklep meer open bij hoge belasting zodat over de gasklep kleinere ladingsverliezen ontstaan. Door de grotere stromingsverliezen in de in- en uitlaat zal het verhoogde mechanische rendement echter niet volledig terug te vinden zijn in de stijging van het effectieve rendement. BSFC (g/ekwh) M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M100 BSFC (g/ekwh) M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M Toerental (rpm) Toerental (rpm) (a) 20 Nm (b) 40 Nm 750 M90W10 M95W5 680 M90W10 M95W5 725 M97.5W2.5 M M97.5W2.5 M BSFC (g/ekwh) BSFC (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (c) 60 Nm (d) 80 Nm Figuur 8.5: Specifiek verbruik bij verschillende belastingen Figuur 8.5 geeft het verloop van het specifieke verbruik bij de verschillende belastingen weer. Hierop is duidelijk te zien dat naarmate meer water aan methanol wordt toegevoegd het specifieke verbruik stijgt. Dit is te wijten aan de dalende LHV. Door het stijgende effectieve rendement bij grotere belasting neemt het specifieke verbruik bij alle mengsels af. Emissies Toevoeging van water heeft een NO x -verlagend effect. Zoals reeds eerder gezegd is dit hoofdzakelijk te wijten aan de lagere vlam- en piektemperatuur die het mechanisme van NO x -vorming vertragen. De afname wordt over het volledige bereik waargenomen (Figuur 78

94 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol 8.6). Men constateert ook dat meer NO x wordt aangemaakt bij hogere toerentallen. De verklaring wordt gegeven door de hogere uitlaattemperaturen zoals is weergegeven op de linkerzijde van Figuur 8.6. De eindgassen bevinden zich gedurende een kortere tijd op een hogere temperatuur. De stijging in NO x toont dat de kortere verblijfsduur niet voldoende is om de stijging in temperatuur te neutraliseren. 720 M90W10 M95W5 17 M90W10 M95W5 700 M97.5W2.5 M M97.5W2.5 M100 Uitlaattemperatuur ( C) NOx-uitstoot (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (a) Uitlaattemperatuur bij 20 Nm (b) NO x-uitstoot bij 20 Nm 740 M90W10 M95W5 19 M90W10 M95W5 Uitlaattemperatuur ( C) M97.5W2.5 M100 NOx-uitstoot (g/ekwh) M97.5W2.5 M Toerental (rpm) Toerental (rpm) (c) Uitlaattemperatuur bij 40 Nm (d) NO x-uitstoot bij 40 Nm Uitlaattemperatuur ( C) M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M100 NOx-uitstoot (g/ekwh) M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M Toerental (rpm) Toerental (rpm) (e) Uitlaattemperatuur bij 60 Nm (f) NO x-uitstoot bij 60 Nm Figuur 8.6: Uitlaattemperatuur en NO x -uitstoot bij verschillende belastingen (deel 1) 79

95 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol Omtrent de specifieke uitstoot van CO 2 komen we tot dezelfde conclusie als bij de bespreking van één werkingspunt. Net als bij het specifieke verbruik ziet men een lichte stijging naarmate het toerental toeneemt omdat het effectieve rendement daalt en er meer brandstof moet worden ingespoten om hetzelfde vermogen te behalen. Hetzelfde effect kan ook worden aangehaald om een verklaring te geven aan de daling in CO 2 -uitstoot bij hogere belastingen. Uitlaattemperatuur ( C) M90W10 M95W5 710 M97.5W2.5 M Toerental (rpm) NOx-uitstoot (g/ekwh) M90W10 M97.5W2.5 M95W5 M Toerental (rpm) (g) Uitlaattemperatuur bij 80 Nm (h) NO x-uitstoot bij 80 Nm Figuur 8.6: Uitlaattemperatuur en NO x -uitstoot bij verschillende belastingen (deel 2) Net als in de masterthesis van vorig jaar [2] werden geen emissies van onverbrande koolwaterstof opgemeten omdat de momenteel aanwezige apparatuur hiertoe niet in staat is. De reactietijd voor de bepaling van de hoeveelheid zuurstofhoudende onverbrande stoffen is te groot om een waarheidsgetrouw beeld te geven. In de literatuur wordt een toename van HC-emissies waargenomen bij mengsels met een groter waterpercentage [50, 51]. Deze emissies zijn zeker niet te verwaarlozen aangezien sommige componenten van de onverbrande koolwaterstoffen (aldehydes) zeer schadelijk zijn. CO-waarden werden ook nog opgemeten maar de foutvlag heeft dezelfde grootteorde als de opgemeten waarden. Hierdoor kunnen geen conclusies met enige wetenschappelijke waarde worden getrokken. 8.5 Resultaten: Volkswagen-proefstand In deze paragraaf worden de metingen besproken die uitgevoerd zijn op de Volkswagenopstelling van de Karel de Grote Hogeschool te Hoboken. Op deze proefstand staat een opgeladen dieselmotor met vier cilinders (1,9l) en een compressieverhouding van 19,5:1. De dieselmotor is omgebouwd tot een op methanol draaiende vonkontstekingsmotor met PFI. Voor een uitgebreide beschrijving van de opstelling wordt verwezen naar de masterthesis van vorig jaar [2]. 80

96 Hoofdstuk 8. Waterhoudend methanol Over het algemeen zijn de resultaten op deze proefstand te weinig consistent om in detail te bestuderen en werd door problemen met de bestandsextensies van de software op de proefopstelling slechts één drukcyclus opgemeten per metingspunt. Voor de volledigheid zijn de resultaten wel bijgevoegd in Bijlage C. Desondanks zijn er een aantal resultaten die de conclusies van de metingen op de Volvo-opstelling ondersteunen: Net als bij de Volvo-opstelling is er een brandstofsamenstelling waarvoor het effectieve rendement bij alle belastingen vanaf een bepaald toerental hoger ligt dan alle andere brandstofsamenstellingen. In dit geval is dit M95W5 vanaf 2500 rpm. Over het algemeen daalt het effectieve rendement licht met toenemend volumepercentage water. De toevoeging van water aan het mengsel zorgt voor een verlaging van de piektemperatuur. Dat deze daling niet wordt waargenomen in de uitlaattemperatuur kan worden verklaard aan de hand van de daling in rendement: als het effectieve rendement daalt, wordt minder chemische energie van de brandstof omgezet in mechanische arbeid waardoor meer warmte moet worden afgevoerd via de uitlaatgassen. Aangezien de uitlaattemperatuur toch ongeveer gelijk blijft, kan men besluiten dat het water een koelend effect heeft. Het specifieke brandstofverbruik neemt toe naarmate meer water aan het methanol wordt toegevoegd. Door het grillige verloop van het effectieve rendement zijn de verschillen in specifiek brandstofverbruik niet altijd even duidelijk. Aangezien de luchtstroom bij alle brandstoffen min of meer gelijk blijft en het brandstofverbruik stijgt bij grotere waterinhoud stijgt ook het volumetrische rendement van de motor. Er is een duidelijk onderscheid te bemerken in de specifieke NO x -uitstoot van de verschillende brandstoffen. De uitstoot daalt met stijgend waterpercentage. Er wordt echter wel een dalend verloop met het toerental opgemeten, wat betekent dat de kortere verblijfsduur de bovenhand neemt op de verhoogde temperatuur. 81

97 Hoofdstuk 9 Methanol-benzinemengsels In dit hoofdstuk wordt een vergelijking gemaakt tussen methanol, benzine en een mengsel van beide. Wegens de beperkte beschikbaarheid van een meetbougie die uitgeleend werd door de Karel de Grote Hogeschool, was slechts voldoende tijd om één methanolbenzinemengsel op te meten. Met het oog op de ondersteuning van de hypothese van Turner et al. [41] en op de thesisonderwerpen van volgend jaar werd gekozen om de prestaties van M56 te vergelijken met die van methanol en benzine (Euro 95 1 ). Naast het feit dat deze brandstof volgens Turner et al. een equivalent is voor E85, is dit mengsel interessant om te onderzoeken omdat de samenstelling zowel op massa- als op volumebasis ongeveer in de helft ligt tussen benzine en methanol. Hierdoor zouden duidelijke verschillen in prestaties en emissies moeten kunnen worden opgemeten. De belangrijkste eigenschappen van de onderzochte brandstoffen worden weergegeven in Tabel 9.1. Eenheid M100 M56 Benzine MM g/mol 32,042 44,507 N.A. LHV kj/kg ρ vloeistof op 20 C kg/l 0,791 0, ,731 ρ damp kg/m 3 1,422 1,986 4,500 L s kg/kg 6,5 9,9 14,6 h fg kj/kg , α - 4 2,682 1,870 Tabel 9.1: Eigenschappen van de methanol-benzinemengsels 9.1 Resultaten De metingen werden uitgevoerd op de Volvo-opstelling. In Tabel 9.2 zijn de opgemeten werkingspunten van de verschillende brandstoffen weergegeven. Tijdens de metingen werd 1 Verschillend van de benzine die gebruikt wordt om het mengsel te maken 82

98 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels steeds de MBT-timing nagestreefd. Aangezien de metingen op puur methanol goed overeenkomen met die in de thesis van Sileghem en Van De Ginste [2], worden hun resultaten op benzine integraal overgenomen. De enige abnormale verschillen worden opgemerkt bij de gaskleppositie (TP). Deze verschillen zijn te verklaren door de verscheidene manieren waarop de gaskleppositie wordt geregistreerd. Tijdens deze thesis werd de gaskleppositie rechtstreeks via de Schenk-bank gemeten omdat de kalibratie hiervan vast is waardoor met een bepaalde potentiometerstand telkens dezelfde gaskleppositie overeenstemt. Men kan de TP ook aflezen in de Motec ECU Manager. In dit geval moet de gasklep in principe voor elke meetset gekalibreerd worden omdat de kalibratie zweeft. Hierdoor stemt met een bepaalde potentiometerstand niet altijd dezelfde positie van de gasklep overeen. De waarde in Motec is steeds hoger dan de waarde die wordt afgelezen op de Schenk-bank. Methanol Lambda Koppel BMEP Toerentallen 1 20 Nm 1, 410 bar 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 40 Nm 2, 819 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 60 Nm 4, 229 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 80 Nm 5, 638 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm M56 Lambda Koppel BMEP Toerentallen 1 20 Nm 1, 410 bar 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 40 Nm 2, 819 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 60 Nm 4, 229 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm 1 80 Nm 5, 638 bar 1500, 2000, 2500 rpm Benzine Lambda Koppel BMEP Toerentallen 1 20 Nm 1, 410 bar 2500, 3500 rpm 1 40 Nm 2, 819 bar 1500, 2500, 3500 rpm 1 60 Nm 4, 229 bar 1500, 2500, 3500 rpm 1 80 Nm 5, 638 bar 1500, 2500, 3500 rpm Tabel 9.2: Meetset van methanol, M56 en benzine Vergelijking van één werkingspunt Hierna wordt een vergelijking gemaakt van de prestaties van de drie brandstoffen bij 40 Nm en 2500 rpm. Tabel toont de details van de resultaten in dit werkingspunt. 2 De luchtstroom is bepaald uit het brandstofdebiet en λ = 1 aangezien de MAF-sensor niet beschikt over een wetenschappelijke precisie. 83

99 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels M100 M56 Benzine λ [-] Gasklepstand (TP) [%] 9,7 11,2 26 Ontstekingstiming [ ca BTDC] Luchtstroom [g/s] 13,43 14,22 15,38 Uitlaattemperatuur [ C] 687,9 687,5 713,7 η e [%] 25,3 24,66 23,17 δη e [%] 0,79 0,81 0,74 BSFC [g/ekwh] 708,24 489,65 362,11 δbsf C [g/ekwh] 22,13 15,99 11,56 η vol [%] 34,71 34,07 34,49 δη vol [%] 0,03 0,05 0,04 PMEP [bar] -0,591-0,620-0,625 NO x [g/ekwh] 10,36 16,28 17,82 δno x [g/ekwh] 0,83 1,04 1,10 CO 2 [g/ekwh] 958, , ,63 δco 2 [g/ekwh] 48,47 51,72 56,03 Tabel 9.3: Vergelijking tussen de verschillende brandstoffen bij 40 Nm en 2500 rpm Prestaties Aan de vervroegde ontstekingstiming ziet men duidelijk dat de laminaire vlamsnelheid van benzine lager ligt dan deze van methanol. Het is opvallend dat er bij benzine minder vroeg wordt ontstoken dan bij M56. Als men de drukverlopen van de drie brandstoffen in Figuur 9.1 bekijkt, ziet men dat de verbranding van benzine nog niet optimaal verloopt en dat de MBT-timing waarschijnlijk niet helemaal correct is ingesteld. Het ontstekingstijdstip zou dus nog moeten vervroegen. De minder isochore verbranding die hieruit resulteert, heeft tot gevolg dat de cyclus meer afwijkt van de ideale cyclus en het effectieve rendement lager is. Verder is op Figuur 9.1 ook te zien dat de pompverliezen bij pure benzine groter zijn dan bij M100 en M56. Dit wordt bevestigd door de berekende PMEP. Men kan dit verschil in pompverlies verklaren door een aantal tegenwerkende effecten. Naarmate de brandstof meer methanol bevat, wordt de energie per kg lucht hoger en stijgt het effectieve rendement door de hogere laminaire vlamsnelheid. Hierdoor daalt de benodigde luchtstroom voor hetzelfde vermogen en de stromingsverliezen dalen. Het lagere luchtdebiet wordt echter verkregen door een verlaging van de gaskleppositie zodat de ladingsverliezen over de gasklep toenemen. Naarmate de fractie methanol in het mengsel vergroot, worden meer triatomaire moleculen geproduceerd bij de verbranding. Triatomaire moleculen hebben een hogere warmtecapa- 84

100 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels M100 M56 Benzine 10 6 Pressure (Pa) Volume (m³) Figuur 9.1: Drukverlopen van de verschillende brandstoffen bij 40 Nm en 2500 rpm citeit dan diatomaire waardoor de temperatuur van het mengsel minder stijgt en de warmteverliezen worden gereduceerd. Omdat een deel van de brandstof nog verdampt tijdens de compressie zorgt de stijgende latente verdampingswaarde met toenemend methanolpercentage voor een intensere koeling van de lading zodat de compressie meer isotherm verloopt. Beide effecten hebben een aandeel in de stijging van het effectieve rendement. Uit Tabel 9.3 volgt een uitgesproken toename van het specifieke brandstofverbruik naarmate het mengsel meer alcohol bevat. De stijging is het gevolg van de afname van de LHV tot 69.5% en 46.8% van de LHV van benzine voor respectievelijk M56 en M100. Het hogere effectieve rendement tempert echter de toename in het specifieke verbruik en zorgt voor een stijging met slechts 35 en 95% van het specifieke verbruik van benzine voor respectievelijk M56 en M100. Emissies Omdat de vlamtemperatuur van methanol ongeveer 200 C lager ligt dan die van benzine, wordt minder NO x gevormd naarmate het methanolpercentage in het brandstofmengsel toeneemt. De laminaire vlamsnelheid van methanol is de helft groter dan die van benzine waardoor het mengsel bij hogere percentages methanol later in de cyclus kan worden ontstoken. Op die manier wordt de verblijfsduur op hoge cilindertemperatuur gereduceerd 85

101 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels en resulteert dit opnieuw in een verlaging van de NO x -productie. De stijging van het effectieve rendement door de verhoogde laminaire vlamsnelheid betekent een daling van de toegevoerde chemische energie om hetzelfde vermogen te behalen. Omdat NO x een product is van de verbranding en bij een hoger effectieve rendement het aantal verbrandingsreacties afneemt, betekent een stijging in het rendement een rechtstreekse daling in NO x. De verwachtingen worden bevestigd door de NO x -emissies die zijn weergegeven in Tabel 9.3. Voor M56 en M100 werd een daling opgemeten van respectievelijk ongeveer 10 en 15% ten opzichte van benzine. Het is eigen aan methanol dat het molair gewicht per koolstofatoom in de molecule bijna twee en een halve keer hoger is dan het molair gewicht per koolstofatoom in een benzinemolecule. Hierdoor zal per kg brandstof minder CO 2 worden uitgestoten naarmate het methanolpercentage toeneemt. Het brandstofverbruik neemt echter ook toe. De gecombineerde invloed heeft toch een reductie van de CO 2 -uitstoot als gevolg omdat de stijging van het verbruik kleiner is dan de daling van de CO 2 -uitstoot per kg brandstof. Dit wordt bevestigd door de resultaten van de drie brandstoffen. De uitstoot daalt van 1130,63 g/ekwh voor benzine tot 1025,55 en 958,19 g/ekwh voor M56 en M Evolutie met toerental en belasting In deze paragraaf wordt de evolutie van de reeds besproken grootheden met het toerental en de belasting besproken. Aangezien de metingen uitgevoerd zijn op dezelfde motor wordt er verwacht dat de globale trends ongeveer dezelfde zullen zijn als beschreven in Paragraaf Prestaties In Figuur 9.2 wordt het effectieve rendement afgebeeld bij verschillende belastingen en toerentallen. Buiten het werkingspunt bij 1500 rpm en 60 Nm, stijgt het effectieve rendement in alle werkingspunten naarmate het methanolpercentage in het mengsel toeneemt. Dit is zoals eerder gezegd vooral te wijten aan de meer isochore verbranding en de lagere warmteverliezen bij de verbranding van methanol. De daling van het effectieve rendement in functie van het toerental kan enerzijds worden verklaard door de sterkere toename van het wrijvingsvermogen en het vermogen afgenomen door hulptoestellen ten opzichte van de stijging van het effectieve vermogen. Anderzijds is de toename van het effectieve rendement met de belasting toe te schrijven aan het grotere mechanische rendement als gevolg van de grotere verhouding van het effectieve vermogen tot het vermogen dat door de hulptoestellen wordt afgenomen. Als men het verloop van het effectieve rendement meer in detail bestudeert, ziet men dat het verschil tussen het rendement van benzine en dat van M56 of M100 toeneemt met het toerental bij een belasting van 20 of 40 Nm en dat het verschil kleiner wordt bij een 86

102 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels 18,5% Benzine M56 M100 26,5% Benzine M56 M100 17,5% 25,5% Effectief rendement 16,5% 15,5% Effectief rendement 24,5% 23,5% 22,5% 14,5% 21,5% 13,5% Toerental (rpm) 20,5% Toerental (rpm) (a) 20 Nm (b) 40 Nm 31,0% Benzine M56 M100 33,0% Benzine M56 M100 30,5% 32,5% 30,0% 32,0% Effectief rendement 29,5% 29,0% 28,5% 28,0% 27,5% Effectief rendement 31,5% 31,0% 30,5% 30,0% 27,0% 29,5% 26,5% Toerental (rpm) 29,0% Toerental (rpm) (c) 60 Nm (d) 80 Nm Figuur 9.2: effectieve rendement bij verschillende belastingen belasting van 60 of 80 Nm. Dit is te zien in Figuur 9.3 die de absolute rendementsstijging van M56 en M100 ten opzichte van benzine weergeeft bij 40 en 80 Nm. Een mogelijke verklaring voor deze waarneming kan worden gevonden in de combinatie van twee effecten. De lagere energie-inhoud per kg lucht die een hoger luchtdebiet tot gevolg heeft en de warmteverliezen. Bij een lage belasting (40 Nm) staat de gasklep meer toe zodat de ladingsverliezen een grotere invloed hebben dan bij een hoge belasting. Het onderlinge verschil in ladingsverliezen tussen de drie brandstoffen is bovendien meer uitgesproken bij een lage belasting. Omdat deze verliezen meer toenemen bij benzine dan bij M100 of M56, neemt het effectieve rendement ook meer af. De stijging in rendementsverschil wordt echter afgeremd bij hogere toerentallen door de invloed van de warmteverliezen. Omdat verbranding met methanol inherent minder warmteverliezen met zich meebrengt, zal de daling van de warmteverliezen bij de hogere toerentallen een relatief groter positief effect hebben op de mengsels die meer benzine bevatten. Aangezien de ladingsverliezen van de verschillende brandstoffen elkaar veel beter en dichter opvolgen bij 80 Nm, is het dus zo dat de afname van de warmteverliezen zorgt voor een daling in de absolute rendementsstijging die wordt weergegeven in Figuur

103 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels M Nm M Nm M56 40 Nm M56 80 Nm 2,3% Absolute rendementsstijging 1,8% 1,3% 0,8% 0,3% Toerental Figuur 9.3: Absolute rendementsstijging t.o.v. benzine bij 40 en 80 Nm BSFC (g/ekwh) Benzine M56 M Toerental (rpm) BSFC (g/ekwh) 800 Benzine M56 M Toerental (rpm) (a) 20 Nm (b) 40 Nm 650 Benzine M56 M Benzine M56 M BSFC (g/ekwh) BSFC (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (c) 60 Nm (d) 80 Nm Figuur 9.4: Specifiek verbruik bij verschillende belastingen 88

104 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels Het verloop van het specifieke brandstofverbruik wordt weergegeven in Figuur 9.4. Net als bij de bespreking van één werkingspunt stelt men vast dat het specifieke verbruik van puur methanol hoger ligt dan de BSFC van M56 dat op zijn beurt hoger ligt dan de BSFC van pure benzine. De verschillen zijn te verklaren door de afname van de LHV bij mengsels met een hoger percentage alcohol. Bij een constante belasting neemt het specifieke verbruik toe met stijgend toerental. De verklaring is te vinden in de effecten die zorgen voor het lagere effectieve rendement bij hogere toerentallen. Omgekeerd is de afname van het specifieke verbruik bij een constant toerental in functie van de belasting te wijten aan de effecten die zorgen voor het hogere rendement. Emissies Naarmate meer methanol in het mengsel aanwezig is, wordt over het volledige bereik van de metingen een daling in specifieke NO x -emissies waargenomen (Figuur 9.5). Zoals reeds enkele keren vermeld vindt men de verklaring hiervoor in de verlaagde vlam- en piektemperatuur en in het verhoogde rendement bij verbranding van methanol. De stijging van de uitstoot bij hogere toerentallen kan worden toegeschreven aan de hogere piektemperatuur door de kleinere relatieve warmteverliezen. Aangezien de temperatuur meer toeneemt bij benzine dan bij de andere brandstoffen zal de NO x -vorming extra worden gestimuleerd. 800 Benzine M56 M Benzine M56 M Uitlaattemperatuur ( C) NOx-uitstoot (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (a) Uitlaattemperatuur bij 20 Nm (b) NO x-uitstoot bij 20 Nm Figuur 9.5: Uitlaattemperatuur en NO x -uitstoot bij verschillende belastingen (deel 1) Voor de specifieke CO 2 -uitstoot wordt bij alle belastingen en toerentallen een vermindering genoteerd bij toenemende methanolpercentages (Figuur 9.6). De evolutie van deze emissies met het toerental en de belasting is tegengesteld aan het verloop van het effectieve rendement. Een daling van het effectieve rendement met het toerental en een toename met de belasting hebben dus respectievelijk een stijging en daling in de specifieke CO 2 -uitstoot tot gevolg. Om dezelfde reden volgt ook het verschil in uitstoot tussen benzine en M100 of M56 hetzelfde verloop als de absolute rendementsstijging uit Figuur 9.4. De CO 2 -emissies stijgen met toenemend toerental bij lage belastingen en dalen met toenemend toerental 89

105 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels bij een hoge belasting. 800 Benzine M56 M Benzine M56 M Uitlaattemperatuur ( C) NOx-uitstoot (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (c) Uitlaattemperatuur bij 40 Nm (d) NO x-uitstoot bij 40 Nm 800 Benzine M56 M Benzine M56 M Uitlaattemperatuur ( C) NOx-uitstoot (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (e) Uitlaattemperatuur bij 60 Nm (f) NO x-uitstoot bij 60 Nm 800 Benzine M56 M Benzine M56 M Uitlaattemperatuur ( C) NOx-uitstoot (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (g) Uitlaattemperatuur bij 80 Nm (h) NO x-uitstoot bij 80 Nm Figuur 9.5: Uitlaattemperatuur en NO x -uitstoot bij verschillende belastingen (deel 2) 90

106 Hoofdstuk 9. Methanol-benzinemengsels CO2-uitstoot (g/ekwh) 1950 Benzine M56 M Toerental (rpm) CO2-uitstoot (g/ekwh) 1350 Benzine M56 M Toerental (rpm) (a) 20Nm (b) 40Nm 1050 Benzine M56 M Benzine M56 M CO2-uitstoot (g/ekwh) CO2-uitstoot (g/ekwh) Toerental (rpm) Toerental (rpm) (c) 60Nm (d) 80Nm Figuur 9.6: Specifieke CO 2 -emissies bij verschillende belastingen 91

107 Hoofdstuk 10 Verhoging van de compressieverhouding 10.1 Inleiding Eén van de praktische opdrachten gedurende deze thesis was het bepalen van een nieuwe compressieverhouding voor de Audi-proefstand. In de thesis van Martin en Vermeir [61] wordt beschreven hoe men de compressieverhouding (ɛ) kan berekenen uit een aantal opgemeten volumes (Figuur 10.1). Figuur 10.1: Op te meten volumes [61] In Figuur 10.1 is: V 1 = Volume zuiger t.o.v. cilinderoppervlak (in BDP) V 2 = Volume bougie en bougieholte V 3 = Volume dat de kleppen innemen in gesloten toestand (Compressie, BDP) V 4 = Volume gevormd door de pakking 92

108 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Deze methode leverde voor de Audi een compressieverhouding van 10.45:1. Aangezien V 2 tot en met V 4 eigen zijn aan de opstelling en niet gemakkelijk kunnen worden gewijzigd, is de eenvoudigste manier om de compressieverhouding te verhogen het verkleinen van het volume van de zuiger ten opzichte van het cilinderoppervlak. Dit gebeurt door de dikte van de plaat tussen het karter en de cilinderblok te reduceren. Figuur 10.2 geeft de compressieverhouding weer in functie van de dikte van deze tussenplaat Compressieverhouding Dikte van de tussenplaat (mm) Figuur 10.2: De compressieverhouding in functie van de dikte van de tussenplaat Omdat men nog steeds op benzine moet kunnen draaien zonder over het hele motorbereik de ontsteking te moeten beperken tot de klopgrens, werd een compressieverhouding van ongeveer 13:1 voorgesteld. Om deze ɛ te verwezenlijken moet de tussenplaat gereduceerd worden tot ongeveer 0.8 mm. Nadat de cilinder werd gehoond en de motor werd samengesteld met de verdunde tussenplaat, bleek de compressieverhouding na opmeting van de volumes verhoogd te zijn tot Effect op de prestaties en emissies De metingen die in deze paragraaf worden besproken, zijn uitgevoerd op de Audi-proefstand in de machinehal van het Technicum van de Universiteit Gent. Voor een uitgebreide beschrijving van de proefstand wordt verwezen naar de thesis van Sileghem en Van De Ginste [2]. Om toch een globaal beeld van de opstelling te geven, worden de belangrijkste karakteristieken opgelijst in Tabel Door problemen met de sturing van de gelijkstroommachine konden geen werkingspun- 93

109 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Cilinders 1 Kleppen 2 Nokkenas OHC Boring mm Slag mm Drijfstanglengte mm Slagvolume 407, 3 cc Compressieverhouding ɛ 10,45:1 (oud) en 13,13:1 (nieuw) Injectie PFI Inlaatklepopening/sluiting 17 ca BTDC / 45 ca ATDC Uitlaatklepopening/sluiting 75 ca BBDC / 10 ca ATDC Max. toerental (continu) 4000 rpm ECU MoTeC M4 Tabel 10.1: Karakteristieken van de Audi-motor ten met een belasting hoger dan 10 Nm ingesteld worden. Wanneer deze belasting werd overschreden, begon de machine te trillen waardoor noch het koppel noch het toerental constant bleef. Dit maakte het onmogelijk om de MBT-timing correct in te stellen en een betrouwbare meting uit te voeren. Het werkingspunt op methanol bij 1500 rpm en 10 Nm kon op de hogere compressieverhouding niet meer stabiel worden gehouden bij λ = 1. De opgemeten werkingspunten kan men terugvinden in Tabel Hierna wordt eerst onderzocht wat de afzonderlijke invloed is van de verhoging van de compressieverhouding op de prestaties van benzine en methanol. Nadien worden de prestaties van de verschillende brandstoffen bij beide compressieverhoudingen met elkaar vergeleken. Brandstof Lambda Koppel BMEP Toerentallen Benzine 1 10 Nm 3.09 bar 1500, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm Methanol 1 10 Nm 3.09 bar 1500*, 2000, 2500, 3000, 3500 rpm Tabel 10.2: Meetset bij de verschillende compressieverhoudingen (*= niet bij ɛ = 13, 13) Invloed op benzine Om een goed beeld te krijgen van de invloed van de verhoging van de compressieverhouding van naar 13.13, worden de verschillen tussen de prestaties vergeleken bij 10 Nm en 2500 rpm. De drukverlopen en de voornaamste resultaten worden respectievelijk weergegeven in Figuur 10.3 en Tabel

110 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Lage ɛ Hoge ɛ λ [-] 1 1 Gasklepstand (TP) [%] 10,5 6,5 Ontstekingstiming [ ca BTDC] Luchtstroom [g/s] 4,05 3,25 Uitlaattemperatuur [ C] 513,8 510,1 η e [%] 21,12 22,88 δη e [%] 1,39 1,53 BSFC [g/ekwh] 397,25 366,69 δbsf C [g/ekwh] 26,23 24,56 η vol [%] 39,74 32,3 δη vol [%] 1,83 1,84 NO x [g/kwh] 28,43 20,70 δno x [g/kwh] 2,27 1,7 CO 2 [g/kwh] 1234, ,49 δco 2 [g/kwh] 94,11 87,75 Tabel 10.3: Vergelijking tussen de verschillende compressieverhoudingen op benzine bij 10 Nm en 2500 rpm Lage compressieverhouding Hoge compressieverhouding 10 6 Pressure (Pa) Volume (m³) Figuur 10.3: Drukverlopen voor benzine bij 10 Nm en 2500 rpm Prestaties Uit de getabelleerde waarden ziet men duidelijk dat het effectieve rendement positief beïnvloed wordt door de verhoging van de compressieverhouding. Hiervoor zijn een aantal 95

111 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding directe en indirecte redenen. Ten eerste is het rendement van de volmaakte Otto-cyclus rechtstreeks afhankelijk van ɛ. Een stijging van de compressieverhouding zorgt dus voor een stijging van het theoretische rendement. Aangezien dit rendement een bovengrens vormt voor het effectieve rendement, is het aannemelijk om te veronderstellen dat het effectieve rendement ook toeneemt. Ten tweede wordt de verse lading bij een hogere compressieverhouding meer gecomprimeerd zodat de temperatuur van de verse lading na de compressie toeneemt. Aangezien de laminaire vlamsnelheid exponentieel toeneemt met de temperatuur 1 zal de verbranding sneller en meer isochoor plaatsvinden waardoor de werkelijke cyclus meer aanleunt bij de ideale en het effectieve rendement toeneemt. De meer isochore verbranding vindt men ook terug in de latere MBT-timing. Door de stijging van het effectieve rendement kan men meer vermogen halen uit dezelfde hoeveelheid brandstof en wordt minder energie in de vorm van warmte afgevoerd via de rookgassen. Men hoeft dus minder brandstof in te spuiten om hetzelfde vermogen te verkrijgen. Dit resulteert in een lager benodigd luchtdebiet en bijgevolg in minder stromingsverliezen aan het inlaatspuitstuk. Om dit lagere luchtdebiet te verkrijgen moet de gasklep echter meer sluiten waardoor de ladingsverliezen over deze klep stijgen. Zoals blijkt uit Figuur 10.3 nemen de pompverliezen toe naarmate de compressieverhouding stijgt. Het laatste effect heeft dus de grootste invloed. Emissies De specifieke NO x -emissies dalen met stijgende compressieverhouding. De daling is het resultaat van een aantal tegenwerkende effecten. Door de toegenomen vlam- en cilindertemperatuur zal de productie van NO x toenemen. Door de latere ontsteking zal het mengsel minder lang op deze hogere temperatuur verblijven waardoor de NO x -vorming wordt gereduceerd. De grootste daling in NO x -uitstoot is evenwel afkomstig van de toename van het effectieve rendement. De specifieke CO 2 -uitstoot daalt bij de hogere compressieverhouding. Aangezien dezelfde brandstof wordt gebruikt, is deze daling enkel en alleen toe te schrijven aan het verminderde brandstofverbruik. Het kleiner aantal dissociatiereacties door de lagere uitlaattemperatuur werkt deze daling licht tegen Invloed op methanol Met het oog op de vergelijking van de invloed van de compressieverhouding tussen methanol en benzine wordt hetzelfde werkingspunt besproken. Tabel 10.4 en Figuur 10.4 geven respectievelijk de grootheden en de drukverlopen weer. 1 Het wordt aangenomen dat de laminaire vlamsnelheid ook exponentieel daalt met de druk. Het is echter de turbulente vlamsnelheid die de werkelijke verbrandingsduur bepaalt. De positieve invloed van een hogere temperatuur blijft geldig voor de turbulente vlamsnelheid, terwijl de drukafhankelijkheid van 96

112 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Lage ɛ Hoge ɛ λ [-] 1 1 Gasklepstand (TP) [%] 11,5 7 Ontstekingstiming [ ca BTDC] Luchtstroom [g/s] 3,75 2,96 Uitlaattemperatuur [ C] 502,4 493,5 η e [%] 22,34 26,06 δη e [%] 1,38 1,74 BSFC [g/ekwh] 802,14 687,55 δbsf C [g/ekwh] 49,45 45,98 η vol [%] 40,55 32,67 δη vol [%] 1,87 1,89 NO x [g/kwh] 13,03 11,50 δno x [g/kwh] 1,17 1,06 CO 2 [g/kwh] 1086,17 916,66 δco 2 [g/kwh] 79,61 71,07 Tabel 10.4: Vergelijking tussen de verschillende compressieverhoudingen op methanol bij 10 Nm en 2500 rpm Lage compressieverhouding Hoge compressieverhouding 10 6 Pressure (Pa) Volume (m³) Figuur 10.4: Drukverlopen op methanol bij 10 Nm en 2500 rpm de turbulente vlamsnelheid kan worden verwaarloosd. 97

113 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Prestaties Net als bij benzine zorgt de verhoging van de compressieverhouding voor een toename van het effectieve rendement wegens de gunstige invloed op het rendement van de volmaakte cyclus en de stijging in de vlamsnelheid. De stijging van de vlamsnelheid is echter niet terug te vinden in de ontstekingstiming. Integendeel, er wordt vroeger ontstoken bij de hoge dan bij de lage compressieverhoging. Door de fluctuering van het koppel wegens problemen met de rem is de MBT-timing naar alle waarschijnlijkheid niet correct ingesteld. Dit is ook te zien op het drukverloop. Door de significante rendementstoename wordt minder brandstof ingespoten om hetzelfde vermogen te behalen. Dit zorgt voor een daling van het aangezogen luchtdebiet en de vullingsgraad. Het lagere luchtdebiet brengt ook lagere stromingsverliezen in het inlaatspuitstuk met zich mee. Zoals reeds vermeld wordt deze daling tegengewerkt door de grotere ladingsverliezen over de meer gesloten gasklep. Omdat uit Figuur 10.4 blijkt dat de oppervlakte van de pompcyclus toeneemt, wordt verondersteld dat het laatste effect opnieuw de bovenhand neemt. Emissies De specifieke NO x -uitstoot wijzigt in dit werkingspunt niet significant bij een stijging van de compressieverhouding. Men ziet wel een lichte daling maar omdat de foutvlaggen overlappen, kan men geen significant verschil besluiten. De rendementstijging is met andere woorden niet sterk genoeg om de verhoogde NO x -vorming afkomstig van de hogere vlamtemperatuur en de langere verblijfsduur te compenseren. In tegenstelling tot bij de NO x -emissies wordt bij de specifieke CO 2 -uitstoot wel een significante daling waargenomen. De afname is volledig te wijten aan het verhoogde effectieve rendement Vergelijking tussen de invloed op benzine en methanol Uit Tabel 10.3 en 10.4 blijkt dat bij methanol het effectieve rendement meer stijgt met de compressieverhouding dan bij benzine. Dit kan worden verklaard door het feit dat de vlamsnelheid exponentieel toeneemt met de cilindertemperatuur. Aangezien de vlamsnelheid van methanol hoger is dan die van benzine zal ze in absolute termen ook meer toenemen. Het verschil in vlamsnelheid tussen benzine en methanol is te zien in Figuur 10.5: het verloop van de druk na de ontsteking is steiler bij methanol dan bij benzine. 98

114 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Benzine Methanol 10 6 Pressure (Pa) Volume (m³) Figuur 10.5: Drukverlopen bij 10 Nm en 2500 rpm Met een hogere compressieverhouding zal het verschil in specifiek verbruik tussen methanol en benzine kleiner worden door de grotere toename in effectief rendement bij methanol. Hierdoor verkleint het verschil in actieradius tussen beide brandstoffen in een voertuig met dezelfde tankinhoud. Toch ligt bij de hoge compressieverhouding het specifieke verbruik van methanol nog 80 tot 90% hoger dan dat van benzine. Figuur 10.6 toont dat het verschil in rendement over het volledige toerentalbereik behouden blijft. Opvallend is dat het effectieve rendement zo goed als onafhankelijk is van het toerental. Dit kan worden verklaard door een aantal tegenwerkende effecten. Enerzijds nemen het luchtdebiet en de snelheid waarmee de verse lading de cilinder binnenkomt toe naarmate het toerental stijgt, waardoor de stromingsverliezen vergroten. Bovendien daalt ook het mechanische rendement in functie van het toerental. Anderzijds staat bij een verhoogd luchtdebiet de gasklep meer open en bijgevolg nemen de ladingsverliezen over de klep af. Bovendien nemen de warmteverliezen ook af bij stijgend toerental. Het design van de motor bepaalt de verhouding van de tegenwerkende invloeden (bv. inlaatleiding en inlaatspruitstuk, warmtewisselend oppervlak van de motor, koeling,...). Gezien het verloop van het effectieve rendement bij de Audi moeten de positieve en negatieve effecten elkaar opheffen. Verder kan men stellen dat het effectieve rendement van benzine bij ɛ = 13 ongeveer gelijk is aan het rendement van methanol op de lagere compressieverhouding. Dit resultaat zal waarschijnlijk enkel worden waargenomen bij een belasting van 10 Nm aangezien de 99

115 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Effectief rendement 29% 28% 27% 26% 25% 24% 23% 22% 21% 20% Methanol Voor Benzine Voor Methanol Na Benzine Na 19% Toerental Figuur 10.6: Evolutie van het effectieve rendement met het toerental voor en na de verhoging van de compressieverhouding motor reeds dicht bij de klopgrens werkte op benzine. Bij een hogere belasting zal de MBT-timing niet meer kunnen worden gehandhaafd bij benzine zodat het rendement op benzine steeds lager zal liggen dan beide rendementen op methanol. Bij de vergelijking van de specifieke emissies van de twee brandstoffen bij de verschillende compressieverhoudingen ziet men dat de emissies van methanol steeds onder die van benzine liggen (Figuur 10.7). Het hogere effectieve rendement dat wordt bereikt met methanol heeft een positieve invloed op beide specifieke emissies. Het verschil in CO 2 -emissies kan verder worden verklaard door de lagere molaire massa per koolstofatoom bij methanol. Het verschil in NO x -vorming is vooral te wijten aan de gereduceerde vlamtemperatuur en de hogere fractie van de triatomaire moleculen in de eindgassen die de piektemperatuur doen dalen. Door de toerentalonafhankelijkheid van het effectieve rendement heeft het rendement geen invloed op de evolutie van de specifieke emissies. De lichte stijging van de NO x -waarden is dus enkel te wijten aan de hogere piektemperatuur door de gereduceerde relatieve warmteverliezen. 100

116 Hoofdstuk 10. Verhoging van de compressieverhouding Methanol Voor Benzine Voor Methanol voor Benzine Na CO2-uitstoot (g/ekwh) Toerental (a) CO Methanol Voor Benzine Voor Methanol Na Benzine Na NOx-uitstoot (g/ekwh) Toerental (b) NO x Figuur 10.7: Specifieke emissies voor en na de verhoging van de compressieverhouding 101

117 Hoofdstuk 11 Conclusie en toekomstperspectief Om deze masterthesis te beëindigen wordt in dit hoofdstuk eerst een conclusie geformuleerd waarin de resultaten worden samengevat (Paragraaf 11.1). In Paragraaf 11.2 worden vervolgens een aantal ideeën aangehaald die ofwel een onderwerp kunnen zijn van toekomstig onderzoek ofwel toekomstig onderzoek kunnen vereenvoudigen Conclusies Waterhoudend methanol De resultaten van de testen op de Volvo en de Volkswagen doen vermoeden dat de invloed van de hoeveelheid water in methanol op het effectieve rendement motorafhankelijk is. Omdat met een toenemende hoeveelheid water zowel een gelijk effectieve rendement als een lichte daling ervan werd vastgesteld, bestaat de mogelijkheid dat door een correct design van de motor zelfs een licht stijgend effectieve rendement kan worden verkregen. Door de daling in verbrandingswaarde bij een hoger waterpercentage stijgt het specifieke brandstofverbruik van de motor waardoor de actieradius verkleint bij het behoud van dezelfde brandstoftank. De mate waarin het brandstofverbruik toeneemt is afhankelijk van de evolutie van het effectieve rendement. Aangezien het vergroten van de waterhoeveelheid in de brandstof geen invloed heeft op de samenstelling van de droge rookgassen op volumetrische basis is de CO 2 -uitstoot enkel afhankelijk van het effectieve rendement: een hoger rendement betekent een lagere specifieke uitstoot en omgekeerd. Het toevoegen van water zorgt voor een daling in de vlamsnelheid en de vlamtemperatuur van de brandstof. De daling in vlamtemperatuur brengt een afname in NO x emissies met zich mee. De engine out NO x -waarden zijn echter nog altijd veel te hoog voor rechtstreekse lozing in de atmosfeer en bijgevolg moet nog steeds een driewegkatalysator (TWC) aanwezig zijn. Hierbij moet ook nog de kanttekening worden gemaakt dat de lagere temperatuur 102

118 Hoofdstuk 11. Conclusie en toekomstperspectief van de uitlaatgassen een uitdaging vormen voor de katalysatorfabrikanten. Met de huidige katalysatoren duurt het een stuk langer vooraleer de TWC zijn bedrijfstemperatuur bereikt. Nog een nadeel van het gebruik van waterhoudende methanol is dat de koudestartproblemen toenemen door de hogere verdampingswarmte en door de lagere vluchtigheid van de brandstof. Dit werd alvast ondervonden op de Volvo toen de motor voor de eerste keer werd gestart op waterhoudende methanol. In sommige gevallen werd een warmtepistool gebruikt om de brandstofrail op te warmen zodat de brandstof beter kon verdampen Methanol-benzinemengsels Hoewel dit jaar slechts één methanol-benzinemengsel werd opgemeten, vertonen de resultaten goede gelijkenissen met de literatuur. Daarom kan met een vrij grote zekerheid worden gesteld dat, naarmate meer methanol in het mengsel zit 1. het effectieve rendement stijgt door de hogere laminaire vlamsnelheid, het grotere koelvermogen, de kleinere ladingsverliezen en de grotere hoeveelheid triatomaire moleculen geproduceerd tijdens de verbranding; 2. het specifieke verbruik toeneemt door de lagere onderste verbrandingswaarde ondanks het hogere effectieve rendement; 3. de MBT-timing moet worden verlaat door de grotere laminaire vlamsnelheid en de kortere verbrandingsduur die hieruit volgt; 4. de specifieke NO x productie afneemt door de lagere vlam- en piektemperatuur en de stijging van het effectieve rendement; 5. de specifieke CO 2 -uitstoot afneemt door de grotere molaire massa per koolstofatoom en het grotere effectieve rendement Toekomstperspectief Waterhoudende alcoholen De motorafhankelijkheid van het effectieve rendement impliceert dat de gecombineerde invloed van alle vermelde effecten in aanmerking moet worden genomen. Om hiervan een goed beeld te krijgen moeten enkele bijkomende motoren worden getest. Motoren met een verschillende compressieverhouding, een ander inlaatdesign, een gewijzigd koelsysteem, etc. kunnen meer informatie verschaffen over de afzonderlijke invloeden van elk van de besproken effecten. Dit jaar is een onderzoek gevoerd naar waterhoudende methanol waarbij testen werden uitgevoerd op twee verschillende proefstanden met een compressieverhouding van 10:1 en 19.5:1. Nu de compressieverhouding van de Audi-opstelling 103

119 Hoofdstuk 11. Conclusie en toekomstperspectief verhoogd is naar 13:1, zijn er 3 verschillende motoren met 3 verschillende compressieverhoudingen beschikbaar en zou de invloed van de compressieverhouding op het rendement bij werking op waterhoudende alcoholen dus nader kunnen worden bepaald. Vanaf volgend academiejaar zal ethanol beschikbaar zijn. In de literatuur is nog maar weinig betrouwbaar onderzoek gevoerd naar waterhoudend ethanol. De destillatiekost bij ethanolproductie is nog groter dan die bij methanolproductie zodat onderzoek naar waterhoudend ethanol sterk is aangeraden. Het lijkt bovendien interessant om de resultaten van het waterhoudend methanol hiermee te kunnen vergelijken/bevestigen Alcohol-benzinemengsels Aangezien bij grootschalige commercialisering van alcoholen als alternatieve brandstof alcohol waarschijnlijk geleidelijk aan zal worden geïntroduceerd onder de vorm van alcoholbenzinemengsels, is een uitgebreidere studie van deze mengsels ten zeerste aan te raden. Om de evolutie van de prestaties en de emissies met het percentage alcohol te kunnen bestuderen, zijn testen op meerdere mengsels onontbeerlijk. Uit dit verloop kan worden besloten of er een optimaal brandstofmengsel bestaat waarbij de positieve eigenschappen van beide brandstoffen ten volle worden benut. Daarnaast biedt een uitgebreidere studie ook de mogelijkheid om de hypothese van Turner et al. [41] over GEM-blends nader te onderzoeken. Met het onderzoek naar de prestaties van M56 (dat isostoichiometrisch is met E85) op de Volvo is hiertoe reeds een aanzet gegeven Aanmaken van mengsels Toen dit jaar de eerste brandstofmengsels werden aangemaakt, werd duidelijk dat de gebruikte methode een aanzienlijke tijd in beslag nam wegens het gebrek aan grote maatbekers. Omdat de enige nauwkeurige weegschaal gebruikt wordt voor de brandstofdebietmeting in de brandstofkast, kunnen de mengsels bovendien enkel worden bereid wanneer geen proeven aan de gang zijn op één van de opstellingen. Met het oog op het eenvoudiger aanmaken van mengsels tijdens toekomstige thesissen, is de aanschaf van grotere glazen maatbekers en een tweede identieke weegschaal noodzakelijk. Rekening houdend met het bereik van de weegschaal en de densiteit van de brandstoffen zullen maatbekers van 3 liter volstaan. Een ander alternatief voor het bereiden van mengsels wordt gegeven door Kumar et al. [30]. Zij mengen de brandstoffen door gebruik te maken van stappenmotoren die de opening van 2 non-return valves aansturen. Afhankelijk van de stand van deze kleppen kan een bepaald mengsel samengesteld worden. Deze opstelling maakt het bovendien mogelijk om de brandstof te mengen net voor het inspuiten in de motor, waardoor de kans op faseseparatie sterk wordt gereduceerd. Door de complexiteit van het systeem is de prijs uiteraard een stuk hoger dan de prijs van enkele maatbekers en een weegschaal. 104

120 Hoofdstuk 11. Conclusie en toekomstperspectief Verkleinen van de foutvlaggen Uit de metingen van dit jaar werd duidelijk dat de foutvlaggen op verschillende grootheden te groot zijn om sluitende wetenschappelijke besluiten te nemen. In een rendementsstudie zijn vooral de foutvlaggen op het effectieve rendement van belang. Bij een studie van alcohol-benzinemengsels waarbij het alcoholpercentage gradueel wordt verhoogd, zal het verschil tussen de grootheden van de verschillende mengsels nog kleiner zijn dan bij de metingen in deze masterthesis waardoor een kleinere foutvlag onontbeerlijk wordt. Een eerste oorzaak voor de te grote foutvlag op het effectieve rendement is de fout op het effectieve vermogen. Deze fout speelt vooral een rol bij lage belastingen en is eigen aan de opstelling (fout op koppel- en toerentalmeting). Als tweede speelt de fout op het brandstofverbruik een grote rol. De enige manier om de foutvlag op de berekende grootheden eenvoudig te verkleinen is dus de tijdsduur van de brandstofmeting te vergroten. Daartoe zouden de bovenvermelde grote maatbekers kunnen worden aangewend Klopdetectie Om het klopgedrag van alcoholen bij hogere compressieverhoudingen te bestuderen is reeds een aanzet gegeven door de implementatie van een klopdetectiemethode in het Labviewprogramma van de Audi-opstelling en door de ontwikkeling van een Matlabscript dat de intensiteit van een klopcyclus berekent. Door de problemen met de gelijkstroommachine van deze opstelling was verder onderzoek op de motor echter onmogelijk. Uit de geringe metingen die nog konden worden uitgevoerd is gebleken dat een aantal parameters van het Matlabscript en de detectiemethode nog fijner moeten worden afgesteld om een correcte vaststelling van klop te verzekeren. Enkele meetsets op en net over de klopgrens kunnen helpen bij de afstelling van deze parameters. 105

121 Deel III Bijlagen 106

122 Bijlage A Audi: Startup procedure and ignition timing The Audi test bench consists of a lot of components. When a researcher wants to measure for the first time, it may be useful if he has a manual so he knows which components should be turned on and in which order. In this chapter is first explained how one can start up the engine in a safe and controlled way. Also the shut down procedure of the engine will be summarized. Next will be described how one can set the Minimum spark advance for Best Torque (MBT-timing) and how one can visually and auditory recognize a knock event. A.1 Startup on compression The next steps should be undertaken before any measurements can be done: 1. Switch on the red button of the distributing-plug under the test bench and turn on the battery. All appliances should be powered up now. One can check if the battery is turned on by switching on the power switch on the right hand side of the lambdasensor. 2. Turn on the UPS. This Uninterruptible power supply makes sure the computer doesn t shut down in case there is a power outage. 3. Turn the red valve of the cooling water open completely. This makes sure that the engine is cooled properly when the oil reaches a certain temperature (about 90 C) and is necessary for the cooling of some sensors that are exposed to high temperatures. When the valve is turned open there should be water coming out of a small transparent tube in the drainpipe. 4. Check the Hoekencoder for errors. Erase the error by holding down the switch next to the red LED. When the error is erased the LED will stop burning. 107

123 Bijlage A. Audi: Startup procedure and ignition timing 5. Make sure that the charge amplifier has been set to the following values: T1:99E+1 and S1:00E+1. Check if the LED next to Operate lights up. Otherwise no data will be sent to the DAQ. Also make sure that the pressuresensors in the inlet and outlet are connected to their corresponding amplifier. (Check Google Docs for the correct match between sensor and amplifier) 6. Turn on the computer and start the Labview program. Always select the latest version of Audi DAQ firing in the path: Data >Audi >Labview >Labview program Audi. Run the program by clicking on the horizontal arrow in the upper left corner of the screen. Make sure that the button next to cooling pump is green and the following values are filled in correctly: Resolution = 4 (default) or corresponding with the value seen on the Hoekencoder Number of cycles = 50 Gain P in = 1 Gain P cyl = 10 Gain P exhaust = gas port = Com 3 Choose a name for the Excel-sheet where the measurements will be saved to, for example TA Benz xls and a path where the Excel-sheet should be stored, for example D:\Audi\Metingen. Choose Air as the desired fuel. Click on start DAQ whereby include zeroing lights up green. Wait until the voltage values have stabilized and then press Stop. Note: If you have been using an existing Excel-sheet, do not include zeroing and change the number 1 under Measurement number at program start to the correct row where the new measurements should be stored. Put on the brake vent and the brake by clicking on the button next to it. One should hear the brake fan and a tick from the relays of the brake. Check the value of the torque meter. If it isn t equal to 0 press Reset. 7. Turn the RPM-knob at the right hand side of the test bench until 1500 rpm is reached. 8. Click on Acquire pressure and RPM in the first tab. From now on the DAQ is activated. 108

124 Bijlage A. Audi: Startup procedure and ignition timing The engine is now working in compression mode and no fuel is injected. The brake is working as a DC engine and is driving the Audi engine. This is confirmed by the torque meter which displays a negative value. When the desired operating condition is set, you can log the data of all the sensors by clicking on Store. You ll be asked to give a name to the measurement file with a prn extension. It is recommended to clearly indicate the fuel, the operating condition and the date in the name, for example Benz prn. After the prn-file is stored the results from the Effective and Emissions tab are stored in the Excel-sheet. A.2 Startup on gasoline or methanol 1. Turn on the ventilation by pressing the green button on the device attached to the pillar next to the Volvo test bench. A control light on the device should light up. IMPORTANT: Make sure the vents in the basement are open otherwise the exhaust gases from the engine won t be extracted properly. 2. Turn the switch of the emission measurement system from 0 to 1. Make sure that the suction fan on the right hand side of the case is turned on. Otherwise it will take a long time before the exhaust gasses reach the measurement system. Connect a tube and condensate cup from the exhaust of the Audi engine to the back of the measurement system and make sure the corresponding measuring point is selected on the front by rotating the switch between Meetpunt 1 and Meetpunt 2. If necessary empty the condensate cup before the start of the measurements. 3. Check if there is still enough fuel in the gasoline or methanol fuel tank. Connect the fuel system with the injector, connect the system to the grid and power up the fuel system by pressing start. One should now hear the fan which cools the electronics of the system. 4. Turn on the λ-sensor. 5. Turn on the key on the left hand side of the test bench. The motor management system should now be working. 6. VERY IMPORTANT: the fuel selector should be on gas and check if the H 2 supply is disconnected. Now, no gasoline or methanol will be injected when the engine starts rotating. 7. Follow the steps (section A.1) above, but select Gasoline or Methanol as the desired fuel. To initiate the exhaust gas analysis click on Acquire 3-gas analysis in the Emission -tab. 8. Start the program Motec menu. Choose M4, press enter twice and load the right file to the ECU with adjust or file. One can switch between the FUEL- 109

125 Bijlage A. Audi: Startup procedure and ignition timing and the IGN-table by pressing F5. Make sure the throttle position is set at about 20%. The throttle position can be changed by adjusting the lever/knob under the right hand side of the test bench. 9. If the engine is running (on compression), the fuel selector can be set on gasoline/- MeOH and the injection of gasoline or methanol will begin. 10. Let the engine warm up. Measurements can be done when the oil temperature has stabilized at about 82 C. A.3 Startup on hydrogen This procedure is based upon the startup procedure which is found in the masterthesis of Sileghem and Van De Ginste [2]. 1. Turn on the ventilation with the green button on the device attached to the pillar by the Volvo test bench. A control light on the device should light up. IMPORTANT: Make sure the vents in the basement are open otherwise the exhaust gases from the engine won t be extracted properly. 2. Turn the switch of the emission measurement system from 0 to 1. Make sure that the suction fan on the right side of the case is turned on. Otherwise it will take a long time before the exhaust gasses reach the measurement system. Connect a tube and condensate cup from the exhaust of the Audi engine to the back of the measurement system and make sure the corresponding measuring point is selected on the front by rotating the switch between Meetpunt 1 and Meetpunt 2. If necessary empty the condensate cup before the start of the measurements. 3. The hydrogen is stored outside: first open the valve at the gas cylinders (SLOWLY!) and then open the red valve (SLOWLY) near the wall, at the gas expansion devices. The available amount of hydrogen can be seen from the leftwing pressure gauge. 4. Turn open the H 2 -valve (SLOWLY) and adjust the pressure to the value of 2 bar. 5. Turn on the λ-sensor. 6. Turn on the key on the left hand side of the test bench. The motor management system should now be working 7. VERY IMPORTANT: the fuel selector should be on gasoline/meoh and check if no fuel system (gasoline or methanol) is connected. Now, no hydrogen will be injected when the engine starts rotating. 110

126 Bijlage A. Audi: Startup procedure and ignition timing 8. Follow the steps (section A.1) above, but select Hydrogen as the desired fuel and also turn on the H 2 Safety and the Carter ventilation. To initiate the exhaust gas analysis click on Acquire 3-gas analysis in the Emission -tab. 9. Start the program Motec menu. Choose M4, press enter twice and load the right file to the ECU with adjust or file. One can switch between the FUELand the IGN-table by pressing F If the engine is running (on compression), the fuel selector can be set on gas and the injection of hydrogen can be adjusted by rotating the H 2 -button on the dashboard. 11. After the measurements on hydrogen, it is best to remove the remaining hydrogen out of the fuel line, by cutting of the hydrogen supply. The engine will simply run out of hydrogen and starts working on compression. A.4 Shutting down the Audi engine 1. When all measurements are done, let the engine run on gasoline for a couple of minutes. By doing so the engine will be lubricated more and the engine will last longer. 2. Switch the fuel selector in the opposite position and shut down the fuel system. 3. Click on Acquire pressure, Acquire 3-gas analysis and Stop data acquisition. 4. Shut down the engine by turning the RPM-knob back to zero. 5. Click on brake off. By doing so the brake and the brake fan will be shut down. 6. Shut down Labview and Motec. When shutting down Labview click on Don t save all when asked. With Motec one should select quit first, followed by saving the used engine mapping. Select end and shut down by pressing alt + x on the keyboard. 7. Shut down the computer, the UPS, the fan, the emission measuring system, the battery and the distribution plug. 8. Close the red valve of the cooling water. When Labview gives an error which freezes the program one can shut down the brake and the brake fan by pressing the red button above the green control light on the dashboard followed by pushing the red button ( Gelijkstroommachine ) on the electrical cabinet behind the test bench. If something unexpected happens, you can always push the emergency button. 111

127 Bijlage A. Audi: Startup procedure and ignition timing A.5 Setting the MBT-timing When all adjustable parameters (rpm, throttle position, λ,...) are held constant in an operating point, one can adjust the ignition timing in such a way that maximum torque is achieved. Figure A.1 shows the evolution of the torque as a function of the ignition timing. Figuur A.1: MBT-timing One can achieve MBT-timing by following these steps: 1. Choose an operating point by adjusting the RPM, the throttle position and the injection duration while for example keeping λ equal to 1. Make sure the torque is about 1 Nm less than the desired value. 2. Increase the spark advance in the engine mapping with maximum steps of 2 ca. A more stable operation is achieved when the spark advance of the operating point above and below the chosen operating point is also adjusted to the same value. The torque will rise considerably fast in the beginning and more slowly afterwards. When the spark advance is too big, the torque will drop again. This is also shown in Figure A When the torque starts to decrease, decrease the spark advance with a couple of ca and start increasing again but with maximum steps of 1 ca. The spark advance which corresponds with the maximum torque in the chosen operating point is called the MBT-timing. 4. This maximum will probably not be the value corresponding with the desired operating point. In this case one should adjust the throttle position and the injection duration slightly and start over again until the desired torque value is achieved. 112

128 Bijlage A. Audi: Startup procedure and ignition timing Maximum torque can t always be achieved as large spark advance will result in knock in certain operating points. In the next section we ll describe how one can visually and auditory detect knock. A.6 Knock detection Knock mostly occurs at high loads and low rpm s. So it s not possible to achieve MBTtiming at these operating points. Nevertheless it is important, when doing research, to work as close as possible to borderline knock to scan the limits of the engine. In normal production engines a sufficient safety margin against knock will be applied to avoid serious damage to the engine. When knock occurs large pressure peaks are registered in the pressure trace. These peaks result in sound waves with an amplitude and frequency which differ from regular combustion. This way one can detect knock auditory by listening for a crackling sound. If knock can be heard, it is most likely that it has been going on for several cycles. That s why it s better to inspect the pressure trace for peaks. To get a clear view of these peaks it is useful to zoom in on the ca where knock can occur. To do so, change the maximum and minimum value of the x-axis to 450 ca and 350 ca respectively and change the minimum and maximum value of the pressure to respectively 15 and 55 bar or more. Fast and large oscillations just after the normal peak pressure indicate the beginning of knock. When in only one cycle the largest value of these oscillations exceeds the normal peak pressure of only 1 cycle or when minor oscillations are detected in multiple consecutive cycles one should decrease the spark advance immediately! If extreme knock events are encountered it is best to flip the fuel selector to the opposite position to cut of the fuel supply and then change the spark advance. Since only one cycle in a certain amount of cycles is plotted it is not sure that knock will be registered in the pressure trace shown by the Labview program. Hence, one should keep an eye on the pressure trace and listen for knock at the same time. In the course of 2012 a knock detection method was implemented into the program to simplify and speed up the testing on this engine. To this day the detection method has not been finetuned. However it serves as an indicator to warn researchers when knock is imminent. 113

129 Bijlage B Berekende grootheden en foutenanalyse In dit hoofdstuk worden de verschillende berekende grootheden, die gebruikt worden in de voorgaande hoofdstukken, uitgewerkt. De uitwerking is voornamelijk geïnspireerd op vorige thesissen [1, 2]. Aangezien de gemeten grootheden afwijkingen met de werkelijkheid vertonen, bevatten de berekende grootheden ook een fout. Deze fout kan worden begroot aan de hand van de formule van Taylor [62] die de fout op een willekeurige functie q = f(x 1, x 2,..., x n ) definieert als: δq = ( q x 1 δx 1 ) 2 + ( q x 2 δx 2 ) ( q x n δx n ) 2 De proefstanden waarop de metingen zijn gebeurd, maken gebruik van verschillende meetapparatuur. Daarom zal de foutenanalyse opgesplitst worden naargelang de opstelling. B.1 Grootheden en fouten Met M e het effectieve koppel [Nm], n het toerental [rpm], B het brandstofverbruik [kg/h], V s de totale cilinderinhoud [m 3 ] en H u de onderste verbrandingswaarde [kj/kg] definiëren we de grootheden als: B.1.1 Effectief vermogen P e = 2 π δp e = M e 1000 n 60 [kw ] 1 π n 2 δm 2 e + π 2 M 2 e δn 2 [kw ] Waarbij: 114

130 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse voor de Volvo-proefstand: δn = 5 rpm en δm e = 0.6 Nm [1], voor de Audi-proefstand: δn = 5 rpm en δm e = 0.6 Nm [61], voor de VW-proefstand: De meetgegevens op de VW-proefstand worden gedurende een aantal seconden geregistreerd aan de hand van de Logging 1M optie van MoTeC M800. Op deze grote reeks gegevens kan een statistische analyse worden uitgevoerd. De registratie van de gegevens kan worden gezien als een steekproef waarvan men een gemiddelde en standaardafwijking kan bepalen. Indien men als fout twee keer de standaardafwijking neemt, dan verkrijgt men een confidentie-interval van 95 %: Figuur B.1: Confidentie-interval in funtie van de standaardafwijking [63] Het resultaat is: δn = 2 σ n en δm e = 2 σ M, waarbij σ = de standaardafwijking B.1.2 Gemiddelde effectieve druk (BMEP) BMEP = δbmep = 6 5 P e V s n/60 χ 100 δp e 2 2 δn 2 V 2 s n + P e 2 V 2 s n 4 [bar] [bar] B.1.3 Specifiek brandstofverbruik (BSFC) BSF C = B g 1000 [ P e kw h ] δbsf C = 1000 B 2 δp 2 e P 4 e + δb2 P 2 e g [ kw h ] waarbij: 115

131 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse voor de Volvo- en Audi-proefstanden: B = m voor m na t voor t na δb = 2 [ kg h ] δ m 2 (t voor t na ) (m voor m na ) 2 δ t 2 (t voor t na ) 4 [ kg h ] Hierbij is: - voor metingen op benzine en methanol: δm = kg (Mettler-Toledo balans) δt = 0.5 s - voor metingen op waterstof: Bronkhorst In-Flow F-116AI-FD-00-V (Volvoproefstand) en Bronkhorst In-Flow F-113AC-FDD-00-V (Audi-proefstand): δb = 0.02 kg/h [61] voor de VW-proefstand: het kalibratieblad van de vloeistofdebietsmeter Bronkhorst Cori-flow M55-AGD-55-0 schrijft als absolute fout voor: δb = 0.2 % MV + zero-stability [ kg h ] met zero-stability = kg/h en MV = Measured V alue. B.1.4 Effectief rendement η e = P e 3600 B H u [%] δη e = 3600 δp 2 e B 2 H 2 u + P 2 e δb 2 H 2 u B 4 [%] B.1.5 Geïndiceerd rendement η i = δη i = 0.03 W i n B 1000 H u [%] W 2 i δn2 B 2 H 2 u + W 2 i n2 δb 2 H 2 u B 4 [%] Hierbij is de fout op de geïndiceerde arbeid verwaarloosd. 116

132 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse B.1.6 Mechanisch rendement η m = P e P i [%] δη m = 3600 δp 2 e B 2 H 2 u + P 2 e δb 2 H 2 u B 4 [%] Hierbij is de fout op het geïndiceerde vermogen verwaarloosd. B.1.7 Leveringsgraad λ l = δλ l = ṁ werkelijk = ṁlucht + ṁ brandstof ṁ theoretisch m theoretisch n χ 1 m theoretisch n χ (δṁ2 lucht + δṁ2 brandstof + (ṁ lucht + ṁ brandstof ) 2 1 n 2 δn2 ) 1 2 met χ = 1/2 voor viertaktmotoren en δṁ brandstof = δb; ṁ lucht en ṁ brandstof worden gemeten; m theoretisch wordt berekend zoals uitgelegd in [1]. En verder: voor de Volvo-proefstand: MAF-sensor: δṁ lucht = 0.03 ṁ lucht [1] voor de Audi-proefstand: Bronkhorst Hi-tech F-106BZ-HD-01-V: δṁ lucht = 0.6 Nm 3 /h = 0.2 g/s [61] voor de VW-proefstand: δṁ lucht = 2 σṁlucht. B.2 Emissiemetingen B.2.1 Foutenanalyse De Volvo- en de Audi-proefstanden maken beide gebruik van de uitlaatgasanalysekast in het labo. De apparaten in die kast met hun bijhorende fout zijn hieronder opgelijst. - Maihak Oxor-P S710: δo 2 = 0.25 vol% - Signal Hydrocarbon Analyser Model 3001: δhc = 1% F S met F S = F ull Scale = 1000 ppm 117

133 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse - Maihak Multor 610: δco = 1.5% F S + 1% MV met F S = 12 vol% en MV = Measured V alue - Maihak Multor 610: δco 2 = 1.5% F S + 1% MV met F S = 15 vol% - Maihak Multor 610: δno x = 1.5% F S + 1% MV met F S = 5000 ppm De VW-proefstand van de Karel de Grote-Hogeschool maakt gebruik van een Hermann HGA 400 uitlaatgasanalysetoestel met de volgende karakteristieken voor: - O 2 : MV < 2 vol% : δo 2 = 0.1 vol% MV 2 vol% : δo 2 = 0.05 MV - HC: MV < 220 ppm : δhc = 11 ppm MV 220 ppm : δhc = 0.05 MV - CO: MV < 1.2 vol% : δco = 0.06 vol% MV 1.2 vol% : δco = 0.05 MV - CO 2 : MV < 10 vol% : δco 2 = 0.5 vol% MV 10 vol% : δco 2 = 0.05 MV - NO x : MV < 500 ppm : δno x = 50 ppm MV 500 ppm : δno x = 0.10 MV 118

134 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse B.2.2 Omrekening naar speficieke emissie (g/ekwh) Om de gemeten emissies van de verschillende studies op een betrouwbare basis met elkaar te kunnen vergelijken, moeten zij worden omgerekend naar specifieke emissies. Om deze emissies te bepalen heeft men de emissiewaarden nodig gemeten in de natte rookgassen. De analysetoestellen meten evenwel de emissies in droge rookgassen. Daarom moet op de gemeten emissiewaarden een correctie worden toegepast: Voor CO 2, CO en HC [1]: conc nat = k w conc droog [vol%] δconc nat = δk 2 w conc 2 droog + k2 w δconc 2 droog [vol%] met: k w = k w2 = α (vol% COdroog + vol% CO2,droog ) + k w y H2 O (1.608 y H2 O φ p s y H2 O = p lucht φ p s δvol% δk w = α 2 CO droog + δvol% 2 CO 2,droog (1 + α (vol% COdroog + vol% CO2,droog ) + k w2 ) 4 Hierbij werd de fout op y H2 O verwaarloosd en zijn: α = de verhouding van waterstof tot koolstof y H2 O = de absolute vochtigheid van de inlaatlucht [g water/kg lucht] φ = de relatieve vochtigheid van de inlaatlucht p s = de saturatiedruk van de inlaatlucht [kpa] Voor NO x [1]: NO x,nat = K h NO x,droog δno x,nat = K h δno x,droog [ppm] 119

135 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse met: K h = y H2 O y H2 O 2 Wanneer alle emissiewaarden van de natte rookgassen zijn berekend, kan het massadebiet van elke component x worden bepaald aan de hand van: ṁ x = MW x MW brandstof vol% x B 1000 (vol% CO2,nat vol% CO2,lucht ) + vol% COnat + vol% HCnat [g/h] Daarbij is: MW brandstof = α β [g/mol] β = de verhouding zuurstof tot koolstof B = brandstofverbruik in kg/h 1 ppm = 1 gas volume 10 6 air volumes De specifieke emissie wordt vervolgens verkregen door het massadebiet te delen door het vermogen aan de krukas, P e. De overeenkomstige fout hierop wordt dan gegeven door: ṁ x = 1000 [ MW x MW brandstof δvol% 2 x B 2 + vol% 2 x δb 2 (( (vol%co2,nat vol% CO2,lucht ) + vol% COnat + vol% HCnat ) Pe ) 2 + vol%2 x B 2 (δvol% 2 CO 2,nat + δvol% 2 CO nat + δvol% 2 HC nat ) ( ) 4 (vol%co2,nat vol% CO2,lucht ) + vol% COnat + vol% HCnat P 2 e ] vol% + 2 x B 2 δpe 2 ( ) 2 [g/kw h] (vol%co2,nat vol% CO2,lucht ) + vol% COnat + vol% HCnat P 4 e B.3 Berekening EGR% Om de hoeveelheid gerecirculeerde uitlaatgassen te kunnen vergelijken, wordt gebruik gemaakt van EGR%. Men kan dit percentage berekenen met behulp van volgende formule: EGR% = ṁ EGR ṁ EGR + ṁ lucht + ṁ brandstof 120

136 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse Hierbij zijn ṁ lucht, ṁ brandstof en ṁ EGR respectievelijk het massadebiet verse lucht, het brandstofdebiet en het massadebiet van de gerecirculeerde uitlaatgassen. Het luchtdebiet wordt op de Audi-proefstand rechtstreeks gemeten door de luchtmassameter. Het brandstofdebiet kan gravimetrisch opgemeten worden voor methanol en benzine, en via een debietsmeter (Bronkhorst Hi-tech F-113AC-HDD-55V) opgemeten worden voor waterstof. Het massadebiet EGR kan niet rechtstreeks opgemeten worden. In de thesis van Sileghem en Van de Ginste [2] werd een werkwijze uitgewerkt die gebaseerd is op de CO 2 - molbalans in het inlaat- en uitlaatkanaal. Het nadeel van deze methode is dat men altijd van meetpunt moest wisselen aan de uitlaatgasanalysetoestellen en moest wachten tot de waarden opnieuw gestabiliseerd zijn. Daarom wordt er in wat volgt een tweede werkwijze uiteengezet die gebruik maakt van twee lambdasondes waarvan er zich één in het inlaatkanaal en één in het uitlaatkanaal bevindt. Op die manier kan het EGR% onmiddellijk worden bepaald. De dubbele lambdamethode steunt op de massabehoudswet bij de menging van twee gasstromen in een gesloten systeem. Voor de basisformules die gebruikt worden in deze methode wordt verwezen naar [1]. Onderstaande figuur geeft een vereenvoudigde weergave van de Audi-proefopstelling. Figuur B.2: Vereenvoudigde weergave van de Audi-proefopstelling Uit onderstaande formule blijkt duidelijk dat om ṅ EGR te bepalen de molfracties van de verschillende bestanddelen die deel uitmaken van de gerecirculeerde uitlaatgassen, de aangezogen lucht en het mengsel van deze twee gasstromen gekend moeten zijn. Aangezien de gerecirculeerde uitlaatgassen worden gekoeld voordat zij met de lucht worden gemengd, kunnen de molfracties van deze gassen niet rechtstreeks gebruikt worden. Er condenseert namelijk een deel van de waterdamp uit. 121

137 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse ṅ EGR = ṅ lucht yo 2,lucht y O2,mix y O2,mix y O2,EGR De samenstelling van de gassen die de koeler binnenkomen, kan worden bepaald met behulp van de eerste lambdasensor λ 1. Hierbij wordt ervan uitgegaan dat de verbranding volledig gebeurt en dat de koolstof en waterstof in de brandstof de enige bronnen zijn voor CO 2 en H 2 O. CO 2 : H 2 O: ṅ CO2 = m% C 12 ṅ H2 O = m% H 2 Zuurstof: ṅ O2 = 0, 232 L s (λ 1 1) 32 Stikstof: ṅ N2 = 0, 768 L s λ 1 28 Hierbij is m% x het massapercentage van de stof x in de brandstof. Wat opvalt is dat geen rekening moet worden gehouden met het brandstofverbruik aangezien het in de latere berekening van de molfractie wordt weggedeeld. Wanneer de uitlaatgassen door de EGR-koeler gaan, wordt een deel van de hoeveelheid water aan de gassen onttrokken door condensatie. Om de absolute vochtigheid van het mengsel van de vers aangezogen lucht en de gekoelde uitlaatgassen te bepalen kan men gebruikmaken van de saturatiedruk van water: p s (T 2 ) = e 77,345+0,057 T T 2 T 8,2 2 Hierin is T 2 uitgedrukt in Kelvin. Indien men de druk van de verse lading na de menging gelijkstelt aan de inlaatdruk p 2 van de motor, kan men de absolute vochtigheid als volgt berekenen: ω 2 = φ 2 p s 0, 622 p 2 φ 2 p s 122

138 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse φ 2 zal men naar alle waarschijnlijkheid kunnen gelijkstellen aan 1 aangezien de vers aangezogen lucht de uitlaatgassen nog verder zullen afkoelen waardoor het mengsel in gesatureerde toestand zal blijven verkeren. Daarnaast kan men met behulp van de tweede lambdasensor λ 2 de samenstelling bepalen van de verse lading die door de motor wordt aangezogen. Aangezien lucht zo goed als alleen bestaat uit zuurstof en stikstof zullen enkel de molhoeveelheden van deze twee stoffen veranderen: ṅ O2,mix = 0, 232 L s (λ 2 1) B 32 ṅ N2,mix = 0, 768 L s λ 2 B 28 De hoeveelheid water in de gekoelde uitlaatgassen kan nu worden bepaald door de hoeveelheid water in de atmosfeer af te trekken van de hoeveelheid water in het mengsel. Dit vertaalt zich in de volgende formules voor het massa- en moldebiet water: ṁ H2 O,EGR = ω 2 (ṅ CO2 MM CO2 + ṅ O2,mix MM O2 + ṅ N2,mix MM N2 ) ω atm (ṅ O2,atm MM O2 + ṅ N2,atm MM N2 ) ṅ H2 O = ṁh 2 O,EGR MM H2 O Nu men over alle bestanddelen van de verschillende stromingen beschikt, kan men de molfracties van zuurstof in de verschillende stromingen als volgt bepalen: y O2,EGR = y O2,mix = ṅ O2,EGR ṅ CO2,EGR + ṅ O2,EGR + ṅ N2,EGR + ṅ H2 O,EGR ṅ O2,mix ṅ CO2,EGR + ṅ O2,mix + ṅ N2,mix + ṅ H2 O,mix Om de formule voor het moldebiet van EGR te kunnen omrekenen naar een massadebiet, moet men eerst de molaire massa s van lucht en de uitlaatgassen kennen. Deze molaire massa s kunnen worden bepaald door gebruik te maken van de molfracties van de bestanddelen in lucht en de reeds berekende molfracties in de uitlaatgassen: MM lucht : Praktisch gezien bestaat lucht uit 20.9 % O 2 en 79.1 % N 2. De moleculaire massa van lucht kan worden geschreven als: MM lucht = MW O MW N2 (B.1) 123

139 Bijlage B. Berekende grootheden en foutenanalyse MM EGR : Men kan op analoge wijze de molaire massa van de uitlaatgassen bepalen: MM EGR = y CO2,EGR MM CO2 + y O2,EGR MM O2 + y N2,EGR MM N2 + y H2 O,EGR MM H2 O Het massadebiet aan EGR wordt gegeven door: ṁ EGR = ṁ lucht MM EGR yo 2,lucht y O2,mix y O2,mix y O2,EGR MM lucht Verder valt nog op te merken dat om het EGR-percentage te bepalen het brandstofdebiet niet rechtstreeks moet worden opgemeten. Men kan dit herschrijven in functie van het EGR- en luchtdebiet, waarbij het EGR-debiet wordt omgerekend naar een luchtequivalent: ṁ brandstof = m% O2,EGR ṁ EGR 0, 232 λ 1 L s + ṁ lucht B.4 Coefficient of Variation De opeenvolgende motorcycli vertonen een bepaalde spreiding. De cyclusvariatiecoëfficiënt (Eng: Coefficient of Variation, CoV ) is een maat voor deze spreiding en kan worden gedefinieerd als de verhouding van de standaardafwijking van de gemiddelde geïndiceerde effectieve druk (Eng: indicated mean effective pressure, IMEP) tot de gemiddelde IMEP. CoV = σ IMEP µ IMEP 124

140 Bijlage C Meetresultaten In deze bijlage worden alle meetresultaten weergegeven. Eerst van de Volvo-proefstand, dan van de Audi-proefstand en als laatste van de VW-proefstand. 125

141 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 100% Methanol - atmosferisch 20 tot 40 Nm M100 Datum 24/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21,6 21,6 21,9 21,8 21, relative humidity (%) 34,8 34,9 34,4 34,6 35,1 34,8 34,8 34,9 34,8 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 4,1 7,2 9,6 12,3 4,7 6,6 9,7 12,2 14,8 MAF (g/s) 7,69 9,75 11,99 14,95 7,963 10,60 13,43 16,41 20,36 brandstofdebiet (g/s) 1,18 1,50 1,84 2,30 1,23 1,63 2,07 2,53 3,13 T exhaust ( C) 607,3 653,5 694,0 725,4 560,8 635,0 687,9 708,3 743,0 No x (ppm) 692,1 707,9 1012,8 1334,0 1389,3 1591,3 1310,9 1758,7 1955,3 CO 2 (vol%) 13,912 13,988 14,013 13,986 13,800 13,882 14,001 13,985 13,960 CO (vol%) 0,273 0,240 0,201 0,212 0,326 0,319 0,265 0,240 0,198 O 2 (vol%) 0,990 0,960 0,890 0,950 1,080 0,910 0,900 0,900 0,960 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 4,234 5,211 6,362 7,583 6,165 8,463 10,505 12,506 14,854 brandstofverbruik B (kg/h) 4,259 5,400 6,640 8,280 4,410 5,868 7,440 9,090 11,279 b e = BSFC (g/ekwh) 1005, , , ,98 715,30 693,34 708,24 726,85 759,34 MAF (kg/h) 27,682 35,100 43,159 53,820 28,665 38,142 48,361 59,085 73,312 BMEP (bar) 1,424 1,403 1,428 1,460 2,762 2,847 2,829 2,809 2,860 leveringsgraad λ l (%) 24,81% 25,18% 25,83% 27,61% 34,20% 34,20% 34,71% 35,36% 37,61% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 102, , , , , , , , ,415 IMEP (bar) 2,297 2,325 2,481 2,594 3,609 3,628 3,706 3,845 3,957 Pi 6,830 8,636 11,053 13,475 8,059 10,784 13,761 17,122 20,554 PMEP (bar) -0,680-0,698-0,710-0,771-0,575-0,591-0,608-0,632-0,691 Cov 0,013 0,032 0,019 0,023 0,016 0,011 0,020 0,024 0,020 η m (%) 62,00% 60,34% 57,56% 56,27% 76,50% 78,48% 76,34% 73,04% 72,27% η i (%) 28,74% 28,66% 29,83% 29,16% 32,75% 32,93% 33,14% 33,75% 32,66% η e (%) 17,82% 17,29% 17,17% 16,41% 25,05% 25,85% 25,30% 24,65% 23,60% Emissies (g/ekwh) Nox 7,758 8,162 11,780 16,247 11,165 12,355 10,359 14,304 16,664 CO2 1359, , , , , , , , ,142 CO 16,983 15,336 12,949 14,305 14,484 13,665 11,542 10,759 9,317 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1262 0,1574 0,1886 0,2199 0,0966 0,1275 0,1584 0,1894 0,2206 dη e (%) 0,55% 0,55% 0,53% 0,49% 0,48% 0,46% 0,43% 0,42% 0,39% dl l (%) 0,02% 0,02% 0,02% 0,02% 0,04% 0,04% 0,03% 0,03% 0,03% dbrandstof (kg/h) 0,0329 0,0530 0,0513 0,0647 0,0498 0,0548 0,0610 0,0683 0,0789 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,183 0,182 0,182 0,182 0,183 0,183 0,183 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,364 0,365 0,365 0,365 0,363 0,364 0,365 0,365 0,365 dno x (ppm) 81,9 82,1 85,1 88,3 88,9 90,9 88,1 92,6 94,6 dη i (%) 0,06% 0,07% 0,06% 0,06% 0,10% 0,08% 0,07% 0,06% 0,06% dbsfc (g/ekwh) 30,96 32,91 31,98 32,80 13,81 12,29 12,16 12,29 12,47 dco2 (g/ekwh) 68,55 71,55 71,30 74,03 42,84 40,81 41,51 42,64 44,57 dco (g/ekwh) 11,39 11,67 11,74 12,30 8,16 7,86 7,97 8,19 8,57 dnox (g/ekwh) 0,98 1,01 1,11 1,27 0,82 0,82 0,78 0,90 0,98 126

142 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 100% Methanol - atmosferisch 60 tot 80 Nm M100 Datum 25/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21,3 21,3 21,4 21,4 21,5 21,5 21,4 21,4 21,4 21,4 relative humidity (%) 38,7 38,7 38,6 38,6 38,5 38,9 38, Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 8,6 10,8 13,5 16,0 18,8 10,9 14,2 17,0 20,7 24,5 MAF (g/s) 10,18 13,70 17,06 20,85 25,188 12,62 17,12 20,85 25,19 30,69 brandstofdebiet (g/s) 1,57 2,11 2,63 3,21 3,88 1,94 2,63 3,21 3,88 4,72 T exhaust ( C) 574,8 636,6 679,5 701,8 733,7 574,2 634,6 678,8 701,2 732,8 No x (ppm) 1915,6 2213,2 2175,5 2512,0 2549,1 2170,1 2369,5 2327,3 2686,5 2651,3 CO 2 (vol%) 13,642 13,830 13,906 13,877 13,804 13,386 13,543 13,847 13,863 13,784 CO (vol%) 0,396 0,283 0,236 0,198 0,220 0,521 0,422 0,187 0,166 0,181 O 2 (vol%) 1,170 1,020 0,970 1,010 1,090 1,370 1,220 1,040 1,050 1,120 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,436 12,616 15,654 18,759 21,929 12,546 16,726 20,985 25,028 29,287 brandstofverbruik B (kg/h) 5,640 7,590 9,450 11,550 13,950 6,990 9,480 11,550 13,950 17,000 b e = BSFC (g/ekwh) 597,71 601,62 603,69 615,70 636,13 557,14 566,78 550,40 557,37 580,46 MAF (kg/h) 36,660 49,334 61,425 75,075 90,675 45,435 61,619 75,075 90, ,499 BMEP (bar) 4,212 4,236 4,211 4,209 4,221 5,611 5,626 5,650 5,618 5,638 leveringsgraad λ l (%) 43,61% 44,16% 44,08% 44,93% 46,56% 52,37% 53,42% 52,10% 52,46% 54,83% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 222, , , , , , , , , ,377 IMEP (bar) 4,995 5,090 5,131 5,195 5,384 6,454 6,420 6,515 6,597 6,693 Pi 11,193 15,162 19,076 23,159 27,982 14,433 19,092 24,203 29,394 34,770 PMEP (bar) -0,455-0,490-0,517-0,571-0,601-0,326-0,381-0,420-0,466-0,534 Cov 0,014 0,009 0,018 0,018 0,016 0,012 0,016 0,016 0,027 0,022 η m (%) 84,31% 83,21% 82,06% 81,00% 78,37% 86,93% 87,61% 86,70% 85,15% 84,23% η i (%) 35,56% 35,80% 36,17% 35,93% 35,94% 37,00% 36,09% 37,55% 37,76% 36,65% η e (%) 29,98% 29,79% 29,68% 29,10% 28,17% 32,16% 31,62% 32,56% 32,15% 30,87% Emissies (g/ekwh) Nox 13,147 15,227 15,009 17,741 18,670 14,050 15,531 14,766 17,265 17,810 CO2 800, , , , , , , , , ,856 CO 14,794 10,585 8,839 7,599 8,756 18,314 15,028 6,435 5,787 6,601 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0998 0,1298 0,1603 0,1910 0,2219 0,1033 0,1325 0,1626 0,1930 0,2236 dη e (%) 0,43% 0,39% 0,38% 0,36% 0,34% 0,38% 0,34% 0,34% 0,33% 0,35% dl l (%) 0,06% 0,05% 0,05% 0,05% 0,05% 0,07% 0,07% 0,06% 0,06% 0,08% dbrandstof (kg/h) 0,0539 0,0616 0,0700 0,0802 0,0925 0,0591 0,0701 0,0802 0,0925 0,1451 do 2 (vol%) 0,250 0,250 1,250 2,250 3,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,184 0,183 0,182 0,182 0,182 0,185 0,184 0,182 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,361 0,363 0,364 0,364 0,363 0,359 0,360 0,363 0,364 0,363 dno x (ppm) 94,2 97,1 96,8 100,1 100,5 96,7 98,7 98,3 101,9 101,5 dη i (%) 0,09% 0,08% 0,07% 0,06% 0,06% 0,08% 0,07% 0,07% 0,06% 0,08% dbsfc (g/ekwh) 8,52 7,89 7,63 7,59 7,70 6,58 6,14 5,73 5,67 6,65 dco2 (g/ekwh) 34,19 34,26 34,32 35,10 36,23 31,22 31,69 31,06 31,45 33,07 dco (g/ekwh) 6,89 6,85 6,84 6,99 7,26 6,54 6,58 6,26 6,34 6,63 dnox (g/ekwh) 0,78 0,83 0,82 0,91 0,95 0,77 0,81 0,78 0,85 0,89 127

143 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 97.5% Methanol - 2.5% Water - atmosferisch 20 tot 40 Nm M97.5W2.5 Datum 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21,2 21,2 21,3 21,5 21,6 21,6 21,6 21,5 21,4 relative humidity (%) 43,8 43,7 43,7 43,3 43,2 43,1 43,2 43,5 43,7 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 4,3 7,2 8,6 11,3 4,0 7,7 10,7 13,2 15,4 MAF (g/s) 7,77 9,86 12,07 14,80 7,975 10,70 13,38 16,42 19,99 brandstofdebiet (g/s) 1,23 1,57 1,92 2,35 1,27 1,70 2,13 2,61 3,18 T exhaust ( C) 602,2 649,6 686,6 718,5 551,6 627,2 673,5 695,9 733,1 No x (ppm) 608,5 568,7 858,1 1066,5 1330,6 1398,6 1336,7 1636,9 1778,9 CO 2 (vol%) 14,339 14,533 14,506 14,471 14,250 14,333 14,456 14,455 14,351 CO (vol%) 0,317 0,168 0,154 0,165 0,313 0,267 0,201 0,169 0,176 O 2 (vol%) 1,000 0,880 0,860 0,950 1,070 0,970 0,920 0,910 1,030 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 4,119 5,197 6,297 7,388 6,317 8,328 10,451 12,605 14,606 brandstofverbruik B (kg/h) 4,440 5,640 6,900 8,460 4,560 6,120 7,650 9,390 11,430 b e = BSFC (g/ekwh) 1078, , , ,09 721,92 734,86 732,00 744,94 782,57 MAF (kg/h) 27,955 35,512 43,445 53,266 28,712 38,533 48,166 59,121 71,966 BMEP (bar) 1,383 1,398 1,412 1,421 2,826 2,799 2,814 2,830 2,811 leveringsgraad λ l (%) 24,65% 25,07% 25,59% 26,93% 33,76% 34,05% 34,10% 34,89% 36,40% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 101, , , , , , , , ,502 IMEP (bar) 2,275 2,454 2,577 2,594 3,634 3,654 3,801 3,768 3,936 Pi 6,776 9,126 11,490 13,484 8,126 10,872 14,119 16,787 20,455 PMEP (bar) -0,731-0,703-0,709-0,788-0,584-0,646-0,621-0,684-0,712 Cov 0,014 0,023 0,018 0,022 0,012 0,009 0,023 0,017 0,019 η m (%) 60,78% 56,94% 54,80% 54,79% 77,74% 76,60% 74,02% 75,09% 71,40% η i (%) 28,23% 29,93% 30,80% 29,49% 32,96% 32,86% 34,14% 33,07% 33,11% η e (%) 17,16% 17,05% 16,88% 16,16% 25,63% 25,17% 25,27% 24,83% 23,64% Emissies (g/ekwh) Nox 7,272 6,822 10,434 13,578 10,732 11,454 10,878 13,584 15,581 CO2 1408, , , , , , , , ,323 CO 19,815 10,540 9,783 10,971 13,186 11,421 8,531 7,316 8,058 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1263 0,1576 0,1888 0,2201 0,0968 0,1275 0,1584 0,1895 0,2207 dη e (%) 0,56% 0,54% 0,53% 0,50% 0,48% 0,45% 0,43% 0,42% 0,39% dl l (%) 0,02% 0,02% 0,02% 0,02% 0,04% 0,03% 0,03% 0,03% 0,03% dbrandstof (kg/h) 0,0498 0,0539 0,0588 0,0655 0,0502 0,0557 0,0619 0,0697 0,0796 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,183 0,182 0,182 0,182 0,183 0,183 0,182 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,368 0,370 0,370 0,370 0,368 0,368 0,370 0,370 0,369 dno x (ppm) 81,1 80,7 83,6 85,7 88,3 89,0 88,4 91,4 92,8 dη i (%) 0,08% 0,07% 0,07% 0,06% 0,09% 0,08% 0,07% 0,06% 0,06% dbsfc (g/ekwh) 35,21 34,51 34,16 35,24 13,63 13,09 12,58 12,49 13,02 dco2 (g/ekwh) 71,84 72,15 72,42 75,29 41,16 41,53 41,21 41,90 44,10 dco (g/ekwh) 11,48 11,41 11,54 12,09 7,73 7,82 7,73 7,87 8,33 dnox (g/ekwh) 1,02 1,01 1,11 1,23 0,80 0,83 0,81 0,88 0,97 128

144 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 97.5% Methanol - 2.5% Water - atmosferisch 60 tot 80 Nm M97.5W2.5 Datum 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 2/05/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21,5 21,5 21,5 21,3 21,3 21,4 21,3 21,3 21,4 21,4 relative humidity (%) 43,4 43,3 43,2 44,2 44,4 44,4 44,6 44,7 44,5 44,5 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 7,9 11,0 13,8 15,7 19,1 10,9 14,2 17,0 20,4 23,8 MAF (g/s) 10,23 13,90 17,05 20,73 24,975 12,85 16,95 20,78 25,19 30,22 brandstofdebiet (g/s) 1,63 2,21 2,71 3,29 3,97 2,04 2,69 3,30 4,00 4,80 T exhaust ( C) 565,3 627,0 673,6 694,2 730,4 565,7 629,4 671,1 695,3 723,4 No x (ppm) 1785,3 2179,5 1964,8 2268,5 2189,9 1950,9 2042,5 2288,3 2543,2 2613,6 CO 2 (vol%) 14,041 14,275 14,424 14,340 14,288 13,657 13,885 14,351 14,348 14,297 CO (vol%) 0,444 0,274 0,172 0,154 0,159 0,640 0,528 0,181 0,149 0,199 O 2 (vol%) 1,230 1,050 0,930 1,100 1,130 1,480 1,310 0,990 1,000 1,090 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,480 12,493 15,722 18,765 21,907 12,559 16,673 20,831 25,128 29,224 brandstofverbruik B (kg/h) 5,850 7,950 9,750 11,850 14,280 7,350 9,690 11,880 14,400 17,280 b e = BSFC (g/ekwh) 617,08 636,37 620,14 631,50 651,86 585,23 581,18 570,30 573,07 591,30 MAF (kg/h) 36,833 50,055 61,388 74,611 89,911 46,278 61,011 74,800 90, ,800 BMEP (bar) 4,243 4,202 4,234 4,212 4,217 5,621 5,611 5,611 5,642 5,627 leveringsgraad λ l (%) 43,33% 44,26% 43,46% 44,03% 45,51% 54,49% 54,00% 52,98% 53,54% 55,07% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 226, , , , , , , , , ,040 IMEP (bar) 5,069 5,039 5,148 5,281 5,291 6,407 6,435 6,520 6,546 6,640 Pi 11,328 14,984 19,119 23,534 27,491 14,319 19,126 24,213 29,158 34,494 PMEP (bar) -0,470-0,529-0,536-0,570-0,638-0,348-0,406-0,443-0,521-0,571 Cov 0,010 0,012 0,014 0,015 0,021 0,013 0,013 0,014 0,013 0,016 η m (%) 83,69% 83,37% 82,23% 79,73% 79,69% 87,71% 87,18% 86,03% 86,18% 84,72% η i (%) 35,82% 34,87% 36,28% 36,74% 35,61% 36,04% 36,51% 37,70% 37,46% 36,93% η e (%) 29,98% 29,07% 29,83% 29,29% 28,38% 31,61% 31,83% 32,44% 32,28% 31,29% Emissies (g/ekwh) Nox 12,356 15,493 13,569 16,088 16,092 12,996 13,422 14,670 16,420 17,410 CO2 798, , , , , , , , , ,734 CO 16,075 10,185 6,211 5,702 6,097 22,265 18,094 6,037 5,006 6,899 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0996 0,1295 0,1601 0,1910 0,2219 0,1033 0,1324 0,1624 0,1929 0,2236 dη e (%) 0,42% 0,38% 0,37% 0,36% 0,38% 0,37% 0,34% 0,34% 0,38% 0,36% dl l (%) 0,06% 0,05% 0,05% 0,04% 0,06% 0,08% 0,07% 0,06% 0,08% 0,08% dbrandstof (kg/h) 0,0547 0,0632 0,0714 0,0817 0,1256 0,0606 0,0711 0,0819 0,1265 0,1471 do 2 (vol%) 0,250 0,250 1,250 2,250 3,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,184 0,183 0,182 0,182 0,182 0,186 0,185 0,182 0,181 0,182 dco 2 (vol%) 0,365 0,368 0,369 0,368 0,368 0,362 0,364 0,369 0,368 0,368 dno x (ppm) 92,9 96,8 94,6 97,7 96,9 94,5 95,4 97,9 100,4 101,1 dη i (%) 0,09% 0,07% 0,07% 0,07% 0,08% 0,08% 0,07% 0,07% 0,08% 0,08% dbsfc (g/ekwh) 8,68 8,31 7,78 7,76 8,75 6,82 6,28 5,93 6,69 6,77 dco2 (g/ekwh) 33,51 34,57 33,70 34,43 35,89 31,06 30,75 30,60 31,11 31,95 dco (g/ekwh) 6,70 6,80 6,56 6,72 6,97 6,52 6,38 6,07 6,10 6,31 dnox (g/ekwh) 0,76 0,85 0,78 0,86 0,88 0,75 0,75 0,77 0,83 0,87 129

145 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 95% Methanol - 5% Water - atmosferisch 20 tot 40 Nm M95W5 Datum 30/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) ,1 22,2 21,9 22,2 22,2 22,2 21,7 relative humidity (%) 39,7 39,5 39, ,5 39, ,9 38,3 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 2,4 5,0 7,2 10,5 4,3 6,6 9,9 11,6 15,5 MAF (g/s) 7,87 9,60 11,99 14,78 8,025 10,82 13,56 16,61 19,91 brandstofdebiet (g/s) 1,29 1,58 1,97 2,43 1,32 1,78 2,23 2,73 3,27 T exhaust ( C) 597,9 645,1 684,8 712,5 548,0 623,3 674,7 691,9 727,4 No x (ppm) 642,4 629,6 918,3 1193,5 1274,7 1377,4 1268,5 1680,3 1791,0 CO 2 (vol%) 14,203 14,501 14,503 14,445 14,052 14,278 14,449 14,398 14,296 CO (vol%) 0,457 0,376 0,237 0,237 0,376 0,365 0,262 0,233 0,198 O 2 (vol%) 1,050 0,730 0,830 0,890 1,240 0,970 0,820 0,890 1,090 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 4,301 5,221 6,203 7,381 6,346 8,395 10,529 12,606 14,545 brandstofverbruik B (kg/h) 4,650 5,670 7,080 8,730 4,740 6,390 8,010 9,810 11,760 b e = BSFC (g/ekwh) 1081, , , ,79 746,95 761,15 760,72 778,23 808,56 MAF (kg/h) 28,343 34,560 43,155 53,211 28,891 38,948 48,822 59,794 71,680 BMEP (bar) 1,447 1,405 1,392 1,421 2,844 2,824 2,836 2,831 2,801 leveringsgraad λ l (%) 25,30% 24,68% 25,71% 27,20% 34,36% 34,80% 34,92% 35,66% 36,62% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 105, , , , , , , , ,627 IMEP (bar) 2,362 2,413 2,465 2,609 3,696 3,664 3,827 3,816 3,939 Pi 7,023 8,966 10,986 13,556 8,250 10,895 14,214 16,994 20,458 PMEP (bar) -0,723-0,709-0,749-0,784-0,576-0,640-0,616-0,685-0,706 Cov 0,011 0,022 0,019 0,019 0,016 0,009 0,014 0,015 0,020 η m (%) 61,24% 58,23% 56,46% 54,45% 76,92% 77,06% 74,08% 74,18% 71,10% η i (%) 28,86% 30,22% 29,65% 29,67% 33,26% 32,58% 33,91% 33,10% 33,24% η e (%) 17,68% 17,60% 16,74% 16,16% 25,58% 25,11% 25,12% 24,56% 23,63% Emissies (g/ekwh) Nox 7,412 7,206 11,122 15,027 10,193 11,191 10,257 13,949 15,382 CO2 1353, , , , , , , , ,972 CO 27,726 22,580 15,100 15,708 16,016 15,610 11,147 10,196 9,088 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1262 0,1575 0,1887 0,2199 0,0967 0,1274 0,1584 0,1895 0,2205 dη e (%) 0,55% 0,56% 0,53% 0,50% 0,48% 0,44% 0,43% 0,41% 0,39% dl l (%) 0,02% 0,02% 0,02% 0,02% 0,04% 0,04% 0,03% 0,03% 0,03% dbrandstof (kg/h) 0,0505 0,0540 0,0595 0,0667 0,0508 0,0567 0,0635 0,0717 0,0813 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,185 0,184 0,182 0,182 0,184 0,184 0,183 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,367 0,370 0,370 0,369 0,366 0,368 0,369 0,369 0,368 dno x (ppm) 81,4 81,3 84,2 86,9 87,7 88,8 87,7 91,8 92,9 dη i (%) 0,08% 0,07% 0,06% 0,06% 0,09% 0,08% 0,07% 0,06% 0,06% dbsfc (g/ekwh) 33,82 34,35 36,03 36,38 13,92 13,39 12,94 13,01 13,47 dco2 (g/ekwh) 67,99 68,60 72,91 74,91 41,19 41,29 41,20 42,23 44,16 dco (g/ekwh) 11,26 11,08 11,64 12,11 7,85 7,87 7,78 7,99 8,36 dnox (g/ekwh) 0,99 0,98 1,12 1,27 0,79 0,81 0,79 0,89 0,95 130

146 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 95% Methanol - 5% Water - atmosferisch 60 tot 80 Nm M95W5 Datum 30/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21, ,1 22,2 22,3 22,4 22,5 22,4 22,6 22,7 relative humidity (%) 38,2 37,9 37, ,8 36,3 36,1 35,5 35,6 35,4 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 7,9 11,3 13,9 16,4 18,9 11,0 14,7 17,4 21,1 24,1 MAF (g/s) 10,31 13,82 17,02 20,67 24,923 12,75 16,96 20,72 25,19 30,27 brandstofdebiet (g/s) 1,69 2,27 2,79 3,39 4,09 2,09 2,78 3,40 4,13 4,97 T exhaust ( C) 563,4 621,7 668,8 691,1 725,4 562,0 621,1 665,9 689,8 719,7 No x (ppm) 1538,3 1977,2 1944,4 2233,9 2232,8 1851,3 2082,4 2209,5 2504,0 2552,2 CO 2 (vol%) 13,824 14,052 14,350 14,334 14,245 13,577 13,743 14,226 14,282 14,206 CO (vol%) 0,493 0,348 0,181 0,168 0,183 0,620 0,543 0,200 0,173 0,204 O 2 (vol%) 1,460 1,260 1,030 1,040 1,110 1,650 1,500 1,150 1,080 1,170 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,480 12,560 15,655 18,848 21,855 12,675 16,837 20,944 25,006 29,236 brandstofverbruik B (kg/h) 6,090 8,160 10,050 12,210 14,720 7,530 10,020 12,240 14,880 17,880 b e = BSFC (g/ekwh) 642,39 649,70 641,99 647,81 673,54 594,07 595,13 584,42 595,06 611,58 MAF (kg/h) 37,120 49,737 61,257 74,422 89,721 45,897 61,074 74,605 90, ,982 BMEP (bar) 4,248 4,228 4,219 4,234 4,209 5,678 5,667 5,644 5,617 5,630 leveringsgraad λ l (%) 44,14% 44,45% 43,85% 44,41% 45,92% 54,66% 54,65% 53,44% 54,20% 55,86% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 224, , , , , , , , , ,180 IMEP (bar) 5,039 5,067 5,149 5,238 5,282 6,455 6,520 6,532 6,562 6,711 Pi 11,248 15,056 19,110 23,323 27,430 14,412 19,377 24,246 29,219 34,852 PMEP (bar) -0,456-0,505-0,526-0,590-0,630-0,345-0,386-0,439-0,520-0,558 Cov 0,015 0,012 0,013 0,015 0,020 0,015 0,011 0,016 0,015 0,015 η m (%) 84,28% 83,42% 81,92% 80,81% 79,67% 87,95% 86,89% 86,38% 85,58% 83,89% η i (%) 35,30% 35,26% 36,34% 36,50% 35,61% 36,57% 36,95% 37,85% 37,52% 37,25% η e (%) 29,75% 29,41% 29,77% 29,50% 28,37% 32,17% 32,11% 32,70% 32,11% 31,25% Emissies (g/ekwh) Nox 10,606 13,741 13,218 15,350 16,018 11,839 13,278 13,654 15,791 16,583 CO2 801, , , , , , , , , ,435 CO 18,200 12,918 6,579 6,174 7,029 21,347 18,612 6,666 5,860 7,124 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0995 0,1295 0,1600 0,1909 0,2218 0,1034 0,1325 0,1624 0,1928 0,2235 dη e (%) 0,41% 0,38% 0,37% 0,36% 0,38% 0,37% 0,34% 0,34% 0,37% 0,46% dl l (%) 0,06% 0,05% 0,05% 0,04% 0,06% 0,08% 0,07% 0,06% 0,08% 0,13% dbrandstof (kg/h) 0,0556 0,0641 0,0728 0,0835 0,1287 0,0614 0,0727 0,0837 0,1299 0,2272 do 2 (vol%) 0,250 0,250 1,250 2,250 3,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,185 0,183 0,182 0,182 0,182 0,186 0,185 0,182 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,363 0,366 0,369 0,368 0,367 0,361 0,362 0,367 0,368 0,367 dno x (ppm) 90,4 94,8 94,4 97,3 97,3 93,5 95,8 97,1 100,0 100,5 dη i (%) 0,09% 0,07% 0,07% 0,06% 0,08% 0,08% 0,07% 0,07% 0,08% 0,12% dbsfc (g/ekwh) 8,93 8,42 8,04 7,92 9,02 6,85 6,37 6,04 6,93 9,07 dco2 (g/ekwh) 33,87 34,21 33,88 34,17 35,91 30,69 30,62 30,47 31,31 32,96 dco (g/ekwh) 6,85 6,82 6,61 6,68 6,99 6,45 6,38 6,07 6,16 6,36 dnox (g/ekwh) 0,71 0,79 0,77 0,83 0,87 0,71 0,74 0,73 0,80 0,85 131

147 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 90% Methanol - 10% Water - atmosferisch 20 tot 40 Nm M90W10 Datum 27/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21,7 21,7 21,9 21,9 21,8 21,3 21,3 21,2 21,6 relative humidity (%) 41,7 41,1 40,5 39,8 39,6 39, ,9 39,4 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 2,6 6,0 8,3 10,9 4,2 7,6 10,1 12,6 14,6 MAF (g/s) 7,84 9,74 12,02 14,54 8,076 10,83 13,49 16,25 19,95 brandstofdebiet (g/s) 1,38 1,71 2,11 2,55 1,42 1,90 2,37 2,85 3,50 T exhaust ( C) 586,2 639,1 674,6 702,8 543,4 615,7 664,1 686,8 722,5 No x (ppm) 381,5 455,3 721,4 958,0 798,4 902,5 1003,4 1445,1 1507,4 CO 2 (vol%) 13,841 14,148 14,172 14,166 13,649 13,946 14,210 14,281 14,220 CO (vol%) 0,388 0,252 0,228 0,225 0,420 0,395 0,265 0,235 0,248 O 2 (vol%) 1,430 1,150 1,150 1,180 1,670 1,300 1,090 1,040 1,080 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 4,251 5,223 6,308 7,365 6,282 8,399 10,457 12,597 14,791 brandstofverbruik B (kg/h) 4,950 6,150 7,590 9,180 5,100 6,840 8,520 10,260 12,600 b e = BSFC (g/ekwh) 1164, , , ,38 811,84 814,38 814,76 814,45 851,89 MAF (kg/h) 28,218 35,059 43,268 52,332 29,073 38,993 48,570 58,489 71,828 BMEP (bar) 1,428 1,405 1,415 1,417 2,809 2,823 2,815 2,827 2,847 leveringsgraad λ l (%) 25,56% 25,43% 26,19% 27,16% 35,06% 35,30% 35,20% 35,33% 37,25% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 103, , , , , , , , ,012 IMEP (bar) 2,330 2,381 2,476 2,595 3,589 3,699 3,782 3,855 3,993 Pi 6,940 8,853 11,038 13,489 8,027 11,006 14,052 17,183 20,745 PMEP (bar) -0,716-0,699-0,721-0,780-0,564-0,601-0,621-0,645-0,699 Cov 0,021 0,028 0,026 0,024 0,021 0,017 0,017 0,020 0,013 η m (%) 61,25% 58,99% 57,15% 54,60% 78,26% 76,32% 74,42% 73,31% 71,30% η i (%) 28,65% 29,41% 29,72% 30,02% 32,16% 32,88% 33,70% 34,22% 33,64% η e (%) 17,55% 17,35% 16,98% 16,39% 25,17% 25,09% 25,08% 25,09% 23,98% Emissies (g/ekwh) Nox 4,642 5,531 8,949 12,261 6,752 7,497 8,291 11,885 13,036 CO2 1369, , , , , , , , ,447 CO 24,437 15,859 14,661 14,997 18,653 17,263 11,479 10,147 11,238 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1264 0,1576 0,1888 0,2200 0,0968 0,1275 0,1585 0,1896 0,2207 dη e (%) 0,55% 0,55% 0,53% 0,50% 0,47% 0,44% 0,43% 0,42% 0,39% dl l (%) 0,02% 0,02% 0,02% 0,02% 0,04% 0,03% 0,03% 0,03% 0,03% dbrandstof (kg/h) 0,0515 0,0558 0,0616 0,0687 0,0520 0,0585 0,0657 0,0739 0,0855 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,184 0,183 0,182 0,182 0,184 0,184 0,183 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,363 0,366 0,367 0,367 0,361 0,364 0,367 0,368 0,367 dno x (ppm) 78,8 79,6 82,2 84,6 83,0 84,0 85,0 89,5 90,1 dη i (%) 0,08% 0,07% 0,06% 0,06% 0,09% 0,07% 0,07% 0,06% 0,06% dbsfc (g/ekwh) 36,67 37,10 37,31 38,39 15,00 14,19 13,86 13,59 13,96 dco2 (g/ekwh) 69,83 70,94 72,17 74,60 42,31 41,70 41,70 41,58 43,42 dco (g/ekwh) 11,63 11,51 11,74 12,16 8,21 8,06 7,92 7,88 8,28 dnox (g/ekwh) 0,98 1,00 1,09 1,20 0,74 0,74 0,76 0,84 0,89 132

148 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 90% Methanol - 10% Water - atmosferisch 60 tot 80 Nm M90W10 Datum 27/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21,6 21, ,1 22,1 22, ,9 21,9 relative humidity (%) 39,4 39,3 38, , ,2 40,3 40,2 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 8,0 11,5 13,7 16,2 18,4 11,6 14,7 17,4 20,7 23,8 MAF (g/s) 10,69 14,06 17,20 20,81 24,893 13,11 17,34 20,85 25,08 30,12 brandstofdebiet (g/s) 1,88 2,47 3,02 3,65 4,37 2,30 3,04 3,66 4,40 5,28 T exhaust ( C) 567,5 619,4 660,4 693,2 720,8 556,6 613,5 655,0 685,7 706,3 No x (ppm) 624,8 1207,5 1686,5 1631,2 1813,6 858,1 1157,3 1830,8 2026,0 2414,8 CO 2 (vol%) 13,361 13,700 14,183 14,265 14,247 13,074 13,299 14,034 14,128 14,018 CO (vol%) 0,631 0,517 0,266 0,207 0,222 0,736 0,718 0,309 0,262 0,313 O 2 (vol%) 1,910 1,500 1,090 1,010 1,080 2,200 1,850 1,280 1,200 1,300 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,414 12,558 15,713 18,776 22,021 12,669 16,729 20,950 25,156 29,561 brandstofverbruik B (kg/h) 6,750 8,880 10,860 13,140 15,720 8,280 10,950 13,170 15,840 19,020 b e = BSFC (g/ekwh) 717,04 707,13 691,16 699,84 713,85 653,56 654,56 628,62 629,66 643,41 MAF (kg/h) 38,480 50,622 61,909 74,907 89,615 47,202 62,422 75,077 90, ,426 BMEP (bar) 4,210 4,224 4,231 4,215 4,240 5,674 5,630 5,645 5,650 5,692 leveringsgraad λ l (%) 46,36% 45,88% 44,94% 45,34% 46,54% 57,00% 56,63% 54,52% 54,63% 56,25% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 224, , , , , , , , , ,590 IMEP (bar) 5,034 5,067 5,090 5,246 5,318 6,458 6,424 6,346 6,533 6,630 Pi 11,258 15,065 18,908 23,371 27,626 14,423 19,091 23,558 29,095 34,438 PMEP (bar) -0,428-0,480-0,536-0,571-0,613-0,307-0,379-0,434-0,486-0,543 Cov 0,020 0,012 0,015 0,015 0,020 0,016 0,015 0,019 0,015 0,015 η m (%) 83,61% 83,36% 83,10% 80,34% 79,71% 87,84% 87,63% 88,93% 86,46% 85,84% η i (%) 34,08% 34,66% 35,57% 36,34% 35,91% 35,59% 35,62% 36,55% 37,53% 36,99% η e (%) 28,49% 28,89% 29,56% 29,20% 28,62% 31,26% 31,21% 32,50% 32,45% 31,76% Emissies (g/ekwh) Nox 4,665 8,792 11,879 11,627 13,200 5,967 7,968 11,891 13,136 16,039 CO2 828, , , , , , , , , ,044 CO 24,888 19,791 9,792 7,704 8,429 26,809 25,806 10,423 8,823 10,815 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0996 0,1296 0,1602 0,1910 0,2219 0,1034 0,1324 0,1624 0,1929 0,2236 dη e (%) 0,39% 0,37% 0,37% 0,36% 0,38% 0,35% 0,33% 0,33% 0,37% 0,47% dl l (%) 0,06% 0,05% 0,05% 0,04% 0,06% 0,08% 0,07% 0,06% 0,08% 0,13% dbrandstof (kg/h) 0,0582 0,0674 0,0768 0,0883 0,1358 0,0647 0,0772 0,0884 0,1367 0,2397 do 2 (vol%) 0,250 0,250 1,250 2,250 3,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,186 0,185 0,183 0,182 0,182 0,187 0,187 0,183 0,183 0,183 dco 2 (vol%) 0,359 0,362 0,367 0,368 0,367 0,356 0,358 0,365 0,366 0,365 dno x (ppm) 81,2 87,1 91,9 91,3 93,1 83,6 86,6 93,3 95,3 99,1 dη i (%) 0,08% 0,07% 0,07% 0,06% 0,08% 0,08% 0,07% 0,06% 0,08% 0,12% dbsfc (g/ekwh) 9,78 9,06 8,57 8,53 9,48 7,38 6,94 6,45 7,27 9,46 dco2 (g/ekwh) 35,49 34,75 34,09 34,56 35,51 31,85 31,54 30,61 30,95 32,35 dco (g/ekwh) 7,40 7,12 6,73 6,78 6,92 6,88 6,78 6,18 6,16 6,34 dnox (g/ekwh) 0,63 0,69 0,75 0,75 0,80 0,61 0,65 0,71 0,74 0,84 133

149 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: M56 - atmosferisch 20 tot 40 Nm M56 Datum 3/05/2012 3/05/2012 3/05/2012 3/05/2012 3/05/2012 3/05/2012 3/05/2012 3/05/2012 3/05/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 21,2 21,4 21,4 21,9 22,1 21,7 21,8 21,8 21,9 relative humidity (%) 44,7 44,4 44,5 43,4 42,9 43,5 43,5 43,6 43,4 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 3,5 7,1 9,1 11,2 3,7 8,2 11,2 13,0 15,5 MAF (g/s) 8,35 10,58 12,90 15,95 8,515 11,41 14,22 17,61 21,41 brandstofdebiet (g/s) 0,84 1,07 1,30 1,61 0,86 1,15 1,43 1,78 2,16 T exhaust ( C) 612,5 670,1 711,1 737,0 563,5 641,1 687,5 711,0 747,5 No x (ppm) 963,3 929,1 1140,4 1656,2 1957,7 1929,2 2034,9 2367,7 2623,8 CO 2 (vol%) 14,224 14,603 14,666 14,551 14,244 14,384 14,515 14,542 14,412 CO (vol%) 0,409 0,207 0,177 0,194 0,326 0,341 0,265 0,187 0,242 O 2 (vol%) 1,270 0,960 0,840 0,950 1,250 1,060 0,930 0,970 1,040 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 4,230 5,223 6,256 7,379 6,268 8,394 10,538 12,550 14,616 brandstofverbruik B (kg/h) 3,030 3,840 4,680 5,790 3,090 4,140 5,160 6,390 7,770 b e = BSFC (g/ekwh) 716,32 735,18 748,08 784,70 492,96 493,20 489,65 509,17 531,60 MAF (kg/h) 30,058 38,094 46,426 57,437 30,653 41,069 51,186 63,389 77,078 BMEP (bar) 1,421 1,406 1,403 1,420 2,805 2,823 2,837 2,817 2,813 leveringsgraad λ l (%) 24,90% 25,30% 25,70% 27,32% 33,92% 34,13% 34,07% 35,17% 36,69% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 102, , , , , , , , ,920 imep (bar) 2,310 2,398 2,434 2,643 3,655 3,621 3,778 3,824 3,991 Pi 6,878 8,912 10,854 13,737 8,170 10,768 14,034 17,040 20,737 pmep (bar) -0,709-0,693-0,734-0,767-0,584-0,620-0,608-0,666-0,703 Cov 0,016 0,032 0,023 0,017 0,012 0,012 0,016 0,013 0,014 η m (%) 61,50% 58,61% 57,64% 53,71% 76,72% 77,96% 75,09% 73,65% 70,48% η i (%) 27,41% 28,02% 28,00% 28,64% 31,92% 31,40% 32,84% 32,20% 32,22% η e (%) 16,85% 16,42% 16,14% 15,39% 24,49% 24,48% 24,66% 23,71% 22,71% Emissies (g/ekwh) Nox 11,336 11,125 13,877 21,290 15,971 15,565 16,275 19,762 22,971 CO2 1485, , , , , , , , ,043 CO 27,177 13,947 12,108 14,014 14,972 15,503 11,916 8,775 11,916 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1263 0,1575 0,1888 0,2200 0,0968 0,1275 0,1585 0,1896 0,2207 dη e (%) 0,58% 0,55% 0,53% 0,49% 0,56% 0,51% 0,49% 0,45% 0,42% dl l (%) 0,03% 0,03% 0,03% 0,03% 0,06% 0,05% 0,05% 0,05% 0,05% dbrandstof (kg/h) 0,0515 0,0558 0,0616 0,0687 0,0520 0,0585 0,0657 0,0739 0,0855 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,184 0,182 0,182 0,182 0,183 0,183 0,183 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,367 0,371 0,372 0,371 0,367 0,369 0,370 0,370 0,369 dno x (ppm) 84,6 84,3 86,4 91,6 94,6 94,3 95,3 98,7 101,2 dη i (%) 0,12% 0,10% 0,09% 0,09% 0,14% 0,11% 0,11% 0,09% 0,09% dbsfc (g/ekwh) 24,61 24,61 24,63 25,19 11,26 10,23 9,65 9,68 9,93 dco2 (g/ekwh) 76,90 78,70 79,60 82,72 46,28 44,98 44,29 46,02 47,84 dco (g/ekwh) 12,29 12,28 12,45 13,16 8,43 8,36 8,22 8,54 8,99 dnox (g/ekwh) 1,12 1,12 1,21 1,49 0,97 0,94 0,95 1,07 1,18 134

150 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: M56 - atmosferisch 60 tot 80 Nm M56 Datum 4/05/2012 4/05/2012 4/05/2012 4/05/2012 4/05/2012 4/05/2012 4/05/2012 4/05/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 22,2 22,2 22,4 22,3 22,5 22,6 22,7 22,7 relative humidity (%) 41,2 41,5 40,8 40,7 40,5 40,4 40,3 40,3 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 8,4 11,9 14,1 17,1 21,1 11,8 15,0 18,0 MAF (g/s) 10,83 14,47 18,02 21,99 26,536 13,23 17,44 22,15 brandstofdebiet (g/s) 1,09 1,46 1,82 2,22 2,68 1,33 1,76 2,23 T exhaust ( C) 581,3 649,4 692,3 716,4 748,7 585,2 649,6 686,4 No x (ppm) 2421,9 2551,3 2506,3 2807,2 2864,3 2767,8 2967,4 2939,5 CO 2 (vol%) 14,201 14,368 14,370 14,414 14,263 14,180 14,353 14,288 CO (vol%) 0,359 0,253 0,228 0,168 0,225 0,349 0,169 0,214 O 2 (vol%) 1,120 0,980 1,000 0,980 1,090 1,100 1,020 1,040 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,515 12,649 15,756 18,847 22,156 12,687 16,752 20,922 brandstofverbruik B (kg/h) 3,930 5,250 6,540 7,980 9,630 4,800 6,330 8,040 b e = BSFC (g/ekwh) 413,01 415,07 415,08 423,42 434,65 378,34 377,87 384,29 MAF (kg/h) 38,986 52,080 64,877 79,162 95,530 47,616 62,794 79,757 BMEP (bar) 4,250 4,250 4,241 4,231 4,265 5,681 5,640 5,638 leveringsgraad λ l (%) 43,30% 43,52% 43,45% 44,20% 45,78% 53,10% 52,67% 53,55% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 225, , , , , , , ,259 imep (bar) 5,068 5,026 5,153 5,199 5,444 6,477 6,410 6,533 Pi 11,349 14,961 19,146 23,167 28,283 14,467 19,044 24,246 pmep (bar) -0,454-0,501-0,502-0,567-0,611-0,348-0,412-0,407 Cov 0,012 0,008 0,012 0,013 0,014 0,012 0,009 0,011 η m (%) 83,84% 84,54% 82,29% 81,35% 78,34% 87,70% 87,96% 86,29% η i (%) 34,87% 34,41% 35,35% 35,05% 35,46% 36,39% 36,32% 36,41% η e (%) 29,23% 29,09% 29,09% 28,51% 27,78% 31,91% 31,95% 31,42% Emissies (g/ekwh) Nox 16,438 17,374 17,069 19,477 20,551 17,261 18,509 18,668 CO2 859, , , , , , , ,519 CO 13,823 9,749 8,800 6,622 9,163 12,336 5,969 7,698 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0998 0,1298 0,1602 0,1910 0,2219 0,1034 0,1324 0,1624 dη e (%) 0,47% 0,42% 0,39% 0,37% 0,35% 0,40% 0,38% 0,35% dl l (%) 0,08% 0,06% 0,05% 0,05% 0,05% 0,09% 0,08% 0,07% dbrandstof (kg/h) 0,0483 0,0525 0,0573 0,0633 0,0709 0,0453 0,0565 0,0636 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,184 0,183 0,182 0,182 0,182 0,183 0,182 0,182 dco 2 (vol%) 0,367 0,369 0,369 0,369 0,368 0,367 0,369 0,368 dno x (ppm) 99,2 100,5 100,1 103,1 103,6 102,7 104,7 104,4 dη i (%) 0,11% 0,09% 0,08% 0,07% 0,07% 0,09% 0,08% 0,07% dbsfc (g/ekwh) 6,68 5,95 5,57 5,45 5,40 4,72 4,50 4,26 dco2 (g/ekwh) 36,14 35,89 35,71 36,42 37,27 32,16 32,34 32,64 dco (g/ekwh) 7,08 7,04 7,04 7,16 7,43 6,50 6,42 6,56 dnox (g/ekwh) 0,86 0,88 0,87 0,94 0,98 0,84 0,87 0,88 135

151 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: Benzine atmosferisch 20 tot 60 Nm Benzine Datum 24/03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/2011 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 19,5 29,0 14,0 26,0 35,0 19,5 32,0 41,5 MAF (g/s) 11,19 17,30 8,90 15,38 23,603 10,59 19,71 27,86 brandstofdebiet (g/s) 0,77 1,19 0,61 1,05 1,62 0,72 1,35 1,91 T exhaust ( C) 700,7 773,3 583,7 713,7 788,0 603,0 718,0 775,0 No x (ppm) 986,0 1603,0 2480,0 2153,0 2625,0 3038,0 2779,0 3342,6 CO 2 (vol%) 14,564 14,632 14,420 14,656 14,746 14,635 14,709 14,632 CO (vol%) 0,187 0,269 0,212 0,289 0,274 0,199 0,432 0,296 O 2 (vol%) 0,990 0,617 1,039 0,850 0,706 1,002 0,680 0,830 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 5,236 7,330 6,283 10,472 14,661 9,425 15,708 21,991 brandstofverbruik B (kg/h) 2,760 4,267 2,194 3,792 5,820 2,610 4,860 6,870 b e = BSFC (g/ekwh) 527,12 582,05 349,23 362,11 396,98 276,93 309,40 312,40 MAF (kg/h) 40,296 62,293 32,037 55,363 84,972 38,106 70, ,302 BMEP (bar) 1,410 1,410 2,819 2,819 2,819 4,229 4,229 4,229 leveringsgraad λ l (%) 25,10% 27,72% 33,26% 34,49% 37,81% 39,56% 44,20% 44,63% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 106, , , , , , , ,920 imep (bar) 2,382 2,745 3,867 3,919 4,234 5,204 5,300 5,740 Pi 8,849 14,279 8,620 14,561 22,020 11,601 19,690 29,857 pmep (bar) -0,707-0,802-0,639-0,625-0,721-0,501-0,539-0,618 Cov 0,074 0,355 0,012 0,210 0,024 0,010 0,019 0,014 η m (%) 59,17% 51,34% 72,89% 71,92% 66,58% 81,24% 79,78% 73,66% η i (%) 26,91% 28,08% 32,97% 32,22% 31,75% 37,30% 34,00% 36,47% η e (%) 15,92% 14,42% 24,03% 23,17% 21,14% 30,30% 27,12% 26,86% Emissies (g/ekwh) Nox 12,015 21,378 20,166 17,816 23,709 19,353 19,425 23,887 CO2 1657, , , , , , , ,931 CO 13,542 21,292 10,254 14,189 14,675 7,528 17,888 12,552 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1574 0,2202 0,0965 0,1585 0,2209 0,0993 0,1602 0,2221 dη e (%) 0,55% 0,44% 0,46% 0,42% 0,38% 0,61% 0,40% 0,36% dl l (%) 0,04% 0,01% 0,04% 0,04% 0,05% 0,09% 0,07% 0,06% dbrandstof (kg/h) 0,0454 0,0219 0,0253 0,0384 0,0546 0,0451 0,0512 0,0586 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,182 0,183 0,182 0,183 0,183 0,182 0,184 0,183 dco 2 (vol%) 0,371 0,371 0,369 0,372 0,372 0,371 0,372 0,371 dno x (ppm) 84,9 91,0 99,8 96,5 101,3 105,4 102,8 108,4 dη i (%) 0,11% 0,04% 0,10% 0,08% 0,08% 0,16% 0,09% 0,08% dbsfc (g/ekwh) 18,07 17,74 6,71 6,59 7,04 5,61 4,54 4,13 dco2 (g/ekwh) 85,03 88,61 47,06 47,55 51,80 37,50 38,68 39,18 dco (g/ekwh) 13,18 14,49 8,82 8,99 9,80 6,89 7,65 7,77 dnox (g/ekwh) 1,16 1,50 1,07 1,00 1,20 0,95 0,94 1,07 136

152 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: Benzine - atmosferisch 80 Nm Benzine Datum 24/03/ /03/ /03/2011 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 27,0 27,0 48,5 MAF (g/s) 14,23 23,36 33,96 brandstofdebiet (g/s) 0,97 1,60 2,33 T exhaust ( C) 602,3 712,0 770,0 No x (ppm) 3488,4 3386,0 3749,4 CO 2 (vol%) 14,520 14,634 14,608 CO (vol%) 0,223 0,382 0,378 O 2 (vol%) 1,060 0,765 0,790 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 12,566 20,944 29,322 brandstofverbruik B (kg/h) 3,510 5,760 8,373 b e = BSFC (g/ekwh) 279,32 275,02 285,57 MAF (kg/h) 51,246 84, ,251 BMEP (bar) 5,638 5,638 5,638 leveringsgraad λ l (%) 53,20% 52,38% 54,39% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 299, , ,780 imep (bar) 6,712 6,742 6,993 Pi 14,961 25,048 36,374 pmep (bar) -0,396-0,426-0,531 Cov 0,012 0,011 0,016 η m (%) 83,99% 83,61% 80,61% η i (%) 35,77% 36,49% 36,45% η e (%) 30,04% 30,51% 29,39% Emissies (g/ekwh) Nox 22,536 21,192 24,410 CO2 875, , ,288 CO 8,562 14,177 14,596 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1031 0,1626 0,2239 dη e (%) 0,47% 0,37% 0,30% dl l (%) 0,13% 0,09% 0,07% dbrandstof (kg/h) 0,0472 0,0543 0,0578 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,182 0,184 0,184 dco 2 (vol%) 0,370 0,371 0,371 dno x (ppm) 109,9 108,9 112,5 dη i (%) 0,12% 0,09% 0,06% dbsfc (g/ekwh) 4,40 3,36 2,94 dco2 (g/ekwh) 36,21 33,93 34,80 dco (g/ekwh) 7,00 6,84 7,11 dnox (g/ekwh) 1,02 0,94 1,03 137

153 Bijlage C. Meetresultaten Audi: Benzine - beide compressieverhoudingen - 10 Nm Benzine - lage compressieverhouding Benzine - hoge compressieverhouding Datum 28/10/ /10/ /10/ /10/ /10/ /03/ /03/ /03/ /03/ /03/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 17,7 17,7 17,7 17,7 17,7 23,2 23,2 23,2 23,2 23,2 relative humidity (%) 60,1 60,1 60,1 60,1 60,1 29,3 29,3 29,3 29,3 29,3 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 4,0 7,5 10,5 15,5 20,0 0,0 2,5 6,5 11,0 16,0 MAF (g/s) 2,50 3,26 4,05 4,88 5,72 1,93 2,64 3,25 3,98 4,92 brandstofdebiet (g/s) 0,17 0,23 0,29 0,35 0,41 0,17 0,22 0,27 0,33 0,39 T exhaust ( C) 423,1 474,6 513,8 543,9 573,5 407,4 455,0 510,1 540,9 554,3 No x (ppm) 2746,1 2674,6 3052,4 3223,0 3157,3 2497,6 2960,7 2655,4 2911,8 3003,0 CO 2 (vol%) 14,449 14,413 14,473 14,537 14,636 14,233 14,289 14,498 14,674 14,691 CO (vol%) 0,406 0,427 0,328 0,451 0,337 0,467 0,329 0,337 0,388 0,349 O 2 (vol%) 1,128 1,152 1,152 0,911 0,903 1,575 1,657 1,375 1,116 1,143 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 1,571 2,094 2,618 3,142 3,665 1,571 2,094 2,618 3,142 3,665 brandstofverbruik B (kg/h) 0,620 0,840 1,040 1,260 1,480 0,600 0,780 0,960 1,180 1,420 b e = BSFC (g/ekwh) 394,70 401,07 397,25 401,07 403,80 381,97 372,42 366,69 375,61 387,43 MAF (kg/h) 0,000 12,264 15,184 18,396 21,608 0,000 11,388 14,016 17,228 20,732 BMEP (bar) 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 leveringsgraad λ l (%) 40,95% 40,05% 39,74% 39,93% 40,10% 32,07% 32,83% 32,30% 33,03% 34,97% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 177, , , , , , , , , ,509 imep (bar) 4,575 4,594 4,652 4,792 4,697 3,997 3,861 4,349 4,111 4,532 Pi 2,222 2,974 3,765 4,654 5,323 1,946 2,506 3,529 4,003 5,148 Cov 0,017 0,017 0,015 0,019 0,020 0,016 0,014 0,017 0,017 0,018 η m (%) 70,71% 70,41% 69,54% 67,50% 68,86% 80,72% 83,57% 74,18% 78,49% 71,19% η i (%) 30,07% 29,71% 30,38% 31,00% 30,18% 27,22% 26,96% 30,85% 28,47% 30,42% η e (%) 21,26% 20,92% 21,12% 20,92% 20,78% 21,97% 22,53% 22,88% 22,34% 21,66% Emissies (g/ekwh) Nox 25,335 25,096 28,434 29,978 29,592 20,444 23,745 20,698 22,940 24,434 CO2 1219, , , , , , , , , ,225 CO 21,812 23,334 17,800 24,401 18,376 24,536 16,948 16,843 19,563 18,177 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0944 0,1258 0,1572 0,1886 0,2200 0,0944 0,1258 0,1572 0,1886 0,2200 dη e (%) 1,61% 1,44% 1,39% 1,34% 1,31% 1,68% 1,58% 1,53% 1,45% 1,37% dl l (%) 3,06% 2,29% 1,83% 1,53% 1,31% 3,06% 2,30% 1,84% 1,53% 1,32% dbrandstof (kg/h) 0, , , , , ,0284 0,0284 0,0285 0,0287 0,0288 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,184 0,184 0,183 0,185 0,183 0,185 0,183 0,183 0,184 0,183 dco 2 (vol%) 0,369 0,369 0,370 0,370 0,371 0,367 0,368 0,370 0,372 0,372 dno x (ppm) 102,5 101,7 105,5 107,2 106,6 100,0 104,6 101,6 104,1 105,0 dη i (%) 1,38% 1,01% 0,84% 0,71% 0,59% 1,29% 0,99% 0,92% 0,69% 0,62% dbsfc (g/ekwh) 29,82 27,66 26,23 25,75 25,48 29,21 26,17 24,56 24,32 24,55 dco2 (g/ekwh) 103,21 97,53 94,11 92,15 92,30 100,55 92,65 87,75 87,14 88,69 dco (g/ekwh) 10,04 10,22 10,03 10,13 10,08 9,91 9,53 9,25 9,37 9,64 dnox (g/ekwh) 2,25 2,10 2,27 2,32 2,27 1,86 1,99 1,70 1,81 1,89 138

154 Bijlage C. Meetresultaten Audi: Methanol - beide compressieverhoudingen - 10 Nm Methanol - lage compressieverhouding Methanol - hoge compressieverhouding Datum 21/10/ /10/ /10/ /10/ /10/ /03/ /03/ /03/ /03/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) ,4 21,4 21,4 21,4 relative humidity (%) 38,9 38,9 38,9 38,9 38,9 30,4 30,4 30,4 30,4 Variërende grootheden M ingesteld (Nm) 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 5,5 8,0 11,5 15,0 19,5 2,5 7,0 9,5 13,5 MAF (g/s) 2,38 3,05 3,75 4,41 5,34 2,25 2,96 3,59 4,52 brandstofdebiet (g/s) 0,36 0,47 0,58 0,69 0,81 0,39 0,50 0,59 0,75 T exhaust ( C) 408,8 463,6 502,4 531,7 556,3 444,7 493,5 522,9 538,5 No x (ppm) 1555,6 1426,3 1561,6 1401,1 1915,8 1824,0 1604,9 1861,1 2091,3 CO 2 (vol%) 14,062 14,161 14,098 13,705 14,238 14,071 14,165 14,167 14,305 CO (vol%) 0,457 0,437 0,254 0,330 0,364 0,436 0,480 0,329 0,374 O 2 (vol%) 1,258 0,963 1,040 1,477 0,913 1,465 1,304 1,170 1,049 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 1,571 2,094 2,618 3,142 3,665 2,094 2,618 3,142 3,665 brandstofverbruik B (kg/h) 1,300 1,700 2,100 2,480 2,920 1,420 1,800 2,140 2,700 b e = BSFC (g/ekwh) 827,61 811,69 802,14 789,41 796,68 678,00 687,55 681,18 736,66 MAF (kg/h) 0,000 11,050 13,650 16,120 18,980 9,230 11,700 13,910 17,550 BMEP (bar) 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 3,085 leveringsgraad λ l (%) 42,72% 41,24% 40,55% 39,76% 41,18% 31,18% 32,67% 32,90% 35,56% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 167, , , , , , , , ,704 imep (bar) 4,306 4,261 4,629 4,614 4,777 3,695 4,248 4,185 4,614 Pi 2,091 2,759 3,747 4,481 5,413 2,399 3,447 4,075 5,241 Cov 0,043 0,051 0,028 0,035 0,031 0,034 0,031 0,023 0,031 η m (%) 75,11% 75,92% 69,87% 70,10% 67,71% 87,32% 75,95% 77,09% 69,93% η i (%) 28,83% 29,08% 31,97% 32,38% 33,22% 30,27% 34,31% 34,13% 34,79% η e (%) 21,65% 22,08% 22,34% 22,70% 22,49% 26,43% 26,06% 26,31% 24,33% Emissies (g/ekwh) Nox 13,275 11,887 13,033 11,711 15,668 12,985 11,501 13,319 16,028 CO2 1104, , , , , , , , ,543 CO 22,854 21,317 12,455 16,285 17,423 17,877 19,770 13,563 16,466 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0944 0,1258 0,1572 0,1886 0,2200 0,1258 0,1572 0,1886 0,2200 dη e (%) 1,39% 1,38% 1,38% 1,39% 1,37% 1,70% 1,74% 1,70% 1,57% dl l (%) 3,12% 2,34% 1,87% 1,56% 1,34% 2,36% 1,89% 1,57% 1,35% dbrandstof (kg/h) 0, , , , , ,0329 0,0530 0,0513 0,0647 do 2 (vol%) 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 0,250 dco (vol%) 0,185 0,184 0,183 0,183 0,184 0,184 0,185 0,183 0,184 dco 2 (vol%) 0,366 0,367 0,366 0,362 0,367 0,366 0,367 0,367 0,368 dno x (ppm) 90,6 89,3 90,6 89,0 94,2 93,2 91,0 93,6 95,9 dη i (%) 0,64% 0,50% 0,45% 0,39% 0,35% 0,70% 1,01% 0,82% 0,83% dbsfc (g/ekwh) 52,99 50,68 49,45 48,33 48,53 43,63 45,98 44,03 47,60 dco2 (g/ekwh) 83,09 80,07 79,61 77,85 77,60 68,43 71,07 69,47 74,75 dco (g/ekwh) 9,37 9,11 8,99 9,11 8,87 7,66 7,75 7,62 8,17 dnox (g/ekwh) 1,21 1,11 1,17 1,09 1,31 1,13 1,06 1,16 1,35 139

155 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 97.5% Methanol - 2.5% Water - atmosferisch 20 tot 40 Nm M97.5W2.5 Datum 13/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 4,8 6,6 8,6 6,8 9,2 11,4 13,0 15,6 MAF (g/s) 5,42 9,26 11,93 8,73 12,65 15,52 18,20 24,26 brandstofdebiet (g/s) 0,89 1,19 1,47 1,24 1,54 2,05 2,50 3,00 T exhaust ( C) 314,0 407,2 446,6 363,2 448,0 489,2 509,1 516,8 No x (ppm) ,0 1031,0 962,0 843,0 CO 2 (vol%) 13,5 13,900 14,100 13,900 13,900 13,900 13,800 13,300 CO (vol%) 0,3 0,31 0,43 0,42 0,500 0,540 0,920 1,600 O 2 (vol%) 1,62 1,15 0,8 0,89 0,980 0,710 0,680 0,680 lambda sensor (-) 1,00 0,99 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 3,159 4,461 5,124 6,317 8,401 10,402 12,680 14,731 brandstofverbruik B (kg/h) 3,217 4,279 5,303 4,480 5,531 7,380 8,990 10,784 b e = BSFC (g/ekwh) 1018,59 959, ,98 709,22 658,36 709,43 708,96 732,04 MAF (kg/h) 19,501 33,327 42,942 31,420 45,548 55,886 65,510 87,339 BMEP (bar) 1,325 1,411 1,293 2,652 2,650 2,623 2,673 2,665 leveringsgraad λ l (%) 20,96% 26,24% 26,87% 33,21% 35,56% 35,19% 34,62% 39,18% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 100, , , , , , , ,686 imep (bar) 2,110 2,419 2,325 3,630 3,683 3,754 3,954 4,149 Pi 5,002 7,645 9,182 8,604 11,638 14,828 18,742 22,947 Cov (%) 3,19 2,86 2,16 1,19 1,24 1,25 1,54 1,39 η m (%) 63,15% 58,35% 55,80% 73,42% 72,18% 70,15% 67,65% 64,20% η i (%) 28,89% 33,03% 32,09% 35,66% 39,01% 37,27% 38,55% 39,30% η e (%) 18,24% 19,27% 17,91% 26,18% 28,16% 26,15% 26,08% 25,23% Emissies (g/ekwh) Nox 8,491 6,942 5,363 11,645 8,060 7,804 7,169 6,425 CO2 1330, , , , , , , ,452 CO 18,821 17,782 26,030 17,678 19,427 22,546 37,655 66,799 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0815 0,2247 0,2337 0,1259 0,0889 0,2683 0,5635 0,4578 dη e (%) 0,76% 1,09% 0,90% 0,82% 0,64% 0,79% 1,21% 0,84% dl l (%) 0,07% 0,09% 0,06% 0,10% 0,08% 0,06% 0,07% 0,09% dbrandstof (kg/h) 0,1064 0,1086 0,1106 0,1090 0,1111 0,1148 0,1180 0,1216 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 0,100 0,100 0,100 0,100 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 0,060 0,060 0,060 0,080 dco 2 (vol%) 0,675 0,695 0,705 0,695 0,695 0,695 0,690 0,665 dno x (ppm) 75, ,9 114,5 103,1 96,2 84,3 dη i (%) 0,24% 0,22% 0,18% 0,23% 0,20% 0,16% 0,19% 0,14% dbsfc (g/ekwh) 42,74 54,10 51,92 22,30 14,95 21,37 32,85 24,20 dco2 (g/ekwh) 110,61 114,40 117,19 71,83 63,52 70,52 74,73 66,55 dco (g/ekwh) 3,97 3,70 4,08 2,74 2,57 2,84 3,54 5,10 dnox (g/ekwh) 1,02 0,87 0,67 1,35 0,92 0,90 0,86 0,74 140

156 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 97.5% Methanol - 2.5% Water - atmosferisch 60 tot 100 Nm M97.5W2.5 Datum 13/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 8,6 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 9 11,5 13,9 15,9 18,5 13,4 16,6 19,3 21,8 24,7 MAF (g/s) 12,29 15,84 19,82 25,57 32,23 18,16 26,36 32,74 38,54 44,48 brandstofdebiet (g/s) 1,61 2,15 2,60 3,19 3,88 2,33 3,21 3,80 4,72 5,58 T exhaust ( C) 411,6 496,6 538,7 560,6 592,2 468,3 543,7 588,0 612,5 658,9 No x (ppm) ,0 1692,0 1555,0 1311,0 1020,0 CO 2 (vol%) 14 14,000 13,900 13,700 13,600 14,000 13,900 13,900 13,800 13,700 CO (vol%) 0,57 0,62 0,73 0,82 1,08 0,670 0,740 0,730 0,740 1,020 O 2 (vol%) 0,86 0,76 0,91 0,68 0,7 0,780 0,830 0,910 0,680 0,640 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,542 12,321 15,517 18,643 22,412 15,794 20,995 26,326 31,381 36,252 brandstofverbruik B (kg/h) 5,780 7,741 9,366 11,494 13,954 8,386 11,574 13,688 16,981 20,073 b e = BSFC (g/ekwh) 605,67 628,33 603,62 616,50 622,62 530,96 551,26 519,94 541,11 553,71 MAF (kg/h) 44,228 57,016 71,357 92, ,039 65,363 94, , , ,114 BMEP (bar) 4,002 3,889 3,917 3,923 4,049 6,645 6,621 6,643 6,611 6,550 leveringsgraad λ l (%) 46,26% 45,07% 44,95% 48,08% 51,85% 68,45% 74,11% 73,31% 72,41% 71,84% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 243, , , , , , , , , ,327 imep (bar) 5,140 4,955 5,152 5,259 5,547 7,966 8,051 7,954 7,941 8,193 Pi 12,183 15,657 20,350 24,930 30,677 18,878 25,442 31,419 37,639 45,305 Cov (%) 1,01 1,20 1,07 1,26 1,46 1,28 1,78 1,59 1,35 2,04 η m (%) 78,33% 78,69% 76,25% 74,78% 73,06% 83,66% 82,52% 83,79% 83,37% 80,02% η i (%) 39,18% 37,46% 40,26% 40,18% 40,66% 41,72% 40,76% 42,56% 41,02% 41,74% η e (%) 30,69% 29,48% 30,70% 30,05% 29,71% 34,90% 33,63% 35,66% 34,20% 33,40% Emissies (g/ekwh) Nox 12,013 9,853 8,351 8,416 7,050 10,950 9,845 8,539 7,528 5,936 CO2 777, , , , , , , , , ,098 CO 20,136 22,644 25,596 29,588 38,926 20,608 23,679 22,047 23,404 32,606 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1698 0,2273 0,3139 0,4505 0,3525 0,4210 0,3186 0,4330 0,5480 0,6771 dη e (%) 0,80% 0,70% 0,73% 0,79% 0,54% 1,05% 0,62% 0,67% 0,66% 0,67% dl l (%) 0,13% 0,11% 0,12% 0,11% 0,08% 0,15% 0,11% 0,13% 0,09% 0,06% dbrandstof (kg/h) 0,1116 0,1155 0,1187 0,1230 0,1279 0,1168 0,1231 0,1274 0,1340 0,1401 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,060 0,060 0,060 0,060 0,060 dco 2 (vol%) 0,7 0,7 0,695 0,685 0,68 0,700 0,695 0,695 0,690 0,685 dno x (ppm) 187,2 148, ,5 107,5 195,7 169,2 155,5 131,1 102,0 dη i (%) 0,22% 0,15% 0,15% 0,15% 0,12% 0,30% 0,14% 0,13% 0,13% 0,12% dbsfc (g/ekwh) 15,90 14,91 14,41 16,29 11,33 15,97 10,22 9,83 10,37 11,04 dco2 (g/ekwh) 58,96 60,19 57,20 58,49 55,62 52,14 51,12 48,32 50,25 50,11 dco (g/ekwh) 2,41 2,53 2,54 2,73 2,96 2,21 2,30 2,16 2,27 2,58 dnox (g/ekwh) 1,38 1,12 0,95 0,96 0,79 1,26 1,11 0,96 0,85 0,67 141

157 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 97.5% Methanol - 2.5% Water - atmosferisch 120 Nm M97.5W2.5 Datum 13/04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 8,6 8,6 8,6 8,6 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 21,4 23,1 25,7 27,8 MAF (g/s) 28,44 36,30 42,81 49,78 brandstofdebiet (g/s) 3,16 3,95 5,12 6,37 T exhaust ( C) 550,5 619,3 643,0 680,0 No x (ppm) CO 2 (vol%) 13,5 13,700 13,900 13,900 CO (vol%) 0,88 0,78 0,86 0,95 O 2 (vol%) 1,23 1,1 0,82 0,64 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 22,113 29,552 36,705 43,714 brandstofverbruik B (kg/h) 11,370 14,205 18,436 22,934 b e = BSFC (g/ekwh) 514,18 480,67 502,29 524,64 MAF (kg/h) 102, , , ,194 BMEP (bar) 9,279 9,331 9,268 9,231 leveringsgraad λ l (%) 105,46% 101,09% 96,18% 94,16% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 505, , , ,085 imep (bar) 10,664 10,554 10,667 11,014 Pi 25,274 33,350 42,136 52,208 Cov (%) 1,92 1,70 1,55 1,39 η m (%) 87,49% 88,61% 87,11% 83,73% η i (%) 41,30% 43,48% 42,34% 42,03% η e (%) 36,13% 38,53% 36,88% 35,19% Emissies (g/ekwh) Nox 9,670 8,295 8,334 6,545 CO2 644, , , ,685 CO 26,741 22,004 24,870 28,521 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,8485 0,3739 0,4572 0,7654 dη e (%) 1,43% 0,60% 0,53% 0,66% dl l (%) 0,29% 0,12% 0,13% 0,08% dbrandstof (kg/h) 0,1227 0,1284 0,1369 0,1459 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 dco 2 (vol%) 0,675 0,685 0,695 0,695 dno x (ppm) 175,7 162,1 158,2 119,5 dη i (%) 0,39% 0,15% 0,12% 0,10% dbsfc (g/ekwh) 20,50 7,47 7,28 9,77 dco2 (g/ekwh) 52,10 43,90 45,44 47,67 dco (g/ekwh) 2,49 2,05 2,16 2,35 dnox (g/ekwh) 1,14 0,93 0,93 0,74 142

158 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 95% Methanol - 5% Water - atmosferisch 20 tot 40 Nm M95W5 Datum 12/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 5,1 6,9 8,1 7,3 9,4 11,0 13,0 14,6 MAF (g/s) 5,63 9,68 11,68 9,39 13,26 15,44 18,19 23,27 brandstofdebiet (g/s) 1,08 1,31 1,44 1,46 1,77 2,04 2,50 2,99 T exhaust ( C) 323,3 444,0 429,1 369,6 459,0 486,0 520,6 519,1 No x (ppm) ,0 803,0 713,0 430,0 CO 2 (vol%) 13,5 13,800 13,900 13,700 13,900 13,900 13,800 13,800 CO (vol%) 0,31 0,29 0,58 0,66 0,450 0,570 0,850 1,020 O 2 (vol%) 1,41 1,02 0,65 1,08 0,710 0,700 0,620 0,620 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 0,99 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 3,025 4,310 5,216 6,464 8,431 10,505 12,729 14,536 brandstofverbruik B (kg/h) 3,893 4,702 5,176 5,255 6,373 7,338 8,998 10,764 b e = BSFC (g/ekwh) 1286, ,86 992,40 813,06 755,94 698,50 706,87 740,53 MAF (kg/h) 20,275 34,863 42,037 33,821 47,742 55,595 65,487 83,773 BMEP (bar) 1,273 1,370 1,319 2,718 2,666 2,654 2,671 2,712 leveringsgraad λ l (%) 22,57% 28,03% 26,63% 36,56% 38,13% 35,43% 34,82% 39,31% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 116, , , , , , , ,177 imep (bar) 2,455 2,558 2,264 4,160 3,882 3,760 3,859 4,012 Pi 5,819 8,083 8,943 9,860 12,269 14,851 18,293 22,187 Cov (%) 1,40 2,24 2,56 1,18 1,73 1,27 1,86 1,48 η m (%) 51,99% 53,32% 58,32% 65,55% 68,72% 70,74% 69,58% 65,52% η i (%) 28,61% 32,66% 33,01% 35,93% 36,78% 38,72% 39,01% 38,14% η e (%) 14,87% 17,42% 19,25% 23,56% 25,27% 27,39% 27,14% 24,99% Emissies (g/ekwh) Nox 11,584 7,805 4,630 11,635 8,943 6,161 5,483 3,433 CO2 1626, , , , , , , ,326 CO 23,771 18,473 32,704 30,745 19,504 22,638 33,741 41,929 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1292 0,1812 0,2052 0,1178 0,1306 0,2933 0,2839 0,7804 dη e (%) 0,76% 0,84% 0,86% 0,65% 0,59% 0,88% 0,70% 1,42% dl l (%) 0,10% 0,08% 0,08% 0,12% 0,08% 0,06% 0,09% 0,09% dbrandstof (kg/h) 0,1078 0,1094 0,1104 0,1105 0,1127 0,1147 0,1180 0,1215 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 0,100 0,100 0,100 0,100 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 0,060 0,060 0,060 0,060 dco 2 (vol%) 0,675 0,69 0,695 0,685 0,695 0,695 0,690 0,690 dno x (ppm) 79 63, ,5 107,0 80,3 71,3 50,0 dη i (%) 0,21% 0,20% 0,19% 0,21% 0,17% 0,17% 0,15% 0,14% dbsfc (g/ekwh) 65,49 52,42 44,40 22,62 17,78 22,35 18,29 40,63 dco2 (g/ekwh) 143,03 119,37 103,48 76,36 71,20 67,67 64,61 79,32 dco (g/ekwh) 4,91 4,04 4,04 3,31 2,82 2,74 3,04 3,95 dnox (g/ekwh) 1,42 0,95 0,63 1,34 1,02 0,72 0,63 0,47 143

159 Bijlage C. Meetresultaten Volvo: 95% Methanol - 5% Water - atmosferisch 60 tot 100 Nm M95W5 Datum 12/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 9,2 11,7 13,4 15,7 18,3 13,9 16,8 18,8 21,6 24,3 MAF (g/s) 12,90 16,45 18,93 25,76 32,46 18,73 27,18 31,89 38,46 44,55 brandstofdebiet (g/s) 1,86 2,46 2,63 3,25 4,01 2,64 3,38 3,80 4,79 5,73 T exhaust ( C) 424,0 509,6 533,7 552,2 590,5 469,5 558,1 586,9 611,2 659,3 No x (ppm) ,0 1515,0 1302,0 1146,0 820,0 CO 2 (vol%) 13,6 13,900 13,800 13,700 13,700 13,500 13,800 13,700 13,900 13,800 CO (vol%) 0,56 0,6 0,62 1,06 1,12 0,760 0,850 0,690 0,840 1,200 O 2 (vol%) 1,16 0,75 0,77 0,74 0,56 1,140 0,700 0,850 0,700 0,570 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,587 12,574 15,165 18,867 22,378 15,815 21,198 25,999 31,631 36,527 brandstofverbruik B (kg/h) 6,691 8,843 9,457 11,689 14,449 9,522 12,172 13,670 17,260 20,610 b e = BSFC (g/ekwh) 697,88 703,24 623,59 619,55 645,67 602,07 574,20 525,79 545,68 564,25 MAF (kg/h) 46,435 59,216 68,155 92, ,859 67,415 97, , , ,374 BMEP (bar) 4,025 3,981 3,828 3,966 4,038 6,659 6,704 6,562 6,695 6,583 leveringsgraad λ l (%) 49,66% 47,96% 43,64% 48,94% 52,84% 72,15% 77,60% 72,34% 73,49% 72,71% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 257, , , , , , , , , ,485 imep (bar) 5,422 5,546 5,241 5,327 5,651 8,033 8,227 8,090 8,327 8,259 Pi 12,851 17,525 20,703 25,248 31,248 19,037 25,997 31,955 39,469 45,673 Cov (%) 1,31 1,53 1,23 1,78 1,68 1,21 1,42 1,64 1,58 1,70 η m (%) 74,60% 71,75% 73,25% 74,73% 71,62% 83,07% 81,54% 81,36% 80,14% 79,97% η i (%) 36,85% 37,81% 41,91% 41,38% 41,37% 38,24% 40,79% 44,76% 43,51% 42,44% η e (%) 27,49% 27,13% 30,70% 30,92% 29,62% 31,77% 33,26% 36,41% 34,87% 33,94% Emissies (g/ekwh) Nox 11,492 10,727 7,397 6,319 4,365 11,071 9,464 7,552 6,771 4,942 CO2 866, , , , , , , , , ,979 CO 22,708 23,941 22,059 36,604 40,143 26,401 27,408 20,743 25,583 37,134 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1827 0,3412 0,2949 0,4851 0,4441 0,3892 0,3104 0,3278 0,4252 0,6780 dη e (%) 0,70% 0,82% 0,71% 0,86% 0,64% 0,88% 0,59% 0,57% 0,54% 0,67% dl l (%) 0,12% 0,18% 0,11% 0,12% 0,07% 0,18% 0,14% 0,09% 0,08% 0,09% dbrandstof (kg/h) 0,1134 0,1177 0,1189 0,1234 0,1289 0,1190 0,1243 0,1273 0,1345 0,1412 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,060 0,060 0,060 0,060 0,060 dco 2 (vol%) 0,68 0,695 0,69 0,685 0,685 0,675 0,690 0,685 0,695 0,690 dno x (ppm) 147,4 139,1 107,7 94,3 62,7 165,5 151,5 130,2 114,6 82,0 dη i (%) 0,19% 0,15% 0,16% 0,17% 0,12% 0,25% 0,14% 0,13% 0,11% 0,12% dbsfc (g/ekwh) 17,80 21,25 14,44 17,22 14,05 16,62 10,25 8,24 8,48 11,16 dco2 (g/ekwh) 65,46 67,31 57,62 55,95 56,42 55,85 50,82 46,93 48,03 48,60 dco (g/ekwh) 2,75 2,78 2,46 2,92 3,04 2,57 2,42 2,11 2,26 2,69 dnox (g/ekwh) 1,32 1,24 0,84 0,72 0,49 1,27 1,07 0,85 0,76 0,56 144

160 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 95% Methanol - 5% Water - atmosferisch 120 Nm M95W5 Datum 12/04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 10,4 10,4 10,4 10,4 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 23,7 24,8 26,8 30 MAF (g/s) 36,76 42,60 49,16 57,60 brandstofdebiet (g/s) 4,08 5,25 6,29 7,75 T exhaust ( C) 642,5 636,8 671,6 704,9 No x (ppm) CO 2 (vol%) 13,5 13,600 13,700 13,900 CO (vol%) 0,84 0,88 1,15 1,32 O 2 (vol%) 0,98 0,98 0,67 0,58 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 29,467 36,746 43,510 50,891 brandstofverbruik B (kg/h) 14,675 18,909 22,649 27,885 b e = BSFC (g/ekwh) 498,00 514,59 520,55 547,93 MAF (kg/h) 132, , , ,367 BMEP (bar) 9,337 9,281 9,166 9,170 leveringsgraad λ l (%) 103,99% 97,03% 93,75% 94,46% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 522, , , ,430 imep (bar) 11,034 11,036 10,504 11,401 Pi 34,867 43,594 49,787 63,050 Cov (%) 1,93 1,82 1,80 2,51 η m (%) 84,51% 84,29% 87,39% 80,71% η i (%) 45,30% 44,11% 42,02% 43,31% η e (%) 38,28% 37,18% 36,72% 34,96% Emissies (g/ekwh) Nox 8,439 7,598 5,783 4,688 CO2 606, , , ,780 CO 24,001 25,729 33,163 39,091 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,5405 0,4921 0,4947 0,8014 dη e (%) 0,78% 0,57% 0,48% 0,58% dl l (%) 0,16% 0,12% 0,12% 0,14% dbrandstof (kg/h) 0,1293 0,1378 0,1453 0,1558 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,066 dco 2 (vol%) 0,675 0,68 0,685 0,695 dno x (ppm) 153,2 134,5 103,2 81 dη i (%) 0,19% 0,12% 0,10% 0,10% dbsfc (g/ekwh) 10,14 7,85 6,80 9,16 dco2 (g/ekwh) 44,41 44,96 44,05 46,22 dco (g/ekwh) 2,14 2,20 2,40 2,79 dnox (g/ekwh) 0,95 0,85 0,64 0,52 145

161 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 90% Methanol - 10% Water - atmosferisch 20 tot 40 Nm M90W10 Datum 12/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 5 6,8 8,8 7,2 9,5 11,4 13,5 15,8 MAF (g/s) 5,80 9,68 12,33 9,04 13,20 16,05 19,60 25,82 brandstofdebiet (g/s) 1,09 1,33 1,75 1,43 1,87 2,38 3,01 3,62 T exhaust ( C) 339,9 379,2 467,8 371,2 431,6 503,7 537,2 542,1 No x (ppm) ,0 571,0 697,0 381,0 CO 2 (vol%) 13,2 13,700 13,900 13,300 13,800 13,900 13,900 13,800 CO (vol%) 0,52 0,31 0,45 0,48 0,270 0,600 0,610 1,150 O 2 (vol%) 1,79 1,18 0,86 1,68 1,110 0,690 0,720 0,670 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 3,252 4,351 5,022 6,140 8,398 10,460 12,747 14,530 brandstofverbruik B (kg/h) 3,908 4,799 6,303 5,159 6,742 8,556 10,852 13,018 b e = BSFC (g/ekwh) 1201, , ,09 840,32 802,78 817,90 851,35 895,93 MAF (kg/h) 20,887 34,832 44,380 32,545 47,522 57,788 70,546 92,940 BMEP (bar) 1,369 1,375 1,275 2,587 2,658 2,656 2,692 2,628 leveringsgraad λ l (%) 23,33% 28,05% 28,80% 35,54% 38,45% 37,70% 38,46% 42,91% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 138, , , , , , , ,217 imep (bar) 2,914 2,378 2,630 3,763 3,969 3,949 4,220 4,372 Pi 6,907 7,515 10,390 8,919 12,542 15,600 20,004 24,175 Cov (%) 0,97 2,04 1,52 0,88 1,38 1,34 1,44 1,65 η m (%) 47,08% 57,89% 48,33% 68,83% 66,96% 67,05% 63,73% 60,10% η i (%) 36,14% 31,99% 33,55% 35,33% 37,96% 37,10% 37,58% 37,89% η e (%) 17,01% 18,52% 16,21% 24,32% 25,42% 24,88% 23,95% 22,77% Emissies (g/ekwh) Nox 8,763 4,680 4,388 9,874 5,828 4,924 6,253 3,517 CO2 1398, , , , , , , ,936 CO 35,059 18,786 30,291 22,530 11,857 26,046 27,544 53,034 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,0986 0,2248 0,1969 0,1954 0,1537 0,2338 0,3585 0,2835 dη e (%) 0,70% 1,05% 0,70% 0,93% 0,63% 0,65% 0,73% 0,50% dl l (%) 0,08% 0,09% 0,06% 0,13% 0,09% 0,06% 0,11% 0,09% dbrandstof (kg/h) 0,1078 0,1096 0,1126 0,1103 0,1135 0,1171 0,1217 0,1260 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 0,100 0,100 0,100 0,100 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 0,060 0,060 0,060 0,060 dco 2 (vol%) 0,66 0,685 0,695 0,665 0,690 0,695 0,695 0,690 dno x (ppm) 66, ,2 67,3 57,1 69,7 50,0 dη i (%) 0,26% 0,20% 0,16% 0,22% 0,18% 0,15% 0,14% 0,12% dbsfc (g/ekwh) 49,25 62,31 54,07 32,22 19,96 21,44 25,78 19,52 dco2 (g/ekwh) 114,86 119,22 122,77 79,42 72,51 71,91 76,25 73,18 dco (g/ekwh) 4,65 3,91 4,52 3,16 2,72 3,00 3,16 3,96 dnox (g/ekwh) 1,04 0,69 0,73 1,17 0,67 0,56 0,72 0,50 146

162 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 90% Methanol - 10% Water - atmosferisch 60 tot 100 Nm M90W10 Datum 12/04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 10,4 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 9,4 11,7 13,9 16,2 18,9 13,9 16,6 19,4 22,1 24,5 MAF (g/s) 12,67 16,36 20,73 27,10 33,39 18,51 26,57 33,16 39,04 45,84 brandstofdebiet (g/s) 1,85 2,44 3,05 3,76 4,62 2,69 3,46 4,39 5,39 6,51 T exhaust ( C) 417,0 476,5 541,9 575,3 600,4 472,8 535,6 580,5 606,6 640,7 No x (ppm) ,0 1512,0 1185,0 1092,0 725,0 CO 2 (vol%) 13,5 13,900 13,900 13,800 13,800 13,600 13,800 13,900 13,800 13,500 CO (vol%) 0,33 0,35 0,58 0,69 0,98 0,570 0,620 0,650 0,760 1,400 O 2 (vol%) 1,45 0,87 0,71 0,72 0,61 1,090 0,880 0,760 0,700 0,700 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Berekende grootheden P e (kw) 9,524 12,617 15,585 19,104 22,113 15,638 21,110 26,198 31,555 37,066 brandstofverbruik B (kg/h) 6,669 8,784 10,965 13,518 16,626 9,687 12,446 15,815 19,387 23,439 b e = BSFC (g/ekwh) 700,27 696,21 703,51 707,61 751,86 619,50 589,59 603,67 614,38 632,36 MAF (kg/h) 45,595 58,880 74,644 97, ,207 66,627 95, , , ,036 BMEP (bar) 4,009 3,993 3,950 4,010 3,997 6,691 6,678 6,646 6,686 6,707 leveringsgraad λ l (%) 49,24% 47,92% 48,56% 52,21% 55,37% 73,08% 76,59% 76,80% 75,87% 76,34% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 253, , , , , , , , , ,327 imep (bar) 5,341 5,473 5,466 5,642 5,752 8,208 8,162 8,242 8,468 8,847 Pi 12,658 17,294 21,591 26,745 31,806 19,454 25,791 32,554 40,138 48,922 Cov (%) 0,98 1,48 1,32 1,52 1,68 1,46 1,54 1,57 1,65 1,75 η m (%) 75,24% 72,95% 72,18% 71,43% 69,52% 80,38% 81,85% 80,48% 78,62% 75,77% η i (%) 38,82% 40,18% 40,14% 40,58% 39,06% 40,42% 42,30% 41,93% 42,07% 42,57% η e (%) 29,21% 29,31% 28,98% 28,99% 27,15% 32,49% 34,63% 33,74% 33,07% 32,25% Emissies (g/ekwh) Nox 10,387 7,862 5,717 6,367 4,258 10,834 9,438 7,522 7,051 4,735 CO2 826, , , , , , , , , ,747 CO 12,861 13,161 21,687 25,932 38,364 19,179 19,509 20,754 24,680 45,723 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,1556 0,2599 0,2323 0,5287 0,4868 0,2771 0,2777 0,4082 0,5893 0,6637 dη e (%) 0,69% 0,72% 0,54% 0,84% 0,64% 0,71% 0,57% 0,60% 0,67% 0,61% dl l (%) 0,14% 0,09% 0,09% 0,22% 0,11% 0,14% 0,15% 0,13% 0,10% 0,09% dbrandstof (kg/h) 0,1133 0,1176 0,1219 0,1270 0,1333 0,1194 0,1249 0,1316 0,1388 0,1469 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,100 0,100 0,100 0,100 0,100 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 0,06 0,060 0,060 0,060 0,060 0,070 dco 2 (vol%) 0,675 0,695 0,695 0,69 0,69 0,680 0,690 0,695 0,690 0,675 dno x (ppm) 135,7 105, ,3 54,5 163,0 151,2 118,5 109,2 72,5 dη i (%) 0,19% 0,16% 0,14% 0,14% 0,12% 0,19% 0,13% 0,12% 0,13% 0,11% dbsfc (g/ekwh) 16,51 17,10 13,08 20,68 17,62 13,37 9,76 10,66 12,29 12,00 dco2 (g/ekwh) 62,43 62,31 60,11 62,52 62,86 53,47 49,81 51,06 51,78 49,75 dco (g/ekwh) 2,45 2,38 2,53 2,71 3,15 2,28 2,15 2,21 2,36 3,28 dnox (g/ekwh) 1,19 0,90 0,65 0,73 0,48 1,23 1,06 0,85 0,80 0,53 147

163 Bijlage C. Meetresultaten Volkswagen TDi: 90% Methanol - 10% Water - atmosferisch 120 Nm M90W10 Datum 12/04/ /04/ /04/ /04/2012 Omgevingsvoorwaarden p atmosphere (Pa) T atmosphere ( C) 10,4 10,4 10,4 10,4 relative humidity (%) Variërende grootheden M ingesteld (Nm) toerental ingesteld (rpm) Gemeten grootheden MBT-timing ( ca BTDC) TP (%) 23,3 25,7 28,5 30,3 MAF (g/s) 35,70 42,79 50,20 56,27 brandstofdebiet (g/s) 4,32 5,77 7,18 8,47 T exhaust ( C) 562,4 609,7 665,4 671,0 No x (ppm) CO 2 (vol%) 13,6 13,700 13,800 13,900 CO (vol%) 0,64 0,8 0,83 1,15 O 2 (vol%) 1,13 0,88 0,74 0,68 lambda sensor (-) 1,00 1,00 1,00 1,01 Berekende grootheden P e (kw) 29,202 36,875 44,241 50,960 brandstofverbruik B (kg/h) 15,561 20,768 25,836 30,505 b e = BSFC (g/ekwh) 532,89 563,21 583,99 598,60 MAF (kg/h) 128, , , ,563 BMEP (bar) 9,238 9,358 9,351 9,222 leveringsgraad λ l (%) 102,12% 99,34% 97,73% 94,38% Geïndiceerde grootheden W i (Joule/Cycle) 513, , , ,930 imep (bar) 10,827 11,236 11,101 11,792 Pi 34,213 44,382 52,621 65,208 Cov (%) 1,54 1,78 2,31 1,95 η m (%) 85,35% 83,09% 84,07% 78,15% η i (%) 44,88% 43,51% 41,49% 43,59% η e (%) 38,31% 36,15% 34,88% 34,07% Emissies (g/ekwh) Nox 8,106 7,886 5,895 5,062 CO2 615, , , ,453 CO 18,433 23,914 25,497 35,198 Berekende nauwkeurigheden dp e (kw) 0,6138 0,6850 0,6065 0,9201 dη e (%) 0,87% 0,72% 0,52% 0,64% dl l (%) 0,20% 0,12% 0,09% 0,12% dbrandstof (kg/h) 0,1311 0,1415 0,1517 0,1610 do 2 (vol%) 0,1 0,1 0,1 0,1 dco (vol%) 0,06 0,06 0,06 0,06 dco 2 (vol%) 0,68 0,685 0,69 0,695 dno x (ppm) 142,3 132,8 96,4 82,5 dη i (%) 0,20% 0,15% 0,10% 0,11% dbsfc (g/ekwh) 12,07 11,14 8,71 11,26 dco2 (g/ekwh) 45,86 47,20 48,06 48,39 dco (g/ekwh) 2,01 2,21 2,27 2,60 dnox (g/ekwh) 0,92 0,89 0,66 0,57 148

164 Bijlage D Kalibratie van druksensoren Het is essentieel om een correct gekalibreerde sensor te gebruiken om goede drukverlopen te kunnen opmeten. In dit hoofdstuk zal eerst worden ingegaan op de verschillende soorten druksensoren en vervolgens zal worden uitgelegd hoe men een druksensor kalibreert aan de hand van de dead weight test. D.1 Soorten druksenoren In het labo worden twee types druksensoren gebruikt: piëzoresistieve en piëzo-elektrische. Piëzoresistieve sensoren meten de absolute druk, sturen een voltage uit dat evenredig is met deze absolute druk en worden gebruikt om de druk in het inlaat- en uitlaatkanaal van een motor te meten. Meestal wordt de sensor in het uitlaatkanaal gekoeld aangezien dit type sensoren niet tegen hoge temperaturen bestendig is. Het is van fundamenteel belang om dit type sensoren altijd op de versterker aan te sluiten waarmee ze gekalibreerd zijn omdat de kalibratiefactor afhankelijk is van de gekoppelde versterker. Daarnaast zijn deze sensoren niet onderhevig aan potentiaaldrift zodat de sensor altijd hetzelfde voltage blijft uitsturen bij een constant blijvende druk. Piëzo-elektrische druksensoren registreren een relatieve druk en sturen eveneens een voltage uit dat evenredig is met deze relatieve druk. Dit type wordt doorgaans aangewend om het drukverloop in de cilinder te bepalen en werkt samen met een piëzoresistieve sensor in de inlaatspuitstuk om de opgemeten relatieve druk te corrigeren naar de absolute. Daarom is het van belang om voor elke meting het voltage dat wordt uitgestuurd door de piëzoresistieve sensor bij atmosfeerdruk op te meten. In tegenstelling tot piëzoresistieve sensoren hangt bij piëzo-elektrische sensoren de kalibratiefactor enkel af van de gebruikte sensor en niet van de combinatie van sensor en versterker. Men kan namelijk de kalibratiefactor van deze druksensor in pc/bar instellen op de versterker zodat de versterker altijd een voltage uitstuurt met het gewenste aantal bar per volt. Een nadeel aan dit type sensoren is het feit dat deze sensoren onderhevig zijn aan drift: het uitgestuurde voltage zal 149

165 Bijlage D. Kalibratie van druksensoren variëren ook al blijft de druk identiek. Voor metingen waarbij de druk continu verandert, is dit geen probleem, maar indien men de sensor kalibreert via een dead weight test kan dit de kalibratie bemoeilijken. Snel handelen is hier dus de boodschap. D.2 Kalibratiemethode Zoals eerder gezegd kan de kalibratiefactor van een druksensor bepaald worden via een dead weight test. Hiervoor wordt gebruik gemaakt van het kalibratietoestel en de set gewichten (Figuur D.1) op de werktafel aan de CFR-proefopstelling. Het toestel bestaat uit een zuiger die door middel van een hendel in en uit een cilinder kan bewogen worden, twee druktafels, een oliecircuit en een oliereservoir. Door gewichten op de druktafel te leggen en de positie van deze tafel te regelen kan men de sensor aan een bepaalde druk blootstellen. Indien men een druksensor op dit toestel wil kalibreren kan men gebruik maken van onderstaand stappenplan. Figuur D.1: Kalibratietoestel en de kalibratiegewichten Monteer de sensor samen met een geschikt tussenstuk op het kalibratietoestel, maar draai de sensor nog niet helemaal aan: de lucht die in het kanaal tussen de sensor en het oliecircuit zit, moet nog kunnen ontsnappen langs de schroefdraad wanneer 150

166 Bijlage D. Kalibratie van druksensoren men het toestel luchtvrij maakt. Draai de klep tussen het oliecircuit en de sensor volledig dicht. Controleer of er nog genoeg olie in het reservoir zit. Druk de knop van het oliereservoir in en draai in tegenwijzerzin aan de grote hendel in het midden van het toestel tot de zuiger volledig naar achter is bewogen. Tijdens deze beweging wordt er olie aangezogen uit het reservoir. Laat de knop van het reservoir los, open de klep tussen het oliecircuit en de sensor en roteer de hendel in wijzerzin zodat er olie in het kanaal tussen het oliecircuit en de druksensor wordt gebracht om het toestel te ontluchten. Herhaal stap 2 tot en met 5 tot er olie uit de schroefdraad tussen het tussenstuk en sensor komt. Het toestel is dan volledig ontlucht. Schroef de sensor volledig vast en sluit de klep tussen het oliecircuit en de druksensor. Verbind de sensor met de corresponderende versterker. Opmerking: wanneer men een pie zo-elektrische sensor kalibreert, stelt men de versterker in met de laatst gekende kalibratiefactor van de sensor en met de gewenste versterkingsfactor (bv 10 bar/v). Zuig opnieuw olie aan uit het oliereservoir tot de cilinder volledig gevuld is en draai nadien de klep tussen het oliecircuit en de sensor compleet open. Draai in wijzerzin aan de hendel tot de linker druktafel omhoog komt en de onderkant zich tussen de twee streepjes op de cilinder rechts van de druktafel bevindt (Figuur D.2). De sensor is nu aan 1,5 kg/cm2 of 1,4715 bar blootgesteld. Figuur D.2: Correcte instelling van de druktafel Meet het voltage dat door de versterker wordt uitgestuurd. 151

167 Bijlage D. Kalibratie van druksensoren Neem een gewicht uit de houten kist dat overeenstemt met een gewenst drukverschil, leg dit op de druktafel en zorg ervoor dat de onderkant van de druktafel tussen de twee streepjes ligt door aan de hendel te draaien. Opmerking: let erop dat de uitgeoefende druk binnen het meetbereik van de sensor blijft! Meet opnieuw het voltage. Deel het uitgeoefende drukverschil door de corresponderende voltageverandering om de versterkingsfactor te bepalen. Herhaal de laatste twee stappen tot het gewenste bereik van de sensor volledig is opgemeten. Aangezien de sensor anders kan reageren op drukdalingen dan op drukstijgingen is het best dat men de vorige stappen herhaalt maar met drukdalingen. Bereken de werkelijke versterkingsfactor door het gemiddelde te nemen van de opgemeten versterkingsfactoren. Als men een piëzoresistieve sensor kalibreert, stemt deze factor overeen met de kalibratiefactor van de met elkaar gekoppelde sensor en versterker. Wanneer men een piëzo-elektrische sensor kalibreert, kan men de kalibratiefactor van de sensor bepalen door de laatst gekende kalibratiefactor te vermenigvuldigen met de ingestelde versterkingsfactor en te delen door de werkelijke. Wanneer men een piëzo-elektrische sensor kalibreert, dient het verhogen van de druk en het opmeten van het voltage elkaar snel op te volgen om drift te vermijden. Daarom is het best dat één persoon het kalibratietoestel hanteert, een tweede persoon telkens het voltage opmeet en dat men de druk van de sensor haalt tussen twee opeenvolgende drukverhogingen. Het kalibreren van de sensor gebeurt dan als volgt: Druktafel afstellen tussen de 2 streepjes (1 s te persoon) Voltage meten (2 e persoon) Gewicht verhogen (1 s te persoon) Druktafel afstellen (1 s te persoon) Voltage opnieuw meten (2 e persoon) Druktafel laten zakken onder de twee streepjes (1 s te persoon) Voor een voorbeeld van het Excel-werkblad waarmee de kalibratiefactor wordt uitgerekend, wordt verwezen naar de CD-rom. 152

168 Bijlage E Klopdetectie in de praktijk Uit hoofdstuk 2 blijkt dat doorgaans 3 technieken worden toegepast om klop te detecteren. De meeste methodes die in de literatuur terug te vinden zijn, maken gebruik van drukmetingen in de cilinder. In deze bijlage wordt een samenvatting gegeven van een aantal methodes die door onderzoekers ontwikkeld zijn. E.1 AVL real-time De basis van deze methode berust op het basisruisniveau. Dit niveau wordt bepaald aan de hand van een zelf te kiezen aantal cycli waarover een gemiddelde referentiedrukpiek en referentiedrukintegraal worden berekend. In steady-state kiest men een groot aantal cycli, bij overgangen een klein aantal. Het basisruisniveau is dus dynamisch en verandert mee met de werkingspunten. Met deze referenties wordt de eigenlijke cyclus vergeleken. Met dit concept worden geluid en vibratieruis uitgefilterd. Algoritmisch verloopt de methode als volgt. Eerst wordt het basisruisniveau bepaald. Vervolgens worden de cilinderdrukmetingen door een hoogdoorlaatfilter en een gelijkrichter gestuurd. Hieruit bepaalt men de klopdrukpiek en de klopintegraal aan de hand van de overdrukcurve. Daaruit worden twee verhoudingen met de referentiewaarden bepaald en die verhoudingen worden uiteindelijk vergeleken met een door de gebruiker opgegeven waarde. Daarnaast wordt de absolute overdrukpiek ook vergeleken met een opgegeven waarde. Er worden dus drie inputs vergeleken met drie opgegeven waarden en hieruit wordt de beslissing met betrekking tot klop gemaakt. Er zijn dan twee outputs: een binaire waarde die klop of geen klop voorstelt en een percentage dat de klopfrequentie aangeeft op basis van de vorige N cycli. 153

169 Bijlage E. Klopdetectie in de praktijk Figuur E.1: AVL real-time algoritme [3] Samengevat worden vier resultaten berekend, gevisualiseerd en opgeslagen in real-time: de klopdrukpiekverhouding, de klopintegraalverhouding, het klopoptreden en de klopfrequentie (in %). Aan deze methode zijn enkele nadelen verbonden: De methode moet op elke motor gekalibreerd worden met behulp van verschillende tijdrovende try-outmetingen tot en met de klopgrens waarbij de kloppiekdruk en de klopdrukintegraal worden opgevolgd. Het aantal cycli nodig voor de berekening van het basisruisniveau is moeilijk te bepalen. Het basisruisniveau zelf is oorzaak van de gelimiteerde responstijd van de methode. Er zijn ook nog enkele interne drempels voor de piekdruk en de integraalwaarde nodig om de sensitiviteit van het basisruisniveau te verminderen. Toch is deze methode zeer betrouwbaar. 154

170 Bijlage E. Klopdetectie in de praktijk E.2 FEV CAS Naast de basis van de kloppiekdruk en de klopdrukintegraal (Figuur E.2) berust deze methode op een soort klopfunctie die wordt verkregen door een bepaald gewicht te geven aan elke drukpiek. Men stelt een tabel op met drie kolommen: factor, minimale drukamplitude en maximale drukamplitude. Voor elke drukpiek wordt dan de juiste factor toegepast en uiteindelijk krijgt men een waarde die karakteristiek is voor de klop. De gewichten kunnen worden getuned met het oog op het meest nauwkeurige eindresultaat. Figuur E.2: Gelijkgericht signaal en klopdrukintegraal [3] Een belangrijke indicator die hierbij kan worden gebruikt om borderlineklop te bepalen, is de kwadratische klopintensiteit. Die wordt gedefinieerd als de geïntegreerde waarde van het kwadraat van de gelijkgerichte en gefilterde klopcurve. Deze waarde blijft ongeveer constant tot aan de eerste lichte klop en stijgt bijzonder snel bij toenemende klop. E.3 AVL Knock Index Ook deze methode werkt met een gewogen berekening van een klopfunctie, de klopindex. De focus ligt opnieuw op het optreden van de klop en de amplitude ervan. Er worden gewichtsfactoren toegepast op elke drukpiekcategorie en ook op elke cyclus individueel. De som van de gewichten wordt gedeeld door het aantal bekeken cycli. Net als bij FEV CAS worden bij deze methode de gewichten getuned om de klop zo 155

171 Bijlage E. Klopdetectie in de praktijk nauwkeurig mogelijk te voorspellen en om de respons van het algoritme te bepalen. Er kan bijvoorbeeld een kleine offset worden gegeven om de allerkleinste drukpieken niet in rekening te brengen. De methode wordt uitgedragen over 300 tot 1000 cycli. Uiteindelijk wordt de Knock Index (KI) als eindwaarde geëvalueerd. Hierbij wordt algemeen aangenomen dat bij een KI kleiner dan 2,5 langere periodes van klop kunnen worden getolereerd zonder schade te veroorzaken. Het nadeel van deze methode is de trage transiënte respons aangezien een groot aantal cycli nodig is voor één enkele berekening. Een ogenblikkelijke grote waarde van de druk zou op deze manier niet onmiddellijk kunnen worden gedetecteerd. Dit kan worden verholpen door een absolute alarmdrukpiek op te geven waarmee elke drukpiek wordt vergeleken. E.4 AVL Transiënt Het nadeel van de vorige methode in verband met de trage transiënte respons mag niet worden onderschat aangezien klop in elke situatie snel gedetecteerd moet kunnen worden. AVL ontwikkelde een methode die enkel de betrokken cyclus gebruikt om te bepalen of er al dan niet klop optreedt. Dit leidt tot een zeer dynamische respons. De ruwe drukmetingen worden door een laagdoorlaatfilter gestuurd. De piek in het laagdoorlaat gefilterde signaal bepaalt een prepiek- en een postpiekzone waarbij de piek de druk bij het eind van de verbranding voorstelt. In beide zones wordt vervolgens een hoogdoorlaatintegraal berekend. De integraal van de prepiekzone wordt als referentie gebruikt voor de integraal van de postpiekzone. Door deze opdeling wordt de interferentie van bijvoorbeeld pijpdrukgolven net na de verbranding geïsoleerd van de eigenlijke kloposcillatie. De verhouding van beide integralen wordt uiteindelijk gebruikt als karakteristieke waarde voor de klopintensiteit. Men verkrijgt een binaire waarde van klop of geen klop en een klopfrequentie (in %). E.5 Logarithmic knock intensity Hudson et al. [13] stellen dat, zodra er klop optreedt, de frequenties van de drukoscillaties tussen 6 en 25 khz liggen. Om zeker te zijn dat geen informatie van de oscillaties verloren gaat, moet volgens het Nyquist-criterium de samplefrequentie minstens het dubbele zijn van de maximale frequentie. In dit geval moet de samplefrequentie groter zijn dan 50 khz. Dit wordt duidelijk in Figuur E.3 waarin een kloppende en niet-kloppende cyclus worden vergeleken in het tijds- en frequentiedomein. Door het druksignaal te filteren met een hoogdoorlaatfilter met de juiste parameters kan men gemakkelijk een niet-kloppende en kloppende cyclus van elkaar onderscheiden. Aan- 156

172 Bijlage E. Klopdetectie in de praktijk gezien de drukoscillaties zich voornamelijk voordoen rond het punt van maximale druk wordt rond dit punt het klopraamwerk geconstrueerd om de hoeveelheid data te beperken en de berekeningstijd van de methode te verminderen. Dit raamwerk kan zowel krukasals samplegebaseerd zijn. (a) Niet-kloppend, tijdsdomein (b) Niet-kloppend, frequentiedomein (c) Kloppend, tijdsdomein (d) Kloppend, frequentiedomein Figuur E.3: Vering van een kloppende en een niet-kloppende cyclus [13] Om te bepalen hoe hevig de oscillaties in het druksignaal zijn, maakt men gebruik van de gemiddelde energie van het gefilterde signaal. Deze energie wordt bepaald via Formule E.1. Gemiddelde energie = 1 N N 1 n=0 x 2 (n) (E.1) Hierbij is N het totaal aantal samples en x(n) de gefilterde data. Uit deze gemiddelde energie berekent men de logaritmische klopintensiteit als volgt: LKI = ln(c Gemiddelde energie) (E.2) Volgens Hudson et al. [13] kan de constante C gelijkgesteld worden aan als het druksignaal in MN/m 2 wordt uitgedrukt. 157

173 Bijlage E. Klopdetectie in de praktijk Aangezien de intensiteit van de klop verschilt van cyclus tot cyclus moet er een groot aantal cycli in een klopregime gedraaid worden om een stabiele LKI-waarde te krijgen. Er bestaat dus een kans dat de motor aanzienlijke schade oploopt wanneer de intensiteit te hoog wordt. Men moet ook beschikken over een databank aan LKI-waarden bij verschillende situaties (geen klop, borderline en klop) om de verkregen LKI-waarden mee te vergelijken. Deze methode levert evenmin een waarde voor de ca waarbij de zelfontsteking begint. Wil men dit beginpunt toch meten, dan moet de methode gecombineerd worden met bijvoorbeeld een TVE-methode (Threshold Value Exceeding). Het is ook nuttig op te merken dat deze methode toerentalafhankelijk is. De LKI-waarde neemt namelijk toe met stijgend toerental. Hierdoor kan men niet rechtstreeks een drempelwaarde vooropstellen die de klopgrens aangeeft. Deze afhankelijkheid kan men evenwel verwijderen door gebruik te maken van een digitaal filterproces. Figuur E.4 geeft het resultaat van deze filtering weer. (a) Niet gefilterd (b) Gefilterd Figuur E.4: Verwijderen van de toerentalafhankelijkheid[13] 158

174 Bijlage E. Klopdetectie in de praktijk E.6 Raming van klop met HRR Zavala et al. [11] baseren hun klopdetectiemethode op de verschillen in warmteafgifte van cycli met een andere klopintensiteit. Zoals blijkt uit Figuur E.5 en Figuur E.6 stijgt de warmteafgifte sneller voor de piek, is de piek hoger en zwakt de warmteafgifte sneller af na de piek naarmate de klopintensiteit toeneemt. Figuur E.5: Ruwe warmteafgifte bij verschillende klopintensiteiten [11] Figuur E.6: Gefilterde warmteafgifte bij verschillende klopintensiteiten [11] Deze verschillen vertalen zich ook in een andere energie-inhoud in het frequentiedomein. Daarom wordt volgende methode voorgesteld: Bereken het warmteafgiftesignaal op basis van de drukmeting in de cilinder. Stuur om de resonantietrillingen van de motor en de sensor en de elektrische en mechanische ruis te verwijderen het signaal door een laagdoorlaatfilter. Pas een hoogdoorlaatfilter toe op het reeds gefilterde signaal om het signaal van de normale verbranding te elimineren. 159