Onderzoek naar backfire op een ééncilinder waterstofverbrandingsmotor

Transcriptie

1 Faculteit Toegepaste Wetenschappen Vakgroep voor Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Laboratorium voor Vervoertechniek Voorzitter: Prof. Dr. Ir. R. SIERENS Onderzoek naar backfire op een ééncilinder waterstofverbrandingsmotor door Laurent Mortier & Samuël Van Lierde Promotor: Prof. Dr. Ir. R. SIERENS Scriptiebegeleider: Dr. Ir. S. VERHELST Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur Academiejaar

2 Woord vooraf De creatie van een thesis is op zich heel leerrijk. Het vergt heel wat energie om de kennis te verwerven. Het is dan ook van cruciaal belang dat de auteurs kunnen rekenen op de ondersteuning van mensen die de materie beheersen, de nodige raad kunnen meegeven en zorgen voor een leerrijke en aangename omgeving. Daarom danken wij al de volgende personen die het project mee ondersteunden. Prof. Dr. Ir. R. Sierens die ons de kans gaf een thesis te maken over de waterstofmotor. Wij waren heel blij tot de uitverkorenen te behoren voor deze uiterst boeiende opdracht. We hebben van hem veel steun gekregen tijdens onze opdracht. Dr. Ir. S. Verhelst, onze toegewijde begeleider, hielp ons met een overvloed aan informatie, corrigeerde ons waar nodig, hielp ons in moeilijke momenten waardoor het zelfvertrouwen terugkeerde. Zelfs tijdens het laatste weekend voor het indienen van ons document konden we op hem rekenen. Ir. S. Verstraeten, luisterde naar ons als we een probleem zagen opduiken en hielp ons met de nodige tips op basis van zijn ervaringen. En dan een woordje van lof voor de specialisten die de grillen van de technologie en van de machine moesten oplossen : Ing. R. De Jaeger en dhr. R. Janssens. Geen kabel, geen apparaat, geen uitlaat, geen inlaat was voor hen een probleem. Elk defect werd gerepareerd, elke vraag konden ze beantwoorden. Tenslotte zijn er nog een aantal mensen uit het labo en uit onze directe omgeving, teveel om individueel op te noemen, die ons hebben bijgestaan. Aan allen hartelijk dank. Laurent Mortier en Samuël Van Lierde, mei 2005

3 Toelating tot bruikleen De auteurs geven de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie 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 scriptie. Laurent Mortier en Samuël Van Lierde, mei 2005

4 Onderzoek naar backfire op een ééncilinder waterstofverbrandingsmotor door Laurent MORTIER & Samuël VAN LIERDE Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur Academiejaar Promotor: Prof. Dr. Ir. R. SIERENS Scriptiebegeleider: Dr. Ir. S. VERHELST Faculteit Toegepaste Wetenschappen Universiteit Gent Vakgroep voor Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: Prof. Dr. Ir. R. SIERENS Samenvatting In hoofdstuk 1 wordt het kader van het onderzoek geschetst. In hoofdstuk 2 wordt een beschrijving gegeven van de eigenschappen van waterstof. In hoofdstuk 3 volgt een bespreking van de mogelijke strategieën die gevolgd kunnen worden bij gebruik van waterstof als brandstof. In hoofdstuk 4 wordt er toelichting gegeven bij het huidige onderzoek van BMW op het gebied van waterstofverbrandingsmotoren. In hoofdstuk 5 worden de behaalde resultaten van BMW besproken. Hoofdstuk 6 geeft een algemeen overzicht van de proefstand bij de aanvang van dit onderzoek. In hoofdstuk 7 worden de aanpassingen aan de proefstand besproken. Hoofdstuk 8 behandelt het onderzoek naar de oorzaak van een ongewenste drukopbouw in de cilinder. Hoofdstuk 9 beschrijft de mogelijke oorzaken van het falen van de drukpickup in de cilinder. Na analyse van het probleem wordt een nieuwe pickup getest om het onderzoek verder te zetten. In hoofdstuk 10 wordt het opstellen van de ontstekingsmapping besproken. Hoofdstuk 11 beschrijft de terugkoppelingen die in de proefopstelling gebruikt worden om een optimale voorontsteking te garanderen onder alle omstandigheden. Hoofdstuk 12 omvat het volledige onderzoek naar backfire. Hierbij worden oorzaken en factoren die een invloed hebben op het fenomeen uitgebreid onderzocht. In hoofdstuk 13 wordt de rol van de bougie i.v.m. backfire beschreven. In hoofdstuk 14 tenslotte worden de besluiten geformuleerd en werpen we een blik op de toekomst. Trefwoorden backfire, bougie, drukmetingen, gloeiontsteking, NOx-vorming, waterstof

5 Inhoudsopgave 1 Inleiding 1 I Literatuur 4 2 Eigenschappen van waterstof Inleiding Productie Eigenschappen Waterstofverbranding en schokgolven Rechtstreekse gevolgen van de eigenschappen van waterstof Gloeiontsteking (Pre-ignition) Backfire Waterstofverbranding en NOx-vorming Mogelijke strategieën Inleiding Energieconversiestrategie: waterstofverbrandingsmotor versus brandstofcel Brandstofcel als energieleverancier voor de randapparatuur Uiteindelijke keuze BMW Vereiste aanpassingen om een benzinemotor op waterstof te laten draaien Injectiestrategie Onderzoek BMW De doelstellingen van BMW Onderzoek i

6 INHOUDSOPGAVE ii Algemeen overzicht Testopstelling 1 BMW (Directe en Indirecte Injectie) Werkingsstrategie Conclusie uit onderzoek met testopstelling Testopstelling 2 BMW (Indirecte en directe injectie + Oplading) Externe mengselvorming NOx-vorming Interne mengselvorming Besluit Behaalde resultaten Afgelegde weg Huidige stand van zaken Gebruikte technologieën VANOS Werkingsprincipe van VANOS Double-VANOS Valvetronic Werking conventioneel systeem Werking Valvetronic systeem Waterstof als brandstof BMW hydrogen Racer H2R Aandrijving Veiligheid Chassis, ophanging en koetswerk Huidig model Toekomstplannen Infrastructuur II Audi proefstand 52 6 Proefstand in september Krukkast, zuiger en cilinderkop

7 INHOUDSOPGAVE iii 6.2 Ontsteking en injectie Inlaatkanaal Druksensoren Algemeen Drukpickups op de proefstand MoTeC Eigenschappen van de motor in september 2004 [8] Aanpassingen aan de proefstand de injector Drukpickup in uitlaat Verschuiving tand afstellen Terugkoppelingen Kastdrukmetingen Drukpiek Inleiding Drukmetingen bij compressie Invloed van de inlaat Invloed van de uitlaat Vergelijking met andere drukpickup Drukmetingen bij compressie met een gesloten gasklep Invloed van de inlaat Invloed van de uitlaat Hypothese Besluit Drukmetingen Defecte drukpickup e fase mechanische rendementen > Fout in logp-logv diagram Niet-fysisch drukverloop de fase

8 INHOUDSOPGAVE iv Analyse volgens Kistler Aankoop nieuwe drukpickup Analyse van het kanaaltje Opmeten van het kanaaltje Effect van een lang smal kanaaltje Kwalitatieve invloed volgens Kistler Experimenteel Nieuwe drukpickup Verificatie van de resultaten bij 1600 tpm Oude (defecte) drukpickup Besluit Verwerking drukmeting Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal Drukverloop in de cilinder pv-diagrammen Cycli Waarden Opstellen van de ontstekingsmapping Inleiding Doel injector injectoren Beschrijving van de metingen Resultaat en interpretatie Besluit Terugkoppelingen Inleiding Terugkoppelen Lambda Doel van de terugkoppeling Implementatie in MoTeC Experimenteel

9 INHOUDSOPGAVE v Besluit Terugkoppelen waterstofdruk Doel van de terugkoppeling Praktische implementatie Ijking van de druksensor Aansluiting op MoTeC Analyse van het druksignaal Filteren van het druksignaal Praktisch Besluit Terugkoppelen waterstoftemperatuur Theoretisch: Joule-Kelvin effect Praktisch Besluit Invloed van de omgevingstemperatuur Backfire Definitie Backfire versus gloeiontsteking Gevolgen Mogelijke oorzaken van gloeiontsteking en backfire Thermische aspecten Elektrostatische aspecten Dissociatie van waterstof Invloeden op backfire- en gloeiontstekingsgrens Beschrijving van een meetreeks Consistentie van de metingen Verwerking van de metingen Invloed van de voorontsteking (VO) Invloed van het aantal injectoren en het injectiemoment Waarom een tweede injector? Waarnemingen en resultaten Koppel bij gebruik van 2 injectoren

10 INHOUDSOPGAVE vi Invloed van het toerental Invloed van het injectiemoment Invloed van de koelwatertemperatuur Invloed van de positie van de inlaatleiding Invloed van verschillende injectiemomenten bij twee injectoren Invloed van de plaatsing van de injectoren Invloed van de atmosfeerdruk Invloed van de luchtvochtigheid Invloed van de smeerolie Waarnemingen en resultaten Invloed van de afzettingen en warmtegraad van de bougie NOx-vorming bij gloeiontsteking Correlatie tussen gloeiontsteking/backfire en NO x -vorming Invloed van het aantal injectoren op NO x -vorming Invloed van de atmosfeerdruk Invloed van het toerental op NO x -vorming Invloed van het injectiemoment op NO x -vorming Besluit Bougie Algemene beschrijving van de bougie Opbouw van de bougie Functie van de bougie Invloeden op de ontsteekspanning Verschillende soorten elektrodemateriaal Warmtegraad Definitie Bedrijftemperatuurgrenzen Thermische belastbaarheid van de bougie Invloed van het elektrodemateriaal Invloed van de elektrodevorm Elektrode-slijtage Analyse van de gebruikte bougie op de proefstand

11 INHOUDSOPGAVE vii Verklaring van de codering Uitzicht gebruikte bougie Oorzaken van vervuiling Oorzaken van de sterk afgeronde elektrode Besluit Invloeden van de bougie op gloeiontsteking en backfire Invloeden van de hoogspanning Invloeden van de afzettingen Kwalitatieve benadering Experimentele benadering Invloeden van het elektrodemateriaal en geometrie Besluit 166 A Datasheet en calibratie-certificaat drukpickup 168 B Bougie codering 171 C Eigenfrequenties kanaaltjes 173 Referenties 178 Lijst van figuren 183

12 Hoofdstuk 1 Inleiding Waterstof is de brandstof van de toekomst. Dit is een stelling waar veel experten het over eens zijn. Om energie op te wekken zijn er twee mogelijkheden. Men kan gebruik maken van een brandstofcel waar waterstofgas reageert met zuurstof waarbij naast water ook energie bekomen wordt. Deze energie wordt doorgegeven naar elektromotoren die de wielen van de wagen aandrijven. Een andere mogelijkheid is dat men het waterstofgas rechtstreeks verbrandt in een verbrandingsmotor. Hierbij bekomt men in 1 stap mechanische energie voor de aandrijving van het voertuig. Wat nu de voor- en nadelen zijn van beide systemen wordt besproken in het eerste deel van de thesis. In deel I van deze thesis gaan we, na het bespreken van beide energieconversiesystemen, dieper in op het gebruik van waterstof in verbrandingsmotoren. De literatuurstudie spitst zich toe op autoconstructeur BMW die reeds vele jaren onderzoek uitvoert op dit gebied. Waarom zij juist opteren voor het gebruik van verbrandingsmotoren wordt besproken in hoofdstuk 3. Verder komen alle huidige onderzoeksactiviteiten van BMW uitgebreid aan bod evenals de behaalde resultaten. In deel II van deze thesis schakelen we over naar het experimentele gedeelte van dit eindwerk. Het grootste deel van het onderzoek spitst zich toe op het fenomeen backfire. Dit is het ongewenst ontsteken van het lucht/brandstofmengsel in de cilinder. Al onze experimenten worden uitgevoerd op een Audi 1-cilinder waterstofverbrandingsmotor. De belangrijkste aanpassing aan de proefstand t.o.v. vorig jaar is de plaatsing van een tweede injector in de inlaatleiding. Dit maakt een meer flexibele injectiestrategie mogelijk. Vooraleer we echter konden aanvangen met het onderzoek dienden we eerst af te rekenen met een merkwaardig verschijnsel. Op het diagram 1

13 HOOFDSTUK 1. INLEIDING 2 van de cilinderdruk konden we een drukpiek waarnemen op het einde van de uitlaatslag van de motor. Vooraleer aan te vangen met het eigenlijke onderzoek moest dus eerst voor dit probleem een oplossing gevonden worden. De volgende stap is het opstellen van een ontstekingsmapping bij gebruik van 2 injectoren. Daar vroeger steeds met 1 injector gewerkt werd, was zo een mapping voor 2 injectoren niet beschikbaar. De onstekingsmapping is nodig om in elk werkingspunt van de motor een zo optimaal mogelijke voorontsteking van het mengsel te geven. De opstelling van de mapping wordt besproken in hoofdstuk 10 De ontstekingsmapping in het motormanagementsysteem MoTeC hangt af van de belasting en het toerental. Wanneer de brandstoftoevoerdruk daalt zal men relatief meer gas moeten geven om de belasting van de motor te handhaven. Hierdoor komt men terecht in een ander werkingspunt van de ontstekingsmapping zodat geen optimale voorontsteking meer gegeven wordt. Daarom wordt in hoofdstuk 11 nagegaan hoe dit probleem m.b.v. verschillende terugkoppelkringen verholpen kan worden. In hoofdstuk 12 wordt het eigenlijke onderzoek naar backfire besproken. Dit omvat eerst en vooral een overzicht van alle mogelijke oorzaken van het fenomeen en ten tweede een bespreking van alle mogelijke invloeden. Verder gaan we ook dieper in op de vorming van schadelijke stikstofoxiden. Deze ontstaan in het werkingsgebied waar backfire optreedt. Om een zo betrouwbaar mogelijk beeld te vormen van het fenomeen backfire en de factoren die een invloed hebben, is het belangrijk een groot aantal metingen te doen. Deze metingen worden nadien statistisch verwerkt m.b.v. het programma SPSS.

14 HOOFDSTUK 1. INLEIDING 3

15 Deel I Literatuur 4

16 Hoofdstuk 2 Eigenschappen van waterstof 2.1 Inleiding Vooraleer te starten met de bespreking van allerhande toepassingen die gebruik maken van waterstofgas als brandstof bekijken we eerst even de algemene eigenschappen van het gas zelf. Waterstof is de nederlandstalige benaming van het element Hydrogenium. Deze naam komt van het Griekse hudoor =water en gennaoo=voortbrengen, wat watervormende stof betekent. Later werd dit verkort tot waterstof (symbool H). Waterstof is het kleinste, meest eenvoudige chemische element. Het waterstofatoom bestaat uit een kern (samengesteld uit alleen een positief geladen proton) en een negatief geladen elektron in een baan rond de kern. Andere vormen die kunnen voorkomen zijn Deuterium en Tritium. Deuterium heeft naast een proton ook nog een neutron in de kern en wordt aangeduid met het chemisch symbool D. Tritium (symbool T) is een radioactieve isotoop en heeft twee neutronen in de kern. Beide isotopen maken slechts 0.12% uit van de totale hoeveelheid waterstof op aarde. Waterstof is de meest voorkomende substantie in het universum. Men schat dat 89% van alle atomen in het heelal waterstofatomen zijn. Ondanks dat het zelf het lichtste en kleinste element is, maakt het toch ongeveer driekwart uit van de massa van alle materie in het heelal. Onder normale omstandigheden - bij kamertemperatuur en onder normale atmosferische druk - is zuiver waterstof gasvormig. Het is dan een verbinding bestaande uit twee waterstofaftomen, wat aangeduid wordt met de chemische formule H 2 (Diwaterstof). Wanneer we in de rest van de thesis spreken over het gas waterstof wordt hiermee diwaterstof (H 2 ) bedoeld. Het gas is geurloos en kleurloos en smaakloos. 5

17 HOOFDSTUK 2. EIGENSCHAPPEN VAN WATERSTOF 6 Op aarde komt waterstof in grote hoeveelheden voor, echter vrijwel uitsluitend in verbinding met andere chemische elementen. De aardkorst bevat naar schatting niet meer dan 1% waterstof in elementaire vorm. De atmosfeer bevat gemiddeld niet meer dan 0.1%. In gebonden toestand neemt waterstof ruim 15% van het totaal aantal atomen van de aardse materie in beslag. Het komt in grote hoeveelheden voor, hoofdzakelijk in verbinding met koolstof, zuurstof en stikstof. Het merendeel komt voor in de vorm van water: de verbinding van waterstof met zuurstof (H 2 O). Verder komt het voor als organisch materiaal in levende wezens en in de ontledingsproducten daarvan, zoals biomassa en aardolie. 2.2 Productie Door het zeer beperkte voorkomen van waterstof in elementaire vorm is men genoodzaakt waterstof te produceren. De grootste hoeveelheid wordt verkregen als bijproduct bij de raffinage van petroleum. De reactievergelijkingen zien er als volgt uit: CH 4 (g) + H 2 O(g) 800 C,Ni CO(g) + 3H 2 (g) Deze eerste re-forming reactie wordt gevolgd door een shift reactie waarbij het koolstofmonoxide verder reageert met water onder invloed van een ijzer/koper katalysator: CO(g) + H 2 O(g) 400 C,F e/cu CO 2 (g) + H 2 (g) Een andere productiemethode is via elektrolyse van water, maar dit proces vergt grote energiebedragen onder de vorm van elektriciteit. De reactievergelijking ziet er als volgt uit: 2H 2 O(l) 2H 2 (g) + O 2 (g) Bij het gebruik van waterstof als brandstof wordt de vergelijking in de andere zin doorlopen waardoor een milieuvriendelijke gesloten cyclus gevormd wordt. Momenteel zijn wetenschappers bezig met het ontwikkelen van methoden die ervoor zorgen dat water gesplitst kan worden d.m.v. de fotochemische decompositie in zijn elementen: 2H 2 O(l) licht 2H 2 (g) + O 2 (g)

18 HOOFDSTUK 2. EIGENSCHAPPEN VAN WATERSTOF Eigenschappen Door het nonpolaire karakter kunnen waterstofmoleculen mekaar enkel aantrekken d.m.v. London krachten 1. Deze kracht wordt ook nog dispersiekracht genoemd en ontstaat door de aantrekking van ogenblikkelijke dipolen. Deze dipolen ontstaan door de verplaatsing van de elektronen binnenin de molecule. Daar diwaterstof maar twee elektronen heeft, met als gevolg een kleine dipoolkracht, zijn deze London krachten heel miniem. Deze intermoleculaire interacties zijn zelfs zo klein dat waterstof niet condenseert tot een vloeistof tot men koelt tot 20K (-253 C). Men noemt deze temperatuur de inversietemperatuur. Algemeen geldt voor een willekeurig gas dat wanneer het ontspant bij een temperatuur onder zijn inversietemperatuur de temperatuur van het gas zal dalen. Dit is geldig voor de meeste gassen. Wanneer de ontspanning gebeurt boven zijn inversietemperatuur zal het gas opwarmen. Waterstof zal dus opwarmen bij ontspannen daar de inversietemperatuur slechts -80 C bedraagt. In deel II van deze thesis zullen we de opwarming bepalen die van toepassing is bij de opstelling in het labo (paragraaf ). Een andere heel belangrijke eigenschap is de zeer kleine dichtheid van diwaterstof die in normale omstandigheden (20 C, 1013mbar) kleiner is dan 1/10000 van de dichtheid van water. Deze lage densiteit ρ = 0.09g/dm 3 maakt van diwaterstof een zeer licht maar volumineus gas. De specifieke enthalpie overtreft deze van alle gekende brandstoffen. Als vergelijking plaatsen we de eigenschappen van waterstof ook even naast deze van benzine (zie tabel 2.1). Het eerste wat opvalt is het enorme verschil in dichtheid. Een direct gevolg daarvan is dat ondanks de grotere specifieke enthalpie men een veel groter volume nodig heeft om een vergelijkbare hoeveelheid energie te kunnen leveren. Dit brengt onmiddellijk een eerste probleem aan het licht: de stockage van waterstof in een voertuig. Door de kleine dichtheid kan men maar een beperkte massa brandstof tanken wat het rijbereik beperkt. Het is dus uiterst belangrijk een zo efficiënt mogelijke aandrijving te gebruiken om het brandstofverbruik te beperken. Waterstof heeft een heel breed ontstekingsgebied. Wanneer waterstof een volumepercentage van 4% tot 76% vertegenwoordigt in een mengsel met lucht kan er ontsteking optreden. Daarbij komt nog dat de minimale ontstekingsenergie van waterstof ongeveer tien maal kleiner is dan deze voor benzine. Dit is een heel belangrijk gegeven daar dit zowel een heel positieve als heel negatieve invloed kan hebben. Het laat een arm mengsel toe gemakkelijk te ontsteken, wat bij een gewone benzinemotor veel moeilijker verloopt, maar anderzijds kan het ook zorgen voor 1 Genoemd naar een Duits - Amerikaans fysicus Fritz London die de kracht voor het eerst kon verklaren

19 HOOFDSTUK 2. EIGENSCHAPPEN VAN WATERSTOF 8 Eigenschappen Eenheid Waterstof Benzine Dichtheid [kg/m 3 ] Ontstekingsgrenzen in lucht [Vol-%] Minimale ontstekingsenergie [mj] Zelfontstekingstemperatuur [ C] 585 > 350 Laminaire vlamsnelheid bij λ=1 [m/s] Dichtheid van stoichiometrisch [kg/m3 ] mengsel ρ G Stoichiometrische luchtbehoefte L St [-] Onderste calorische waarde H U [MJ/kg] Calorische waarde van mengsel: H G [MJ/ m 3 ] 3.2 1) 3.9 1) 4.5 2) 3.8 2) Tabel 2.1: Eigenschappen van diwaterstof vergeleken met deze van benzine: 2) Directe injectie [10] 1) Multipoint injectie ongewenst ontsteken van het mengsel. Dit laatste verschijnsel kan zich voordoen in de cilinder zelf. Men spreekt dan van gloeiontsteking (pre-ignition). Het kan ook plaatsgrijpen tijdens de inlaatslag. Men spreekt dan van backfire. Beide verschijnselen komen verder in deze thesis nog uitgebreid aan bod. Daar de zelfontstekingstemperatuur van waterstof heel hoog ligt, is het bijna onmogelijk om deze als brandstof te gebruiken in een zelfontbrandingsmotor. Men zou heel hoge compressieverhoudingen dienen te gebruiken om de gewenste temperatuur te bereiken maar dit zou op zijn beurt ook zorgen voor klopverschijnselen 2 in de motor zoals we deze kennen bij een gewone benzinemotor. Eens het mengsel ontstoken zal er zich een vlamvoorplantingsfront vormen dat met hoge snelheid voortbeweegt. Deze hoge snelheid zorgt voor hogere verbrandingsdrukken en een hogere thermische belasting van de motor dan bij een benzinegevoede versie. In figuur 2.1 wordt een vergelijking gemaakt tussen de verbranding van een waterstof/luchtmengsel en een benzine/luchtmengsel. 2 Onregelmatig lopen van de motor te wijten aan vroegtijdig ontsteken van het mengsel

20 HOOFDSTUK 2. EIGENSCHAPPEN VAN WATERSTOF 9 Figuur 2.1: Warmtevrijstelling bij verschillende brandstoffen [10] Voor een beter begrip van de verbranding van diwaterstof verwijzen we naar paragraaf Waterstofverbranding en schokgolven Een illustratie van het basisfenomeen van waterstofverbranding kan men terugvinden in figuur 2.2. De bougie, die zich bovenaan bevindt maar hier niet afgebeeld staat, zorgt voor de ontsteking van het mengsel. De vlam brandt van de top naar de onderkant. In figuur 2.2 zien we een turbulente vlamvoortplanting. Door de grote vlamvoortplantingssnelheid is het onvermijdelijk dat er zich schokgolven vormen, die zich verder stroomopwaarts manifesteren (zie figuur 2.3) [22]. Figuur 2.2: Gewone waterstofvlam (voortplantingssnelheid ±100m/s)

21 HOOFDSTUK 2. EIGENSCHAPPEN VAN WATERSTOF 10 Figuur 2.3: Schokgolf veroorzaakt door te grote vlamvoortplantingssnelheid (±1000m/s) Deze schokgolven die door het verse gasmengsel lopen, voor het vlamfront uit, zorgen voor een druk- en temperatuurstijging van het mengsel. Het gevolg hiervan is dat het verse mengsel verder stroomopwaarts (dus meer onderaan de figuur) sneller zal ontsteken waardoor de relatieve vlampropagatie opnieuw versneld wordt en er nog meer schokgolven opgewekt worden. Er treedt dus een vicieuse cirkel op. Ten slotte kunnen er ook nog transversale schokgolven ontstaan door weerkaatsing van de initiële schokgolf op de wanden van de verbrandingskamer, waardoor het ganse mengsel bijna ogenblikkelijk kan ontstoken worden (figuur 2.4) Figuur 2.4: Ogenblikkelijk ontsteken van het ganse mengsel door transversale schokgolven (voortplantingssnelheid ±2500m/s)

22 HOOFDSTUK 2. EIGENSCHAPPEN VAN WATERSTOF Rechtstreekse gevolgen van de eigenschappen van waterstof Gloeiontsteking (Pre-ignition) Men spreekt van gloeiontsteking (pre-ignition) wanneer het lucht/brandstofmengsel vroegtijdig ontsteekt in de cilinder. De ontsteking gebeurt dus voor de bougie een vonk geeft en dus op een ongewenst tijdstip. Het fenomeen kan verschillende oorzaken hebben. De enige constante in het verhaal is dat er ergens in de verbrandingskamer voldoende energie geleverd wordt om het mengsel te onsteken. De benodigde hoeveelheid is zoals hierboven reeds vermeld heel klein. Het minimum bedraagt 0,02mJ. Deze energie kan komen van een warmtebron (heet punt, bougie,...) of eventueel van een ontlading. Het resultaat is een ongecontroleerd kloppen van de motor. Wanneer het mengsel ontsteekt en het lucht/brandstofmengsel ontbrandt, wordt er een grote druk op de zuiger uitgeoefend die er voor zorgt dat de zuiger met een grote kracht naar beneden gedrukt wordt. Daar gloeiontsteking echter optreedt voor de zuiger het bovenste dode punt (BDP), of in het Engels Top Dead Center (TDC), bereikt heeft zal deze zuiger nog naar boven moeten bewegen ondanks de grote tegenwerkende druk van de verbrandingsgassen. Op dit moment zijn zowel de inlaat- als uitlaatkleppen gesloten. Dit heeft een steile drukpiek in de cilinder tot gevolg en is dus een zware belasting voor de motor. Op figuur 2.5 zien we een illustratie van het fenomeen. Figuur 2.5: Gloeiontsteking (pre-ignition)

23 HOOFDSTUK 2. EIGENSCHAPPEN VAN WATERSTOF Backfire Men spreekt van backfire wanneer het lucht/brandstofmengsel tijdens de inlaatslag ontvlamt. Dit kan veroorzaakt worden door het optreden van gloeiontsteking wanneer de inlaatklep nog niet gesloten is zodat de vlam vanuit de cilinder kan overslaan naar de inlaat, waar de rest van het mengsel ontvlamt. Uiteraard kan dit enkel wanneer we de brandstof in de inlaat inspuiten (indirecte injectie). Daar nu het volledige lucht/brandstofmengsel reeds opgebrand is, kan de motor niet meer blijven draaien en valt dus stil. In figuur 2.6 wordt het fenomeen geïllustreerd. Figuur 2.6: Backfire Waterstofverbranding en NOx-vorming Door de hoge verbrandingssnelheden treden er heel hoge drukken en temperaturen op waardoor de in de lucht aanwezige stikstof kan oxideren tot NO of NO 2 (kortweg NOx). weergegeven in volgende reactievergelijkingen: Dit wordt 936kJ/mol N 2 2N N + O NO 2NO + O 2 2NO 2

24 Hoofdstuk 3 Mogelijke strategieën 3.1 Inleiding Alle autoconstructeurs zijn op een of andere manier bezig met onderzoek naar het gebruik van alternatieve brandstoffen. Ze beseffen allemaal dat hun product momenteel 100% afhankelijk is van olie. Om die afhankelijkheid te elimineren dienen zich alternatieven aan te bieden. Iedereen is het er over eens dat waterstof de oplossing is voor dit prangende probleem. Het enige waar men nog geen unanieme eensgezindheid over heeft is de manier om waterstof aan te wenden in deze toepassing. Er zijn namelijk 2 mogelijkheden: waterstof wordt gebruikt als brandstof voor een brandstofcel ofwel wordt waterstof verbrand in een verbrandingsmotor. Sommige constructeurs kiezen resoluut voor de ontwikkeling van de redelijk jonge technologieën die schuilgaan achter het concept van de brandstofcel. Anderen kiezen voor het optimaliseren van de huidige bestaande verbrandingsmotoren of een combinatie met brandstofcellen. In deze thesis zal vooral aandacht besteed worden aan de strategie van de Duitse autoconstructeur BMW. In de brandstofcel wordt waterstof omgevormd tot water en beschikbare elektrische energie. Elektromotoren gebruiken deze energie voor de aandrijving van het voertuig. Men begrijpt dat dit een enorme ommezwaai betekent in het concept van de huidige automobiel. Wat zijn nu de cruciale argumenten om een geschikte toekomststrategie uit te stippelen? Kiest men als autoconstructeur voor het gebruik van brandstofcellen of kan men zich toch maar beter bezighouden met het optimaliseren van de huidige verbrandingsmotor? 13

25 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 14 Figuur 3.1: Strategie van de verschillende constructeurs 3.2 Energieconversiestrategie: waterstofverbrandingsmotor versus brandstofcel De technologie die schuilgaat achter het concept van de brandstofcel is een jonge technologie en staat dan ook nog in haar kinderschoenen. Om even een idee te geven: bij gebruik van een brandstofcel in een auto zou dit momenteel de aankoopprijs van het voertuig met meer dan EUR verhogen. Deze oplossing is dus economisch nog niet haalbaar. De verbrandingsmotor daarentegen kan steunen op een ontwikkelingsperiode van 100 jaar en is al geruime tijd een massaproduct. De vereiste aanpassingen aan de motor zelf om waterstof als brandstof te kunnen gebruiken zijn miniem. We laten bij deze discussie de opslagvoorziening voor waterstof in de wagen buiten beschouwing daar dit voor het grootste gedeelte identiek is bij beide aandrijfsystemen. De verbrandingsmotor heeft momenteel nog als heel groot voordeel de mogelijkheid om zowel op waterstof als op benzine te werken. Dit dual fuel principe is nu nog noodzakelijk daar een waterstoftankinfrastructuur op de meeste plaatsen volledig ontbreekt. Dit is ook de reden waarom verschillende constructeurs zich met beide technologieën bezighouden. Ze beschouwen de aangepaste verbrandingsmotor als een tussenstap naar de brandstofcel. Niet iedereen is die mening toegedaan. BMW houdt halsstarrig vast aan het verbrandingsprincipe en dit om

26 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 15 volgende redenen: de verbrandingsmotor kan steunen op een ontwikkelingsperiode van 100 jaar en heeft nog een heel groot potentieel voor verdere ontwikkeling dual fuel mogelijkheid intens rijplezier ( Freude am fahren ), heel belangrijk voor het merkimago kostprijs van een brandstofcel ligt veel hoger fabricagekost kan laag gehouden worden wegens het kleine aantal aanpassingen Wanneer we nu nader ingaan op beide energieconversiesystemen zien we dat bij een brandstofcel twee energieconversies vereist zijn: een brandstofcelbatterij om elektriciteit te genereren en een elektrische motor die deze elektrische energie omzet in mechanische energie. De verbrandingsmotor daarentegen genereert onmiddellijk mechanische energie. Een alternator is wel nog steeds vereist om te voldoen aan de energiebehoeften van de elektrische randapparatuur. Daarom is het belangrijk goed af te wegen welke energieconversie men toepast voor elk probleem. Op het vlak van energie-efficiëntie dient men geschikte energieleveranciers te vinden voor de aandrijving en voor de randapparatuur. Waar mogelijk wordt (vanuit technisch en energetisch standpunt) de randapparatuur voorzien van een eigen elektrische aandrijving zodat deze meer in overeenstemming met de behoefte kan draaien. Op die manier kan men ervoor zorgen dat de verbrandingsmotor geoptimaliseerd wordt voor zijn functie als energieomzetter voor propulsiedoeleinden. Natuurlijk is het wenselijk om op die manier ook een lager energieverbruik te krijgen. Indien men niet in staat is de elektrische energie op een betere manier over te brengen dan nu (een generator aangedreven door een V-riem), zal men de energiebalans met elektrische aandrijving niet kunnen verbeteren t.o.v. de huidige systemen Brandstofcel als energieleverancier voor de randapparatuur Op dit gebied gelooft BMW wel in het gebruik van de brandstofcel (ondanks de kostprijs). Brandstofcellen worden gebruikt als energiebron voor de elektrisch aangedreven air-conditioning compressor. Door de extra kost kan het installeren ervan in kleinere voertuigen niet snel verwacht worden. Een doorbraak van de brandstofcel kan verwacht worden indien men er in slaagt

27 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 16 het gasvoorbereidingssysteem weg te laten. Dit zorgt voor de gewenste compressie van waterstof, afhankelijk van de vereiste belasting, vooraleer het naar de membranen gevoerd wordt. Het systeem zorgt immers voor bijkomend gewicht, volume en kosten. Onderzoek toont aan dat brandstofcellen van het type SOFC (Solid-Oxide Fuel Cell) het meeste voordelen biedt als bijkomende energievoorziening bij voertuigen. Het nadeel is wel dat deze slechts werken bij temperaturen boven 650 C. Een gevolg hiervan is dat bij lange buitengebruikstelling de brandstofcel afkoelt (zelfs bij goede isolatie). Bij opnieuw opwarmen ontstaan er thermo-mechanische spanningen die slechts in een beperkte mate kunnen opgevangen worden. Zelfs als de brandstofcel speciaal ontworpen is voor het gebruik in een voertuig moet er een opwarmtijd voorzien worden als de Auxiliary Power Unit (APU) afgekoeld is tot omgevingstemperatuur. Na meer dan 10 jaar praktische ervaring in brandstofcellen is de eerste APU brandstofcel gebaseerd op het SOFC systeem aan het publiek getoond in de BMW sedan serie. Deze APU is in een geïsoleerde ruimte ingebouwd in de kofferruimte waar het reservewiel voorheen was geplaatst. Het systeem levert een spanning van 42 Volt en kan dus zorgen voor de nodige voeding van de toekomstige elektrische systemen. BMW en Delphi Automotive Systems zorgden samen voor deze verwezenlijking. Figuur 3.2: Brandstofcel die vermogen levert aan de randapparatuur (APU) Op lange termijn is de brandstofcel in staat de generator en de conventionele batterij te overtreffen en zal het mogelijk zijn een geïntegreerd pakket aan te bieden met koetswerk, aandrijving en brandstofcel. Omdat de brandstofcel elektrische energie kan leveren onafhankelijk van de motor en de batterij, zal ze ook in staat zijn nieuwe functies uit te voeren, zelfs als de motor uitgeschakeld is. Het zal mogelijk zijn de auto vooraf te koelen bij hete zomerdagen en ook

28 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 17 gebruik te maken van multi-media en communicatietoepassingen (internet) voor langere tijd. Deze voordelen zijn enkel te verantwoorden indien het energieverbruik door gebruik van dit systeem lager ligt dan het verbruik met een conventioneel systeem. Dit is het geval aangezien voor elke kilowatt vermogen nodig voor de elektrische systemen in een voertuig, de brandstofcel SOFC APU een brandstofbesparing kan leveren van 4 liter vloeibare waterstof per 100 km [22]. Verdere vermindering van het verbruik zal moeten gebeuren door optimaliseren van de verbrandingsmotor Uiteindelijke keuze BMW BMW maakt gebruik van een verbrandingsmotor gevoed met waterstof voor de mechanische aandrijving van het voertuig. De elektrische randapparatuur daarentegen wordt gevoed m.b.v. een brandstofcel. Men kan zich nu afvragen welke aanpassingen noodzakelijk zijn om een gewone verbrandingsmotor op waterstof te laten draaien Vereiste aanpassingen om een benzinemotor op waterstof te laten draaien Ten eerste dient men andere injectoren te plaatsen. Deze moeten waterstof in gasvormige toestand injecteren onder verschillende werkingscondities, zoals variërende injectieperiodes gaande van zeer kort tot redelijk lang, en daarnaast zeer snel de exacte hoeveelheid brandstof bij hoge toerentallen en vollast injecteren. Ten tweede is een aanpassing van het ontstekingssysteem vereist. Een hogere ontstekingsspanning is vereist daar ook extreem arme mengsels moeten kunnen onstoken worden en dus een grote doordringdiepte van de ontstekingsvonk gewenst is. Een geoptimaliseerde hoge bougiespanning kan er voor zorgen dat achterblijvende ontladingen op de bougie vermeden worden zodat de kans op gloeiontsteking verminderd wordt. Door de hoge vlamsnelheid in een lucht/waterstofmengsel dient men ook een andere voorontstekingsmapping te gebruiken. In het algemeen zal de voorontsteking (dit is het tijdstip van ontsteken vóór de zuiger zijn BDP bereikt en dus voor de arbeidsslag begint) dichter bij het BDP gebeuren.

29 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 18 Figuur 3.3: Mogelijke strategieën 3.3 Injectiestrategie Er kan geopteerd worden voor twee verschillende strategieën (zie ook fig. 3.4): Indirecte Injectie: klassiek inspuitsysteem in de inlaatleiding (multipoint injectie) of in het inlaatspruitstuk Directe Injectie: rechtstreekse injectie van waterstofgas in de cilinder Een eerste belangrijke factor die de keuze tussen beide systemen kan beïnvloeden is het fenomeen gloeiontsteking (pre-ignition). Wanneer men injecteert in het inlaatspruitstuk en er treedt backfire op dan kan dit zeer grote beschadigingen aanbrengen aan de motor door de aanwezigheid van een grote hoeveelheid waterstof, gemengd met lucht. Dit kan echter voor een groot deel vermeden worden door in de inlaatleiding te injecteren, juist voor de inlaat van de cilinder. Op die manier is er steeds veel minder waterstof aanwezig buiten de cilinder zodat bij het optreden van backfire de gevolgen beperkt blijven. Men kan ontsteken van het mengsel in de inlaatleiding volledig vermijden door gebruik te maken van directe injectie. Gloeiontsteking in de cilinder zelf is evenwel onvermijdbaar. Op het eerste zicht lijkt de keuze van directe injectie evident maar men dient in het achterhoofd te houden dat

30 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 19 men bij directe injectie met veel hogere brandstofdrukken dient te werken wat de complexiteit van het volledige injectiesysteem verhoogt. Figuur 3.4: Verschil tussen indirecte en directe injectie Er is ook nog een tweede belangrijk fenomeen. Wanneer de gasvormige brandstof in een inlaatleiding geïnjecteerd wordt, deze een deel van de aangezogen lucht opzij zal duwen waardoor de calorische waarde van het bekomen mengsel gereduceerd wordt. De reden is heel eenvoudig: wanneer er minder lucht in de cilinder terechtkomt kan er ook minder brandstof ingespoten worden daar men steeds een bepaalde lucht/brandstofverhouding dient te respecteren. Om een idee te geven van wat nu juist mogelijk is met waterstof als brandstof op het vlak van vermogen maken we een theoretische vergelijking tussen verschillende motorconcepten. Er wordt geen rekening gehouden met het eventuele optreden van gloeiontsteking en backfire. We veronderstellen volgende condities: λ = 1 toerental n = constant effectief rendement η is constant temperatuur aan de inlaat is constant

31 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 20 Figuur 3.5: Vergelijking tussen indirecte injectie van benzine en waterstof (zie tabel 3.1) Figuur 3.6: Vergelijking tussen directe injectie en directe injectie met oplading

32 HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEËN 21 Wanneer we nu de vermogens vergelijken van de verschillende opstellingen krijgen we: A B C D Brandstof Benzine Waterstof Waterstof Waterstof Concept Calorische waarde mengsel [MJ/m 3 ] Vermogen output [%] (vergeleken met benzine) Indirecte injectie Indirecte injectie Directe injectie Directe injectie + oplading ca ca 200 Tabel 3.1: Vergelijking tussen verschillende concepten [10] We zien dat directe injectie gecombineerd met oplading (m.b.v. een turbocompressor de inlaatlucht op een hogere druk in de cilinder brengen) een goede oplossing kan bieden voor het vermogenprobleem. Wel dient men er rekening mee te houden dat de mogelijkheid bestaat dat door een hogere thermische belasting van de motor er sneller gloeiontsteking kan optreden bij stoichiometrische werking. BMW opteert momenteel voor een gecombineerd systeem met zowel indirecte injectie als directe injectie [16]. Gebruik van directe injectie en turbo-oplading worden verder onderzocht en geoptimaliseerd (zie hoofdstuk 4). Een ander bijkomend voordeel van directe injectie is de mogelijkheid om NOx vorming sterk te reduceren maar meer daarover in het volgende hoofdstuk.

33 Hoofdstuk 4 Onderzoek BMW 4.1 De doelstellingen van BMW Bij de verdere ontwikkeling van de waterstofverbrandingsmotor zijn voor BMW de belangrijkste doelen van het huidige onderzoek: hoger specifiek vermogen nulemissie hoog inwendig rendement De erbij passende technologie moet dan de huidige benzine- en dieselmotoren het nakijken geven dankzij een hoger specifiek vermogen dan de benzineversie en een hoger specifiek koppel dan de dieselversie. Bij waterstofverbrandingsmotoren kunnen we alvast vermelden dat vooral de inlaatstroming en de vorming van het lucht-brandstofmengsel een cruciale rol spelen in de verbetering van het inwendig rendement. Het uiteindelijke streefdoel is het bereiken van de 50% grens. Hiervoor zijn ze zelfs bereid samen te werken met andere automobielconstructeurs.[10] 4.2 Onderzoek Algemeen overzicht Experimenteel onderzoek maakt slechts deel uit van een veel groter geheel. Er wordt gebruik gemaakt van 3D CFD technieken die een goed beeld leveren van de mengselvorming en het verbrandingsproces. Om deze simulaties te valideren maakt men gebruik van een experimentele opstelling waarbij men beroep kan doen op optische controlesystemen zoals endoscopen 22

34 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 23 of cilinders gemaakt uit speciaal glas. Men maakt ook gebruik van thermische sensoren om het verbrandingsproces zoveel mogelijk in kaart te brengen. Een algemeen overzicht van de onderzoekscyclus vindt men terug in figuur 4.1. Figuur 4.1: Algemeen schema van methodische research Opmerking: deze thesis (Deel II) is gebaseerd op experimenteel onderzoek met een 1-cilinder motor. Het hoofddoel van het onderzoek is het maximaliseren van het vermogen en ondertussen het brandstofverbruik beperken daar het onmogelijk is een grote massa brandstof te stockeren in een voertuig (wegens de zeer kleine dichtheid). Een ander heel belangrijk doel is het beperken of elimineren van schadelijke emissies. Om een zo optimaal mogelijke werkingsstrategie te bepalen worden verschillende testopstellingen gebruikt: 1. Niet-opgeladen motor met zowel directe injectie als indirecte injectie 2. Opgeladen motor met zowel directe als indirecte injectie Verder wordt er ook nog gebruik gemaakt van de bestaande technologieën vanos en valvetronic die een belangrijke rol spelen bij het gebruik van waterstof als brandstof. Deze twee technologieën worden in volgend hoofdstuk besproken.

35 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW Testopstelling 1 BMW (Directe en Indirecte Injectie) Als testopstelling maakt BMW gebruik van een 4-takt 1-cilinder verbrandingsmotor [16]. De geometrie is gebaseerd op de nieuwe generatie BMW motoren met 4 kleppen per cilinder en een variabel nokkenas systeem (VANOS zie 5.3.1). De specificaties zien er uit als volgt: Figuur 4.2: Motorconcept voor interne en externe mengselvorming [16] Motor 1 cilinder Cilindervolume 499cm 3 Boring 84mm Slag 90mm Aantal kleppen 4 Kleppentiming variabel Compressieverhouding variabel; gezet op 12 Toerental tpm Max. cilinderdruk 3.5 bar (Indirect) 120 bar (Direct) Tabel 4.1: Motorspecificaties testopstelling BMW De cilinderdrukmetingen gebeuren m.b.v. een piëzo-elektrische drukpickup 1 (6061-B) van het merk Kistler. In de in- en uitlaat wordt gebruik gemaakt van een piëzo-resistieve pickup. Water- 1 Zie paragraaf 6.4

36 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 25 stof wordt geïnjecteerd met twee Keihin Type 2 CNG-injectoren (CNG = Compressed Natural Gas of aardgas) op een druk van 3.5 bar en een temperatuur van 20 C, wat de externe mengselvorming betreft (Indirecte Injectie). De waterstofdruk in de toevoerleiding voor directe injectie (interne mengselvorming) bedraagt 150bar. Bij deze hoge drukken dient men andere injectoren te gebruiken dan deze in de inlaatleiding. Er werd geopteerd voor een elektromagnetische injector die afgeleid werd van een CNG direct injectie systeem. Hiermee zijn drukken toegestaan van 40 tot 200bar. Zowel de lage- als de hoge drukinjectoren dienen een voldoende groot debiet te kunnen leveren Werkingsstrategie Om te voldoen aan de algemene doelstellingen dienen we het werkingsgebied van de motor op te delen in 3 gebieden zoals weergegeven in figuur 4.3. Figuur 4.3: Werkingsstrategie van de motor [16] De opdeling hangt vooral af van de belasting van de motor. Bij zeer lage belastingen wordt er gebruik gemaakt van arme mengsels en externe mengselvorming. Hierdoor wordt het gebruik van een gasklep in de inlaatleiding overbodig en is het mogelijk een hoog thermisch rendement en heel lage NOx emissies te bekomen. Lucht/waterstofmengsels kunnen zelfs in een verhouding tot λ = 4 ontbranden. Dit laat toe om het vermogen te regelen afhankelijk van de rijkheid van het mengsel (kwalitatieve regeling) i.p.v. te werken met een stoichiometrisch mengsel waarbij

37 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 26 men de hoeveelheid mengsel regelt met een gasklep (kwantitatieve regeling). Waarom wordt nu gebruikgemaakt van directe injectie bij vollast? Vollast - Stoichiometrisch mengsel Vermogen bij vollast Wanneer bij λ = 1 geopteerd wordt voor externe mengselvorming is het mogelijk belastingen equivalent aan IMEP = 9 bar 2 (IMEP = Indicated Mean Effective Pressure = fictieve constante druk die dezelfde arbeid per cyclus zou produceren als deze druk tijdens de arbeidsslag zou inwerken op de zuiger) te bereiken mits gebruik te maken van een geoptimaliseerde injectie- en kleppentiming. Door o.a. een belangrijke hoeveelheid lucht die weggeduwd wordt door de ingespoten waterstof, ligt dit resultaat 30% lager dan wat bereikt kan worden met een direct ingespoten benzinemotor. Wanneer nu op deze zelfde motor interne mengselvorming toegepast wordt (Directe Injectie) kan men de belasting doen stijgen tot IMEP = 15 bar en dit zelfs bij lage toerentallen (2000tpm, λ = 0.9). Hier dient nog meer de nadruk gelegd te worden op het belang van een geoptimaliseerde injectie- en kleppentiming. De ontstekingstiming wordt zo gekozen dat kloppen van de motor vermeden wordt. De injectiedruk bedraagt 150bar. Als resultaat krijgt men een betere prestatie dan bij vergelijkbare benzinemotoren (IMEP = bar, λ = 0.9) dankzij de hogere calorische waarde van het lucht/waterstofmengsel en minder verliezen door onvolledige verbranding. Dankzij het gebruik van directe injectie is het mogelijk een compressieverhouding van ɛ = 12 te handhaven zonder rekening te moeten houden met gloeiontsteking of backfire. Deze hoge compressieverhouding laat een hoog thermisch rendement toe, zowel bij vollast als bij deellast, maar vereist wel een zeer goede verdere afstelling van de motor teneinde klopverschijnselen te vermijden. Door de hoge vlamsnelheid van een brandend lucht/waterstofmengsel kan men ook het ontstekingstijdstip later nemen zodat hoge geïndiceerde rendementen, tot zelfs 33% bij vollast, bereikt kunnen worden. Onderzoek naar de variatie van de ontstekingstiming toont aan dat door het vervroegen van deze timing er geen noemenswaardige verbetering van het thermische rendement bereikt kan worden. Het brengt daarentegen een snellere en grotere drukstijging met zich mee die een niveau van 100bar/ms kan bereiken wat klopverschijnselen in de hand werkt. 2 Dit is een betere parameter dan het koppel om motoren te vergelijken daar hij onafhankelijk is van het motorvolume

38 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 27 In het algemeen kunnen we stellen dat de neiging tot gloeiontsteking vermindert bij gebruik van directe injectie en dit omwille van 2 redenen: 1. Kortere mengtijden 2. Plaatselijk lagere temperatuur in de cilinder te wijten aan de expansie van de direct ingespoten waterstof [16] Opmerking: deze laatste reden kan wel in vraag gesteld worden daar waterstof bij expansie zal opwarmen i.p.v. afkoelen, te wijten aan de lage inversietemperatuur (zie 2.3). NOx vorming bij vollast Algemeen kunnen we stellen dat de NOx vorming zal toenemen bij hogere motorbelasting. Bij vollast wordt er gewerkt met een lucht/brandstofverhouding λ = 1 wat de mogelijkheid biedt gebruik te maken van een conventionele katalysator. Figuur 4.4: Fundamentele verbanden bij de vorming van stikstofoxiden (NOx)[10] Er treedt een hoge piek rond de zone waar λ = 1.3. De reden is dat in dit gebied de temperatuur veel hoger ligt dan bij de verbranding van arme mengsels. Men zou verwachten dat de NOxvorming nog zou stijgen richting λ = 1 maar in dit gebied is het mengsel stoichiometrisch en is alle zuurstof verbruikt ten voordele van het verbrandingsproces. Stikstof kan nu theoretisch gezien niet meer reageren met zuurstof simpelweg door het ontbreken ervan. In de praktijk zal een exacte stoichiometrische verhouding niet haalbaar zijn.

39 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 28 Deellast - Arm mengsel Vermogen bij deellast Bij deellast zijn de voordelen van directe injectie niet zo uitgesproken als bij vollast. De werkingsstrategie wordt bepaald door de zeer brede ontstekingsgrenzen van waterstof en de NOx vorming. Zeer arme mengsels (tot λ > 4) kunnen ontstoken worden en de NOx vorming hangt sterk af van de temperatuur, dus van de rijkheid van het mengsel (verbranding van een rijker mengsel zal leiden tot hogere temperaturen). Bij vergelijking van externe en interne mengselvorming zien we dat bij een toerental van 2000 tpm en een IMEP van 2.7 bar er geen substantieel verschil is tussen de 2 strategieën wat betreft drukverlopen en vermogen. Dit werkingspunt ligt in een regio waar er bijna geen NOx vorming optreedt. Het geïndiceerd rendement is zelfs iets beter bij indirecte injectie door een goede mengselvorming. NOx-vorming bij deellast De NOx-vorming bij deellast is heel beperkt, onafhankelijk het gebruik van interne of externe mengselvorming. Bij werking boven λ = 2 is de NOx vorming bijna nihil. Voor mengsels rijker dan λ = 2 stijgt de productie snel en worden heel hoge waarden bereikt. Het is dus mogelijk in een heel ruim gebied gebruik te maken van een kwalitatieve regeling van het mengsel (variëren van de rijkheid). In vorige paragraaf werd aangetoond dat met het gebruik van directe injectie hogere belastingen kunnen bereikt worden. Met deze strategie is het ook mogelijk de NOx-vorming te beperken. Hierbij zijn 2 technieken van belang: 1. Gebruik maken van meervoudige injectie 2. Het beginmoment van de injectie aanpassen 1. In het eerste geval is het de bedoeling de hoge warmtevrijstelling en de bijhorende hoge drukpiek, die ontstaat bij de verbranding van waterstof te spreiden in de tijd zodat een zachter verloop van de verbranding verkregen wordt. Dit meer gecontroleerde verbrandingsproces kan bekomen worden door de totale hoeveelheid in te spuiten brandstof te verdelen over verschillende pulsen, zoals bij de hedendaagse dieseltechnologie. Door het in kleinere hoeveelheden inspuiten krijgt men kleinere drukpieken. Dit heeft ook als gevolg dat de NOx-emissies sterk gereduceerd worden. De reden hiervoor is de volgende: de eerste puls gaat rechtstreeks in de verbrandingskamer en wordt ontstoken door een bougie. Met het aanwezige arme mengsel in de cilinder kan een vorming van NO x van bij de start van de verbranding vermeden worden. De resterende hoeveelheid brandstof die nodig is, is afhankelijk van de belasting van de motor en wordt nu geïnjecteerd

40 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 29 in de aanwezige vlam. Het verloop van het verbrandingsproces is dus geoptimaliseerd naar de maximum drukstijging en de maximum drukpiek, zonder dat het verbrandingsproces vertraagd wordt. M.a.w. de maximum output vergroot terwijl de belasting van de motor vermindert en de akoustiek verbetert. Ook worden cyclische variaties gereduceerd door deze manier van werken. In figuur 4.5 wordt een voorbeeld gegeven van de mogelijke verbetering. De drukstijging wordt gereduceerd met 70% en de drukpiek met 30%. Ook bij handhaven van dezelfde rendementen worden de NOx-emissies gereduceerd met 95%. Door het toepassen van deze techniek is men in staat het specifiek koppel van een dieselmotor te evenaren en zelfs te overstijgen. Figuur 4.5: Principe van meervoudige injectie [10] 2. Ten tweede kan men het injectiemoment aanpassen. Zelfs bij werking onder stoichiometrische omstandigheden kan vorming van NO x voor een groot stuk vermeden worden door het injectiemoment later te nemen, wat zonder meer mogelijk is bij directe injectie van waterstof. Bij externe mengselvorming is dit niet zonder meer mogelijk daar men rekening dient te houden met de kleppentiming. De reden van de verbetering kan gevonden worden in de stratificatie van het mengsel door de late inspuiting. Hierdoor wordt voor een groot deel de kritische lucht/brandstofverhouding vermeden waar het effect van NO x vorming het grootste is. Omgekeerd wordt bij lage belasting vroeg ingespoten om hetzelfde voordeel te halen. Bij te grote stratificatie zou men daar te maken krijgen met rijkere zones die leiden tot een verhoging van de NO x uitstoot. Het is dus belangrijk om de kritische zone zoveel mogelijk te vermijden, zowel

41 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 30 aan de rijkere als aan de armere kant met voor elk deel een gepaste actie. Figuur 4.6 geeft het resultaat van verschillende uitgevoerde tests die de veronderstelling bevestigen. Figuur 4.6: NOx-vorming bij verschillende beginpunten van injectie [10] Een algemene vergelijking tussen de verschillende strategieën geeft het beeld in figuur 4.7. Figuur 4.7: NOx-emissies bij verschillende motorconcepten [10] Opmerking: de dissociatieënergie van stikstofgas (N 2 ) bedraagt 944kJ/mol (ter vergelijking: deze van zuurstofgas (O 2 ) bedraagt 496kJ/mol). stikstofoxiden veel energie verloren gaat. Het is duidelijk dat er bij de vorming van

42 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW Conclusie uit onderzoek met testopstelling 1 De werkingsstrategie van de motor bestaat uit 3 regimes: 1. Laag belastingsgebied tot de NOx-vormingsgrens; IMEP=5.0 tot 6.5bar Arme mengselwerking met indirecte injectie voor hoog geïndiceerd rendement (η i > 40%): kwalitatieve regeling 2. Vanaf de NOx-vormingsgrens tot gemiddelde motorbelastingen; IMEP=6.5 tot 9.0bar; Stoichiometrisch mengsel met indirecte injectie; NOx reductie in katalysator (η i > 35%): kwantitatieve regeling 3. Hoge motorbelastingen: Stoichiometrisch mengsel met directe injectie voor een hoge vermogensdichtheid, hoog geïndiceerd vermogen (η i > 30%) + NOx reductie in katalysator Testopstelling 2 BMW (Indirecte en directe injectie + Oplading) Bij deze testopstelling wordt er gebruikgemaakt van dezelfde 4-takt 1-cilinder verbrandingsmotor [4] met uitzondering van een paar aanpassingen. Zo wordt de compressieverhouding ingesteld op 11 en koppelt men een extern opladingssysteem aan op de inlaat. Oplading van de motor heeft als belangrijkste doel het verhogen van het vermogen door de inlaatlucht met een hogere druk in de cilinder te persen. Hierdoor kan men ook meer brandstof in de cilinder injecteren wat een mengsel oplevert met een hogere calorische waarde dan bij atmosferische voorwaarden. Men dient wel na te gaan of aan deze werkwijze geen nadelen verbonden zijn. Door het plaatsen van een turbocompressor ontstaat er een hogere uitlaattegendruk. Hierdoor zou er een grotere neiging tot gloeiontsteking of backfire kunnen zijn. Metingen met de uitlaatdruk artificieel verhoogd, tonen echter aan dat dit niet het geval is mits gebruik van directe injectie. Het is dus perfect mogelijk om bij een motorconcept met directe injectie gebruik te maken van een turbocompressor. De lagere compressieverhouding heeft alles te maken met de beperking van de kans op gloeiontsteking en backfire. Algemeen kan men stellen hoe hoger de compressieverhouding hoe groter de kans dat deze verschijnselen optreden Externe mengselvorming Net zoals bij de atmosferisch gevoede motor bestaat de werkingsstrategie uit 3 delen (zie figuur 4.3):

43 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW Lage belasting tot de grens waar NOx-vorming begint 2. Van de NOx-vormingsgrens tot vollast 3. Boven het vollastniveau van de gewone atmosferische motor Alles verloopt analoog zoals bij testopstelling 1. Het enige verschil is het werkingsgebied boven het vollastniveau van de atmosferische motor en de keuze van een andere compressieverhouding (ɛ = 11). De hogere belasting wordt verkregen met een oplaaddruk die maximum 0.85bar bedraagt. De maximum belasting die men kan bekomen = 18bar gemiddelde geïndiceerde druk. Bij externe mengselvorming speelt de plaats van de injector een belangrijke rol i.v.m. gloeiontsteking en backfire. Bij het onderzoek werden 2 mogelijke plaatsen van naderbij bekeken: het inlaatspruitstuk en de inlaatleiding dicht bij de inlaat van de cilinder. De resultaten toonden aan dat de laatste optie de betere was daar bij injectie in het inlaatspruitstuk het mengsel teveel tijd krijgt om zich te mengen met hete restgassen en ook in contact kan komen met hete punten. Bij injectie juist voor de inlaat wordt een rijk niet-ontsteekbaar mengsel ingebracht in de cilinder waarbij de hete punten afgekoeld worden door de verse lading. Dit vermindert de kans op gloeiontsteking. De keuze van een lagere compressieverhouding (ɛ = 11 i.p.v. ɛ = 12) is noodzakelijk daar men anders af te rekenen krijgt met gloeiontsteking vanaf λ = 1.6 tot λ = 1.8 bij oplading met een druk van 0.85 bar. Figuur 4.8: Invloed compressieverhouding op gloeiontstekingsgrens bij oplading [4]

44 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW NOx-vorming Er zijn verschillende mogelijkheden om de NOx-vorming zoveel mogelijk te beperken. Twee ervan, meervoudige injectie en variatie van het beginmoment van injectie, werden bij het overzicht van testopstelling 1 besproken. Er zijn echter nog een 2 tal methodes die het vormen van stikstofoxiden bemoeilijken. 1. Oplading 2. Uitlaatgasrecirculatie (Exhaust Gas Recirculation = EGR) Oplading Men weet dat de vorming van stikstofoxiden bij arme mengsels heel beperkt is. Hiervan uitgaande biedt oplading de mogelijkheid de NOx vorming te beperken. Men kan door oplading het arme-mengselwerkingsgebied sterk uitbreiden daar men de mogelijkheid heeft veel meer lucht in de cilinder te brengen. Op die manier kan men dus ook meer brandstof inspuiten om een mengsel te bekomen met een hogere calorische waarde maar wanneer men een armmengselverhouding respecteert blijft de NOx vorming beperkt. Uitlaatgasrecirculatie (EGR) Dit concept bestaat al vele jaren en heeft zijn nut reeds bewezen bij conventionele motoren. Het grote nadeel, nl. de roetvorming, komt bij de waterstofmotor niet te pas. Het systeem bestaat uit het terugsturen van een deel van de uitlaatgassen naar het inlaatspruitstuk van de motor waar de uitlaatgassen gemengd worden met het verse mengsel. Het belangrijkste hierbij is dat er op deze manier een hoeveelheid water onder de vorm van damp in de cilinder terechtkomt waardoor de warmtecapaciteit van het mengsel stijgt en er minder kans op gloeiontsteking of backfire is. Om een idee te krijgen van de praktische opstelling verwijzen we naar figuur 4.9. Wat natuurlijk niet uit het oog mag verloren worden is dat wanneer men EGR toepast het vermogen daalt daar de ingebrachte uitlaatgassen bijna geen zuurstof meer bevatten en er dus minder brandstof ingespoten kan worden.

45 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 34 Figuur 4.9: Schematische voorstelling van een EGR systeem Figuur 4.10 geeft het verband weer tussen de NOx-vorming en het toegepaste percentage EGR bij 2 verschillende belastingen. Figuur 4.10: NOx-vorming bij verschillende EGR-verhoudingen [10]

46 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW Interne mengselvorming Het concept directe injectie gecombineerd met oplading zit in volle onderzoeksfase en zou normaal de beste resultaten moeten opleveren. Met deze opstelling moet het doel van BMW, het leveren van een hoger vermogen dan bij benzinemotoren en een hoger koppel dan bij dieselmotoren, zeker verwezenlijkt kunnen worden. Een belasting van 15 bar gemiddelde geïndiceerde druk is de waarde die bereikt wordt bij een atmosferische direct geïnjecteerde motor. Met oplading kan deze waarde stijgen tot een IMEP van 18bar. Injectietiming kan zo ingesteld worden dat gloeiontsteking en backfire vermeden worden. Dit komt neer op het later inspuiten van het mengsel. Om dit te kunnen verwezenlijken zijn injectoren nodig die een voldoende hoog debiet kunnen leveren op zeer korte tijd. Momenteel is dit nog de beperkende factor en is er dus nog een groot potentieel voor verdere ontwikkeling. Bij deze injectiestrategie (directe injectie) is het wel mogelijk een compressieverhouding ɛ = 12 te handhaven. 4.3 Besluit Waterstofmotoren hebben nood aan een andere werkingsstrategie dan benzinemotoren. Bij deze laatste dient men steeds te werken met een stoichiometrisch mengsel (kwantitatieve regeling). Bij waterstof kan men door gebruik te maken van de brede ontstekingsgrenzen ook werken met armere mengsels (kwalitatieve regeling) daar dit nog bijkomende voordelen oplevert (geen gasklep vereist, minder NOx-vorming,...). Bij BMW werd onderzoek verricht naar het opstellen van een ideale werkingsstrategie. Hiermee wordt bedoeld het bepalen van de verschillende motorparameters met het oog op een maximaal vermogen, minimale emissies en het vermijden van gloeiontsteking. Dit houdt in: bepalen van de compressieverhouding bepalen van de injectiestrategie (Indirecte Injectie in inlaatspruitstuk - Directe Injectie) bepalen van het injectiemoment het al dan niet werken met oplading het al dan niet toepassen van uitlaatgasrecirculatie Een overzicht van de belangrijkste factoren wordt gegeven in schema 4.11 en schema 4.12

47 HOOFDSTUK 4. ONDERZOEK BMW 36 Figuur 4.11: Overzicht werkingsstrategie wat betreft vermogen en gloeiontsteking Figuur 4.12: Overzicht werkingsstrategie wat betreft NOx-vorming

48 Hoofdstuk 5 Behaalde resultaten 5.1 Afgelegde weg BMW is reeds 20 jaar bezig met de ontwikkeling van waterstoftechnologie. In het jaar 2000 demonstreerde BMW als eerste autobouwer een vloot van 15 met waterstof aangedreven personenwagens. Het ging om de BMW 750hL. Ondertussen hebben deze wagens met testkilometers achter de rug reeds bewezen dat ze alledaags gebruikt kunnen worden. Het grote voordeel van het gebruik van een verbrandingsmotor in deze wagens is dat men zowel op benzine als op waterstof kan rijden. Dit is momenteel een absoluut voordeel aangezien een waterstof-tankinfrastructuur nog bijna onbestaande is. Sinds 2001 is de verdere ontwikkeling geïntegreerd in de serieproductie. Terwijl de eerste met waterstofmotoren uitgeruste BMW voertuigen handgemaakt werden, wordt nu de mechanische productie van H 2 -specifieke onderdelen en opbouw van de motor op de gewone productielijn uitgevoerd. Dit werd mogelijk door vanaf de beginfase productie-experts bij de ontwikkeling te betrekken. In 2003 presenteerde BMW een nieuwe versie van een waterstofmotor. De toen voorgestelde 6-liter V12 heeft een maximum vermogen van 231pk en een maximum koppel van 337Nm. Om NO x productie te vermijden wordt gebruik gemaakt van een speciale werkingsstrategie. Bij deellast regelt men het vermogen via de lucht/brandstofverhouding van het mengsel. Vanaf λ = 1.7 maakt men gebruik van een kwantitatieve regeling, d.w.z. dat de motor werkt met een stoichiometrisch mengsel. Dit nieuwe concept is een stap in de goede richting maar BMW wil in de toekomst werken naar een inwendig rendement van 50% zoals reeds vermeld bij de bespreking 37

49 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN 38 van hun onderzoeksactiviteiten. 5.2 Huidige stand van zaken In september 2004 zette BMW 9 snelheidsrecords neer met een door waterstof aangedreven voertuig. Dit om aan te tonen wat nu reeds mogelijk is met dergelijk voertuig. Het was de bedoeling ook te bewijzen dat waterstof conventionele brandstoffen kan aflossen zonder dat automobilisten ook maar iets moeten inleveren op de huidige dynamiek van hun wagen. De waterstofverbrandingsmotor is gebaseerd op de benzinemotor van de BMW 760i en beschikt daardoor over de modernste technologieën zoals de volledig variabele klepbediening valvetronic en het traploze nokkenas-verstelsysteem vanos. Deze twee technologieën spelen een cruciale rol bij gebruik van waterstof als brandstof. Andere aanpassingen, vereist voor werking op waterstof waren vooral gericht op de brandstofinspuiting waarbij rekening moest gehouden worden met de speciale eigenschappen van waterstof t.o.v. benzine: het grote densiteitsverschil bij normatmosfeervoorwaarden, de veel hogere vlamsnelheid, de zeer lage ontstekingsenergie,.... In de motor zorgt de hogere verbrandingssnelheid van het lucht/waterstofmengsel voor hogere temperaturen dan in een benzinemotor. Algemeen heeft waterstof een beter octaangetal dan benzine en is dan ook beter bestand tegen zelfontsteking veroorzaakt door compressie. Dit voordeel komt in de schaduw te staan van de gloeiontsteking die veroorzaakt wordt door bvb. hete punten in de motor. Voor dit probleem zijn er momenteel drie mogelijke oplossingen: gebruik maken van een Wankel verbrandingsmotor 1, injectie van water in de cilinder of doorgedreven koeling toepassen. BMW kiest voor de laatste oplossing en maakt gebruik van een variabele kleppentiming om in elk werkingsregime te kunnen zorgen voor een optimale koeling van de cilinder. Hoe dit praktisch verwezenlijkt wordt behandelen we in de volgende paragrafen. Eerst bespreken we de basistechnologieën (ook gebruikt bij benzinemotoren) en nadien de toepassing van deze technologieën in een waterstofmotor. 1 Bij dit type motor zijn de verbrandings- en compressiekamer gescheiden zodat de kans op gloeiontsteking door hete punten bijna onbestaande is.

50 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN Gebruikte technologieën VANOS VANOS is een gecombineerd hydraulisch en mechanisch nokkenascontrolesysteem dat geregeld wordt door het motormanagementsysteem van de wagen. Het vanos systeem is gebaseerd op een verstelmechanisme dat de positie van de inlaatnokkenas t.o.v. de krukas kan aanpassen. Double-VANOS kan zowel de inlaat- als uitlaatnokkenas verstellen. Bij motoren werkend op benzine hangt de instelling van het Vanos systeem af van het toerental en de stand van het gaspedaal. Bij lage toerentallen worden de inlaatkleppen later geopend, wat de stationaire loopcultuur verbetert en een zachte werking bevordert. Bij gemiddelde toerentallen zullen de inlaatkleppen veel vroeger openen, wat het koppel en het vermogen doet stijgen en eveneens een uitlaatgasrecirculatie in de verbrandingskamer mogelijk maakt. Dit laatste zorgt voor een lager brandstofverbruik en lagere emissies. Ten slotte zal er bij hoge toerentallen voor gezorgd worden dat de inlaatkleppen terug later openen zodat de motor op vol vermogen kan werken. Vanos zorgt dus voor beduidend lagere emissies, verhoogt het vermogen en het koppel en biedt een beter brandstofrendement. Om het principe duidelijk te maken starten we eerst met het verklaren van de werking van VANOS en nadien pas van Double-VANOS Werkingsprincipe van VANOS Bij motoren met een bovenliggende nokkenas wordt deze aangedreven door een riem of ketting. Bij een Vanos systeem (VAriable NOckenwellen Steuerung) maakt men gebruik van een ketting en enkele tandwielen. Bij een traditioneel systeem wordt de nokkenas rechtstreeks aangedreven door de ketting en een tandwiel dat star verbonden is met de nokkenas. Bij een VANOS systeem ontbreekt deze starre verbinding. Er bevindt zich nog een overbrenging tussen het grote tandwiel, dat door de krukas via de ketting aangedreven wordt, en de nokkenas. Deze overbrenging heeft als voornaamste component een langwerpig tandwiel met schroefvormige vertanding. De regeling van de stand van de overbrenging gebeurt d.m.v. een hydraulisch mechanisme waarvan de oliedruk geregeld wordt door het motormanagement. Wanneer de schroefvormige vertanding verplaatst wordt zal er een relatieve verdraaiing van de nokkenas t.o.v. het aandrijvende tandwiel optreden.

51 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN 40 Figuur 5.1: Onderdelen van een VANOS systeem Bij stationair lopen is de nokkentiming later gezet. Bij een iets hoger toerental begint het motormanagementsysteem een solenoïde te bekrachtigen die ervoor zorgt dat d.m.v. oliedruk en via de overbrenging de nok 12.5 graden verdraaid wordt in het gebied van gemiddelde toerentallen. Bij hogere toerentallen geschiedt de verdraaiing in de omgekeerde zin, terug naar de oorspronkelijke stand. De vroegere opening van de kleppen zorgt bij gemiddelde toerentallen voor een betere vulling van de cilinder wat een hoger koppel oplevert. Men dient op te merken dat de timing hier alleen aangepast wordt bij twee vaste toerentallen. Figuur 5.2: Werking van het VANOS systeem

52 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN Double-VANOS Double-VANOS staat voor dubbele variabele nokkenas controle. Dit mechanisme zorgt voor een significante verhoging van het koppel daar de kleppentiming zowel aan in- en uitlaatzijde aangepast wordt aan het gewenste vermogen i.f.v. het toerental en de gaspedaalstand. Zoals hierboven reeds vermeld wordt de nokkenasstand bij een enkel VANOS systeem slechts bij twee toerentallen veranderd. Bij een double VANOS systeem is de kleppentiming van de in- en uitlaatnokkenas continu variabel doorheen bijna het volledige toerentalbereik. De openingsperiode van de inlaatkleppen kan 12 graden veranderen. Double-VANOS vereist zeer hoge oliedrukken zodat de nokkenasverstelling zeer snel en accuraat kan gebeuren. Het gevolg hiervan is een hoger koppel bij lage toerentallen en een groter vermogen bij hogere toerentallen. In vergelijking met single-vanos heeft een motor met Double-VANOS een koppelpiek die 450tpm lager ligt en een vermogenpiek die 200tpm hoger ligt. Algemeen heeft de koppelcurve ook een beter verloop in het gebied van tpm. De koppeldaling in het gebied gelegen achter het maximum vermogen is ook veel kleiner. Een heel belangrijk punt bij het gebruik van waterstof als brandstof is dat het systeem ook de stroom van warme uitlaatgassen naar het inlaatspruitstuk controleert en dit individueel voor alle werkingspunten. Dit wordt interne uitlaatgasrecirculatie genoemd. De hoeveelheid te recycleren uitlaatgassen kan fijn gedoseerd worden. Bijkomende pluspunten zijn dat tijdens het opwarmen van de motor met het VANOS systeem een beter lucht-/brandstofmengsel kan bekomen worden en er gezorgd wordt voor een snelle opwarming van de katalysator naar zijn normale werkingstemperatuur. Bij een stationair toerental van de motor zorgt het systeem voor een zachte werking door de uitlaatgasrecirculatie tot een minimum te beperken. Bij deellast wordt deze recirculatie verhoogd zodat de motor kan draaien bij een gunstiger gasklepstand. D.w.z. door de recirculatie zal men ervoor zorgen dat het volumetrisch rendement vermindert waardoor de gasklep meer moet openen om hetzelfde vermogen te leveren. Het gunstige gevolg is dat kleinere ladingsverliezen optreden in de buurt van de gasklep wat op zijn beurt zorgt voor een beter brandstofrendement. Bij volle belasting zorgt het systeem voor een kleine recirculatie waardoor de cilinders gevuld worden met een maximale hoeveelheid vers mengsel.

53 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN 42 Figuur 5.3: Double VANOS Valvetronic Het Valvetronic systeem steunt op een combinatie van hard- en software om het gebruik van een conventionele gasklep overbodig te maken Werking conventioneel systeem Voor de duidelijkheid schetsen we eerst nog even het principe van een conventioneel systeem met een gasklep. Het brandstofinjectiesysteem meet het luchtdebiet dat langs de gasklep passeert en bepaalt de vereiste hoeveelheid brandstof. Hoe meer de gasklep geopend staat hoe meer lucht in de verbrandingskamer terecht komt. Bij een kleine opening van de gasklep wordt de aanzuiging sterk belemmerd en creëert men een partieel vacuum in de inlaat tussen de gasklep en de verbrandingskamer. Dit vacuum weerstaat de zuigende en pompende werking van de zuigers waaruit we direct kunnen afleiden dat dit gepaard gaat met een groot energieverlies. Hoe trager de motor draait hoe groter dit effect. Figuur 5.4: Systeem met gasklep

54 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN Werking Valvetronic systeem Het Valvetronic systeem varieert de timing en de lift van de inlaatkleppen. Het beschikt over een conventionele inlaatnok maar bevat ook een secundaire excentrische as met een reeks hefbomen en volgers, activeerbaar via een stappenmotor. Als ingangssignaal maakt deze stappenmotor gebruik van de gaspedaalstand om de fase van de excentrische nok en dus de stand van de inlaatkleppen aan te passen. Figuur 5.5: Valvetronic systeem Het Valvetronic systeem vervangt de functie van de gasklep door een instelbare kleplift. Er is hiervoor geen riem of ketting nodig om de juiste timing te bepalen. Dit gebeurt softwarematig via een ingebouwde computer apart van het motormanagement systeem maar wel elektronisch ermee verbonden. In het algemeen verbetert Valvetronic het koudestart gedrag van de motor en zorgt voor lagere uitlaatemissies evenals voor een zachtere werking van de krachtbron. Door het ontbreken van een gasklep en de daarbij horende verliezen wordt het brandstofverbruik gereduceerd met 10%. Deze winst uit zich vooral in het lage toerentalgebied waar normaal de meeste verliezen optreden. Valvetronic minimaliseert de pompverliezen door de kleplift te minimaliseren en dus ook de hoeveelheid lucht die de verbrandingskamer binnenstroomt. Vergeleken met een conventioneel systeem met volgers vindt men bij een Valvetronic systeem twee extra excentrische assen, een elektrische motor en verschillende tuimelaars, die op hun beurt het openen en sluiten van de kleppen activeren. Als de tuimelaar dieper duwt zullen de inlaatkleppen een grotere lift vertonen

55 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN 44 en omgekeerd. Dus Valvetronic heeft de mogelijkheid om te voorzien in een lange aanzuigperiode (grote kleplift) of een korte aanzuigperiode afhankelijk van het vereiste werkingspunt van de motor. Figuur 5.6: Valvetronic systeem Enkele kenmerkende parameters van het Valvetronic systeem: De kleplift is variabel tussen 0 en 9.7mm De versteltijd tussen de uiterste standen van de wormoverbrenging neemt maximaal 300 milliseconden in beslag Gecombineerd met het Double Vanos kleppentiming mechanisme kan de nokkenas tot 60 graden verdraaid worden t.o.v. de krukas Tuimelaars dienen met een tolerantie van 0.008mm geproduceerd te worden Het rendement van Valvetronic motoren daalt snel wanneer het toerental 6000 tpm overschrijdt. Dit is vooral te wijten aan het gebruik van sterkere klepveren die hogere wrijvingsverliezen veroorzaken. Bij deze hogere toerentallen is er geen voordeel meer t.o.v. het gebruik van een conventionele gasklep daar deze laatste in dergelijke situatie bijna volledig geopend staat en dus weinig verliezen met zich meebrengt terwijl bij Valvetronic de klep dan met een grotere kracht dient geopend te worden.

56 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN Waterstof als brandstof Op de vraag wat bovenvermelde technologieën nu als voordeel bieden bij het gebruik van waterstof als brandstof kan een redelijk bondig antwoord geformuleerd worden. VANOS gecombineerd met Valvetronic zorgt voor een systeem met zeer ruim instelbare grenzen wat kleppentiming betreft. Bij gebruik van waterstof als brandstof kan het gecombineerde systeem dus gebruikt worden om de cilinder in elk werkingspunt zo maximaal mogelijk te koelen teneinde gloeiontsteking veroorzaakt door hot spots te reduceren. Ook kan men met het systeem zorgen voor een interne uitlaatgasrecirculatie wat opnieuw een positieve bijdrage levert aan het vermijden van gloeiontsteking BMW hydrogen Racer H2R Figuur 5.7: BMW hydrogen Racer H2R Voor de recordpoging die BMW ondernomen heeft werd gebruik gemaakt van een speciaal ontworpen prototype: de BMW H2R. De 6.0 liter 12 cylinder motor levert een maximaal vermogen van 210kW of 286pk bij gebruik van waterstof als brandstof. Dit was voor deze recordpoging ook de enige brandstof die gebruikt werd. De krachtbron accelereert de H2R naar 100km/h in 6s. Een topsnelheid van 302.4km/h kan bereikt worden. De negen records die gebroken werden kan men terug vinden in volgende tabel 5.1. We merken wel op dat er algemeen opgegeven wordt dat de wagen van 0 naar 100km/u kan accelereren in 6s, maar in de tabel zien we dat bij een acceleratie over 1/8 mijl bij staande start na 9.921s slechts een eindsnelheid van km/u gehaald wordt. Ondanks het raadplegen van

57 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN 46 Tijd in s Snelheid in km/h 1 kilometer Vliegende start mijl Vliegende start /8 mijl Staande start /4 mijl Staande start /2 kilometer Staande start mijl Staande start mijlen Staande start kilometer Staande start kilometer Staande start Tabel 5.1: 9 records behaald met BMW Hydrogen Racer H2R in september 2004 [27] andere bronnen kan hiervoor geen reden gegeven worden Aandrijving De 12 cilinder motor kan waterstof als brandstof gebruiken na aanpassing van zowel het motormanagement als de componenten die zorgen voor de lucht/brandstof mengselvorming. De belangrijkste verschillen op structureel vlak zijn de waterstofinjectieklep en de gepaste materiaalkeuze voor de verbrandingskamers. In tegenstelling tot het productiemodel met directe brandstofinjectie opteert men hier voor indirecte injectie via injectoren in het inlaatspruitstuk. Ook voor de klepzittingen wordt een andere materiaalkeuze gemaakt daar waterstof niet dezelfde smerende eigenschappen heeft als een lucht/benzine mengsel. Het motormanagement wordt zo aangepast dat het lucht/waterstofmengsel niet ontstoken wordt vóór de zuiger het BDP bereikt, wat een maximaal vermogen moet verzekeren. Deze werkwijze berust op de hoge vlamsnelheid van een ontstoken lucht/waterstof mengsel. Bij een lucht/benzine mengsel, waar de vlamsnelheid kleiner is, moet men er juist voor zorgen dat er bij stijgende toerentallen vroeger ontstoken wordt zodat de drukpiek juist bereikt wordt wanneer de zuiger opnieuw begint te dalen. Door de snellere verbranding van het lucht/waterstof mengsel, die zorgt voor een hogere verbrandingsdruk, verkrijgt men een hoger rendement daar er meer vermogen gegenereerd wordt uit een zelfde hoeveelheid energie. De hoge ontsteekbaarheid van waterstof is een voordeel in de verbrandingskamer maar kan lei-

58 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN 47 den tot problemen zowel binnen als buiten de verbrandingskamer met name gloeiontsteking en backfire. Om dit te vermijden heeft men een specifieke gascyclus en injectiestrategie ontworpen en maakt men gebruik van het hierboven besproken vanos systeem waardoor men in elk werkingspunt de gepaste hoeveelheid restgassen kan gebruiken. Vooraleer het lucht/waterstof mengsel in de cilinder stroomt worden de verbrandingskamers gekoeld met lucht om vroegtijdige ontsteking te voorkomen. Het VANOS en Valvetronic systeem bieden de mogelijkheid in elk werkingspunt een gepaste kleppentiming en kleplift te voorzien teneinde een optimale gaswisseling te bekomen. De 2 kernbegrippen die hierbij een cruciale rol spelen zijn koeling en interne uitlaatgasrecirculatie. Daar waterstof zo laat mogelijk ingespoten wordt in het inlaatspruitstuk dienen de injectoren te voldoen aan specifieke eisen. Ten eerste zijn de waterstofinjectoren groter dan deze bij benzineïnjectie. De reden is dat waterstof een veel groter volume inneemt per eenheid van energie dan benzine. Ten tweede dienen de injectoren, afhankelijk van het werkingspunt en onder invloed van sterk verschillende drukken, te kunnen werken met zowel zeer korte als relatief lange injectieperioden. Bij de ontwikkeling van deze nieuwe injectoren is een van de belangrijkste objectieven het kunnen inspuiten van een exacte hoeveelheid waterstof in het inlaatspruitstuk en dit in een zeer korte tijdspanne (bvb bij zeer hoge toerentallen) en onder volle belasting. Een goede mengselvorming zorgt voor een lager verbruik bij gedeeltelijke belasting en extra vermogen bij volle belasting. Bij vollast werkt de 12 cilinder met een lucht/brandstofverhouding λ = 1 zoals bij een conventionele benzinemotor. In deze omstandigheden kan de motor zijn maximale vermogen leveren op een zo efficient mogelijk manier. Bij deellast kan de motor gevoed worden met een arm mengsel (overmaat lucht aanwezig), wat opnieuw een voordeel is van waterstof. Er is wel een maar aan verbonden. Onder bepaalde omstandigheden kunnen er bij de verbranding van waterstof stikstofoxiden (NOx) gevormd worden. Het gebied waarin deze vorming optreedt situeert zich tussen λ = 1 en λ < 2. Boven λ = 2 daalt de vorming sterk tot bijna nul. De eenvoudigste oplossing is om dit gebied gewoon te vermijden, daar het niet noodzakelijk is om met deze lucht/brandstof verhoudingen te werken. Het motormanagementsysteem van BMW vermijdt deze regio volledig juist om NOx emissies te voorkomen. Hierdoor bekomt men een krachtige motor (niet zo krachtig als de benzineversie maar meer dan voldoende) die bijna geen schadelijke uitstoot veroorzaakt.

59 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN Veiligheid De brandstof wordt opgeslagen in een dubbelwandige tank met vacuüm isolatie die een capaciteit heeft van iets meer dan 11kg vloeibare waterstof. Deze wordt naast de bestuurder geplaatst. In totaal drie kleppen zorgen voor een optimale veiligheid. Een klep voor normale werking bij 4.5 bar. De twee andere veiligheidskleppen (redundantie) dienen om eventuele lekken in het omhulsel rond de tank uit te sluiten. Het omhulsel dient om de vloeibare waterstof op de vereiste temperatuur te houden. Wanneer er een lek zou in optreden zou de temperatuur snel stijgen waardoor de vloeibare toestand overgaat in een gasvormige met een grote drukstijging tot gevolg. 5 bar is de drempel voor de opening van de veiligheidskleppen. Gasdruk wordt opgebouwd in het brandstoftoevoersysteem door de stijgende temperatuur van de vloeibare waterstof. In de brandstofleidingen bouwt men extra kleppen in ter controle van de druk. Binnenin de tank bevinden zich ook kleppen die een controle mogelijk maken over de hoeveelheid waterstof die uit de tank gehaald wordt voor verbranding in de motor. Indien er een lek optreedt waarbij de voedingsdruk zou dalen onder 0,4 bar, sluiten de kleppen in de brandstoftoevoerleidingen automatisch waardoor de tank volledig afgesloten wordt van de omgeving. De toevoerleiding kan ook manueel afgesloten worden. Om een optimale voedingsdruk voor de injectoren te behouden zorgt het motormanagementsysteem voor een constante druk van 1,2 bar in de toevoerleiding. Het veiligheidssysteem wordt op zijn beurt gecontroleerd door een telemetrisch systeem (van hetzelfde type als toegepast in Formule 1). Vier waterstofsensoren worden op kritieke punten geplaatst om enige vorm van lekkage onmiddellijk op te sporen en de bestuurder te verwittigen Chassis, ophanging en koetswerk De H2R maakt gebruik van hoogtechnologische componenten waaronder een aluminium spaceframe chassis en ophanging en een aluminium skelet bedekt met door koolstofvezel versterkte plastic platen. Het resultaat is een zeer sterke structuur met een zeer lage totale massa van 1560 kg inclusief volle brandstoftanks en bestuurder. De totale lengte bedraagt 5,4 m en de luchtweerstandscoëfficiënt bedraagt slechts 0,21. Achteraan de wagen wordt een diffusor geplaatst om wervelingen achter de wagen bij hoge snelheden te beperken daar deze een extra weerstand betekenen.

60 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN Huidig model De tweede generatie, de opvolger van de 750hL, is de 745h, opnieuw een afgeleide van de vernieuwde 7 serie (E65). Deze wordt aangedreven door een 4.4-liter V8 motor die beschikt over de laatste nieuwe technologieen als bi-vanos, Valvetronic en een volledig variabel inlaatspruitstuk. De 745h kan zowel rijden op waterstof als op benzine. Werkend op waterstof ontwikkelt deze motor een maximum vermogen van 184pk en kan hiermee een topsnelheid bereikt worden van 214 km/h. Het rijbereik bedraagt ongeveer 300km op waterstof en 650 km op benzine wat samen toch een bereik van ongeveer 950km geeft. De energievoorziening van alle randapparatuur wordt verschaft door een brandstofcel onafhankelijk van de motor. Figuur 5.8: 745h Toekomstplannen BMW beschikt momenteel over voldoende ervaring om te starten met een productiemodel. Dit zal een dual fuel versie worden op basis van de huidige 7 serie. De topsnelheid zal 215km/h bedragen en het rijbereik ongeveer 200km voor waterstof en 500km voor benzine. BMW voorziet dat tegen het jaar 2010 verschillende duizenden voertuigen aangedreven met een waterstofverbrandingsmotor op onze wegen zullen rondrijden. Tegen het jaar 2020 zou dit een vierde van alle wagens moeten zijn. Het probleem van een ontbrekende tankinfrastuctuur is niet van blijvende aard. Momenteel worden in grote steden en langs belangrijke verbindingswegen de eerste waterstoftankstations gebouwd en hun aantal zal in de toekomst ongetwijfeld exponentieel toenemen.

61 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN Infrastructuur Vooraleer men waterstof als brandstof voor voertuigen op grote schaal kan invoeren moeten er nog vele obstakels uit de weg geruimd worden, vooral op het gebied van infrastructuur. Waterstof kan alleen aanvaard worden als redelijk alternatief van gewone brandstof als het geproduceerd wordt uit hernieuwbare energie. Daartoe nam BMW deel aan testen omtrent milieuvriendelijke productie van waterstof. Naast wind- en hydrolektrisch vermogen biedt zonneënergie de beste vooruitzichten voor productie van waterstof op industriële schaal. Zonneënergie wordt reeds enkele jaren succesvol gebruikt om stoom te produceren in de woestijn van Californië. De zonneënergie wordt ginder opgevangen door parabolische spiegels. Men is momenteel ook bezig met het ontwikkelen van een technologie waardoor water rechtstreeks gesplitst wordt in waterstof en zuurstof m.b.v. zonnëenergie, zonder elektriciteit als tussenstap te moeten produceren. Figuur 5.9: Tanken van vloeibare waterstof Bij Solar-Wasserstoff-Bayern (SWB) werd een vooruitstrevend en gebruiksvriendelijk waterstoftanksysteem ontworpen dat werkt met vloeibaar waterstofgas. De tijd om te tanken werd gereduceerd van meer dan één uur tot minder dan 3 minuten en tegelijkertijd werden verliezen door verdamping vermeden (fig 5.10). Het SWB project wordt nu al voor drie jaar verder gezet in het eerste publieke tankstation voor vloeibare waterstof. Dit project wordt ondersteund door twaalf

62 HOOFDSTUK 5. BEHAALDE RESULTATEN 51 industriële bedrijven en levert een belangrijke bijdrage aan het testen van de waterstoftechnologie via een pilootinstallatie waarbij ook een sterke nadruk gelegd wordt op de nabijheid van de klant. BMW voertuigen tanken nu vloeibare waterstof en gedurende reeds drie jaar bereiken ze uitstekende resultaten. Figuur 5.10: Tanken van vloeibare waterstof: reduceren van benodigde tijd en vermijden van verliezen door verdamping Zowel na het produceren als na het tanken van waterstof dient men het ook nog gemakkelijk te kunnen opslaan. Dit is niet eenvoudig aangezien waterstof heel vluchtig is. Men kan waterstof dan ook best vergelijken met elektriciteit aangezien dit ook een drager is van energie die heel moeilijk kan gestockeerd worden. Voor tijdelijke opslag zijn er 2 mogelijkheden: Vloeibare opslag (Zoals toegepast bij BMW) Gasvormige opslag ( bar) Om waterstof in vloeibare toestand op te slaan is heel wat extra energie vereist en dient men dus goed de voor- en nadelen af te wegen. Als deze energie uit hernieuwbare bronnen kan gehaald worden is er geen keerzijde aan de medaille. Bij gasvormige opslag dient men heel hoge opslagdrukken te gebruiken daar anders geen voldoende rijbereik verkregen kan worden en is er dus ook veel extra energie vereist, doch heel wat minder dan bij het vloeibaar maken van waterstof. BMW kiest dus toch voor de vloeibare opslag daar de energiedensiteit bijna verdubbelt t.o.v. gasvormige opslag.

63 Deel II Audi proefstand 52

64 Hoofdstuk 6 Proefstand in september 2004 Het doel van dit hoofdstuk is de voornaamste onderdelen van de motor te situeren die in het verdere verloop van deze tekst zullen worden aangehaald. Tevens zullen we trachten een beknopte uitleg te geven over de werking ervan. Voor een volledige beschrijving verwijzen we naar vorige eindwerken [8] [5]. 6.1 Krukkast, zuiger en cilinderkop De krukkast en de zuiger zijn afkomstig van een Audi 1600 dieselmotor. Deze motor werd gebruikt bij de Volkswagen Golf en Passat (model ). Het is een prototype 1-cilinder motor van 400cc per cilinder die door Audi gebruikt is als testmotor. Dit soort motor is ideaal om testen op uit te voeren. De invloed van de wisselwerking tussen de 4 cilinders is immers niet aanwezig. Oorspronkelijk was de motor uitgerust met een kwartscilinder om visueel het verbrandingsproces/stromingspatroon te kunnen waarnemen. Op het labo is dan de oorspronkelijke zuiger in de proefstand teruggeplaatst. Om de gewenste compressieverhouding te verkrijgen is de cilinder afgedraaid en de positie van de cilinderkop iets verhoogd door een dichting tussen de cilinderkop en het motorblok aan te brengen. Deze krukkast is het meest kritische onderdeel van de proefstand. Door het intensieve gebruik van de laatste jaren zijn de schroefdraden die het kleppendeksel aan de cilinderkop bevestigen verzwakt. Hierdoor is het aan te raden het kleppendeksel zo weinig mogelijk te openen en er zeer omzichtig mee om te springen. 53

65 HOOFDSTUK 6. PROEFSTAND IN SEPTEMBER Ontsteking en injectie De ontsteking gebeurt met een bougie (Bosch UR3AS) met bijhorende bobine (BERU) die zorgt voor de nodige spanning voor de ontwikkeling van de ontstekingsvonk. De inspuiting van waterstof gebeurt met één injector (KOLTEC) in de inlaatleiding. De injector levert een massadebiet van 0,66g/s. 6.3 Inlaatkanaal Het inlaatkanaal bestaat uit verschillende onderdelen. In volgorde van doorstromen hebben we: een luchtfilter, een luchtdebietmeter, een bufferton, een waterstofsensor in de ton, een verbindingsbuis tussen de ton en de motor, een gasklep en een druksensor. De bufferton is nodig om de sterke fluctuaties van de inlaatdruk ten gevolge van het gebruik van een 1-cilindermotor te vermijden. De waterstofsensor in de ton dient als veiligheid voor de gebruikers. Bij de minste detectie van waterstof in de ton schakelt het beveiligingssysteem de motor uit zodat explosies kunnen vermeden worden. Via de doorzichtige verbindingsbuis is het mogelijk het verschijnsel van backfire als een vlam in de uitlaat (zie hoofdstuk backfire) met het blote oog waar te nemen. De gasklep tussen het verbindingsstuk en de cilinder moet het vermogen van de motor aanpassen zonder de injectieduur van de brandstof te veranderen. Deze gasklep wordt bij gebruik van waterstof meestal volledig open gezet en heeft dus geen echte functie. 6.4 Druksensoren Algemeen De verschillende soorten drukpickups zijn hieronder opgesomd samen met hun belangrijkste voordelen: Piëzo-elektrische drukpickups lange levensduur grote verwerkingssnelheid geen prestatieverlies

66 HOOFDSTUK 6. PROEFSTAND IN SEPTEMBER groot meetgebied hoge eigenfrequentie groot temperatuurbereik relatief kleine afmetingen Piëzo-resistieve drukpickups Tragere verwerkingssnelheid Weergave van absoluut drukverloop Watergekoelde versie Meest accuraat Beter bestand tegen thermo-shock ( p < ±2bar) Grotere afmetingen Montage en randapparatuur duur Niet watergekoelde versie Minder bestand tegen thermo-shock ( p < ±3bar) Een uitgebreide beschrijving van de verschillende soorten druksensoren kan men vinden in voorgaand eindwerk [8] Drukpickups op de proefstand De datasheets van de verschillende gebruikte drukpickups zijn achteraan te vinden in de appendix. Inlaat Voor de inlaat werd een Kistler Type 4075A20 (Kistler is de producent) gekozen. Naast het opnemen van het drukverloop in het inlaatkanaal heeft deze pickup ook nog een andere functie.

67 HOOFDSTUK 6. PROEFSTAND IN SEPTEMBER Met deze piëzo-resistieve drukpickup kan men een absolute druk opmeten. Men maakt gebruik van deze absolute druk om het relatieve druksignaal uit de cilinder naar absolute waarden te refereren 1. Figuur 6.1: De drukpickup in de inlaat Cilinder Voor de drukpickup in de cilinder werd door onze voorganger een niet watergekoelde pickup Kistler (Type 6125B) gekozen. De drukpickup werd gemonteerd in een bestaand gat dat hiervoor werd aangepast. Belangrijk is op te merken dat de drukpickup via een koperen huls (waarrond koelwater stroomt) werd gemonteerd. Figuur 6.2: De drukpickup in de cilinder 1 de uitgebreide uiteenzetting kan men vinden in [8]

68 HOOFDSTUK 6. PROEFSTAND IN SEPTEMBER MoTeC MoTeC is een DOS ondersteund motormanagmentsysteem. De module die hiervoor gebruikt wordt op de proefstand is van het type M4 uitgerust met een Motorola 32 Bit microprocessor. De belangrijkste en meest courante functies die het biedt zijn regeling van injectie en ontsteking. De basis van deze regelingen gebeurt in functie van het toerental en de belasting (load - efficiency), in ons geval aangelegd met behulp van een potentiometer. De injectie wordt ingesteld als percentage van de IJPU (de basis inspuitduur van de injector). Bij deze proefstand bedraagt deze 14 milliseconden. De timing (=einde) van injectie wordt bepaald als aantal graden krukhoek voor het bovenste dode punt (BDP). Courante waarden hiervoor liggen tussen 140 kh en 180 kh. De voorontsteking wordt ingesteld als het aantal gradenkrukhoek voor het BDP. In het verdere verloop van dit eindwerk zullen we regelmatig verwijzen naar bepaalde specifieke instellingen die werden aangepast. Figuur 6.3: De MoTeC module

69 HOOFDSTUK 6. PROEFSTAND IN SEPTEMBER Eigenschappen van de motor in september 2004 [8] Aantal cilinders: 1 Cilinderdiameter: 77,02 mm Drijfstanglengte: 0,254 m Slag: 86,385 mm Slagvolume: 402,471 cm 3 Compressie: 11 Schadelijk volume cilinderkop: 9000 mm 3 Schadelijk volume cilinder: mm 3 IN open voor BDP: 23 IN sluit na ODP: 50 UIT open voor ODP: 80 UIT sluit na BDP: 15 Tabel 6.1: Eigenschappen van de motor in september 2004

70 Hoofdstuk 7 Aanpassingen aan de proefstand 7.1 2de injector Gezien er met de configuratie van vorig jaar (1 injector) een slechte backfiregrens werd bereikt, hebben we beslist om een tweede injector te plaatsen (zie figuur 7.1) van hetzelfde type als de eerste (KOLTEC, debiet 0,66g/s). Deze tweede injector hebben we in één van de voorziene plaatsen in de inlaatleiding geplaatst. Figuur 7.1: Plaatsing van de 2 injectoren Er werd een T-stuk vervaardigd om de twee injectoren van de nodige waterstof te voorzien. Op de figuur kunnen we zien dat de brandstof naar de ene injector een bocht van 90 neemt, terwijl de brandstof naar de andere injector rechtdoor kan stromen. Ter compensatie van de verliezen in de bocht hebben we deze leiding dan ook het kortst gehouden. Zo hebben we ongeveer gelijke verliezen voor beide injectoren willen bekomen, zodat beide injectoren ongeveer een gelijk debiet zouden toegestuurd krijgen. Gezien de waterstof gasvormig wordt ingespoten hebben we geen verdere aandacht besteed (geen CFD modellen gehanteerd) om de meest efficiënte vorm van de splitsing te bepalen. 59

71 HOOFDSTUK 7. AANPASSINGEN AAN DE PROEFSTAND 60 Figuur 7.2: T-stuk voor 2 injectoren In een eerste fase hebben we het signaal afkomstig van MoTeC voor het aansturen van de injectoren opgesplitst en zo beide injectoren parallel aangestuurd. De enige aanpassing die hiervoor in MoTeC diende te gebeuren was de aanpassing van de IJPU. Aangezien we met twee injectoren tegelijk inspuiten zouden we kunnen denken de IJPU te halveren, dus naar 7 milliseconden te brengen. Dit is niet het geval aangezien we rekening moeten houden met de dode tijd van de injectoren. Door het gebruik van twee injectoren is de dode tijd immers verdubbeld. Hierdoor hebben we de IJPU op 8 milliseconden ingesteld. Voor de beschrijving van het apart aansturen van de injectoren kan u meer informatie vinden in paragraaf Drukpickup in uitlaat Wegens problemen met een onrealistisch drukverloop in de cilinder (zie hoofdstuk 8) hebben we besloten een drukpickup in de uitlaat te plaatsen. De uitlaatdruk is ook interessant om het drukverloop over de volledige motor, van inlaat tot uitlaat, te kennen. Er werd gewerkt met een watergekoelde drukpickup. We hebben dit model gekozen omdat het in het labo reeds beschikbaar was en de aankoop van een druksensor met specifieke eigenschappen te duur is. Het was wel noodzakelijk een watergekoeld type te nemen omdat de temperaturen in de uitlaat tot ±400 C kunnen oplopen. Bij langdurige belasting zou dit voor schade aan de drukpickup kunnen zorgen wegens oververhitting. Uiteindelijk is gebleken dat deze sensor ruim voldoet aan de eisen en een getrouw drukverloop van de uitlaat weergeeft. De uitlaatbuis zelf is reeds van

72 HOOFDSTUK 7. AANPASSINGEN AAN DE PROEFSTAND 61 een gat met schroefdraad voorzien waar de pick-up zonder problemen kan worden ingebouwd. Het is belangrijk te weten dat er in het reeds aanwezige gat een soort diafragma aanwezig is. Dit soort vernauwing kan zorgen voor enige onnauwkeurigheid ivm resonanties. Dit bleek achteraf toch geen probleem. Figuur 7.3: Drukpickup in de uitlaat 7.3 Verschuiving tand afstellen Zoals we in paragraaf 8.5 zullen aantonen, sluit de uitlaatklep in de oorspronkelijke proefopstelling te vroeg. Om dit probleem op te lossen is het noodzakelijk de kleppentiming aan te passen. Aangezien de proefstand niet over een variabele kleppentiming beschikt, hebben we besloten de nokkenas te verschuiven tov de krukas. De nokkenas wordt langs buiten aangedreven door een tandriem. Door de riem op de nokkenas een aantal tanden te verschuiven (door tijdelijk verwijderen van de tandriem) kunnen we het sluiten van de uitlaatklep verlaten. Nadeel van deze methode is wel dat we zo niet alleen de kleppentiming van de uitlaat aanpassen, maar ook die van de inlaat, de injectietiming en de ontstekingstiming. Figuur 7.4: Tandwiel

73 HOOFDSTUK 7. AANPASSINGEN AAN DE PROEFSTAND 62 Figuur 7.5: Tandwiel Uit het drukverloop van paragraaf 8.4 kunnen we afleiden dat we de uitlaatklep later moeten laten sluiten. Het uitwendige tandwiel waar de tandriem op ingrijpt bevat 44 tanden. Deze 44 tanden verdeeld over een volledige cyclus van 360 kh leverde ±16 kh per tand. Door deze ingreep verschuift de volledige kleppentiming over 16 kh. 7.4 Terugkoppelingen In deze paragraaf zullen we een aantal veranderingen beschrijven die we aan de hardware van de MoTeC besturingseenheid hebben aangebracht. Een aantal van deze aansluitingen zullen we voor dit eindwerk niet gebruiken en ook niet verder bespreken. Wel willen we vermelden dat het gebruik in de toekomst nuttig zou kunnen zijn. Op die manier wordt vermeden dat de behuizing van de controlebank moet geopend worden en kan er gemakkelijk overgegaan worden tot aansluiting van een sensor. De draden zijn op de proefstand gelabeld elk met hun respectievelijke functie. Op figuur 7.6 kan men volgende aansluitingen terugvinden: gasklep of lambda-sonde (zie hoofdstuk terugkoppelingen) TP (=Throttle position) load MAP H 2 -druk of p atmosfeer Aux Volt (=Auxiliary Voltage) H 2 -temperatuur AT (=Air Temperature) ET (=engine temperature) niet aangesloten

74 HOOFDSTUK 7. AANPASSINGEN AAN DE PROEFSTAND 63 Aux Temp (=Auxiliary Temperature) niet aangesloten eerste injector Injector 1 tweede injector Injector 2 Figuur 7.6: Schema van de bedrading in MoTeC Aansluiting van 2 injectoren Op het schema van de MoTeC module hebben we uitgangen injector 1 en injector 2 met de respectievelijke injectoren verbonden. Om ze ook effectief afzonderlijk aan te sturen zijn er

75 HOOFDSTUK 7. AANPASSINGEN AAN DE PROEFSTAND 64 volgende acties nodig: 1. In het menu General Setup / Miscellaneous Setup / Secondary Injection Ratio moet men de verhouding van de debieten van beide injectoren instellen. In ons geval kozen we voor de waarde 1 aangezien we met twee identieke injectoren werken. 2. In het menu Fuel / Secondary Balance Table kan men de debietverhouding van beide injectoren instellen. Voor injectie met beide injectoren vullen we 50 % (van de primaire in). Voor het gebruik van de primaire injector vullen we 100%, voor de secundaire 0%. Dit kan ingesteld worden in functie van de belasting en het toerental. 3. In het menu Fuel / Secondary Injection Timing kan de injectietiming van de secundaire injector worden ingesteld onafhankelijk van de primaire. Zo is het mogelijk beide injectoren op een verschillend moment te laten inspuiten. 7.5 Kastdrukmetingen Omwille van de gebruiksvriendelijkheid werden alle druktoestellen en randapparatuur in een kast samen geplaatst. Een schema van de aansluiting kan u hieronder vinden. Figuur 7.7: Schema van de bedrading van de kast voor de drukmetingen

76 Hoofdstuk 8 Drukpiek 8.1 Inleiding Al bij de start van het eigenlijk onderzoek naar backfire werden we geconfronteerd met een extra probleem. Bij het drukverloop in de cilinder werd een drukpiek waargenomen bij het einde van de uitlaatslag. Voor alle duidelijkheid schetsen we eerst de kleppentiming op een pv-diagram zoals opgemeten bij de aanvang van dit academiejaar. Figuur 8.1: Kleppentiming In theorie zien we dat in de zone rond het BDP (Bovenste Dode Punt) zowel de inlaat als uitlaat geopend zijn (klepoverlap). Het ontstaan van een drukpiek in deze zone is niet logisch. Op de 65

77 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK 66 volgende figuur zien we deze nochtans duidelijk verschijnen. Figuur 8.2: Drukpiek bij compressieverloop De oorzaak van het probleem kan zich op 3 verschillende plaatsen situeren: in de inlaat, in de cilinder of in de uitlaat. Bij het opsporen van de oorzaak hebben we verschillende mogelijkheden bekeken: 1. De drukpickup werkt niet naar behoren. Dit kan onderzocht worden door het plaatsen van een tweede drukpickup in het bougiegat van de cilinder. 2. Door interactie van drukgolven in de inlaat ontstaat er daar een drukpiek die doorgegeven wordt naar de cilinder (op het kritieke moment staat de inlaatklep geopend). Hiervoor kunnen we de timing en amplitude van de drukgolven in de inlaat vergelijken met de amplitude van de drukpiek in de cilinder. 3. In de uitlaat bevindt zich een obstructie die bij het einde van de uitlaatslag een compressie veroorzaakt. 4. De uitlaatklep sluit voor de uitlaatslag beëindigd is, zodat het resterende volume wordt gecomprimeerd. Om al deze mogelijkheden te kunnen onderzoeken is het nodig om het drukverloop in de cilinder, de inlaat en de uitlaat te kunnen opmeten. In het uitlaatkanaal was er nog geen drukpickup aanwezig, waardoor we dus ook een sensor in de uitlaat geplaatst hebben (zie paragraaf 7.2). Op die manier wordt het mogelijk het drukverloop over de hele cyclus in kaart te brengen.

78 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK 67 De teststrategie ziet er als volgt uit: 1. Drukmetingen bij compressie ( tpm, gasklep open)(paragraaf 8.2) 2. Drukmetingen met een extra drukpickup in het bougiegat (compressie: tpm, gasklep open)(paragraaf 8.3) 3. Drukmetingen bij compressie maar met gesloten gasklep ( tpm)(paragraaf 8.4) 8.2 Drukmetingen bij compressie De motor wordt extern aangedreven door een elektromotor en op die manier werkt de waterstofmotor als een compressor. Metingen zijn uitgevoerd vanaf 1400 tpm tot 3400 tpm. Hoe hoger het toerental hoe meer uitgesproken de compressie/drukpiek wordt in de uitlaatslag. Om een zo duidelijk mogelijk beeld te kunnen geven beschouwen we metingen bij 3000 tpm Invloed van de inlaat De algemene trend die we bij alle metingen kunnen waarnemen, zien we in figuur 8.3. Aanvankelijk zien we geen grote invloed van het drukverloop in de inlaat op de piek in de cilinder of omgekeerd. Als we nu inzoomen op de druk in de inlaat zien we nog altijd geen grote invloed. We dienen er wel rekening mee te houden dat de drukgolven die ontstaan in de cilinder interageren met de drukgolven in de inlaat zodat het op deze manier mogelijk is dat de piek niet onmiddellijk merkbaar is. Wanneer we het tijdstip van optreden controleren, zien we dat rond de zone van 360 kh de druk in de inlaat (zie figuur 8.4) opnieuw een stijging vertoont. Doch de drukstijging bedraagt hier 0,1 bar terwijl deze in de cilinder bij dit toerental ongeveer 1,8 bar bedraagt op 380 kh (zie figuur 8.3 en 8.4). Op de Y-as worden de drukken weergegeven in Pascal. Uit deze metingen kunnen we nog geen duidelijke conclusie trekken.

79 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK 68 Figuur 8.3: Drukverloop in cilinder en inlaat bij 3000tpm Figuur 8.4: Drukverloop in de inlaat

80 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK Invloed van de uitlaat Wanneer we nu de cilinderdruk plaatsen naast deze in de uitlaat krijgen we een volgend verloop: Figuur 8.5: Drukverloop in cilinder en de uitlaat Er lijkt opnieuw geen directe invloed van de drukpiek in de cilinder op het drukverloop in de uitlaat, waardoor het lijkt dat de uitlaat geïsoleerd is van de cilinder. Bij inzoomen op dit verloop zien we dat er een drukstijging is van 0,005 bar (figuur 8.6), dus verwaarloosbaar t.o.v. de piek in de cilinder. Figuur 8.6: Drukverloop in de uitlaat

81 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK Vergelijking met andere drukpickup Bij vergelijking met een andere drukpickup (geleend bij de firma ABC) die we in de cilinder hebben aangebracht via de opening van de bougie en die tegelijkertijd functioneert met de eerst aangebrachte pickup, zien we dezelfde piek ontstaan in het drukverloop. Figuur 8.7: Drukverloop in de cilinder met andere drukpickup Figuur 8.8: Vergelijking van het drukverloop in de cilinder met de originele drukpickup (rood) en de ABC drukpickup (blauw)

82 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK 71 We dienen op te merken dat men met beide modellen een andere maximale druk waarneemt. De oorzaak hiervan ligt bij de ijking van de geleende pickup. Daar het verloop kwalitatief correct is en we deze pickup verder niet meer gebruikt hebben, hebben we hier geen verdere aandacht aan besteed. Met de hierboven opgesomde feiten kan nog geen eenduidige reden gevonden worden voor het ontstaan van de drukpiek. 8.4 Drukmetingen bij compressie met een gesloten gasklep Een volgende stap in het onderzoek naar de oorzaak van de drukpiek is het uitvoeren van compressiemetingen met gesloten gasklep. Opnieuw wordt de motor extern aangedreven door een elektromotor en werkt de waterstofmotor aldus als een compressor. Het enige verschil met de vorige metingen is dat de gasklep, die zich in de inlaatleiding bevindt, nu afgesloten is. Deze gasklep kunnen we bedienen met een hendel aan de proefbank. We kunnen opnieuw de cilinderdruk vergelijken met zowel de druk in de inlaat als deze in de uitlaat Invloed van de inlaat Figuur 8.9: Drukverloop in de cilinder en inlaat met gesloten gasklep

83 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK 72 Op figuur 8.9 zien we duidelijk het ontstaan van een piek in de inlaat. Het voordeel van deze meting is dat men geen rekening dient te houden met drukgolven, die ontstaan door de luchtstroming, in de inlaat. Dit was bij het opmeten met open gasklep wel het geval. We zien dat de piek in de inlaat pas optreedt na de piek in de cilinder, meerbepaald kh. Een eerste veronderstelling zou kunnen zijn dat de piek in de cilinder ontstaat en nadien doorgegeven wordt naar de inlaat daar de inlaatklep geopend is op dit tijdstip Invloed van de uitlaat Het drukverloop in de cilinder en de uitlaat wordt gegeven in figuur We zien hier geen directe invloed van de cilinderdruk op de uitlaatdruk, wat doet vermoeden dat er geen rechtstreekse verbinding is tussen de cilinder en de uitlaat, m.a.w. de uitlaat is op een of andere manier afgesloten van de cilinder. Dit kan doordat de uitlaatklep op dit ogenblik reeds gesloten is of als er zich tussenin ergens een obstructie bevindt. Wanneer we verder inzoomen op het drukverloop in de uitlaat krijgen we figuur Hier wordt geen drukpiek waargenomen. Figuur 8.10: Drukverloop in de cilinder en uitlaat met gesloten gasklep

84 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK 73 Figuur 8.11: Drukverloop in de uitlaat met gesloten gasklep 8.5 Hypothese De hypothese luidt dat de drukpiek ontstaat in de cilinder doordat de uitlaatklep te vroeg gesloten wordt. Hierdoor treedt in de cilinder een compressie op waardoor een drukpiek ontstaat. Door het feit dat op dit moment de inlaatklep nog geopend is, wordt deze drukpiek doorgegeven naar de inlaat (zie figuur 8.9). Om deze hypothese te staven dienen we de kleppentiming aan te passen door de nokkenas relatief te verdraaien t.o.v. de krukas. Het doel is de uitlaatklep later te laten sluiten. We dienen op te merken dat hierdoor ook de inlaatkleppentiming verlaat wordt. Om deze verandering te bereiken kunnen we de distributieriem, die de nokkenas aandrijft, 1 tand verschuiven. Dit geeft de volgende verandering in de kleppentiming: = 16 kh

85 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK 74 Figuur 8.12: Verandering van de kleppentiming met 16 kh Op het tandwiel staan 44 tanden en aangezien de nokkenas aan de halve snelheid van de krukas draait dienen we de verhouding te vermenigvuldigen met 2. Door het verlaten van de uitlaatkleppentiming met 16 kh zijn we nu zeker dat deze niet meer gesloten is wanneer de zuiger zich in het BDP bevindt. Indien de drukpiek op een andere manier zou ontstaan zou hij na deze veranderingen nog steeds waarneembaar moeten zijn. Figuur 8.13: Verplaatsen van de distributieriem

86 HOOFDSTUK 8. DRUKPIEK Besluit Het drukverloop, alsook het pv-diagram na verschuiving van één tand is nu vergeleken met het drukverloop met de piek in figuur Het rode komt overeen met de drukpiek, het blauwe met het goede/verwachte verloop. Figuur 8.14: verloop vóór en na verschuiven van één tand a. drukverloop b. pv-diagram We kunnen dus aannemen dat het probleem veroorzaakt werd door een verkeerde kleppentiming. Opmerking: door de nokkenas 1 tand te verplaatsen t.o.v. de krukas werd de timing wel in één stap 16 kh veranderd. Het voordeel van deze werkwijze is dat men deze aanpassing zonder enig probleem ongedaan kan maken. Een andere mogelijkheid was om het tandwiel dat de nokkenas aandrijft los te koppelen en lichtjes te verschuiven om een kleinere aanpassing van de timing te verkrijgen maar dit zou een terugkeer naar de oorspronkelijke situatie onmogelijk maken. Daar op het moment van de verschuiving de oorzaak nog niet gekend was, werd geopteerd voor de eerste werkwijze.

87 Hoofdstuk 9 Drukmetingen 9.1 Defecte drukpickup Het defect van de drukpickup hebben we kunnen vaststellen doordat de druk gemeten met de sensor volledig wegviel. Bij onderzoek achteraf blijkt dat het defect aan de drukpickup in verschillende fasen ontstaan is. Dit konden we vaststellen aan de hand van metingen. Hieronder zullen we kort de verschillende stappen beschrijven e fase mechanische rendementen > 1 In tabel 9.2 vergelijken we twee metingen van twee opeenvolgende meetsessies bij een zelfde toerental. Bij de tweede meting (op ), blijkt dat het mechanisch rendement groter is dan 1, nl. 1,27. Dit is uiteraard niet mogelijk. Het mechanische rendement wordt berekend aan de hand van drukgrootheden [8]. Er is dus iets mis met de metingen Fout in logp-logv diagram Indien we opnieuw een vergelijking maken tussen beide metingen, maar nu het logp-logv diagram bekijken, kunnen we vaststellen dat bij de eerste meting het logp-logv diagram een normaal verloop heeft. We zien dat beide schuinhellende delen twee evenwijdige rechten vormen. Bij de tweede metingen zien we een knik in één van beide rechten. Dit is opnieuw een duidelijke aanwijzing dat er iets grondig mis is met het drukverloop. 76

88 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 77 Grootheden Meting op 28 okt 2004 (nr.15) Meting op 10 nov 2004 (nr.04) patm Tatm 21,9 19,5 n (tpm) VO (kh) 7,5 6,0 PW (msec) 4,9 6,9 remkracht (N) Tuitlaat (C) ,6 Vuego (V) 3,42 3,7 Qlucht (Nm3/h) 12,8 14,2 QH2 (Nm3/h) 3,6 2,93 Injectiedruk (bar) 2,0 2.0 Einde injectie voor BDP (kh) Tabel 9.1: Vergelijking tussen de metingen van 28 oktober en 10 november Grootheden berekend uit drukverlopen Meting op 28 okt 2004 (nr.15) Meting op 10 nov 2004 (nr.04) Wi (J) Pi (W) pmax (bar) 74,7 35,6 a (kg brandstof/werkslag) ,87845E-06 geïndiceerd rendement 0,320 0,229 pi (bar) 5, ,32 mechanisch rendement 0,934 1,27 Tabel 9.2: Vergelijking tussen berekende grootheden van 28 oktober en 10 november

89 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 78 Figuur 9.1: Vergelijking logp-logv diagram (links: meting op 28 okt 2004 (nr.15) - rechts: meting op 10 nov 2004 (nr.04) Niet-fysisch drukverloop Een volgende stap bij het defect gaan van de drukpickup is het optreden van een niet fysisch drukverloop. Dit toont ons de curve van een compressiemeting in figuur 9.2. Op het eerste zicht is dit fenomeen niet goed waar te nemen, maar na inzoomen op het gebied van het einde van de expansie zien we dat de druk plots op nul terugvalt. Het transiëntregime wordt dus niet gevolgd. Figuur 9.3 toont hoe het verloop er normaal zou moeten uitzien. Figuur 9.2: Niet-fysisch drukverloop + detail einde expansie Figuur 9.3: Detail einde expansie bij normale werking

90 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN de fase In de tweede fase geeft de druksensor een te lage waarde weer bij een compressie meting (1 bar i.p.v. ± 20 bar). Bij een herijking van de pickup op de testbank kunnen we onderstaand verloop vaststellen. De versterker die bij deze opstelling gebruikt wordt, staat ingesteld op 20bar/V. Op deze manier kunnen we gemakkelijk de gemeten elektrische spanningen omzetten in druk. Gewicht (kgf/cm 2 ) opgelegde druk (bar) Voltage (V) gemeten druk (bar) 5 4, , ,72 0,141 2, ,62 0,349 6, ,53 0,585 11,7 Tabel 9.3: Resultaten van herijking op testbank Hieruit kunnen we besluiten dat de gevoeligheid van de pickup aangetast is en we een druksignaal slechts vanaf 15kgf/cm 2 (= 14,72bar) kunnen detecteren Analyse volgens Kistler De oorzaak van het defect is niet direct duidelijk. Er is een kleine ringvormige inkeping op het oppervlak van de sensor aanwezig waardoor we op het eerste zicht aan een fysische indrukking van de koperen huls denken. Om zekerheid over de oorzaak te verkrijgen is de pickup naar de constructeur (Kistler) opgestuurd voor verdere analyse. De resultaten van de analyse zijn de volgende: de indrukking is eigen aan het type sensor geen fysische indrukking bij verbranding/beschadiging van het membraan door te hoge temperaturen kleurt het membraan blauw het membraan van de sensor heeft geen blauwe schijn, dus is deze niet aan te hoge temperaturen blootgesteld beschadigen door trillingen die ontstaan door drukgolven (stootverbranding) vermits de pickup niet rechtstreeks in de cilinder uitgeeft maar een klein kanaaltje de verbinding vormt

91 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 80 tussen de cilinder en de sensor, is dit de meest voor de hand liggende reden (bevestigd door constructeur Kistler) Aankoop nieuwe drukpickup Aan de hand van deze resultaten is er beslist een nieuw type drukpickup aan te kopen met een versterkt membraan (type 6125BU20). Dit model is specifiek gemaakt voor metingen bij klop van de motor. De eigenschappen van de sensor zijn niet verschillend tov het oude model. Voor de datasheet en calibratie certificaat verwijzen we naar de appendix A. 9.2 Analyse van het kanaaltje Om een beter idee te krijgen van het effect van het kanaaltje hebben we de cataloog van Kistler geraadpleegd in verband met de trillingen die dit met zich meebrengt. We hebben ook enkele metingen opgenomen met de nieuwe sensor Opmeten van het kanaaltje Omdat het openmaken van de motor, zoals eerder vermeld, niet wenselijk is, hebben we via verschillende metingen (van buitenaf) een benadering van lengte en diameter van het kanaaltje bekomen. Het resultaat is afgebeeld in figuur 9.4. Het gaat hier om een heel fijn lang kanaaltje. Figuur 9.4: Opgemeten kanaaltje tussen drukpickup en de verbrandingskamer

92 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN Effect van een lang smal kanaaltje Resonanties Wanneer de sensor verbonden is door een klein meetkanaaltje kan de hoeveelheid gas in de kolom in resonantie gaan. Deze resonantietrillingen zullen dan ook opgemeten worden door de sensor en een fout meetsignaal opleveren. Frequenties die dicht bij de resonantiefrequentie van het kanaaltje komen, zorgen voor een groot interfererend signaal dat in amplitude het gemeten signaal kan overtreffen. Deze trillingen zijn volgens Kistler de belangrijkste oorzaak van foute metingen. De resonantiefrequentie, rekening houdend met verschillende vormen van kanaaltjes, zijn weergegeven voor sensor type 6125B in volgende grafiek (voor een gastemperatuur van 1000K): Figuur 9.5: Natuurlijke frequentie van het kanaaltje voor de drukpickup 6125B in functie van de lengte(l) en diameter(d) van het kanaaltje Voor temperatuur 1000K kan de resonantie bepaald worden met behulp van volgende formule: f e (T ) = f e (1000) T 1000 Op figuur 9.5 zien we duidelijk dat een kanaaltje, zoals op de proefstand aanwezig is, met een diameter van 0,85 mm niet gebruikelijk is. op de proefstand is niet gegeven. De curve voor de afmetingen van het kanaaltje We kunnen wel zien dat voor een lengte van 13 mm de resonantiefrequentie in de buurt van (onder) 10 khz moet liggen. van de resonantiefrequentie hebben we contact opgenomen met Kistler. Voor een exacte waarde Voor het specifieke kanaaltje hebben ze ons 6,269 khz als waarde doorgegeven. Gezien de onnauwkeurigheid van

93 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 82 het opgemeten kanaaltje (via buitenafmetingen) is het mogelijk dat op deze waarde een grote spreiding zit. Op de curve van figuur 9.5 zien we dat er vlug 1kHz verschil is per mm lengte van het kanaaltje en ongeveer 2,5kHz per mm diameter. Secundaire effecten 1. Naast de resonanties zijn er nog andere effecten die een negatieve invloed kunnen hebben op de drukmetingen. Door de kleine diameter kunnen er onreinheden door het kanaaltje dringen en zich in de ruimte tussen de sensor en de koperen huls opstapelen. Deze onreinheden kunnen op hun beurt weer zorgen voor extra trillingen en het gemeten signaal verstoren. 2. Door het nauwe kanaaltje is het waarschijnlijk dat de drukgolven slechts op een zeer beperkt deel van het membraan werken. Dit zorgt voor een ongelijkmatige belasting met opnieuw de nodige vervorming van het signaal Kwalitatieve invloed volgens Kistler Hieronder zien we welk effect zo een kanaaltje heeft op het gemeten druksignaal. Figuur 9.6: Drukverloop bij montage zonder kanaaltje Figuur 9.7: Drukverloop bij montage met kanaaltje

94 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN Experimenteel Nieuwe drukpickup Daar de vorige pickup defect gegaan is door het optreden van drukgolven hebben we met de nieuwe sensor een klein aantal metingen bij verschillende toerentallen uitgevoerd in gematigde omstandigheden (dit is λ = 2). Op het eerste zicht lijken de gemiddelde drukverlopen en pv-diagrammen een goed resultaat te geven (zie verder). Maar als we de verschillende opgemeten cycli van één meetsessie op een zelfde grafiek uitzetten kunnen we vaststellen dat er bij 1600 tpm oscillaties optreden (deze oscillaties zijn natuurlijk niet zichtbaar bij het gemiddelde drukverloop). Als we dit verloop van figuur 9.8(a) vergelijken met de verlopen aangegeven door Kistler (zie figuur 9.7) zien we dat de oscillaties in het drukverloop van de montage via een kanaaltje afkomstig kunnen zijn. Opmerkelijk is wel dat bij 2200 tpm deze oscillaties niet aanwezig zijn. (a) 1600 tpm (b) 2200 tpm Figuur 9.8: Volledig drukverloop in de cilinder voor 30 cycli (a) 1600 tpm (b) 2200 tpm Figuur 9.9: Detail van het drukverloop in de cilinder voor 30 cycli

95 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 84 Om de oorzaak van het verschil tussen beide signalen te verklaren hebben we een Fast Fourier Transform analyse(fft) uitgevoerd met Matlab op het druksignaal van 30 cycli. Hierdoor is het mogelijk een goed idee te krijgen van de frequentieinhoud van het druksignaal. Het resultaat van deze analyse kan u zien op de figuur Volledig: (a) 1600 tpm (b) 2200 tpm Figuur 9.10: Frequentieinhoud van het druksingaal voor 30 cycli Detail: (a) 1600 tpm (b) 2200 tpm Figuur 9.11: Detail van de frequentieinhoud van het druksingaal voor 30 cycli

96 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 85 Uit de frequentieinhoud kunnen we het volgende halen: 1600 tpm 1. We krijgen een grote piek bij de lage frequenties (dit zijn de frequenties in de buurt van de motorfrequentie) 1600tpm 1600 toeren = 26, 7Hz 60 s 2. Tussen 100Hz en 5kHz zien we een aantal uitstekende piekjes 3. Bij 9,5-9,6-9,7 khz zien we drie uitstekende piekjes Figuur 9.12: Detail van de frequentieinhoud bij 1600 tpm 2200 tpm 1. We krijgen een grote piek bij de lage frequenties (dit zijn de frequenties in de buurt van de motorfrequentie) 2200tpm 2200 toeren = 36, 7Hz 60 s 2. Tussen 100Hz en 5kHz zien we een vlak verloop 3. Bij 13,1-13,2-13,3-13,4 khz zien we vier uitstekende piekjes

97 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 86 Figuur 9.13: Detail van de frequentieinhoud bij 1600 tpm Verificatie van de resultaten bij 1600 tpm Om na te gaan of de frequenties (overeenkomend met de drie piekjes) werkelijk afkomstig zijn van de oscillaties kunnen we hiernavolgende methode gebruiken. We tellen het aantal resonantiepiekjes in een bepaald interval. Vervolgens berekenen we uit de graden krukhoek het aantal oscillaties per seconde. Figuur 9.14: Detail van het drukverloop van 30 cylci bij 1600 tpm 10 piekjes tussen [370 kh, 380 kh] kh = 10 = 9600Hz = 9, 6kHz 0, s met 10 kh = 10 kh kh s = 0, s

98 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN Oude (defecte) drukpickup Voor de volledigheid hebben we ook een frequentie analyse gemaakt van metingen met de oude drukpickup, dit bij een meting vóór het eigenlijk defect is vastgesteld en bij een meting op het moment dat het defect is vastgesteld. Het verloop van figuur 9.15 toont aan dat vóór het defect kon vastgesteld worden (zie 9.1) er reeds een probleem was met het membraan. We kunnen immers een grote piek zien bij 11,5 khz. Deze piek is bij de nieuwe sensor niet in sterke mate aanwezig. Bij de defecte pickup stellen we een zeer grillig verloop van de druk vast met daarbij een zeer groot aantal resonantiepiekjes (zie figuur 9.16). (a) drukverloop van 30 cycli (b) frequentieinhoud Figuur 9.15: Meting vóór defect van pickup bij 1400 tpm (a) drukverloop van 30 cycli (b) frequentieinhoud Figuur 9.16: Meting na defect van pickup bij 1400 tpm

99 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN Besluit De frequenties (drie piekjes in de omgeving van 9,6 khz) die bij 1600 tpm in het signaal aanwezig zijn, kunnen overeen komen met de resonantie frequentie van het gas in het kanaaltje. Dit zou betekenen dat de schatting van het kanaaltje een 3 mm te lang zou zijn waardoor de waarde opgegeven door Kistler 3kHz te klein is (zie hoger). Deze hypothese is zeker aanvaardbaar aangezien het opmeten niet nauwkeurig kunnen gebeuren is. Door de resonanties krijgen we een vervormd druksignaal dat het verwachte verloop niet volgt. Bij 2200 tpm zijn de frequenties rond 9,6 khz in minder mate aanwezig. De frequenties van de vier piekjes die voor resonanties zouden kunnen zorgen liggen boven de 10 khz (dus boven de resonantiefrequentie van het kanaaltje). Hierdoor zijn er geen resonanties in het signaal aanwezig bij dit werkingspunt. We komen tot besluit dat het druksignaal niet op een correcte manier kan worden opgemeten indien er gewerkt wordt met zo een smal-lang kanaaltje. De resonanties (hier bij 1600 tpm) die hierdoor ontstaan, zorgen voor een plotse drukstijging van ongeveer 10 bar op 2 kh (dit is 0,21 ms), wat een enorme belasting betekent voor het membraan. Aangezien de verbranding en trillingen van de motor zelf een complex gegeven zijn is het zeker mogelijk (denken we hierbij ook aan backfire) dat dergelijke resonanties ook mogelijk zijn bij andere werkingspunten. Dus indien in de toekomst verder op deze manier zal gemeten worden (dit is via het kanaaltje) bestaat de kans (ondanks het versterkte membraan) dat de pickup na verloop van tijd weer defect gaat.

100 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN Verwerking drukmeting Buiten de resonanties geeft de nieuwe pickup het drukverloop goed weer. Hierna zullen we één volledig drukverloop bespreken bij 2200 tpm, omdat bij dit toerental geen oscillaties waar waarneembaar zijn. De meting met de oscillaties zal immers een verkeerde arbeidscyclus (onder de drukcurve) weergeven Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal Hieronder is het gemiddelde drukverloop in het inlaatkanaal weergegeven. De druk in het inlaatkanaal wordt opgenomen met een piëzo-resistieve drukopnemer en geeft dus absolute waarden weer. Dit verloop is interessant om eventuele drukgolven (vanuit de cilinder) te kunnen waarnemen. Tevens wordt de druk in de inlaat gebruikt om de druk in de cilinder naar een absolute waarde te refereren (zie [8]). Figuur 9.17: Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal Om een beter zicht te krijgen op het drukverloop in de inlaat hebben we het samen met het drukverloop in de cilinder uitgezet (zie figuur 9.18). Op het detailzicht (figuur 9.19) zijn volgende zaken waarneembaar: wanneer de inlaatklep opent (dus start van het aanzuigen) op ±700 kh zien we na enige vertraging (traagheid van de gassen) de druk in het inlaatkanaal dalen (±10 kh)

101 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 90 vanaf ±30 kh ontstaat er een onderdruk veroorzaakt door het aanzuigen van de cilinder. vanaf 180 kh begint de compressieslag maar op dit ogenblik is de inlaatklep nog open waardoor er een drukstijging onstaat in het inlaat kanaal, gevolgd door een drukgolf. Figuur 9.18: Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal en de cilinder Figuur 9.19: Detail van het gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal en de cilinder

102 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN Drukverloop in de cilinder In figuur 9.20 is het absoluut drukverloop (na refereren tov de inlaat van het relatieve drukverloop) weergegeven. Op figuur 9.19 kunnen op het gedetailleerde drukverloop van de cilinder twee kleine drukschommelingen vaststellen. Deze komen overeen met (a.) uitlaatklep die sluit en (b.) de inlaatklep die sluit. Figuur 9.20: Absoluut gemiddeld drukverloop in de cilinder pv-diagrammen Het pv-diagram toont ons het verloop van de volledige motorcyclus. Tevens wordt aan de hand van de oppervlakte onder de curve de geïndiceerde arbeid bepaald. Het mooie gladde verloop van het diagram wijst op een goede verbrandingscyclus. In het logp-logv-diagram is een goed verbrandingsverloop herkenbaar daar de 2 schuine rechten evenwijdig verlopen. Figuur 9.21: pv-diagram

103 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 92 Figuur 9.22: logp-logv diagram Cycli In figuur 9.23 is de maximale druk per cyclus weergegeven. Er is een redelijk grote spreiding qua druk tussen de verschillende cycli aanwezig, ongeveer 10 bar tussen de uitersten. Figuur 9.23: De maximale druk in de verschillende cycli Waarden Het Matlab programma pressure (zie appendix) laat ons toe uit het drukverloop volgende gegevens te bepalen:

104 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 93 Wi of measured values (J) Pi of measured values (W) VAR of measured values (bar 2 ) STD of measured values (bar) imep (Pa) e+005 VAR of imep (bar 2 ) STD of imep (bar) COV of imep (%) Tabel 9.4: Waarden uit Matlab De Coefficient of Variation is een maat voor de ruwheid waarmee de motor draait. Een maatstaf voor een soepele werking is dat deze coëfficient lager dan 10% moet liggen, wat dus duidelijk het geval is. Het mechanisch rendement (zie tabel 9.5) is kleiner dan 1. Dit is een eerste aanwijzing dat de pickup naar behoren werkt. Ook de andere rendementen komen overeen met waarden die vorig jaar [8] opgenomen werden en duiden op een correcte werking.

105 HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 94 METINGEN n (tpm) 2200 VO ( kh) 14,5 PW (msec) 8 remkracht (N) 41 Tuitlaat ( C) 302 Vuego (V) 3,7 Qlucht (Nm 3 /h) 22,74 QH2 (Nm 3 /h) 4,74 Injectiedruk (bar) 2 Einde injectie voor BDP ( kh) 180 BEREKEND Me (Nm) 14,6 Pe (kw) 3,37 pe (bar) 4,56 lambda debieten 2,01 B (g/s) 0,12 be (g/ekwh) 126,59 effectief rendement 0,24 leveringsgraad met p br =p atm 1,12 UIT DRUKVERLOOP Wi (J) 214,45 Pi (W) 3930 pmax (bar) 46,3 BEREKEND a (kg brandstof/werkslag) 6,46E-06 geïndiceerd rendement 0,277 pi (bar) 5, mechanisch rendement 0,856 Tabel 9.5: Grootheden van de motorcyclus

106 Hoofdstuk 10 Opstellen van de ontstekingsmapping 10.1 Inleiding Een injector dient aangestuurd te worden door het MoTeC motormanagementsysteem (MoTeC is de merknaam van het systeem). Afhankelijk van het toerental en de belasting van de motor wordt er een bepaalde hoeveelheid brandstof ingespoten. Ook bestaat er in dit werkingspunt een optimaal ontstekingsmoment van het lucht/brandstofmengsel. Het is de bedoeling dat het mengsel op het juiste moment ontstoken wordt met een zo hoog mogelijke vermogensontwikkeling en zo weinig mogelijk schadelijke emissies als gevolg. Deze timing wordt kortweg ook MBTtiming (Minimum spark advance for Best Torque) genoemd. Daar dit ontstekingsmoment in elk werkingspunt kan verschillen dient MOTEC te beschikken over een mapping die het volledige werkingsgebied omvat, de zogenaamde ontstekingsmapping. Deze mapping bestaat reeds voor het gebruik van 1 injector maar nog niet wanneer gebruik gemaakt wordt van 2 injectoren. Men kan zich afvragen of er dan een verschil bestaat tussen het inspuiten met 1 injector of met 2 injectoren? Men spuit toch een zelfde hoeveelheid brandstof in? Dit is inderdaad het geval, maar elke injector heeft te kampen met een dode tijd. Bijgevolg zal er bij het begin van de aansturing toch een verschil optreden bij gebruik van 2 injectoren. In dit geval zal men meer gas (figuurlijk) moeten geven om een zelfde hoeveelheid brandstof te kunnen inspuiten. Hierdoor zal de load hoger liggen en zal men zich in een ander werkingspunt van de mapping bevinden. In dit punt is de ontstekingstiming niet optimaal. Daarom is er nood aan een ontstekingsmapping specifiek voor het gebruik van 2 injectoren. 95

107 HOOFDSTUK 10. OPSTELLEN VAN DE ONTSTEKINGSMAPPING Doel Het doel van de metingen was dan ook om in ieder werkingspunt van de motor een optimale voorontsteking te bepalen (MBT-timing). Daar het praktisch onmogelijk is om in ieder werkingspunt een meting te verrichten wordt er een strategie gevolgd die hieronder besproken wordt voor zowel het geval van 1 injector als dat van 2 injectoren injector Voor de ontstekingsmapping bij gebruik van 1 injector verwijzen we naar de voorgaande thesis [8]. De methode, die voor het opstellen van deze mapping gebruikt werd, zullen we hieronder kort beschrijven. Bij vier verschillende toerentallen tpm werd voor λ=4 en λ=1,3 de optimale voorontsteking bepaald. Deze metingen vormden dan de hoekstenen van de mapping. Bij λ=2 werd de toerentalafhankelijkheid vastgelegd. De tussenliggende waarden werden dan bekomen door interpolatie injectoren Beschrijving van de metingen Om een zo nauwkeurig mogelijke voorontstekingsmapping op te stellen bij gebruik van 2 injectoren, opteren we voor een methode met een groot aantal experimenteel bepaalde waarden. Hierdoor dient er minder geïnterpoleerd te worden en verhoogt de nauwkeurigheid. Voor het opstellen van de ontstekingsmapping hebben we volgende metingen uitgevoerd: bij een bepaald toerental: tpm bij verschillende lambda: λ= ,5 hiermee overeenkomend: V uego = 4, 05 3, 93 3, 7 3, 42 bij minimale NO x uitstoot bij maximaal koppel Voor de injectietiming kozen we 160 voor het BDP omdat dit het meest gunstige resultaat gaf op gebied van koppel.

108 HOOFDSTUK 10. OPSTELLEN VAN DE ONTSTEKINGSMAPPING 97 De optimale voorontsteking hebben we bekomen door het variëren ervan tot we een zo groot mogelijk koppel op de koppelmeter kunnen aflezen. Vervolgens trachten we de voorontsteking bij dit grootste koppel zo klein mogelijk te houden teneinde een zo klein mogelijke NO x uitstoot 1 te verkrijgen. Hierna kunnen we gemakkelijk voor elke lambda en toerental de gewenste voorontsteking bepalen. Het bekomen resultaat wordt gegeven in figuur Figuur 10.1: Opgemeten voorontsteking (in kh) bij gegeven toerental en lambda-waarde Vooraleer we nu een mapping in MOTEC kunnen importeren zijn nog enkele extra handelingen vereist. In MOTEC staat een ontstekingsmapping i.f.v. de belasting (load) en het toerental (tpm). Uit de metingen kennen we de voorontsteking i.f.v. de rijkheid van het lucht/brandstofmengsel (lambda) en het toerental, dus dienen we ook nog de belasting (load) op te meten. Deze waarde is bij elke meting afleesbaar in MoTeC zelf. Er rest echter nog een obstakel: de ontstekingsmapping in MoTeC staat in functie van enkele discrete waarden van de load: , terwijl de metingen variabel zijn. Om een bruikbare mapping te kunnen invoeren is het dus nodig de bekomen waarden uit de metingen te interpoleren (3 dimensionaal) en hieruit de voorontsteking bij de discrete waarden af te leiden. Deze interpolatie werd in Excel gedaan met behulp van een plug-in, geschikt voor 3D-interpolatie [31] (zie figuur 10.2). 1 Wegens het niet in voorraad zijn van de nodige ijkgassen zijn bijhorende uitlaatgasmetingen louter relatief gebruikt.

109 HOOFDSTUK 10. OPSTELLEN VAN DE ONTSTEKINGSMAPPING 98 Figuur 10.2: Mapping in Excel na interpolatie In het werkingsgebied gaat de belasting van 35% naar 75%. Ter vergelijking, bij gebruik van 1 injector gaat dit maar tot 55% 2. Dit is te wijten aan de dode tijd van de injectoren. Bij gebruik van 2 injectoren zal er relatief meer gas (figuurlijk) dienen gegeven te worden om de extra dode tijd van de tweede injector te compenseren. Zoals vermeld is dit dan ook de reden waarom er een ontstekingsmapping specifiek voor 2 injectoren opgesteld moet worden. De mapping die door interpolatie in Excel bekomen wordt dient omgezet te worden naar een CSV-file (Comma Separated Value file), m.b.v. een internet plug-in [28]. Deze bekomen CSV-file kan rechtstreeks ingelezen worden in MoTeC a.d.h.v. volgende commando s: ga naar IGNITION MAIN Table druk F9 kies Copy Table kies Read CSV-file Opmerking: De CSV-files dienen eerst in de directory van MoTeC geplaatst te worden (M4- v62) 2 De IJPU zou bij 1 injector dus best een beetje verkleind worden om een goede resolutie te behouden

110 HOOFDSTUK 10. OPSTELLEN VAN DE ONTSTEKINGSMAPPING 99 Het resultaat in MoTeC van deze bovenstaande methode kunnen we zien op figuur Ter vergelijking, figuur 10.3 geeft de originele mapping weer. Figuur 10.3: Originele mapping van de voorontsteking in MoTeC (voor 1 injector) In figuur 10.4 zien we dat aan de rand van het opgemeten gebied er zich een plotse sprong voordoet. Deze sprong kan heel nadelig zijn voor de voorontsteking op de rand van het werkingsgebied en kan voor een sterke fluctuatie zorgen. Dit kan tot een onstabiele werking van de motor leiden. Doordat 3D-extrapolatie in Excel niet mogelijk is, hebben we het randgebied manueel in MoTeC uitgevlakt. Het resultaat is te zien in figuur Resultaat en interpretatie In de mapping kunnen we twee duidelijke tendenzen onderscheiden: enerzijds de invloed van de rijkheid van het mengsel, anderzijds de invloed van het toerental. We dienen er rekening mee te houden dat we de maximale verbrandingsdruk in de cilinder willen bereiken iets nadat de zuiger het BDP (Bovenste Dode Punt) bereikt heeft. Door het variëren van de voorontsteking kan dit bereikt worden in elk werkingspunt van de motor. De invloed van de rijkheid van het mengsel op de voorontsteking is het duidelijkst waarneembaar. Een arm mengsel verbrandt trager dan een rijk mengsel zodat men een arm mengsel vroeger dient te ontsteken om op hetzelfde tijdstip een maximale druk te bereiken. Wat het toerental betreft:

111 HOOFDSTUK 10. OPSTELLEN VAN DE ONTSTEKINGSMAPPING 100 Figuur 10.4: Voorontstekingsmapping voor 2 injectoren in MoTeC zonder uitvlakking Figuur 10.5: Uitgevlakte voorontstekingsmapping voor 2 injectoren in MoTeC

112 HOOFDSTUK 10. OPSTELLEN VAN DE ONTSTEKINGSMAPPING 101 naarmate de motor sneller draait zal men het mengsel vroeger moeten ontsteken (voorontsteking vergroot) daar er minder tijd beschikbaar is om de maximale druk te bereiken Besluit Bij proefdraaien met deze ontstekingsmapping bekomen we een goede en stabiele werking over het volledige werkingsgebied. We zouden willen benadrukken dat deze mapping enkel voor twee injectoren het gewenste resultaat geeft en dat de optimale voorontsteking afhankelijk is van de heersende atmosfeerdruk, zodat kleine aanpasssingen niet te vermijden zijn. Met deze mapping kunnen we nu metingen uitvoeren zonder ons zorgen te moeten maken over de optimale voorontsteking.

113 Hoofdstuk 11 Terugkoppelingen 11.1 Inleiding Terugkoppelingen kunnen toegepast worden om de optimale voorontsteking van een lucht/ brandstofmengsel in de cilinder altijd te garanderen. Figuur 11.1 geeft aan waar deze terugkoppelingen geïmplementeerd worden. Er zijn twee factoren die van belang zijn: 1. de brandstoftoevoerdruk 2. de brandstoftoevoertemperatuur Wanneer een ervan varieert zal er een afwijkend brandstofdebiet ontstaan. Met de originele stand van de belasting zal dan een verkeerde voorontsteking gegeven worden. Een terugkoppeling kan hier een oplossing bieden Terugkoppelen Lambda Doel van de terugkoppeling Vermits de waterstoftoevoerdruk niet constant kan gehouden worden (zie paragraaf ) moeten we om een gelijke lambda te verkrijgen (dus gelijke rijkheid van het mengsel) meer gas geven (figuurlijk; grotere load = grotere belasting) als de waterstofdruk daalt. Dit heeft tot gevolg dat we voor een zelfde lambda, een andere voorontsteking krijgen. De voorontsteking is nl. afhankelijk van de belasting (load). Om deze afhankelijkheid uit te schakelen hebben we getracht de voorontsteking in functie van de lambdawaarde te sturen. 102

114 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 103 Figuur 11.1: Terugkoppelkringen Implementatie in MoTeC Aangezien er in de MoTeC M4 module geen directe lambdasignaalingang ter beschikking is, moeten we hiervoor een andere oplossing zoeken. We hebben dan besloten de ingang throttle position van MoTeC als ingang voor het lambdasignaal te gebruiken. Aangezien de gasklep in de meeste gevallen 100% open staat heeft dit signaal geen specifieke functie en grijpt dit signaal niet in op de sturing. Het enige probleem hierbij is dat de schaal van de throttle position ingang uitgedrukt wordt in percentages (0%=volledig gesloten en 100% volledig open). Als gevolg hiervan is het noodzakelijk een omrekening te maken van percentages naar lambda. De waarde voor lambda meten we met de Uego sensor (spanning tussen 0 en 5V). Voor lambda 1 (V uego = 3, 00V ) kiezen we 100% en voor lambda 4,607 (V uego = 4, 10V ) kiezen we 0%. De tussenliggende waarden bekomen we door interpolatie. Voor de omzetting van het Uego signaal naar lambda hebben we voor lambda dichtbij 1 gebruik gemaakt van de ijkingsformule geleverd door de fabrikant. λ = 4, V uego 18, 517 3, 78 V uego (11.1)

115 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 104 Voor armere mengsels (vanaf V uego =3,35) hebben we de derdegraadspolynoom van de laatste kalibratie gebruikt [8]. λ = 12, 805 (V uego ) 3 136, 85 (V uego ) , 12 (V uego ) 582, 87 (11.2) Figuur 11.2: Voorontstekingsmapping i.f.v. load en toerental Experimenteel Bij proefdraaien (zonder terugkoppeling - dus zonder invloed op de sturing) komen de afgelezen waarden in percent van het throttle position signaal overeen met de gemeten lambda waarde. Wel kunnen we vaststellen dat het signaal veel fluctueert. Bij het in gebruik nemen van het lambdasignaal als drijvende waarde voor de voorontsteking draait de motor heel onregelmatig. Er doet zich een soort stootverschijnsel voor dat zorgt voor een instabiel kloppend geluid. De oorzaak hiervan is dat de voorontsteking een sterke fluctuatie vertoont door het continu veranderen van de lambdawaarde Besluit Door deze instabiliteit van de terugkoppeling kunnen we besluiten dat de tijdsconstante van de terugkoppelkring te groot is t.o.v. deze van de sturing. Een elektrische schakeling zou hier het

116 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 105 signaal kunnen uitmiddelen, maar hiervoor dient de tijdsconstante van het systeem bepaald te worden, wat heel moeilijk is Terugkoppelen waterstofdruk Doel van de terugkoppeling Het tijdens de metingen trillen van de wijzernaald van de drukmeter op de injectieleiding toont aan dat er veel oscillaties in de druk aanwezig zijn. Bovendien stellen we vast dat de druk stijgt naarmate de fles met waterstof meer leeg geraakt. De oscillaties in de toevoerdruk kunnen te wijten zijn aan een onvoldoende doorstroomcapaciteit van de huidige ontspanner. Om dit na te gaan opteren we om een andere ontspanner op de gasfles te installeren. Het model dat we gebruiken is afkomstig van de V8-waterstofmotorproefstand en heeft een veel grotere doorstroomcapaciteit. Een afbeelding van beide ontspanners kunnen we zien in figuur Figuur 11.3: a. kleine ontspanner b. grote ontspanner Het probleem van de stijgende druk zorgt zoals hoger vermeld voor een verschillende voorontsteking bij gelijke lambda. Doordat we dit probleem niet kunnen oplossen m.b.v. het terugkoppelen van het lambdasignaal, dienen we dit op een andere manier op te lossen. Terugkoppelen van de waterstofdruk kan een mogelijke oplossing bieden. Op deze manier kunnen we een compensatie voor de druktoename in de motorsturing (MoTeC) doorvoeren.

117 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN Praktische implementatie Om een beter inzicht mogelijk te maken i.v.m. de oscillaties in de toevoerdruk maken we gebruik van een drukpickup afkomstig van de V8-waterstofmotorproefstand 1. Deze hebben we bevestigd in een tussenstuk tussen de waterstofdebietmeter en het buffervatje (zie figuur 11.4). Voor de bevestiging van dit tussenstuk hebben we een speciaal anaëroob dichtingsmiddel gebruikt. Dit speciaal dichtingsmiddel hardt uit wanneer het wordt afgesloten van de buitenlucht en vormt zo tussen de schroefdraad een perfecte afsluiting. Op die manier kan geen waterstofgas naar de atmosfeer ontsnappen. Figuur 11.4: Tussenstuk met druk- en temperatuursensor voor het meten van druk en temperatuur van de geïnjecteerde waterstof Ijking van de druksensor Voor montage wordt de druksensor opnieuw gekalibreerd (zie tabel 11.1). Het signaal van deze drukpickup moet niet versterkt worden en kan dus rechtstreeks op de MoTeC module of DAQkaart aangesloten worden. We dienen wel een voedingsspanning aan te leggen van 5, 00V. De ijking is afhankelijk van de aangelegde spanning. Hierdoor is het dus belangrijk om tijdens de ijking en tijdens het meten een constante voedingspanning aan te leggen. Indien dit niet het geval is kan het gemeten druksignaal vervormd worden. Opmerking: de drukpickup geeft bij 0 bar een spanning van 0.25V. Dit dient bij de verwerking [19] 1 Deze motor (type GM 454 vonkonststekingsmotor) bevindt zich ook in het Laboratorium Vervoertechniek

118 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 107 van de metingen in rekening gebracht te worden (zie paragraaf ). Ijking (kgf/cm 2 ) druk(bar) spanning (V ) 0 0 0,250 1,5 1,472 0,438 2,0 1,962 0,512 2,5 2,453 0,585 3,0 2,943 0,659 3,5 3,434 0,733 4,0 3,924 0,807 4,5 4,415 0,881 5,0 4,905 0,955 Tabel 11.1: Ijking van de drukpickup Aansluiting op MoTeC Het inlezen in MoTeC gebeurt zoals hoger vermeld via de ingang auxiliary voltage (zie figuur 7.6). Om deze ingang te activeren is het nodig om in het menu sensor setup van MoTeC te kiezen voor een User Defined Table. Op deze manier kunnen we aan de hand van de ijking zelf de juiste uitlezing verkrijgen Analyse van het druksignaal Na het aansluiten van de druksensor op het motormanagementsysteem MoTeC kunnen we tijdens het proefdraaien een sterk variërend signaal waarnemen. Dit was enigszins te verwachten aangezien de met olie gevulde drukmeter reeds een sterk schommelende waarde weergeeft. Door deze sterke schommeling kunnen we met dit signaal niet veel aanvangen en is een gedetailleerde waarneming van de waterstoftoevoerdruk noodzakelijk. Om de factoren te bepalen die de waterstofdruk beïnvloeden hebben we een aantal metingen uit-

119 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 108 gevoerd. Hierbij worden de rijkheid van het mengsel en het injectiemoment constant gehouden. De variabelen zijn het toerental en het type ontspanner. Samenvattend krijgen we: constante lambda: V uego = 3, 7 (dus bij lambda gelijk aan 2) constante injectietiming: einde van injectie bij 180 kh BTDC variabel toerental 1600 tpm en 2200 tpm verschillende ontspanners (originele en deze afkomstig van V8-motor) Opmerking: voor de eenvoud spreken we van de kleine (originele) en de grote (afkomstig van V8-motor) ontspanner Algemene analyse van het gemiddelde drukverloop Het druksignaal wordt zoals hierboven vermeld rechtstreeks gekoppeld aan MoTeC en wordt verder ook nog eens geregistreerd op een PC via een DAQ kaart (data acquisitie). Bij deze registratie worden een 30tal cycli vastgelegd. Hieruit kan nadien een gemiddeld verloop geconstrueerd worden. We zien dat de gemiddelde injectiedruk schommelt rond 3,25 bar terwijl we maar inspuiten op 2 bar. Deze offset (1,25 bar) wordt veroorzaakt doordat bij 0 bar een spanning van 0,25V gemeten wordt. In dit gemiddeld verloop (figuur 11.5) zijn er twee pieken waar te nemen. Dit verloop is opgenomen bij 1600 tpm met twee injectoren en met de kleine ontspanner. Er is een kleine stijgende piek en een grote dalende piek. Op het eerste zicht zouden we kunnen denken dat de dalende piek de inspuiting van de waterstof voorstelt, aangezien de druk dan een daling vertoont. De grootte van de dalende piek is ongeveer 0,75 bar, wat fysisch niet overeenkomt met het dalen van de naald op de drukmeter. Bij nader onderzoek blijkt de drukpickup het omgekeerde signaal weer te geven. De kleine stijgende piek komt dus overeen met de injectie van waterstof (drukdaling van ±0,3 bar). Bij het nagaan van de onstekingstiming blijkt dat de grote dalende piek overeenkomt met het ontstekingsmoment van de bougie. De onsteking zorgt dus voor een stoorsignaal op de drukmeting. Hiervoor zijn twee mogelijke oorzaken: de storing wordt doorgegeven via de voeding van de drukpickup of het druksignaal wordt gestoord bij de aansluiting waar geen coaxiale afscherming aanwezig is.

120 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 109 Figuur 11.5: Gemiddelde waterstofdruk bij 1600 tpm met twee injectoren en kleine ontspanner Analyse van het drukverloop bij één cyclus Het gemiddeld drukverloop geeft een goed beeld van de fenomenen van injectie en storing en is handig om de verschillende verlopen te vergelijken. Om het reële verloop beter in kaart te brengen geven we hieronder het waterstofdrukverloop tijdens één willekeurig gekozen cyclus. Hierop kunnen we de verschillende timings ook terugvinden. Figuur 11.6: Waterstofdruk bij 13 de cyclus bij 1600 tpm met twee injectoren en kleine ontspanner

121 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 110 Opmerking: Daar we dit jaar vooral werken met 2 injectoren bespreken we dit geval uitgebreid en halen we nadien kort aan wat de waarnemingen zijn bij het inspuiten met 1 injector. Vergelijking van het waterstofdrukverloop tussen kleine en grote ontspanner met 2 injectoren bij 1600 tpm en 2200 tpm Op figuur 11.7 zien we het gemiddelde drukverloop van de toegevoerde waterstof bij 1600 tpm met twee injectoren. We kunnen vaststellen dat de gemiddelde amplitude van de oscillaties bij de grote ontspanner (rechts) kleiner is dan bij de kleine ontspanner (links). Op figuur 11.8 zien we het gemiddeld drukverloop van de waterstof bij 2200 tpm met 2 injectoren. We kunnen vaststellen dat de gemiddelde amplitude van de oscillaties op de waterstofdruk zoals bij 1600 tpm kleiner is bij de grote ontspanner dan bij de kleine ontspanner. Tevens zien we dat het gemiddelde verloop over 30 cycli een oscillatie vertoont die bij de grote ontspanner minder groot is dan bij de kleine. Figuur 11.7: Het gemiddelde drukverloop van de geïnjecteerde waterstof: (links) twee injectoren bij 1600 tpm met kleine ontspanner - (rechts) twee injectoren bij 1600 tpm met grote ontspanner Figuur 11.8: Het gemiddelde drukverloop van de geïnjecteerde waterstof: (links) twee injectoren bij 2200 tpm met kleine ontspanner - (rechts) twee injectoren bij 2200 tpm met grote ontspanner

122 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 111 Vergelijking van het waterstofdrukverloop tussen kleine en grote ontspanner met 1 injector bij 1600 tpm en 2200 tpm Bij 1 injector kunnen we kwalitatief hetzelfde verloop waarnemen als in bovenstaand geval bij twee injectoren. Vergelijking van het waterstofdrukverloop tussen 1600 tpm en 2200 tpm Als belangrijkste trend zien we dat de oscillaties van het gemiddelde verloop bij 2200 tpm groter zijn dan bij 1600 tpm, dit zowel bij 1 injector (100%) als bij 2 injectoren (50%). Deze trend kunnen we vaststellen zowel bij de grote als kleine ontspanner. In figuur 11.7 en 11.8 hebben we het verloop bij 2 injectoren weergegeven respectievelijk bij 1600 tpm en 2200 tpm. Vergelijking van het waterstofdrukverloop tussen 1 injector en 2 injectoren bij 2200 tpm met de kleine ontspanner Bij het beschouwen van het gemiddelde verloop zien we dat de injectie bij 2 injectoren inderdaad veel korter duurt dan bij 1 injector (de keuze om te injecteren met 2 injectoren was bedoeld om op zo kort mogelijke tijd zoveel mogelijk in te spuiten). In MoTeC hebben we de parameter einde van injectie op 180 kh BTDC ingesteld. In figuur 11.9 en 7.1 kunnen we vaststellen dat dit inderdaad overeen komt. In MoTeC kunnen we eveneens de inspuitduur aflezen. Als we deze omrekenen naar kh, kunnen we de injectietijd, afgelezen in MoTeC vergelijken met die uit het waterstofdrukverloop. We zien dat beide inderdaad overeenkomen met de waarden afgelezen op de figuur. 1 injector : 6, 7ms 2200 toeren 360 kh = 88, 44 kh 60 s 2 injectoren : 8, toeren ms 360 kh = 53, 46 kh 60 s Opmerking: voor twee injectoren delen we de inspuitduur nog door 2 aangezien de inspuitduur gegeven is voor de twee injectoren te samen.

123 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 112 ontspanner toerental(tpm) # injectoren PW(ms) per inj PW( kh) klein ,7 88,44 klein ,05 53,46 Tabel 11.2: Overzicht van de inspuitduur Figuur 11.9: Inspuiting bij 1 injector bij 2200 tpm met de kleine ontspanner Figuur 11.10: Inspuiting bij 2 injectoren bij 2200 tpm met de kleine ontspanner Normaal verwachten we dat de inspuitduur bij twee injectoren gelijk is aan de helft van de inspuitduur bij 1 injector. Zoals we kunnen zien is de injectieduur bij twee injectoren 0,7

124 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 113 milliseconden meer dan de helft van 1 injector. 6, 7 2 }{{} 1inj < 4, 05 }{{} 2inj Dit is als volgt te verklaren: door het gebruik van twee injectoren moeten we rekening houden met de dode tijd 2 van de 2 injectoren 3. Doordat de twee injectoren apart open en toe gaan zal de dode tijd dus cumulatief groter zijn dan bij 1 injector Filteren van het druksignaal Praktisch Om het signaal in MoTeC nuttig te kunnen aanwenden moet het op één of andere manier uitgemiddeld worden. Zoniet fluctueert de waarde van de waterstofdruk te veel om een stabiele terugkoppeling te kunnen implementeren. Hiervoor hebben we met een elektrische filterschakeling de verschillende stoorsignalen en fluctuaties trachten uit te filteren. Eerst en vooral hebben we getracht het stoorsignaal afkomstig van de ontsteking uit te filteren. Met behulp van onderstaande schakeling: Figuur 11.11: Filterschakeling voor het waterstofdruksignaal Met deze schakeling (laagdoorlaatfilter) zijn we er in geslaagd het stoorsignaal uit te filteren, maar hiervoor is zo een sterke filtering nodig dat het waterstofdruksignaal ook volledig weggefilterd is en we het dus niet meer kunnen uitlezen. 2 Dode tijd = fractie van de tijd waarop de injector open of toe gaat en niet injecteert omdat de opening nog te klein is. 3 Het gaat hier om dezelfde types injectoren die gebruikt worden.

125 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN Besluit Om het waterstofdruksignaal te kunnen terugkoppelen naar het motormanagementsysteem Mo- TeC is een gewoon laagdoorlaat filter niet voldoende performant. Een mogelijkheid zou zijn om softwarematig een gemiddelde druk te bepalen en hierbij ongewenste frequenties bij de verwerking weg te filteren. We dienen dan handmatig de druk af te stellen op de ontspanner. Een andere mogelijkheid is een meer performante schakeling op te bouwen die dan de specifieke frequenties kan uitfilteren (notch filter) Terugkoppelen waterstoftemperatuur Ter verificatie van de invloed van de temperatuur van de waterstof op de prestaties van de motor hebben we in hetzelfde tussenstuk waar de druksensor is ingebouwd ook een temperatuursensor aangebracht Theoretisch: Joule-Kelvin effect Wanneer een gas afkoelt bij expanderen spreekt men van het Joule-Kelvin effect. De enige voorwaarde die vervuld dient te worden is dat de temperatuur van het gas lager is dan zijn inversietemperatuur. De verandering van de temperatuur met de druk wordt weergegeven a.d.h.v. de Joule-Kelvin coëfficiënt: µ = [ ] dt dp h (11.3) waarbij h aangeeft dat de enthalpie constant blijft. Wanneer de temperatuur hoger is dan de inversietemperatuur zal het gas opwarmen bij expansie. Bij waterstof bedraagt deze inversietemperatuur -80 C bij atmosfeervoorwaarden. De drukafhankelijkheid van deze coëfficiënt wordt weergegeven in figuur

126 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 115 Figuur 11.12: Inversietemperatuur van waterstof [23] Bepaling opwarming bij expansie van 200bar 2bar Om deze opwarming te bepalen dienen we de Joule-Kelvin coëfficiënt te kennen. De analytische bepaling van deze coëfficiënt kan gebeuren met volgende formule: µ = 1 C p [T ( ) ] δv v δt (11.4) Voor de eenvoud werd in deze thesis geopteerd om gebruik te maken van een grafische bepaling van de coëfficiënt uit grafiek Figuur 11.13: Grafische bepaling van de Joule-Kelvin coëfficiënt [23]

127 HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 116 We vinden als waarde ongeveer -40mK/bar. Uit 11.3 volgt dan µ = δt δp = T 2 T 1 p 2 p 1 = T 2 T = T 2 T 1 = 7.92K (11.5) Theoretisch zou dit betekenen dat de inspuittemperatuur van waterstof ongeveer 8K hoger ligt dan de atmosfeertemperatuur. De dichtheid ρ van het gas verandert volgens: V 1 = V V 2 = T 1 T V 1 = V 1 ρ 2 = 0.973ρ 1 (11.6) Deze densiteitsverandering lijkt niet zo groot maar kan er toch voor zorgen dat er geen optimale voorontsteking gegeven wordt. Om uitsluitsel te geven over de invloed ervan zal in de praktische opstelling van de motor nagegaan worden hoeveel de temperatuurstijging bedraagt Praktisch Zoals hoger vermeld kunnen we deze sensor aansluiten op de Air Temperature van de MoTeC module. Bij intensief proefdraaien (startend met een volle fles waterstof) kunnen we vaststellen dat de begintemperatuur gelijk is aan de omgevingstemperatuur t begin = 21 C en de eindtemperatuur (lege fles) t eind = 22 C Besluit Er doet zich dus slechts een temperatuurstijging voor van 1 C. We kunnen dus besluiten dat de invloed van een temperatuurverandering in onze praktische opstelling slechts minimaal is zodat we deze in de rest van de experimenten zullen verwaarlozen Invloed van de omgevingstemperatuur De invloed van de omgevingstemperatuur op de proefstand is mimimaal. Aangezien de hal waar de proefstand zich bevindt op een constante temperatuur gehouden wordt, schommelt de omgevingstemperatuur voor de proefstand steeds rond 21 C. Hierdoor varieert de temperatuur waarbij de waterstof zich bevindt zeer weinig. Ook met deze invloed zullen we hier verder geen rekening houden. Wel moeten we opmerken dat bij een eventuele inbouw van de motor in een voertuig wel de nodige testen moeten gedaan worden om de invloed van andere temperaturen op de injectie in te schatten.

128 Hoofdstuk 12 Backfire 12.1 Definitie Gloeiontsteking is het vroegtijdig ontsteken van het lucht/brandstofmengsel. Gloeiontsteking kan pas optreden wanneer op een of andere manier een minimum ontstekingsenergie van 0.02mJ geleverd wordt aan het mengsel. Meestal is dit te wijten aan een heet punt (hot spot) op een bepaalde plaats in de verbrandingskamer. We spreken van backfire wanneer gloeionsteking zich voordoet vooraleer de inlaatklep gesloten is. Op die manier is het mogelijk dat er een vlamterugslag in het inlaatkanaal optreedt. Voor de figuren verwijzen we naar hoofdstuk 2 (Eigenschappen) figuur 2.5 en figuur Backfire versus gloeiontsteking In het verdere verloop van de tekst zullen we telkens de termen gloeiontsteking en backfire door elkaar gebruiken. Het verschijnsel dat onderwerp is van dit onderzoek is backfire (dus met vlamterugslag naar de inlaatleiding). Backfire gaat gepaard met een luide knal en een zichtbare vlam in de doorschijnende inlaatbuis. Gloeiontsteking kunnen we vaststellen door een tikkend geluid dat niet synchroon is met het motorgeluid, zonder vlamterugslag naar de inlaatleiding. Indien we het backfireverschijnsel op regelmatige basis zouden laten optreden, is onherstelbare schade aan de proefstand niet uitgesloten. Om de proefstand dus niet te zwaar te belasten en ook omwille van de veiligheid wordt in de rest van dit onderzoek de gloeiontstekingsgrens bepaald. 117

129 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Gevolgen Door het vroegtijdig ontsteken van het lucht/brandstofmengsel in de verbrandingskamer treedt er verbranding op wanneer de zuiger nog naar het BDP beweegt, dus wanneer de compressieslag nog aan de gang is. Door de verbranding wordt er een grote neerwaartse druk op de zuiger uitgeoefend, en dit terwijl deze nog in de andere zin, naar boven, beweegt. Het gevolg is een kloppende werking van de motor (letterlijk en figuurlijk). Men kan het ook als volgt bekijken. In normaal regime treedt de verbranding op bij het begin van de arbeidsslag. Er wordt op dit moment geen energie van de zuiger aan het lucht/brandstofmengsel toegevoerd. Wanneer de ontsteking vroegtijdig gebeurt (tijdens de compressieslag) en de maximale druk bereikt wordt alvorens de zuiger het BDP bereikt heeft, zijn er twee energietoevoerende systemen aanwezig in de verbrandingskamer. Enerzijds wordt er arbeid geleverd door de zuiger (dus energie toegevoerd aan de verbrandingskamer, compressie) en anderzijds wordt er arbeid geleverd door de verbranding van het mengsel. De som van deze energiebedragen kan ervoor zorgen dat de motor te lijden krijgt onder een te zware thermische belasting. Er treedt een te grote opwarming op van de verbrandingskamer waardoor hete punten (hot spots) kunnen ontstaan. Deze hete punten kunnen dan bij een volgende cyclus opnieuw zorgen voor gloeiontsteking waardoor men terechtkomt in een negatieve spiraal. Men spreekt op dit moment van weglopende gloeiontsteking. We merken nu ook onmiddellijk hoe belangrijk een correcte voorontsteking is. Door de zeer hoge verbrandingssnelheid bij rijke mengsels kan een verkeerde instelling van de voorontsteking, zelfs in de grootte-orde van 1 kh, ervoor zorgen dat de maximale verbrandingsdruk reeds bereikt wordt alvorens de zuiger het BDP passeert of op een moment dat de zuiger nog geen voldoende neerwaartse snelheid heeft. Opnieuw kan een te zware thermische belasting zorgen voor een weglopende gloeiontsteking. Vooraleer experimenteel een optimum bepaald wordt, vermelden we eerst wat de mogelijke oorzaken kunnen zijn van gloeiontsteking en welke factoren een mogelijke invloed hebben Mogelijke oorzaken van gloeiontsteking en backfire In figuur 12.1 trachten we een zo volledig mogelijk beeld te geven van alle mogelijke oorzaken van het fenomeen gloeiontsteking. We splitsen het geheel van alle oorzaken op in twee deelgebieden: oorzaken van thermische aard en oorzaken van elektrostatische aard.

130 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 119 Figuur 12.1: Mogelijke oorzaken voor het fenomeen gloeiontsteking

131 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Thermische aspecten Als mogelijke oorzaken van thermische aard beschouwen we drie verschillende denkpistes: 1. hot spots (hete punten) 2. bougie 3. vlamfronten tussen de zuigerveren Hot spots worden in de literatuur beschouwd als oorzaak nummer 1. Ze ontstaan door een onvoldoende koeling van de verbrandingskamer door het verse mengsel of door onvoldoende warmteafvoer naar buiten toe. Het gevolg hiervan is dat gloeiende olieresten of onzuiverheden aan de basis kunnen liggen van een vroegtijdige ontsteking van het lucht/ brandstofmengsel. Een eenvoudige oplossing is het langer koelen van de cilinder met lucht. Dit vereist een latere injectie van de brandstof. Bij werking met directe injectie kan men het injectiemoment veel later nemen maar bij indirecte injectie is men gebonden aan de kleppentiming. Op de proefstand kan men in theorie inspuiten tot ongeveer 120 BTDC 1 (Before Top Dead Center), aangezien op dit moment de inlaatklep sluit. We hebben getracht zo laat mogelijk in te spuiten en hebben dus als instelwaarde 140 BTDC gekozen. Inspuiten tot de theoretische grens is immers niet mogelijk, aangezien het mengsel nog een kleine afstand dient af te leggen, van de injector tot de inlaatklep. Bij de instelwaarde 140 BTDC hebben we echter niet steeds het verhoopte resultaat gekregen. Hiervoor zijn verschillende redenen mogelijk: slechte menging: de maximum inspuitdruk van de brandstof bedraagt 2 bar. Op het pv-diagram (zie figuur 12.2) zien we dat de druk in de cilinder bij het einde van de injectie al aan het stijgen is door compressie (>1bar). Zo wordt een goede menging bemoeilijkt. de inlaat is reeds gesloten vooraleer het mengsel de cilinder bereikt: dit is weinig waarschijnlijk daar er geen verbranding in de inlaatbuis waarneembaar is. er ontstaat een vonk bij het sluiten van de inlaatklep: bij late inspuiting zal er zich nog een grote hoeveelheid waterstof rond de inlaatklep bevinden waardoor er een grotere kans bestaat dat het mengsel ontsteekt, indien er een vonk ontstaat bij het sluiten van de inlaatklep. 1 Dit betekent dat de injectie wordt beëindigd op 120 BTDC. Het begin van de injectie is afhankelijk van het toerental en de belasting en wordt bepaald door het motormanagementsysteem

132 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 121 Figuur 12.2: pv diagram bij verbranding Opmerking 1: meestal wordt de injectietiming vastgelegd op 160 BTDC, dit als compromis tussen een zo goed mogelijke menging van het mengsel en een zo goed mogelijke koeling. Opmerking 2: koelen van de cilinder met lucht betekent ook extra zuurstoftoevoer voor gloeiende deeltjes. Het zou dus kunnen dat door deze zuurstoftoevoer het gloeien wordt bevorderd, zoals bij een gloeiende lucifer waar men op blaast. De bougie kan ook aan de basis liggen van het fenomeen gloeiontsteking. Er bestaan verschillende types bougies die gekenmerkt worden door hun opbouw en warmteafvoercapaciteit. Dit laatste is cruciaal daar een te hete elektrode kan zorgen voor een vroegtijdige ontsteking van het mengsel. Verder kunnen afzettingen op de bougie ook als hot spot fungeren. Voor een uitgebreide uiteenzetting over dit probleem en mogelijke oplossingen verwijzen we naar het hoofdstuk 13. Bij de verbranding van een lucht/waterstofmengsel in de verbrandingskamer kunnen zeer kleine vlamfronten blijven bestaan tussen de zuigerveren. Waterstof heeft een veel kleinere quenching distance dan benzine (0,6 mm t.o.v. 2,84 mm) zodat het voor een vlam mogelijk is zich tussen de zuiger en cilinderwand te begeven. Dit kan op zijn beurt zorgen voor een groter olieverbruik en een grotere kans op hot spots.

133 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Elektrostatische aspecten Daar waterstof een zeer lage ontstekingsenergie heeft mogen we elektrostatische verschijnselen zeker niet uitsluiten. Een ontlading gepaard gaande met een kleine vonk is reeds voldoende om een lucht/waterstofmengsel te doen ontsteken. We beschouwen opnieuw een drietal denkpistes: 1. Aan de injector treedt een scheiding van lading op bij het inspuiten van waterstofgas. Dit verschijnsel zal ongetwijfeld optreden maar wordt onder controle gehouden door een goede aarding van de injector. Mocht deze er niet zijn of slecht functioneren dan zou er na scheiding van lading opnieuw ontlading kunnen gebeuren met een vonk als gevolg. 2. De bobine van de bougie genereert een hoogspanning die op haar beurt een sterk veld creëert in de buurt van de bougie. Door dit veld treedt er ionisatie op van het gas. Door de achtergebleven ionen kan bij de volgende cyclus een vonk veroorzaakt worden en zo het mengsel ontstoken worden. Als mogelijke oplossing kan er gewerkt worden met een lagere spanning maar dit heeft dan een weerslag op een goede werking bij armere mengsels waar een grote indringdiepte van de vonk gewenst is. Voor een verdere bespreking van de invloed van de bougie verwijzen we naar hoofdstuk Door de heen en weergaande beweging van de zuiger over een isolator (olie) kan er een ladingsophoping ontstaan [12]. Deze kan aanleiding geven tot een vonk. Om een ladingsopbouw binnen de cilinder zoveel mogelijk te beperken kan er gewerkt worden met grafietolie, daar deze een betere geleidbaarheid heeft en dus minder kans biedt op een plaatselijke ladingsophoping Dissociatie van waterstof De dissociatieënergie van waterstof bedraagt 436kJ/mol. Per atoom is dit J/Na = J. M.b.v. de kinetische gastheorie kunnen we de kinetische energie van waterstofgasmoleculen bij een compressie van 25 bar (hoogste cilinderdruk bereikbaar met compressie) bepalen: p 1 V 1 = p 2 V 2 T 2 = T 1 p 2 V T 2 = = 670, 45K (12.1) T 1 T 2 p 1 V

134 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 123 Als kinetische energie krijgen we: E k = T 3 3 k = 670, , = 1, e 20J (12.2) met k = J K de contstante van Boltzman. Deze energie is 52 maal te klein om via effectieve botsingen dissociatie van waterstofgas te verkrijgen. Uit deze kinetische energie kunnen we ook nog de gemiddelde snelheid bepalen waarmee de deeltjes voortbewegen. E k = 1 2 m v2 = 1, e 20J v = 2, m/s (12.3) waarbij m = 2 1, kg per H 2 -molecule 12.3 Invloeden op backfire- en gloeiontstekingsgrens Backfire is een verschijnsel waarvan de exacte oorzaak niet echt gekend is. Het is dan ook belangrijk na te gaan welke externe factoren een invloed kunnen uitoefenen op het verschijnsel. Te onderzoeken factoren: de voorontsteking gebruik van een tweede injector het toerental het injectiemoment de koelwatertemperatuur de positie van de inlaatleiding verschillende injectiemomenten van de 2 injectoren de plaatsing van de injectoren

135 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 124 de atmosfeerdruk de vochtigheidsgraad van de omgevingslucht de smeerolie de afzettingen en warmtegraad van de bougie Om nu in de praktijk de invloed van al deze factoren na te gaan wordt er gebruik gemaakt van een vaste meetprocedure om de metingen zo betrouwbaar mogelijk te maken en nadien te beschikken over uitgebreide meetreeksen bij verschillende werkingspunten Beschrijving van een meetreeks De bedoeling van de metingen is de grens van rijkheid van het mengsel te bepalen waarbij geen gloeiontsteking optreedt. Deze grens bepalen we op het gehoor, namelijk wanneer een soort tikkend geluid zich voordoet dat niet synchroon is met het geluid van de motor. Na opwarmen van de motor, wanneer de koelwatertemperatuur gestabiliseerd is op ongeveer 80 C, kunnen we een meetsessie aanvangen. Gezien de invloed van de omgevingsvoorwaarden hebben we zoveel mogelijk getracht de proefreeksen na elkaar uit te voeren. We kozen voor drie toerentallen, drie verschillende injectiemomenten en voor 1 of 2 injectoren. In tabel 12.1 geven we een overzicht van de verschillende meetpunten uit één reeks. 1 injector en 2 injectoren 1600 tpm 140 BTDC 160 BTDC 180 BTDC 2200 tpm 140 BTDC 160 BTDC 180 BTDC 2800 tpm 140 BTDC 160 BTDC 180 BTDC Tabel 12.1: Meetreeks

136 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Consistentie van de metingen Bij het verwerken van de eerste metingen kunnen we concluderen dat het moeilijk is om besluiten te trekken over de invloed van een aantal parameters i.v.m. de gloeiontstekingsgrens. Bij het nakijken van de relatieve fout op de metingen van lambda door het aanbrengen van foutvlaggen is het duidelijk dat sommige inconsistente meetwaarden binnen de foutgrens vallen. Voor hoge toerentallen en bijna stoichiometrisch mengsel bedraagt de relatieve fout 3% en voor lage snelheid en arm mengsel 14% [21]. Daarom is een statistische verwerking noodzakelijk om besluiten te kunnen trekken uit de metingen. In figuur 12.3 geven we een voorbeeld. Het gaat hier om een meting waar de invloed van 1 naar 2 injectoren op de gloeiontstekingsgrens getoond wordt. We zien een algemeen stijgend verloop met uitzondering van één meting bij 140 en 2200 tpm (met een dalend verloop). Voor deze uitzondering hebben we de foutvlaggen uitgezet voor de relatieve fout. Deze meting is uitgevoerd bij ongeveer λ = 1, 4 dus door interpolatie van de relatieve fout tussen 3% en 14% voor respectievelijk λ = 1 en λ = 4. We bekomen een relatieve fout van 4,5%. Uit de foutvlaggen kunnen we afleiden dat het dalend verloop binnen de tolerantiegrenzen evengoed een stijgend verloop kan hebben. Figuur 12.3: Foutvlaggen op lambda bij 1 injector en 2 injectoren van een willekeurige meting

137 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Verwerking van de metingen Alle metingen worden verwerkt in een Excelblad. Nadien worden deze allemaal in 1 tabel geplaatst en ingelezen in het statistisch verwerkingsprogramma SPSS 2. Het doel van het programma is het uitvoeren van statistische analyses op kwantitatieve data, wat hier ontegensprekelijk het geval is. In deze toepassing is het belangrijkste het bepalen van het significantieniveau van bepaalde hypothesen. De resultaten van de verwerking zullen in de verschillende paragrafen die hierop volgen besproken worden. Om lineaire correlaties te controleren wordt gebruik gemaakt van Pearson s correlatie coëfficiënt [7]. Bij het controleren van de verschillende invloeden op backfire gebruiken we een multifactoriale variantieanalyse [7]. Bij het beschouwen van het fenomeen gloeiontsteking is het belangrijk zich niet blind te staren op 1 of enkele metingen. Een groot aantal metingen is vereist om correcte conclusies mogelijk te maken Invloed van de voorontsteking (VO) Deze invloed wordt als eerste onderzocht daar het gaat om een instelbare parameter die een grote invloed heeft op het verbrandingsproces. Een eerste reeks metingen bevat gegevens bij voorontsteking (VO) = 0 kh en voorontsteking = -3 kh. In alle opgemeten werkingspunten zien we een gunstiger resultaat (= hogere rijkheid/lambda dichter bij 1 bij het begin van gloeiontsteking) in het geval van voorontsteking = -3 kh. (zie figuur 12.4). Wat is nu het nut van een negatieve vooronsteking? De voorontsteking wordt gerefereerd t.o.v. het BDP. Wanneer het mengsel ontstoken wordt alvorens de zuiger het BDP bereikt heeft, spreekt men van een positieve voorontsteking. In het andere geval, wanneer de zuiger reeds voorbij het BDP is, spreekt men van een negatieve voorontsteking. Het betere resultaat bij VO=-3 kh kan verklaard worden door het feit dat de zuiger reeds begonnen is aan een dalende beweging waardoor het mengsel geëxpandeerd wordt. Bij een expansie daalt de temperatuur van het mengsel en tijdens de dalende beweging van de zuiger wordt er energie onttrokken aan de verbrandingskamer door de geleverde arbeid van de zuiger. Bij VO=-3 kh ontsteekt men op het moment dat de zuiger zich 3 kh voorbij het BDP bevindt. 2 Vroeger bekend als Statistical Package for Social Sciences, nu door het veelvuldige gebruik in andere disciplines kortweg SPSS.

138 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 127 Figuur 12.4: Invloed van de voorontsteking op de backfiregrens Door de naar beneden gerichte snelheid van de zuiger zal de ontsteking van het mengsel minder aanleiding geven tot klopverschijnselen daar de druk die ontstaat bij de verbranding nu in dezelfde zin werkt als de heersende snelheid van de zuiger en dus een kleinere thermische belasting veroorzaakt. Wanneer een kleinere VO gekozen wordt, VO=-2 kh of VO=-1 kh, kan dit reeds aanleiding geven tot een harde werking van de motor daar de snelheid van de zuiger hier kleiner is en door de hieruit volgende hogere verbrandingsdruk een hogere thermische belasting bekomen wordt. Daar bij VO = -3 het beste resultaat bekomen wordt, opteren we om deze waarde steeds te gebruiken bij verdere metingen. Door de zeer snelle verbranding van waterstof bij rijke mengsels zal er bij een positieve voorontsteking een zwaardere thermische belasting optreden tijdens de nog aanwezige compressieslag (en dus met extra energietoevoer bovenop de verbranding). Bij een negatieve voorontsteking werkt men reeds in het gebied van de arbeidsslag en treedt er dus expansie op, waardoor de thermische belasting kleiner is. Hierdoor is de kans op gloeiontsteking kleiner.

139 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Invloed van het aantal injectoren en het injectiemoment Waarom een tweede injector? Door toevoegen van een tweede injector zijn we in staat op kortere tijd een zelfde hoeveelheid brandstof in te spuiten. Zo kan in het eerste gedeelte van de inlaatcyclus meer lucht aangezogen worden. Op die manier kan een betere koeling verkregen worden vooraleer het ontsteekbaar mengsel wordt ingespoten. Door de betere koeling is de kans op gloeiontsteking veel kleiner. Om een idee te krijgen van de mengselvorming bepalen we hoelang de inspuiting in het gebied van gloeiontsteking duurt in graden krukhoek (kh) en dit voor 3 toerentallen: 1600 tpm: de injectieduur bedraagt hier voor 1 injector ongeveer 9 ms. Omrekening naar graden krukhoek levert: = 86, 4 kh Wanneer het einde van de injectie vastgelegd is op 140 BTDC begint de inspuiting dus op 46,4 voor de zuiger het BDC (Bottom Dead Center = Onderste Dode Punt) bereikt. We dienen wel op te merken dat hierbij geen rekening gehouden werd met de dode tijd van de injector. De eigenlijke inspuiting zal dus nog iets later beginnen. In het geval van 2 injectoren wordt in MoTeC de som van de respectievelijke inspuitperiodes weergegeven. Gecombineerd met het ontbreken van een exacte waarde voor de dode tijd van de injectoren maakt dit het bepalen van de juiste inspuitduur moeilijk en onnauwkeurig. De berekende waarde kan dan ook behoorlijk afwijken van de reële inspuitduur. Bij onderstelling van een dode tijd van 1ms kan het resultaat al 10 kh verschillen. Om een ruw idee te geven van de inspuitduur bij 2 injectoren delen we de gegeven tijd door 2. Als voorbeeld nemen we 11,5 ms 5,75ms 55, 2 kh. We zien dus dat er effectief later ingespoten wordt met 2 injectoren. Wanneer we nu opnieuw de injectiestart bepalen zien we dat deze nu ligt op een tijdstip overeenstemmend met 15,2 kh voor de zuiger het BDC bereikt. Dit is op het einde van de aanzuigslag. Het kan zorgen voor een slechte menging van het vers ingebrachte mengsel.

140 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE tpm: de injectieduur bedraagt hier voor 1 injector ongeveer 9 ms. Dit geeft: = 118, 8 kh Voor 2 injectoren wordt dit 10,2ms 2 = 5, 1ms. Dit geeft: 5, = 62, 7 kh 2800 tpm: de injectieduur bedraagt hier voor 1 injector ongeveer 8,7 ms. Dit geeft: 8, = 146, 2 kh Voor 2 injectoren wordt dit 10ms 2 = 5ms. Dit geeft: Waarnemingen en resultaten = 84, 0 kh Om een idee te geven tonen we het resultaat van 1 volledige meetreeks in figuur Figuur 12.5: Metingen bij gebruik van 1 injector en 2 injectoren

141 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 130 Op de grafiek zien we de gloeiontstekingsgrens voor de verschillende werkingspunten. Er wordt een vergelijking gemaakt tussen het gebruik van 1 injector en 2 injectoren. De voorontsteking ligt vast op -3 kh. We zien een algemeen gunstiger resultaat bij toepassing van 1 injector behalve bij twee werkingspunten, en Een reden hiervoor kan een slechte menging zijn maar zekerheid hieromtrent is onbestaande. Buiten deze twee metingen zien we een betere, dus lagere, waarde bij toepassing van 1 injector. Lagere gloeiontstekingsgrens bij gebruik van 1 injector Bij inspuiten van waterstof in de inlaat ontstaan wervelingen. Een eerste hypothese is dat bij gebruik van 2 injectoren de interactie van deze wervelingen ervoor zorgt dat het mengsel op een hetere plaats in de verbrandingskamer terechtkomt, waardoor vroegtijdige ontsteking kan optreden. Deze hetere plaatsen bestaan doordat het met de gegeven geometrie van de cilinder niet mogelijk is overal evenveel te koelen (m.b.v. de inlaatlucht). Ook blijven er resten van de verbrandingsproducten achter. Een tweede hypothese is dat door gebruik van 2 injectoren er te laat ingespoten wordt om nog een goede mengselvorming te bekomen. Dit zijn hypothesen die door verdere metingen gestaafd dienen te worden. Wanneer we nu echter alle metingen van het afgelopen jaar bekijken en verwerken krijgen we geen uitsluitsel over een eventueel winnend concept. Er is geen significant verband tussen het aantal gebruikte injectoren en de gloeiontstekingsgrens. De significantie is 0,574. We kunnen pas spreken van een significant verband indien de waarde ligt binnen het 0,05 niveau. In figuur 12.6 wordt het gemiddelde resultaat van alle metingen weergegeven, zowel voor 1 injector als voor 2 injectoren. We zien duidelijk dat er geen merkbaar verschil waar te nemen is. De exacte waarden worden gegeven in tabel 12.2.

142 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 131 Figuur 12.6: Invloed van aantal injectoren op de gloeiontstekingsgrens: gemiddelde waarde Aantal injectoren Lambda 1 injector 1,39 2 injectoren 1,38 Tabel 12.2: Gemiddelde gloeiontstekingsgrens Koppel bij gebruik van 2 injectoren Om een gefundeerde keuze te maken tussen het gebruik van 1 injector of 2 injectoren bepalen we ook nog het gemiddelde koppel in beide gevallen. We zien duidelijk dat er bij 1 injector een iets beter resultaat bekomen wordt bij alle toerentallen. Figuur 12.7: Invloed van het aantal injectoren op het koppel: gemiddelde waarden

143 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Invloed van het toerental Bij elke meetreeks is steeds heel duidelijk merkbaar dat de werkingspunten in de buurt van 2200 tpm gekenmerkt worden door een slechtere gloeiontstekingsgrens. Dit kan een gevolg zijn van een betere vulling van de cilinder. Hierdoor bevat de cilinder een mengsel met een hogere calorische waarde waardoor ook de thermische belasting bij verbranding zal vergroten. Door deze hogere thermische belasting is de kans groter dat het mengsel vroegtijdig zal ontsteken. Deze algemene indruk wordt bevestigd wanneer we kijken naar het gemiddelde van alle metingen. We zien dat, onafhankelijk van het injectiemoment, steeds een minder goede waarde bekomen wordt bij 2200 tpm. Figuur 12.8: Invloed van het toerental op de gloeiontstekingsgrens: gemiddelde waarden De hypothese dat deze minder goede waarde te wijten zou zijn aan een betere vulling van de cilinder kan gestaafd worden wanneer we kijken naar de koppelcurve. Bij 2200 tpm wordt, onafhankelijk van het injectiemoment, het grootste koppel geleverd. Dit blijkt duidelijk uit figuur 12.9.

144 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 133 Figuur 12.9: Koppelcurve bij verschillende toerentallen: gemiddelde waarden Opmerking: voor de koppelcurve kunnen we geen lineaire variantieanalyse uitvoeren daar het verband duidelijk niet-lineair is (zie figuur 12.9). Een variantieanalyse van hogere orde is evenmin mogelijk daar hiervoor te weinig metingen beschikbaar zijn. Er zijn enkele honderden metingen nodig om een betrouwbare analyse uit te voeren Invloed van het injectiemoment In theorie zou het later inspuiten van de brandstof een serieuze verbetering moeten geven qua gloeiontstekingsgrens daar men op die manier de verbrandingskamer langer koelt met verse inlaatlucht. Er zijn echter limieten aan deze werkwijze. Ten eerste moet men rekening houden met de kleppentiming, zodat geen mengsel meer ingespoten wordt wanneer de inlaat reeds gesloten is (in tegenstelling tot directe injectie). Ten tweede kan men door het later inspuiten te kampen krijgen met een slechtere menging van het verse mengsel (zie paragraaf en paragraaf ). Op figuur 12.8 zien we ook de invloed van de injectietiming. Een algemene trend die duidelijk waar te nemen is, is het goede resultaat bij een vroege inspuiting (180 BTDC). Dit is in tegenspraak met de algemene veronderstelling. We zien zelfs op de curve van 1600 tpm bij een injectiemoment van 140 BTDC een opmerkelijk minder goed resultaat voor de gloeiontstekingsgrens. Een slechte menging kan hier aan de basis liggen van dit verschijnsel.

145 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 134 In SPSS controleren we nu of er een correlatie bestaat tussen het injectiemoment en de gloeiontstekingsgrens. Het resultaat is positief. Er is een significant verband tussen het injectiemoment en de gloeiontstekingsgrens (significantie = 0,026 < 0,05). Dit verband is lineair en geeft aan dat een beter resultaat mag verwacht worden bij een vroegere inspuiting van het mengsel. Dit is totaal in tegenspraak met de algemene opvattingen. Men verwacht dat het later inspuiten van de brandstof beter is daar men dan langer de cilinder kan koelen. Wat men echter niet uit het oog mag verliezen is de mengselvorming. Wanneer men vroeg injecteert (180 BTDC) zorgt men ervoor dat er een goede mengselvorming optreedt daar de brandstof ingespoten wordt op een moment dat de aanzuigslag halverwege is (zie de bepaling van de injectieduur in paragraaf ). Bij late inspuiting wordt de brandstof pas op het einde van de aanzuigslag geïnjecteerd. Dit zorgt voor een minder goede mengselvorming. Men kan zich nu afvragen welke de invloed is van de mengselvorming op de gloeiontstekingsgrens. Bij een slechte menging behoudt men een minder homogeen mengsel met zones rijk aan brandstof en zones arm aan brandstof. Wanneer deze rijke zones in de buurt komen van een hot spot zullen deze veel sneller ontsteken dan een homogeen gevormd mengsel. 3. Wat gebeurt er nu als we nog vroeger inspuiten? Wanneer het einde van de injectie plaatsvindt voor 180 BTDC bevindt men zich nog in de aanzuigslag. Men zou verwachten dat een nog beter resultaat bereikt zou worden dan bij 180 BTDC maar hier komt de koeling in het gedrang. In figuur zien we de invloed van de injectietiming op de gloeiontstekingsgrens bij 2200 tpm. Figuur 12.10: Invloed van de injectietiming op de gloeiontstekingsgrens bij 2200 tpm 3 De reactiesnelheid van een bepaald proces hangt af van de concentratie

146 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 135 De hypothese dat langer koelen van de verbrandingskamer met lucht een lagere gloeiontstekingsgrens oplevert, is dus zeker niet onjuist maar men dient rekening te houden met de mengselvorming. Deze kan het positieve effect van een langere koeling totaal tenietdoen. In artikels van BMW wordt ook vermeld dat een goede mengselvorming cruciaal is [10]. Men dient het optimum te bepalen tussen mengselvorming en koeling. Voor de Audi proefstandmotor ligt de optimumwaarde die het einde van de injectie bepaalt op ±180 BTDC. Opmerking: vroeger inspuiten van brandstof tijdens de aanzuigslag wordt beperkt door de kleppentiming en het toerental. Wanneer de motor werkt op een hoog toerental (>3000 tpm) zal een normale inspuitduur van de injectoren overeenkomen met bijna 180 kh. Men merkt dus dat nog vroeger inspuiten dan 180 BTDC geen zin heeft daar dan de inlaatklep nog gesloten is en het lucht/waterstofmengsel in de inlaat gevangen zit Invloed van de koelwatertemperatuur De koelwatertemperatuur wordt geregeld met een pomp (Grundfos). Door het regelen van het waterdebiet kunnen we de temperatuur willekeurig regelen. Hiervoor is er een kraan voorzien die de toevoer van het water regelt. Een volledige toer in tegenwijzerzin komt overeen met een stijging van 2 C van de koelwatertemperatuur. Standaard is de koelwatertemperatuur op ±80 C ingesteld. Dit is in de veronderstelling dat de courante temperatuur van 90 C bij benzine/dieselmotoren de gloeiontsteking en/of backfire bevordert terwijl temperaturen lager dan 80 C nadelig zouden zijn voor de smering van de motor. We opteren voor metingen bij drie verschillende koelwatertemperaturen (65 C, 80 C, 90 C). In figuur is de lambda bij begin van gloeionsteking weergegeven bij verschillende koelwatertemperaturen: 65 C Temperaturen < 65 C zouden de smering ernstig in gevaar kunnen brengen. Lager dan deze temperatuur kunnen we dus niet gaan. 80 C Courante temperatuur 90 C Temperaturen > 90 C houden een te groot ontstekingsgevaar in. Hoger dan deze temperatuur zou dus niet veilig zijn.

147 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 136 Uit figuur kunnen we afleiden dat zoals verondersteld gloeiontsteking pas optreedt bij een rijker mengsel naargelang de koelwatertemperatuur lager ligt. De eerste twee metingen bij 65 C komen niet overeen met het te verwachten verloop. Dit kan te wijten zijn aan de negatieve invloed (sommige plaatsen nog niet voldoende afgekoeld) van voorgaande metingen bij een koelwatertemperatuur van 90 C. Figuur 12.11: Invloed van de koelwatertemperatuur op de gloeiontstekingsgrens Invloed van de positie van de inlaatleiding Aangezien we in een bepaalde meetreeks betere resultaten verkregen dan voordien, hebben we de invloed van de geometrie van de inlaatleiding onderzocht. Het viel ons op dat deze toen erg gekromd stond zodat het niet onwaarschijnlijk was dat door extra wervelingen een betere koeling verkregen werd. Om dit na te gaan hebben we identieke metingen uitgevoerd waarvan de ene met gekromde inlaatleiding en de andere met een zo recht mogelijk verloop van de leiding tpm en 2200 tpm 1 injector (100%) zelfde injectietiming (180 kh BTDC) zelfde vooronsteking ( 3 kh)

148 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 137 Uit figuur kunnen we aflezen dat bij 1600 tpm de kromming een positieve invloed heeft op de backfiregrens. Bij 2200 toeren daarentegen heeft de kromming een negatieve invloed. Gezien de grootte van de verschillen in lambda, kunnen we besluiten dat de kromming een verwaarloosbare afwijking veroorzaakt. Figuur 12.12: Backfiregrens bij verschillende geometrie van de inlaatleiding Invloed van verschillende injectiemomenten bij twee injectoren In de MoTeC-sturing kunnen we de injectietiming van beide injectoren onafhankelijk van elkaar instellen. Om de invloed ervan op de backfiregrens te bepalen hebben we verschillende mogelijkheden getest. We maken een combinatie van 140, 160 en 180. De reden waarom we voor deze drie waarden kozen is dat het einde van injectie bij 140 reeds het slechtse resultaat oplevert (zowel bij 1 als 2 injectoren) en dat het einde van injectie vroeger dan 180 niet mogelijk is voor hogere toerentallen (>3000 tpm) daar er anders brandstof ingespoten wordt terwijl de inlaatklep nog gesloten is. Uit figuur kunnen we een belangrijke trend halen: wanneer beide injectietimings dezelfde zijn, bekomen we de beste backfiregrens. Een uitzondering hierop is wanneer de injectietiming van beide ingesteld is op 140 BTDC. Dit is enigszins logisch te verklaren omdat bij 1 injector het slechtste resultaat zich ook bij die 140 BTDC voordoet. Het beste resultaat kunnen we bekomen wanneer beide injectoren ingesteld staan op 180 BTDC. Ook hier zal de

149 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 138 mengselvorming een heel belangrijke rol spelen. Deze is optimaal bij de instelling op 180 BTDC. Wanneer nu 1 van de 2 injectoren pas later begint te injecteren zal dit een negatieve invloed hebben op de gloeiontstekingsgrens. Figuur 12.13: Backfiregrens bij verschillende combinaties van injectietimingen bij twee injectoren Invloed van de plaatsing van de injectoren De twee injectoren zijn op een verschillende plaats in de inlaatleiding gepositioneerd. Omdat eventueel turbulenties zouden kunnen ontstaan in het stromingspatroon (afhankelijk van deze positie) zou de ene voor een betere vulling kunnen zorgen dan de andere. Om de invloed hiervan in te schatten hebben we beide injectoren apart laten injecteren. Om een betrouwbaar beeld te bekomen hebben we de metingen voor elke injector drie maal herhaald. Op de figuur kunnen we naast de backfiregrens van de drie metingen, ook het gemiddelde van de drie metingen aflezen. We kunnen zien dat er een verwaarloosbaar verschil is tussen de backfiregrens bij de twee verschillende injectoren % = primaire injector - 0% = secundaire injector

150 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 139 Figuur 12.14: Backfiregrens bij injectie door de twee verschillende injectoren Invloed van de atmosfeerdruk De atmosfeerdruk heeft een invloed op het vroegtijdig ontsteken van een lucht/brandstofmengsel in de cilinder. De analyse van al de meetgegevens toont aan dat er een omgekeerd evenredig lineair verband bestaat tussen de omgevingsdruk en gloeiontsteking. Wanneer de druk stijgt zal de neiging tot vroegtijdig ontsteken verminderen. Deze hypothese is significant in een 99% interval (significantie 0,008). Een mogelijke verklaring is dat door de hogere omgevingsdruk er een betere mengselvorming optreedt Invloed van de luchtvochtigheid Daar waterdamp in de lucht een invloed heeft op de warmtecapaciteit van het mengsel en dus ook op de koelende werking ervan is het interessant de invloed na te gaan op de gloeiontstekingsgrens. Daar geen metingen van de luchtvochtigheid voorhanden waren, werd contact opgenomen met een privé-weerstation in Gent [24]. Via werden ons alle meetgegevens vanaf 1 december 2004 doorgestuurd. Door het zeer groot aantal metingen (4 maal per uur, 24 op 24) konden we ons een zeer goed idee vormen van de tijdens onze metingen heersende relatieve luchtvochtigheid. Samen met de kennis van de temperatuur werd het mogelijk een absolute luchtvochtigheid te

151 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 140 bepalen m.b.v. een online calculator [29]. We dienen op te merken dat deze werkwijze niet onfeilbaar is daar de metingen niet op de plaats van de proefstand genomen werden 5. De hypothese dat de luchtvochtigheid een invloed heeft op gloeiontsteking wordt echter volledig ontkracht door de met SPSS gegenereerde resultaten. Als significantie wordt voor een mogelijke correlatie 0,716 gegeven. Deze waarde ligt heel ver verwijderd van het 0,05 niveau. We kunnen dan ook besluiten dat er absoluut geen correlatie is tussen de 2 veranderlijken Invloed van de smeerolie Wanneer we de mogelijke oorzaken van gloeiontsteking bekijken in figuur 12.1 zien we dat de smeerolie een grote rol kan spelen. Smeerolie dient eerst en vooral, zoals het woord het zegt, te zorgen voor een goede smering van de bewegende onderdelen van de motor, maar deze kan ook een andere rol vervullen: Wanneer we spreken over hot spots denken we vooral aan een onvoldoende warmteafvoer vanuit de cilinder. Als deze hot spots zich op de cilinderwand zouden bevinden wil dit zeggen dat de gebruikte olie de warmte niet snel genoeg kan afvoeren. Wanneer we de denkpiste van ladingsopbouw zouden volgen dient de smeerolie ervoor te zorgen dat er geen ladingsophopingen kunnen blijven bestaan. De olie dient dus geleidend te zijn teneinde de ladingen te kunnen afvoeren. Gewone smeerolie is niet echt afgestemd op deze vereisten. proefstand gebruikte smeerolie zien er als volgt uit: De eigenschappen van de in de semi-synthetische motorolie geschikt voor benzine-, diesel- en gasmotoren viscositeit: 15W-50, 15W-40, 15W-30 internationale API normen: SJ-CF, SH-CE, SG-CE, SG-CD, SF-CD, SF-CC Europese normen: A3, B3, E2, A2, B2, E1 en CCMC, G4, PD2, D4 5 Aangezien het idee van deze mogelijke invloed pas later ontstaan is, was dit evenwel de enige mogelijkheid.

152 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 141 Door de specifieke problemen die nu kunnen optreden bij gebruik van waterstof als brandstof zouden we kunnen opteren voor een ander type olie: een olie die de mogelijkheid biedt de warmte beter af te voeren en een beter geleidingsvermogen heeft. Deze eigenschappen kan men terugvinden in grafietolie. Dit type olie bevat colloïdaal micrografiet dat zorgt voor een betere smering en een vermindering van het olieverbruik. Toevoegen van grafiet aan olie brengt ook betere geleidingseigenschappen van de olie met zich mee. Voornaamste eigenschappen (vermeld door de constructeur) van de gebruikte grafietolie Marly Black Gold (SAE 15W50) bovenop de eigenschappen van een gewone smeerolie: brandstofbesparing interne wrijving vermindert vermogen stijgt olieverbruik daalt 12.5% verbetering bij koudstart minder slijtage minder motorlawaai Opmerking: de olie mag ook vermengd worden met gewone olie. De voordelen kunnen echter teniet gedaan worden juist door de aanwezigheid van colloïdaal grafiet. Bij verbranding van de olie kan een grote hoeveelheid koolstof als verbrandingsresidu overblijven en als mogelijke hot spot dienen. De vraag is nu welk effect zal overheersen Waarnemingen en resultaten Het gebruik van grafietolie geeft de mogelijkheid de probleemgebieden veel duidelijker in kaart te brengen en een beter inzicht in het probleem te verschaffen. Door enerzijds te zorgen voor een betere warmteafvoer en anderzijds meer potentiële hot spots in te voeren werd een duidelijke aflijning van de probleemgebieden mogelijk. Tijdens de metingen werd duidelijk dat langdurig draaien bij een redelijk laag toerental maar met hoge belasting zorgde voor een massaal optreden van gloeiontsteking. Met massaal wordt bedoeld dat het verschijnsel zich zeer veel manifesteerde en dat het moeilijk te bestrijden was. Normaal gezien kan men, wanneer men af te rekenen krijgt met gloeiontsteking of backfire, het optreden ervan doen stoppen door iets minder

153 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 142 brandstof in te spuiten. Bij het gebruik van grafietolie was dit echter niet voldoende en dienden we over te schakelen op een heel arm mengsel. Het viel ook op dat dit enkel het geval was bij een laag toerental (tot 2200 tpm). Metingen bij een toerental van 2800 tpm gaven weer veel lagere waarden voor de gloeiontstekingsgrens. De reden voor dit probleem kan mogelijks gevonden worden in olieafzettingen die moeilijk verwijderd kunnen worden uit de verbrandingskamer. Hierbij dienen we te vermelden dat bij metingen tot 2200 tpm de uitlaatgastemperatuur nooit ±380 C overschrijdt. Metingen bij 2800 tpm daarentegen leveren uitlaatgastemperaturen van 425 C tot 455 C. Dit doet een sterk vermoeden rijzen dat de bougie een belangrijke rol speelt in dit verhaal. De bougie dient namelijk te werken boven een bepaalde minimumtemperatuur om efficiënt verbrandingsresten te kunnen verwijderen van de elektroden. Deze temperatuur ligt rond 400 C (voor meer uitleg zie paragraaf ). De hypothese is dan ook dat er bij werking onder deze temperatuur verbrande olieresten achterblijven op de bougie die nadien kunnen fungeren als hot spot. Voor de verbrande olieresten is het ook de meest gunstige plaats om achter te blijven daar er geen bewegende onderdelen zijn die de resten kunnen wegschrapen. Boven 400 C treedt een serieuze verbetering op van de gloeiontstekingsgrens (zie figuren tot 12.18). Dit zou kunnen wijzen op een efficiëntere afvoer van de verbrandingsresidu s, waardoor minder hot spots kunnen ontstaan. Het gebruik van grafietolie heeft er dus eerst en vooral voor gezorgd dat er een meer afgetekend beeld van het probleem gevormd kon worden. Bij gebruik van gewone olie speelt de factor toeval een grotere rol daar de kans op afzettingen kleiner is waarbij men ook niet weet wanneer deze juist een overwegende rol zullen spelen. We zien op de figuren tot een duidelijke invloed van de gebruikte smeerolie. Bij 2800 tpm zien we steeds een veel beter resultaat dan bij gebruik van gewone olie. Bij lagere toerentallen is dit minder uitgesproken of helemaal niet het geval (zoals bij einde injectie = 140 kh BTDC). Daar kan de slechtere mengselvorming zorgen voor een minder goede verbranding met meer olieverbrandingsresten tot gevolg. Door de lagere werkingstemperaturen is er ook geen efficiënte afvoer van de verbrandingsresidu s. Na de statistische verwerking van alle meetgegevens komen we tot het besluit dat er gemiddeld een significante verbetering, dus verlaging, van de gloeiontstekingsgrens is bij gebruik van grafietolie. SPSS geeft als significantie 0,004 (< 0,05). Hierbij mogen we natuurlijk niet uit het oog verliezen dat deze verbetering zich vooral voordoet bij hogere toerentallen. vergelijking van de gemiddelde gloeiontstekingsgrens wordt weergegeven in tabel Een

154 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 143 Figuur 12.15: Invloed van de injectietiming en het werkingsregime van de motor op de gloeiontstekingsgrens bij 2200 tpm Figuur 12.16: Gloeiontstekingsgrens bij gebruik van gewone olie en grafietolie bij einde injectie = 140 kh BTDC

155 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 144 Figuur 12.17: Gloeiontstekingsgrens bij gebruik van gewone olie en grafietolie bij einde injectie = 160 kh BTDC Figuur 12.18: Gloeiontstekingsgrens bij gebruik van gewone olie en grafietolie bij einde injectie = 180 kh BTDC

156 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 145 Gebruikte olie Lambda Gewone smeerolie 1,39 Grafietolie 1,32 Tabel 12.3: Gemiddelde gloeiontstekingsgrens: vergelijking tussen gewone olie en grafietolie Invloed van de afzettingen en warmtegraad van de bougie Wat betreft de afzettingen hebben we al duidelijk een invloed kunnen waarnemen bij de experimenten met grafietolie (zie paragraaf ). Ook de invloed van de bougie op de elektrostatische aspecten door de hoogspanning is al kort aangehaald (zie paragraaf ). Aangezien de invloed van de bougie het gevolg is van een samenspel van verschillende elementen tegelijkertijd, verwijzen we naar hoofdstuk 13 voor een meer volledige beschrijving NOx-vorming bij gloeiontsteking De vorming van stikstofoxiden is te wijten aan de hoge temperatuur in de verbrandingskamer. Di-stikstof uit de lucht dissocieert en vormt door reactie met zuurstof stikstofoxiden. Zie ook paragraaf Bij backfiremetingen werd steeds het resultaat van de uitlaatgasanalyse m.b.t. NOx-vorming genoteerd. We weten dat er een verband bestaat tussen de ligging van de backfiregrens en de NO x -vorming, daar het verbranden van een rijker mengsel hogere verbrandingstemperaturen met zich meebrengt, maar er kan ook eventueel een correlatie met andere invloedsfactoren bestaan zoals: het gebruik van 2 injectoren het toerental het injectiemoment de atmosfeerdruk Correlatie tussen gloeiontsteking/backfire en NO x -vorming Uit de variantieanalyse blijkt dat de correlatie tussen beide significant is. Hieronder tonen we de uitvoer van het programma SPSS.

157 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 146 Figuur 12.19: Correlatie tussen gloeiontsteking/backfire en NOx-vorming Invloed van het aantal injectoren op NO x -vorming Aangezien het aantal injectoren geen invloed heeft op de gloeiontstekingsgrens vermoeden we dat dit ook geen invloed heeft op NO x -vorming. De variantieanalyse geeft dit ook weer. De significantie is 0,965 > 0,05. Er is dus helemaal geen verband. De gemiddelde waarden worden weergegeven in figuur Figuur 12.20: Gemiddelde NO x -vorming bij 1 injector en 2 injectoren Invloed van de atmosfeerdruk Ondanks de invloed van de atmosfeerdruk op de gloeiontstekingsgrens en het significante verband tussen deze grens en NO x -vorming is er geen significant lineair verband tussen de atmosfeerdruk en NO x -vorming. Als waarde voor de significantie wordt 0,391 (> 0,05) gegeven.

158 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE Invloed van het toerental op NO x -vorming Wanneer we kijken naar de gemiddelde NO x -vorming bij verschillende toerentallen zien we een daling van NO x -emissies bij een verhoging van het toerental (zie figuur 12.21). Dit komt omdat er minder tijd beschikbaar is om stikstofoxiden te vormen. Zoals reeds in de literatuurstudie vermeld werd (zie paragraaf ) zal men, met het oog op de beperking van de NO x - vorming, zo laat mogelijk inspuiten, los van het toerental. Figuur 12.21: Gemiddelde NO x -vorming bij verschillende toerentallen De variantieanalyse geeft echter geen significant verband binnen een 0,05 niveau. Als waarde voor de significantie wordt 0,13 gegeven Invloed van het injectiemoment op NO x -vorming Deze parameter heeft een significante invloed op de NO x -vorming, en dit zelfs binnen een 0,01 niveau. Hoe later men inspuit, hoe beter het resultaat. Opnieuw is de reden dat er minder tijd beschikbaar is om stikstofoxiden te vormen. De gemiddelde waarden worden weergegeven in figuur Wel kunnen we ook hier weer opmerken dat bij einde van injectie op 140 kh BTDC deze lijn niet volgt. Dit heeft te maken met de slechte mengselvorming die zich dan voor doet, waardoor er in bepaalde rijkere zones een hoge temperatuur kan voorkomen om voldoende NO x te vormen.

159 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 148 Figuur 12.22: Gemiddelde NO x -vorming bij verschillende injectiemomenten 12.5 Besluit Figuur geeft een overzicht van de behaalde resultaten. Figuur 12.23: Onderzochte invloeden op gloeiontsteking

160 HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 149 Figuur geeft de parameters weer die van belang zijn bij het nastreven van een zo laag mogelijke gloeiontstekingsgrens. Figuur 12.24: Optimale instelling m.b.t. de beperking van gloeiontsteking Een belangrijk deel van het onderzoek ging over het gebruik van twee injectoren. Na het bekijken van deze strategie m.b.t. de gloeiontstekingsgrens en het koppel kunnen we besluiten dat het gebruik van 2 injectoren geen verbetering voor deze 2 parameters met zich meebrengt. Figuur 12.25: Keuze tussen het gebruik van 1 injector of 2 injectoren

161 Hoofdstuk 13 Bougie In dit hoofdstuk gaan we dieper in op de rol van de bougie bij het backfire verschijnsel. Hiervoor is het nuttig een aantal specifieke termen en eigenschappen te beschrijven Algemene beschrijving van de bougie Opbouw van de bougie Figuur 13.1: Onderdelen van de bougie [2] Functie van de bougie Met behulp van elektrische energie wekt het ontstekingssysteem een hoogspanning op. Deze hoogspanning zorgt voor het overslaan van een vonk tussen twee elektroden. De energie die 150

162 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 151 in de vonk is opgeslagen ontsteekt dan het lucht/waterstof mengsel. De hoogspanning wordt opgewekt door de bobine (zie figuur 13.2). Men moet er rekening mee houden dat de nodige spanning verhoogt naarmate de bougie meer slijtage vertoont. Figuur 13.2: Ontstekingsbobine Invloeden op de ontsteekspanning Invloeden buiten de motor om: 1. elektrode-afstand: hoe groter de afstand tussen de elektrodes hoe hoger de nodige ontsteekspanning. 2. elektrode-geometrie: hoe kleiner de elektrode-afmeting, hoe sterker het elektrisch veld, hoe kleiner de nodige ontsteekspanning. 3. elektrode-materiaal: het materiaal beïnvloedt het uittreden van elektronen, dus ook de ontsteekspanning. Invloeden vanuit de motor: 1. Compressie: hoe hoger de compressie, hoe hoger de nodige ontsteekspanning (meestal kiest men in dat geval voor een kleinere elektrode-afstand). 2. Mengselsamenstelling: er is een optimale lucht/brandstofverhouding waarbij de benodigde ontsteekspanning minimaal is (voor benzinemotoren is dit bij stoichiometrische werking - λ = 1). Bij een armer of rijker mengsel neemt de benodigde spanning toe (zie figuur 13.3).

163 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 152 Figuur 13.3: Benodigde ontsteekspanning bougie (hier voor benzinemotoren) [2] 3. Werveling van het mengsel: de bougie moet zo geplaatst worden dat er gunstige stromingsvoorwaarden heersen. Het wervelen is nodig om een homogeen mengsel te verkrijgen, maar een te hoog turbulentieniveau kan een negatieve invloed hebben op de verbranding Verschillende soorten elektrodemateriaal Samengestelde elektrode (nikkellegeringen met chroom, mangaan en silicium) principieel een minder goede warmtegeleider dan zuivere metalen door een gepaste samenstelling toch goede warmtegeleiding mogelijk beter bestand tegen chemische aantasting door verbrandingsgassen en vaste verbrandingsresten (hier bij waterstofmotor kunnen deze alleen afkomstig zijn van de verbrande olieresten) mangaan en silicium helpen specifiek tegen chemische aantasting door zwaveldioxide (bij de waterstofmotor alleen van toepassing voor verbrande olieresten) Zilver-elektrode buitengewoon chemisch bestendig beste warmtegeleiding duurder

164 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 153 centrale elektrode uitgevoerd met een kleinere diameter zorgt voor een betere toegang van het mengsel tot de vonkboog Platina-elektrode beste corrosiebestendigheid (waardoor kleinere diameter mogelijk dan bij nikkel) het hoge smeltpunt maakt het mogelijk om de elektrode zonder spleet te sinteren in het keramiek van de isolatorneus betere warmtegeleidbaarheid en breder werktemperatuurgebied de constructie voorkomt het binnendringen van verbrandingsresten en zorgt dat de reinigingstemperatuur sneller bereikt wordt goed voor koude start Figuur 13.4: Verschillende materialen voor de centrale elektroden [2] Warmtegraad Definitie De warmtegraad is een maat voor de thermische belastbaarheid van de bougie en wordt aangegeven door een kenmerkend getal. Een laag getal (bv ) betekent een koude bougie met een geringe warmte-opname door een korte isolatorneus. Een hoog getal (bv ) duidt op een warme bougie met een grote warmte-opname door een lange isolatorneus Bedrijftemperatuurgrenzen Er zijn twee belangrijke temperatuurgrenzen. Een ondergrens (±400 C) waaronder de temperatuur van de uitstekende delen van de isolatorneus niet mag dalen: de reinigingsgrens. Zoniet vervuilt de bougie. Tijdens de verbranding komen bestanddelen van de brandstof (niet

165 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 154 van toepassing bij waterstof) en smeerolie in de cilinder vrij onder vorm van as en roet. Een deel gaat met de uitlaatgassen mee en een deel blijft in de cilinder en zet zich aldus af op de bougie. De resten kunnen op die manier de isolatorneus bevuilen en een geleidende verbinding vormen tussen centrale elektrode en het bougiehuis. Dit noemt men de lekstroom. Deze lekstroom zwakt de ontstekingsvonk af en in extreme gevallen komt er geen vonk meer tot stand. Zolang men temperaturen boven deze ondergrens behoudt, zullen de verbrandingsresten opbranden (de bougie reinigt zichzelf). Figuur 13.5: Lekstroom bij een vervuilde isolatorneus leidt tot een kleinere beschikbare hoogspanning [2] Indien de bovenste temperatuurgrens (bij benzinemotoren ongeveer 850 C) overschreden wordt, kan de bougie een hot spot vormen en op die manier het mengsel lucht/waterstof voortijdig doen ontsteken: gloeionsteking Thermische belastbaarheid van de bougie De werktemperatuur stelt zich in als evenwicht tussen warmtetoevoer (door het verbrandingsproces) en warmteafvoer. Het bougiehuis heeft ongeveer de temperatuur van de cilinderkop. De warmte wordt langs verschillende wegen afgevoerd (zie figuur 13.6).

166 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 155 Figuur 13.6: Warmteafvoerstromen bij een bougie De bougie moet steeds aangepast worden aan het warmteopnemend vermogen van de motor en andere specifieke eigenschappen van iedere motor. Hierdoor kan eenzelfde bougie voor de ene motor te warm zijn en voor een andere motor te koud. Om te kunnen voldoen aan al deze verschillende eigenschappen maakt men bougies voor verschillende soorten thermische belastingen. Deze worden dan gekarakteriseerd door het begrip warmtegraad (de bepalende grootheid voor de juiste keuze van bougie) Invloed van het elektrodemateriaal De warmteopname wordt hoofdzakelijk door de grootte van het isolatorneusoppervlak bepaald en in mindere mate door de centrale elektrode. De warmteafvoer daarentegen hangt af van het warmtegeleidend vermogen van de elektroden. De bougies die zorgen voor een goede warmteafvoer zijn de samengestelde en de zilver-elektrode. Een nog betere warmteafvoer krijgen we door gebruik van een platina-elektrode door een spleetvrije montage. Zo een elektrode werd hier niet aangewend aangezien platina een katalysator is voor oxidatiereacties van zuurstof met waterstof.

167 HOOFDSTUK 13. BOUGIE Invloed van de elektrodevorm Om een warme bougie te verkrijgen kan men gebruik maken van uitstekende elektroden en voor een koude van verzonken elektroden. Bij de koude bougie moet men er wel rekening mee houden dat het mengsel minder goed wordt bereikt. Bij de platina-bougie (zie figuur 13.4B) neemt de centrale elektrode vrijwel alleen warmte op via de isolatorneus omdat er alleen een klein puntje ter beschikking is om de warmte rechtstreeks uit de verbrandingsruimte op te nemen Elektrode-slijtage Elektrode-slijtage is de materiaalafvoer van de elektroden door elektrische vonken en corrosie in de verbrandingsruimte. Het fenomeen is waar te nemen door een met de tijd groeiende elektrode-afstand (EA). Twee belangrijke mechanismen zijn te onderscheiden: vonkerosie en corrosie. Deze zijn onlosmakelijk verbonden. Figuur 13.7: De elektrode-afstand (EA) [2] Het overslaan van een elektrische vonk heeft een temperatuurstijging van de elektrode tot gevolg. Door de agressieve verbrandingsgassen (hier afkomstig van de olie) is er bij hoge temperatuur (zie eigenschappen van waterstof paragraaf 2.3) een sterke slijtage aanwezig. Dit leidt tot microscopisch kleine smeltplekjes aan het oppervlak. Ze worden geoxideerd of reageren met de bestanddelen van de verbrandingsgassen. Het gevolg is een metaalverlies dat zich laat opmerken door het afronden van de scherpe kanten en het vergroten van de elektrode-afstand. Bij het groter worden van de elektrode-afstand neemt de benodigde ontsteekspanning toe. Hoe hoger de temperatuur van de elektrode hoe groter de slijtage.

168 HOOFDSTUK 13. BOUGIE Analyse van de gebruikte bougie op de proefstand Verklaring van de codering Het type bougie dat men op de proefstand gebruikt, wordt gekenmerkt door de code: Bosch UR3AS. In de appendix B kunnen we de volledige tabel terugvinden om de code te ontleden. We gaan nu even dieper in op dit model: U: staat voor het type zittingsvorm en schroefdraad, hier een schroefdraad M10 1,0. R: staat voor een bougie met weerstand 1. 3: staat voor de warmtegraad, hier warmtegraad 3, aan de koude kant dus. A: staat voor de lengte van de schroefdraad S: staat voor de samenstelling, hier is de elektrode samengesteld uit zilver Uitzicht gebruikte bougie Bij nader onderzoek blijkt de bougie in verhouding tot het geringe aantal draaiuren sterk vervuild te zijn door afzettingen. Daarenboven vertoont de centrale elektrode een zware slijtage. Figuur 13.8: Verschillende aanzichten van de bougies 1 Door een weerstand in de toevoerstift naar de vonkboog van de bougie, kan het doorleiden van de stoorpulsen op de ontstekingskabels en daardoor het uitzenden van storingen verminderd worden. Daardoor wordt ook de erosie van de elektrode verminderd. De weerstand wordt gevormd door een speciaal gesmolten glas tussen de centrale elektrode en de aansluitstift.

169 HOOFDSTUK 13. BOUGIE Oorzaken van vervuiling Aangezien de mogelijke oorzaken van bevuiling zo talrijk en onderling sterk gecorreleerd zijn geven we in onderstaand schema (zie figuur 13.9) de verschillende mogelijkheden weer. Figuur 13.9: Verschillende mogelijke oorzaken van de vervuiling van bougie en afgeronde elektrode (groen=mogelijk / rood=uitgesloten) Hieronder zullen we de verschillende oorzaken opsommen en bespreken of ze al dan niet relevant zijn voor onze proeven: te lage warmtegraad: De afzettingen wijzen er in ieder geval op dat de reinigingsgrens niet bereikt wordt. Dit zou kunnen verholpen worden door een bougie met een hogere warmtegraad te gebruiken. Wel moeten we er dan rekening mee houden dat de kans op gloeiontsteking ook groter wordt. Om een betere keuze van warmtegraad te kunnen maken kan er eventueel een thermokoppelbougie of een ionenstroommeting gebruikt worden [2]. Op figuur zien we een voorbeeld van een thermokoppelbougie. Figuur 13.10: Thermokoppelbougie [2]

170 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 159 hoog olieverbruik door versleten zuigerveren: Aangezien waterstof een propere brandstof is kunnen de afzettingen enkel afkomstig zijn van de verbrande olieresten. We hebben inderdaad een groot olieverbruik kunnen vaststellen door het meten van het olieniveau in het karter. Door versleten zuigerveren is de afdichting tussen de cilinderwand en de zuiger niet meer optimaal. Een andere reden waarom zoveel olie in de cilinder kan terechtkomen zijn de kleine verticale krasjes die als een soort oliekanaaltje kunnen fungeren [5]. verkeerd afgestelde onsteking: Aangezien de verbranding van waterstof zelf geen afzettingen kan veroorzaken, kunnen we deze oorzaak buiten beschouwing laten. compressie draaien: Bij het draaien op compressie (zonder verbranding) staat de motor op lage temperatuur. De olie (ook op lage temperatuur) heeft dan een hogere viscositeit waardoor deze op de cilinderwand kan achterblijven. Wanneer nadien met verbranding wordt gedraaid, kan die olie dan verbranden en voor de afzettingen op de bougie zorgen. Een andere mogelijkheid is dat gedurende de compressie de olie op de bougie verbrand wordt door de overslaande vonk die voor een plaatselijke opwarming van de bougie zorgt. Dit is mogelijk omdat de bougie ook aangestuurd wordt zelfs zonder verbranding. verkeerde schroefdraadlengte: De lengte van de schroefdraad komt overeen met de voorziene schroefdraad. Figuur 13.11: Verkeerde montages van de bougies met een vlakke afdichtingsring [2]

171 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 160 verkeerde afdichting: De bougie van de proefstand is uitgevoerd met een vlakke dichtingsring. Bij controle blijkt de ring goed gepositioneerd en in goede staat. korte ritten: Door de korte tijdsduur van het experimentele werk (meestal bij arme mengsels) kan het zijn dat de bougie zelden een voldoende hoge temperatuur bereikt. De in de olie voorkomende bestanddelen kunnen neerslaan (dauwpunt onderschreden) als agressieve afzettingen waardoor de eigenschappen van de bougie veranderen. Dit fenomeen kan vergeleken worden met het draaien op compressie. luchtfilter sterk vervuild: De luchtfilter is nog niet gedurende een lange periode in gebruik. Deze mogelijkheid is dus te verwaarlozen. te rijk mengsel: Aangezien de verbranding van waterstof zelf geen afzettingen kan veroorzaken, kunnen we deze oorzaak buiten beschouwing laten Oorzaken van de sterk afgeronde elektrode verkeerd materiaal: Zilver heeft een laag smeltpunt en kan daardoor maar gebruikt worden tot 600 C. Onder deze temperatuur blijft de corrosie binnen de perken. Boven een temperatuur van 600 C en ook onder hoge druk oxideert het zilver tot zilveroxide [6]. 2Ag + O Ag 2 O Daar dit een poedervormige substantie is kan het gemakkelijk loskomen van de elektrode. Platina zou op dit vlak veel beter kunnen scoren. Het is immers een zeer edel metaal en is veel meer dan zilver bestand tegen corrosie. Aangezien platina een katalysator is voor oxidatiereacties van zuurstof met waterstof, kunnen we deze echter niet aanwenden [5].

172 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 161 optreden van boogontlading: Door de sterke stroom die optreedt bij het genereren van een vonk wordt de lucht in de omgeving van de elektrode sterk verhit en geïoniseerd. Door de hoge temperatuur treedt thermo-emissie op waardoor zilverdeeltjes meegesleurd worden. Op die manier zal de kathode snel afslijten terwijl de anode uitgehold wordt door de hierop botsende thermoelektronen. elektrode-afstand is veranderd: Als gevolg van de slijtage is de elektrode-afstand niet meer goed afgesteld. Hierdoor kan de bougie niet meer onder de ideale omstandigheden fungeren en zal de slijtage toenemen. Figuur 13.12: Vergroting van het profiel van de bougie met slijtage en een nieuwe bougie Besluit Afzettingen Wat betreft de afzettingen zijn de meest voor de hand liggende redenen het uitvoeren van de compressiemetingen en het kortstondig draaien op deellast. In het begin van de experimenten hebben we immers tal van compressiemetingen uitgevoerd om het probleem van de drukpiek uit te klaren. Dit verklaart dan ook onmiddellijk het hoge olieverbruik. Hiervoor zou het ook nuttig zijn om het oliepeil regelmatig na te kijken. Bij het verzamelen van de resultaten van de experimenten zou het dan mogelijk zijn het olieverbruik in kaart te brengen. Een tweede mogelijkheid waar we toch rekening mee houden is dat de afzettingen niet afkomstig zijn van de olie, maar afkomstig van het ontstaan van zilveroxide. Gezien het echt grote oliever-

173 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 162 bruik ligt deze reden wel minder voor de hand. Het gebruik van een ander elektrodemateriaal is hiervoor aangewezen om uitsluitsel te bieden. Warmtegraad Omtrent de warmtegraad van de bougie is het moeilijk enige conclusie te trekken wegens de complexiteit ervan. Enerzijds moet een optimum gevonden worden tussen een koude (weinig kans op gloeiontsteking) en warme bougie (een goede reiniging). Een goede manier om hierover uitsluitsel te verkrijgen is het aankopen en plaatsen van een thermokoppelbougie. Het vinden van een thermokoppelbougie met de juiste afmetingen voor de proefstand blijkt niet evident. Wel zijn we op een goedkoop en eenvoudig alternatief gestoten dat een idee moet geven van de temperatuur van de bougie. Het betreft een ring die rond de bougie ter hoogte van de dichting kan geplaatst worden (zie figuur 13.13) [30]. Figuur 13.13: Thermokoppel probe die onder de bougie kan geplaatst worden [30] Slijtage Voor wat betreft de uitgesproken slijtage zou het interessant zijn experimenten uit te voeren met verschillende soorten elektrodematerialen (gezien de beperkte temperatuur waarbij zilver gebruikt kan worden) om op die manier de meest geschikte te kunnen bepalen. Het zou eveneens nuttig zijn de elektrode-afstand, die door de slijtage vergroot is, te variëren naar kleinere waarden om op die manier de nodige hoogspanning te verminderen. Zo zou het eventueel optreden van boogontlading kunnen gereduceerd worden.

174 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 163 Het bepalen van de optimale elektrode-afstand is reeds vroeger gebeurd bij de V8- waterstofmotor [19]. Toen is gebleken dat de elektrode-afstand 0,4 mm het beste bleek voor waterstof, dit tov 9 mm voor benzine. Wel moet er in het oog gehouden worden dat bij een kleinere elektrodeafstand de nodige ontsteekspanning geringer is. De spanningsreserve is dan groot, maar er kunnen missers optreden omdat het mengsel slecht bij de vonkboog kan komen of omdat er te weinig mengsel door de boog aangestoken wordt. Er moet ook rekening gehouden worden met het feit dat een te grote elektrode-afstand een hoge ontsteekspanning eist waardoor een kleine spanningsreserve overblijft en de kans op vonkuitvallers groter wordt Invloeden van de bougie op gloeiontsteking en backfire Invloeden van de hoogspanning De nodige hoogspanning voor het ontsteken van waterstof is veel hoger dan bij benzine. Aangezien de energiedichtheid van het waterstofmengsel veel kleiner is, is de nodige ionisatie-energie veel groter. Hierbij komt nog de sterke slijtage van de bougie waardoor de elektrode-afstand groter wordt en de nodige hoogspanning bijgevolg ook. Het gevolg is een zeer grote hoogspanning die een sterk veld rondom de bougie doet ontstaan. Dit veld kan zorgen voor elektrostatische spanningen of voor achterblijvende ionen die een vonk kunnen doen ontstaan en op hun beurt dan een vroegtijdige ontsteking van het mengsel initiëren. Een mogelijk oplossing zou dus zijn om met een lagere spanning te werken. Dit is niet zomaar mogelijk omdat de indringdiepte van de vonk bij zeer arme mengsels moet gewaarborgd blijven. De elektrode-afstand verkleinen en slijtage tegengaan zouden een lagere spanning moeten mogelijk maken.

175 HOOFDSTUK 13. BOUGIE Invloeden van de afzettingen Kwalitatieve benadering De belangrijkste invloed op het backfire verschijnsel van de bougie is het fungeren van de bougie als hotspot. De voornaamste mechanismen die hierbij van belang zijn, zijn: aanwezigheid van afzettingen 1. afzettingen kunnen op zich een heet punt vormen 2. afzettingen zorgen voor een verminderde warmteafvoer waardoor de bougie op een hogere temperatuur komt te staan warmtegraad Opmerking: wat betreft de afzettingen is de rol van het olieverbruik een bepalende factor. Naast de hotspots is het mogelijk dat door het niet ontsteken van het mengsel er een te rijk mengsel ontstaat. Dit kan veroorzaakt worden door afzettingen waardoor het mengsel niet dicht genoeg bij de vonk kan komen, of door afzettingen die kortsluitingen veroorzaken waardoor er onvoldoende ontsteekspanning opgebouwd kan worden. Door het niet ontsteken van het mengsel blijft een deel van de ingespoten waterstof achter en wordt dit nog extra verrijkt door een nieuwe injectie. In de volgende cyclus is er dan een heel grote kans op gloeiontsteking. Oplossing Een verbetering bestaat erin een verzonken vonkpositie 2 te gebruiken (b.v. in racemotoren). De isolatorneus is erg kort, waardoor de warmteopname uit de verbrandingsruimte beperkt is. Dit heeft als voordeel dat tijdens de race de bougies niet oververhit geraken. Wel worden ze gauw vuil als de motor langere tijd zonder belasting draait Experimentele benadering In deze experimenten bekijken we het verschil tussen de backfiregrens bij een vervuilde bougie en dezelfde bougie na reiniging (zie figuur 13.8). 2 Dit is de plaats van de ontstekingsvonk in de verbrandingsruimte.

176 HOOFDSTUK 13. BOUGIE 165 Figuur 13.14: Gloeiontstekingsgrens vóór en na het reinigen van de bougie Uit figuur is de invloed van de afzettingen duidelijk merkbaar. De gloeionstekingsgrens is over het algemeen beter zonder afzettingen. Dit komt overeen met de verwachtingen. Een uitzondering hierop doet zich voor bij 1600 tpm omdat bij dit laag toerental de temperatuur van de bougie te laag is om de nieuwe afzettingen te verbranden Invloeden van het elektrodemateriaal en geometrie Zoals hierboven vermeld kan door het ontstaan van missers een sporadische backfire optreden. Deze missers kunnen ontstaan door een te grote of te kleine elektrode-afstand. De te grote elektrode-afstand hang nauw samen met de slijtage van de elektrode en dus ook met het materiaal.