Onderzoek naar backfire op een ééncilinder …€¦ · Daarom danken wij al de volgende...

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 eencilinder waterstofverbrandingsmotor

door

Laurent Mortier & Samuel 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 2004–2005

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 ondersteu-

ning 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 te-

rugkeerde. 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 Samuel Van Lierde, mei 2005

Toelating tot bruikleen

“De auteurs geven de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van

de scriptie te kopieren voor persoonlijk gebruik.

Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrek-

king tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit

deze scriptie.”

Laurent Mortier en Samuel Van Lierde, mei 2005

Onderzoek naar backfire op een eencilinder

waterstofverbrandingsmotordoor

Laurent MORTIER & Samuel VAN LIERDE

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad vanburgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur

Academiejaar 2004–2005

Promotor: Prof. Dr. Ir. R. SIERENSScriptiebegeleider: Dr. Ir. S. VERHELST

Faculteit Toegepaste WetenschappenUniversiteit Gent

Vakgroep voor Mechanica van Stroming, Warmte en VerbrandingVoorzitter: Prof. Dr. Ir. R. SIERENS

Samenvatting

In hoofdstuk 1 wordt het kader van het onderzoek geschetst. In hoofdstuk 2 wordt een be-schrijving gegeven van de eigenschappen van waterstof. In hoofdstuk 3 volgt een besprekingvan de mogelijke strategieen 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 gebiedvan waterstofverbrandingsmotoren. In hoofdstuk 5 worden de behaalde resultaten van BMWbesproken. Hoofdstuk 6 geeft een algemeen overzicht van de proefstand bij de aanvang van ditonderzoek. In hoofdstuk 7 worden de aanpassingen aan de proefstand besproken. Hoofdstuk8 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 zet-ten. In hoofdstuk 10 wordt het opstellen van de ontstekingsmapping besproken. Hoofdstuk11 beschrijft de terugkoppelingen die in de proefopstelling gebruikt worden om een optimalevoorontsteking te garanderen onder alle omstandigheden. Hoofdstuk 12 omvat het volledigeonderzoek naar backfire. Hierbij worden oorzaken en factoren die een invloed hebben op hetfenomeen uitgebreid onderzocht. In hoofdstuk 13 wordt de rol van de bougie i.v.m. backfirebeschreven. In hoofdstuk 14 tenslotte worden de besluiten geformuleerd en werpen we eenblik op de toekomst.

Trefwoorden

backfire, bougie, drukmetingen, gloeiontsteking, NOx-vorming, waterstof

Inhoudsopgave

1 Inleiding 1

I Literatuur 4

2 Eigenschappen van waterstof 5

2.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

2.2 Productie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6

2.3 Eigenschappen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

2.3.1 Waterstofverbranding en schokgolven . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

2.4 Rechtstreekse gevolgen van de eigenschappen van waterstof . . . . . . . . . . . . 11

2.4.1 Gloeiontsteking (Pre-ignition) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.4.2 Backfire . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

2.4.3 Waterstofverbranding en NOx-vorming . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

3 Mogelijke strategieen 13

3.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

3.2 Energieconversiestrategie: waterstofverbrandingsmotor versus brandstofcel . . . . 14

3.2.1 Brandstofcel als energieleverancier voor de randapparatuur . . . . . . . . 15

3.2.2 Uiteindelijke keuze BMW . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

3.2.3 Vereiste aanpassingen om een benzinemotor op waterstof te laten draaien 17

3.3 Injectiestrategie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

4 Onderzoek BMW 22

4.1 De doelstellingen van BMW . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

4.2 Onderzoek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

i

INHOUDSOPGAVE ii

4.2.1 Algemeen overzicht . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

4.2.2 Testopstelling 1 BMW (Directe en Indirecte Injectie) . . . . . . . . . . . . 24

4.2.2.1 Werkingsstrategie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

4.2.2.2 Conclusie uit onderzoek met testopstelling 1 . . . . . . . . . . . 31

4.2.3 Testopstelling 2 BMW (Indirecte en directe injectie + Oplading) . . . . . 31

4.2.3.1 Externe mengselvorming . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

4.2.3.2 NOx-vorming . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

4.2.3.3 Interne mengselvorming . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

4.3 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

5 Behaalde resultaten 37

5.1 Afgelegde weg . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

5.2 Huidige stand van zaken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38

5.3 Gebruikte technologieen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

5.3.1 VANOS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

5.3.2 Werkingsprincipe van VANOS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

5.3.3 Double-VANOS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

5.3.4 Valvetronic . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

5.3.4.1 Werking conventioneel systeem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

5.3.4.2 Werking Valvetronic systeem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

5.4 Waterstof als brandstof . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

5.4.1 BMW hydrogen Racer H2R . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

5.4.1.1 Aandrijving . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

5.4.1.2 Veiligheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

5.4.1.3 Chassis, ophanging en koetswerk . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

5.4.2 Huidig model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

5.4.3 Toekomstplannen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

5.5 Infrastructuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

II Audi proefstand 52

6 Proefstand in september 2004 53

6.1 Krukkast, zuiger en cilinderkop . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

INHOUDSOPGAVE iii

6.2 Ontsteking en injectie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

6.3 Inlaatkanaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

6.4 Druksensoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

6.4.1 Algemeen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

6.4.2 Drukpickups op de proefstand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

6.5 MoTeC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

6.6 Eigenschappen van de motor in september 2004 [8] . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

7 Aanpassingen aan de proefstand 59

7.1 2de injector . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

7.2 Drukpickup in uitlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

7.3 Verschuiving tand afstellen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

7.4 Terugkoppelingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

7.5 Kastdrukmetingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

8 Drukpiek 65

8.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

8.2 Drukmetingen bij compressie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

8.2.1 Invloed van de inlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

8.2.2 Invloed van de uitlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

8.3 Vergelijking met andere drukpickup . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

8.4 Drukmetingen bij compressie met een gesloten gasklep . . . . . . . . . . . . . . . 71

8.4.1 Invloed van de inlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

8.4.2 Invloed van de uitlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

8.5 Hypothese . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

8.6 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

9 Drukmetingen 76

9.1 Defecte drukpickup . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

9.1.1 1e fase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

9.1.1.1 mechanische rendementen > 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

9.1.1.2 Fout in logp-logV diagram . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

9.1.1.3 Niet-fysisch drukverloop . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

9.1.2 2de fase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

INHOUDSOPGAVE iv

9.1.3 Analyse volgens Kistler . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

9.1.4 Aankoop nieuwe drukpickup . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80

9.2 Analyse van het kanaaltje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80

9.2.1 Opmeten van het kanaaltje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80

9.2.2 Effect van een lang smal kanaaltje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81

9.2.3 Kwalitatieve invloed volgens Kistler . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

9.2.4 Experimenteel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

9.2.4.1 Nieuwe drukpickup . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

9.2.4.2 Verificatie van de resultaten bij 1600 tpm . . . . . . . . . . . . . 86

9.2.4.3 Oude (defecte) drukpickup . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

9.2.5 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88

9.3 Verwerking drukmeting . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

9.3.1 Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

9.3.2 Drukverloop in de cilinder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

9.3.3 pV-diagrammen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

9.3.4 Cycli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92

9.3.5 Waarden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92

10 Opstellen van de ontstekingsmapping 95

10.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95

10.2 Doel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

10.3 1 injector . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

10.4 2 injectoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

10.4.1 Beschrijving van de metingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

10.4.2 Resultaat en interpretatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

10.4.3 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101

11 Terugkoppelingen 102

11.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

11.2 Terugkoppelen Lambda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

11.2.1 Doel van de terugkoppeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102

11.2.2 Implementatie in MoTeC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103

11.2.3 Experimenteel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104

INHOUDSOPGAVE v

11.2.4 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104

11.3 Terugkoppelen waterstofdruk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

11.3.1 Doel van de terugkoppeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

11.3.2 Praktische implementatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

11.3.3 Ijking van de druksensor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

11.3.4 Aansluiting op MoTeC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

11.3.5 Analyse van het druksignaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

11.3.6 Filteren van het druksignaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

11.3.6.1 Praktisch . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

11.3.6.2 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114

11.4 Terugkoppelen waterstoftemperatuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114

11.4.1 Theoretisch: Joule-Kelvin effect . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114

11.4.2 Praktisch . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116

11.4.3 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116

11.4.4 Invloed van de omgevingstemperatuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116

12 Backfire 117

12.1 Definitie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

12.1.1 Backfire versus gloeiontsteking . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

12.1.2 Gevolgen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

12.2 Mogelijke oorzaken van gloeiontsteking en backfire . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

12.2.1 Thermische aspecten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120

12.2.2 Elektrostatische aspecten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

12.2.3 Dissociatie van waterstof . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

12.3 Invloeden op backfire- en gloeiontstekingsgrens . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123

12.3.1 Beschrijving van een meetreeks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

12.3.2 Consistentie van de metingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125

12.3.3 Verwerking van de metingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126

12.3.4 Invloed van de voorontsteking (VO) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126

12.3.5 Invloed van het aantal injectoren en het injectiemoment . . . . . . . . . . 128

12.3.5.1 Waarom een tweede injector? . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128

12.3.5.2 Waarnemingen en resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129

12.3.5.3 Koppel bij gebruik van 2 injectoren . . . . . . . . . . . . . . . . 131

INHOUDSOPGAVE vi

12.3.6 Invloed van het toerental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132

12.3.7 Invloed van het injectiemoment . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133

12.3.8 Invloed van de koelwatertemperatuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 135

12.3.9 Invloed van de positie van de inlaatleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . 136

12.3.10 Invloed van verschillende injectiemomenten bij twee injectoren . . . . . . 137

12.3.11 Invloed van de plaatsing van de injectoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . 138

12.3.12 Invloed van de atmosfeerdruk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139

12.3.13 Invloed van de luchtvochtigheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139

12.3.14 Invloed van de smeerolie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140

12.3.14.1 Waarnemingen en resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141

12.3.15 Invloed van de afzettingen en warmtegraad van de bougie . . . . . . . . . 145

12.4 NOx-vorming bij gloeiontsteking . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 145

12.4.1 Correlatie tussen gloeiontsteking/backfire en NOx-vorming . . . . . . . . 145

12.4.2 Invloed van het aantal injectoren op NOx-vorming . . . . . . . . . . . . . 146

12.4.3 Invloed van de atmosfeerdruk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 146

12.4.4 Invloed van het toerental op NOx-vorming . . . . . . . . . . . . . . . . . 147

12.4.5 Invloed van het injectiemoment op NOx-vorming . . . . . . . . . . . . . . 147

12.5 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148

13 Bougie 150

13.1 Algemene beschrijving van de bougie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150

13.1.1 Opbouw van de bougie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150

13.1.2 Functie van de bougie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150

13.1.3 Invloeden op de ontsteekspanning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151

13.1.4 Verschillende soorten elektrodemateriaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152

13.1.5 Warmtegraad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153

13.1.5.1 Definitie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153

13.1.5.2 Bedrijftemperatuurgrenzen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153

13.1.5.3 Thermische belastbaarheid van de bougie . . . . . . . . . . . . . 154

13.1.5.4 Invloed van het elektrodemateriaal . . . . . . . . . . . . . . . . . 155

13.1.5.5 Invloed van de elektrodevorm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 156

13.1.5.6 Elektrode-slijtage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 156

13.2 Analyse van de gebruikte bougie op de proefstand . . . . . . . . . . . . . . . . . 157

INHOUDSOPGAVE vii

13.2.1 Verklaring van de codering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 157

13.2.2 Uitzicht gebruikte bougie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 157

13.2.3 Oorzaken van vervuiling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158

13.2.4 Oorzaken van de sterk afgeronde elektrode . . . . . . . . . . . . . . . . . . 160

13.2.5 Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 161

13.3 Invloeden van de bougie op gloeiontsteking en backfire . . . . . . . . . . . . . . . 163

13.3.1 Invloeden van de hoogspanning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163

13.3.2 Invloeden van de afzettingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164

13.3.2.1 Kwalitatieve benadering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164

13.3.2.2 Experimentele benadering . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164

13.3.3 Invloeden van het elektrodemateriaal en geometrie . . . . . . . . . . . . . 165

14 Besluit 166

A Datasheet en calibratie-certificaat drukpickup 168

B Bougie codering 171

C Eigenfrequenties kanaaltjes 173

Referenties 178

Lijst van figuren 183

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 onge-

wenst 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

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 wer-

kingspunt van de ontstekingsmapping zodat geen optimale voorontsteking meer gegeven wordt.

Daarom wordt in hoofdstuk 11 nagegaan hoe dit probleem m.b.v. verschillende terugkoppel-

kringen 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.

HOOFDSTUK 1. INLEIDING 3

Deel I

Literatuur

4

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 H2 (Diwaterstof). Wanneer we in de rest van

de thesis spreken over het gas waterstof wordt hiermee diwaterstof (H2) bedoeld.

Het gas is geurloos en kleurloos en smaakloos.

5

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 (H2O).

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 wa-

terstof te produceren. De grootste hoeveelheid wordt verkregen als bijproduct bij de raffinage

van petroleum. De reactievergelijkingen zien er als volgt uit:

CH4(g) + H2O(g)800C,Ni→ CO(g) + 3H2(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) + H2O(g)400C,Fe/Cu→ CO2(g) + H2(g)

Een andere productiemethode is via elektrolyse van water, maar dit proces vergt grote energie-

bedragen onder de vorm van elektriciteit. De reactievergelijking ziet er als volgt uit:

2H2O(l) → 2H2(g) + O2(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:

2H2O(l) licht→ 2H2(g) + O2(g)


2.3 Eigenschappen

Door het nonpolaire karakter kunnen waterstofmoleculen mekaar enkel aantrekken d.m.v. Lon-

don krachten1. Deze kracht wordt ook nog dispersiekracht genoemd en ontstaat door de aantrek-

king 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 (-253C). 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 ontspan-

nen daar de inversietemperatuur slechts -80C bedraagt. In deel II van deze thesis zullen we de

opwarming bepalen die van toepassing is bij de opstelling in het labo (paragraaf 11.4.1).

Een andere heel belangrijke eigenschap is de zeer kleine dichtheid van diwaterstof die in normale

omstandigheden (20C, 1013mbar) kleiner is dan 1/10000 van de dichtheid van water. Deze

lage densiteit ρ = 0.09g/dm3 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 verge-

lijkbare 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

efficient 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 voor1Genoemd naar een Duits - Amerikaans fysicus Fritz London die de kracht voor het eerst kon verklaren


Eigenschappen Eenheid Waterstof Benzine

Dichtheid [kg/m3] 0.09 730 - 780

Ontstekingsgrenzen in lucht [Vol-%] 4 - 76 1 - 7.6

Minimale ontstekingsenergie [mJ] 0.02 0.24

Zelfontstekingstemperatuur [C] 585 > 350

Laminaire vlamsnelheid bij λ=1 [m/s] 2.0 0.4 - 0.8

Dichtheid van stoichiometrisch

mengsel ρG

[kg/m3] 0.94 1.42

Stoichiometrische luchtbehoefte LSt [-] 34.3 14.7

Onderste calorische waarde HU [MJ/kg] 120 43.5

Calorische waarde van mengsel: HG [MJ/ m3] 3.2 1) 3.9 1)

4.5 2) 3.8 2)

Tabel 2.1: Eigenschappen van diwaterstof vergeleken met deze van benzine: 1)Multipoint injectie2)Directe injectie [10]

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 compressie-

verhoudingen dienen te gebruiken om de gewenste temperatuur te bereiken maar dit zou op

zijn beurt ook zorgen voor klopverschijnselen2 in de motor zoals we deze kennen bij een gewone

benzinemotor.

Eens het mengsel ontstoken zal er zich een vlamvoorplantingsfront vormen dat met hoge snel-

heid 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 benzi-

ne/luchtmengsel.2Onregelmatig lopen van de motor te wijten aan vroegtijdig ontsteken van het mengsel


Figuur 2.1: Warmtevrijstelling bij verschillende brandstoffen [10]

Voor een beter begrip van de verbranding van diwaterstof verwijzen we naar paragraaf 2.3.1.

2.3.1 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 ontste-

king 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)


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 initiele 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 (voortplan-

tingssnelheid ±2500m/s)


2.4 Rechtstreekse gevolgen van de eigenschappen van waterstof

2.4.1 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)


2.4.2 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 geıllustreerd.

Figuur 2.6: Backfire

2.4.3 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 NO2 (kortweg NOx). Dit wordt

weergegeven in volgende reactievergelijkingen:

N2936kJ/mol→ 2N

N + O → NO

2NO + O2 → 2NO2

Hoofdstuk 3

Mogelijke strategieen

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 construc-

teurs kiezen resoluut voor de ontwikkeling van de redelijk jonge technologieen die schuilgaan

achter het concept van de brandstofcel. Anderen kiezen voor het optimaliseren van de huidi-

ge 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. Elektro-

motoren 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 autoconstruc-

teur voor het gebruik van brandstofcellen of kan men zich toch maar beter bezighouden met het

optimaliseren van de huidige verbrandingsmotor?

13

HOOFDSTUK 3. MOGELIJKE STRATEGIEEN 14

Figuur 3.1: Strategie van de verschillende constructeurs

3.2 Energieconversiestrategie: waterstofverbrandingsmotor ver-

sus 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

100.000 EUR verhogen. Deze oplossing is dus economisch nog niet haalbaar. De verbrandings-

motor 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 water-

stof 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 technologieen 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


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 verbrandings-

motor 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-efficientie 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 propul-

siedoeleinden. 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.

3.2.1 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 ver-

wacht worden. Een doorbraak van de brandstofcel kan verwacht worden indien men er in slaagt


het gasvoorbereidingssysteem weg te laten. Dit zorgt voor de gewenste compressie van water-

stof, 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 tem-

peraturen boven 650C. Een gevolg hiervan is dat bij lange buitengebruikstelling de brandstofcel

afkoelt (zelfs bij goede isolatie). Bij opnieuw opwarmen ontstaan er thermo-mechanische span-

ningen 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 geba-

seerd op het SOFC systeem aan het publiek getoond in de BMW sedan serie. Deze APU is in een

geısoleerde 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 overtref-

fen en zal het mogelijk zijn een geıntegreerd 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


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.

3.2.2 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.

3.2.3 Vereiste aanpassingen om een benzinemotor op waterstof te laten draai-

en

Ten eerste dient men andere injectoren te plaatsen. Deze moeten waterstof in gasvormige toe-

stand injecteren onder verschillende werkingscondities, zoals varierende injectieperiodes gaande

van zeer kort tot redelijk lang, en daarnaast zeer snel de exacte hoeveelheid brandstof bij ho-

ge toerentallen en vollast injecteren. Ten tweede is een aanpassing van het ontstekingssysteem

vereist. Een hogere ontstekingsspanning is vereist daar ook extreem arme mengsels moeten kun-

nen 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 voor de

zuiger zijn BDP bereikt en dus voor de arbeidsslag begint) dichter bij het BDP gebeuren.


Figuur 3.3: Mogelijke strategieen

3.3 Injectiestrategie

Er kan geopteerd worden voor twee verschillende strategieen (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 beınvloeden is het fenomeen

gloeiontsteking (pre-ignition). Wanneer men injecteert in het inlaatspruitstuk en er treedt back-

fire 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


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 in-

laatleiding geınjecteerd 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 vermo-

gen 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


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


Wanneer we nu de vermogens vergelijken van de verschillende opstellingen krijgen we:

A B C D

Brandstof Benzine Waterstof Waterstof Waterstof

Concept Indirecte

injectie

Indirecte

injectie

Directe in-

jectie

Directe

injectie +

oplading

Calorische waarde

mengsel [MJ/m3]

3.9 3.2 4.5 ca 7.8

Vermogen output

[%] (vergeleken met

benzine)

100 82 117 ca 200

Tabel 3.1: Vergelijking tussen verschillende concepten [10]

We zien dat directe injectie gecombineerd met oplading (m.b.v. een turbocompressor de in-

laatlucht 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 geopti-

maliseerd (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.

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 ge-

ven 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

4.2.1 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 experimen-

tele opstelling waarbij men beroep kan doen op optische controlesystemen zoals endoscopen

22

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 technologieen vanos en valvetronic

die een belangrijke rol spelen bij het gebruik van waterstof als brandstof. Deze twee technolo-

gieen worden in volgend hoofdstuk besproken.


4.2.2 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 499cm3

Boring 84mm

Slag 90mm

Aantal kleppen 4

Kleppentiming variabel

Compressieverhouding variabel; gezet op 12

Toerental 700 - 4000 tpm

Max. cilinderdruk 3.5 bar (Indirect) 120 bar (Direct)

Tabel 4.1: Motorspecificaties testopstelling BMW

De cilinderdrukmetingen gebeuren m.b.v. een piezo-elektrische drukpickup 1 (6061-B) van het

merk Kistler. In de in- en uitlaat wordt gebruik gemaakt van een piezo-resistieve pickup. Water-1Zie paragraaf 6.4


stof wordt geınjecteerd met twee Keihin Type 2 CNG-injectoren (CNG = Compressed Natural

Gas of aardgas) op een druk van 3.5 bar en een temperatuur van 20C, wat de externe mengsel-

vorming 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 in-

jector 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.

4.2.2.1 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


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 geoptimali-

seerde injectie- en kleppentiming. De ontstekingstiming wordt zo gekozen dat kloppen van de

motor vermeden wordt. De injectiedruk bedraagt 150bar. Als resultaat krijgt men een bete-

re prestatie dan bij vergelijkbare benzinemotoren (IMEP = 12 - 13 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 ε = 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 klopver-

schijnselen te vermijden. Door de hoge vlamsnelheid van een brandend lucht/waterstofmengsel

kan men ook het ontstekingstijdstip later nemen zodat hoge geındiceerde 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.2Dit is een betere parameter dan het koppel om motoren te vergelijken daar hij onafhankelijk is van het

motorvolume


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 inge-

spoten 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 NOx-

vorming 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.


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 strategieen wat betreft

drukverlopen en vermogen. Dit werkingspunt ligt in een regio waar er bijna geen NOx vorming

optreedt. Het geındiceerd 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 (varieren 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 verbrandingska-

mer en wordt ontstoken door een bougie. Met het aanwezige arme mengsel in de cilinder kan een

vorming van NOx van bij de start van de verbranding vermeden worden. De resterende hoeveel-

heid brandstof die nodig is, is afhankelijk van de belasting van de motor en wordt nu geınjecteerd


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 stoichiome-

trische omstandigheden kan vorming van NOx 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 stratifica-

tie van het mengsel door de late inspuiting. Hierdoor wordt voor een groot deel de kritische

lucht/brandstofverhouding vermeden waar het effect van NOx vorming het grootste is. Om-

gekeerd 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 NOx uitstoot. Het is dus belangrijk om de kritische zone zoveel mogelijk te vermijden, zowel


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 strategieen geeft het beeld in figuur 4.7.

Figuur 4.7: NOx-emissies bij verschillende motorconcepten [10]

Opmerking: de dissociatieenergie van stikstofgas (N2) bedraagt 944kJ/mol (ter vergelijking:

deze van zuurstofgas (O2) bedraagt 496kJ/mol). Het is duidelijk dat er bij de vorming van

stikstofoxiden veel energie verloren gaat.


4.2.2.2 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 mengsel-

werking met indirecte injectie voor hoog geındiceerd rendement (ηi > 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 (ηi > 35%):

kwantitatieve regeling

3. Hoge motorbelastingen: Stoichiometrisch mengsel met directe injectie voor een hoge ver-

mogensdichtheid, hoog geındiceerd vermogen (ηi > 30%) + NOx reductie in katalysator

4.2.3 Testopstelling 2 BMW (Indirecte en directe injectie + Oplading)

Bij deze testopstelling wordt er gebruikgemaakt van dezelfde 4-takt 1-cilinder verbrandingsmo-

tor [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 ver-

hoogd, 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 turbo-

compressor. 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.

4.2.3.1 Externe mengselvorming

Net zoals bij de atmosferisch gevoede motor bestaat de werkingsstrategie uit 3 delen (zie figuur

4.3):


1. 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

(ε = 11). De hogere belasting wordt verkregen met een oplaaddruk die maximum 0.85bar

bedraagt. De maximum belasting die men kan bekomen = 18bar gemiddelde geındiceerde druk.

Bij externe mengselvorming speelt de plaats van de injector een belangrijke rol i.v.m. gloeiont-

steking 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 te-

veel 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 (ε = 11 i.p.v. ε = 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]


4.2.3.2 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 over-

zicht 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 water-

stofmotor 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.


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]


4.2.3.3 Interne mengselvorming

Het concept directe injectie gecombineerd met oplading zit in volle onderzoeksfase en zou nor-

maal 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 dieselmo-

toren, zeker verwezenlijkt kunnen worden.

Een belasting van 15 bar gemiddelde geındiceerde druk is de waarde die bereikt wordt bij een

atmosferische direct geınjecteerde 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 ε = 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 gas-

klep vereist, minder NOx-vorming,...). Bij BMW werd onderzoek verricht naar het opstellen

van een ideale werkingsstrategie. Hiermee wordt bedoeld het bepalen van de verschillende mo-

torparameters 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


Figuur 4.11: Overzicht werkingsstrategie wat betreft vermogen en gloeiontsteking

Figuur 4.12: Overzicht werkingsstrategie wat betreft NOx-vorming

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 per-

sonenwagens. Het ging om de BMW 750hL. Ondertussen hebben deze wagens met 170.000

testkilometers achter de rug reeds bewezen dat ze alledaags gebruikt kunnen worden. Het gro-

te 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 geıntegreerd in de serieproductie. Terwijl de eerste met

waterstofmotoren uitgeruste BMW voertuigen handgemaakt werden, wordt nu de mechanische

productie van H2-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

NOx 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

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 technologieen zoals de volledig variabele klepbediening valvetronic

en het traploze nokkenas-verstelsysteem vanos. Deze twee technologieen 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 normatmos-

feervoorwaarden, 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 kleppenti-

ming 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 basistechnologieen (ook gebruikt bij benzinemotoren) en nadien de toepassing van deze

technologieen in een waterstofmotor.

1Bij dit type motor zijn de verbrandings- en compressiekamer gescheiden zodat de kans op gloeiontsteking

door hete punten bijna onbestaande is.


5.3 Gebruikte technologieen

5.3.1 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.

5.3.2 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.


Figuur 5.1: Onderdelen van een VANOS systeem

Bij stationair lopen is de nokkentiming later gezet. Bij een iets hoger toerental begint het mo-

tormanagementsysteem een solenoıde 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 toeren-

tallen. 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


5.3.3 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 toerental-

len. 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 1500 - 3800 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 toe-

rental 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.


Figuur 5.3: Double VANOS

5.3.4 Valvetronic

Het Valvetronic systeem steunt op een combinatie van hard- en software om het gebruik van

een conventionele gasklep overbodig te maken.

5.3.4.1 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 creeert 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


5.3.4.2 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 stap-

penmotor 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


en omgekeerd. Dus Valvetronic heeft de mogelijkheid om te voorzien in een lange aanzuigpe-

riode (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 over-

schrijdt. Dit is vooral te wijten aan het gebruik van sterkere klepveren die hogere wrijvingsver-

liezen 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.


5.4 Waterstof als brandstof

Op de vraag wat bovenvermelde technologieen nu als voordeel bieden bij het gebruik van water-

stof als brandstof kan een redelijk bondig antwoord geformuleerd worden. VANOS gecombineerd

met Valvetronic zorgt voor een systeem met zeer ruim instelbare grenzen wat kleppen-

timing 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 zor-

gen voor een ’interne’ uitlaatgasrecirculatie wat opnieuw een positieve bijdrage levert aan het

vermijden van gloeiontsteking.

5.4.1 BMW hydrogen Racer H2R

Figuur 5.7: BMW hydrogen Racer H2R

Voor de recordpoging die BMW ondernomen heeft werd gebruik gemaakt van een speciaal ont-

worpen 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 72.997 km/u gehaald wordt. Ondanks het raadplegen van


Tijd in s Snelheid in km/h

1 kilometer Vliegende start 11.993 300.19

1 mijl Vliegende start 19.912 290.962

1/8 mijl Staande start 9.921 72.997

1/4 mijl Staande start 14.993 96.994

1/2 kilometer Staande start 17.269 104.233

1 mijl Staande start 36.725 157.757

10 mijlen Staande start 221.052 262.094

1 kilometer Staande start 26.557 135.557

10 kilometer Staande start 146.406 245.892

Tabel 5.1: 9 records behaald met BMW Hydrogen Racer H2R in september 2004 [27]

andere bronnen kan hiervoor geen reden gegeven worden.

5.4.1.1 Aandrijving

De 12 cilinder motor kan waterstof als brandstof gebruiken na aanpassing van zowel het mo-

tormanagement als de componenten die zorgen voor de lucht/brandstof mengselvorming. De

belangrijkste verschillen op structureel vlak zijn de waterstofinjectieklep en de gepaste mate-

riaalkeuze 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

voor de zuiger het BDP bereikt, wat een maximaal vermogen moet verzekeren. Deze werk-

wijze 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 wan-

neer 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-


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 ontwor-

pen 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 ben-

zineınjectie. 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 in-

vloed 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 vermo-

gen 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 ver-

branding 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.


5.4.1.2 Veiligheid

De brandstof wordt opgeslagen in een dubbelwandige tank met vacuum 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.

5.4.1.3 Chassis, ophanging en koetswerk

De H2R maakt gebruik van hoogtechnologische componenten waaronder een aluminium space-

frame 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 lucht-

weerstandscoefficient 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.


5.4.2 Huidig model

De tweede generatie, de opvolger van de 750hL, is de 745h, opnieuw een afgeleide van de ver-

nieuwde 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 inlaatspruit-

stuk. 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

5.4.3 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 be-

dragen en het rijbereik ongeveer 200km voor waterstof en 500km voor benzine. BMW voorziet

dat tegen het jaar 2010 verschillende duizenden voertuigen aangedreven met een waterstofver-

brandingsmotor 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 water-

stoftankstations gebouwd en hun aantal zal in de toekomst ongetwijfeld exponentieel toenemen.


5.5 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 zonneenergie de beste vooruitzichten voor pro-

ductie van waterstof op industriele schaal. Zonneenergie wordt reeds enkele jaren succesvol

gebruikt om stoom te produceren in de woestijn van Californie. De zonneenergie wordt gin-

der 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.

zonneenergie, zonder elektriciteit als tussenstap te moeten produceren.

Figuur 5.9: Tanken van vloeibare waterstof

Bij Solar-Wasserstoff-Bayern (SWB) werd een vooruitstrevend en gebruiksvriendelijk waterstof-

tanksysteem ontworpen dat werkt met vloeibaar waterstofgas. De tijd om te tanken werd gere-

duceerd van meer dan een 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


industriele bedrijven en levert een belangrijke bijdrage aan het testen van de waterstoftechnolo-

gie 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 (200 - 700 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.

Deel II

Audi proefstand

52

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 be-

knopte 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 1988-1991). 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

HOOFDSTUK 6. PROEFSTAND IN SEPTEMBER 2004 54

6.2 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 een 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

6.4.1 Algemeen

De verschillende soorten drukpickups zijn hieronder opgesomd samen met hun belangrijkste

voordelen:

Piezo-elektrische drukpickups

• lange levensduur

• grote verwerkingssnelheid

• geen prestatieverlies


• groot meetgebied

• hoge eigenfrequentie

• groot temperatuurbereik

• relatief kleine afmetingen

Piezo-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 voor-

gaand eindwerk [8].

6.4.2 Drukpickups op de proefstand

De datasheets van de verschillende gebruikte drukpickups zijn achteraan te vinden in de appen-

dix.

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.


Met deze piezo-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

refereren1.

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

1de uitgebreide uiteenzetting kan men vinden in [8]


6.5 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 140kh en 180kh.

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


6.6 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 cm3

Compressie: 11

Schadelijk volume cilinderkop: 9000 mm3

Schadelijk volume cilinder: 32000 mm3

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

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 een 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 efficiente vorm van de

splitsing te bepalen.

59

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 7.4.

7.2 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 ±400C 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


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 proefopstel-

ling 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


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 360kh leverde ±16kh per tand. Door deze

ingreep verschuift de volledige kleppentiming over 16kh.

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 aan-

sluiting 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

• H2-druk of patmosfeer ⇒ Aux Volt (=Auxiliary Voltage)

• H2-temperatuur ⇒ AT (=Air Temperature)

• ET (=engine temperature) niet aangesloten


• 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


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 secun-

daire 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

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

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 beeindigd 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.


De teststrategie ziet er als volgt uit:

1. Drukmetingen bij compressie (1400-1800-...-3400 tpm, gasklep open)(paragraaf 8.2)

2. Drukmetingen met een extra drukpickup in het bougiegat (compressie: 1400-1800-...-

3400tpm, gasklep open)(paragraaf 8.3)

3. Drukmetingen bij compressie maar met gesloten gasklep (1400-1800-...-3400 tpm)(paragraaf

8.4)

8.2 Drukmetingen bij compressie

De motor wordt extern aangedreven door een elektromotor en op die manier werkt de waterstof-

motor 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.

8.2.1 Invloed van de inlaat

De algemene trend die we bij alle metingen kunnen waarnemen, zien we in figuur 8.3. Aanvan-

kelijk 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

360kh 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

380kh (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.


Figuur 8.3: Drukverloop in cilinder en inlaat bij 3000tpm

Figuur 8.4: Drukverloop in de inlaat


8.2.2 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 geısoleerd 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


8.3 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)


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.

8.4.1 Invloed van de inlaat

Figuur 8.9: Drukverloop in de cilinder en inlaat met gesloten gasklep


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 lucht-

stroming, 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 25 - 30 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.

8.4.2 Invloed van de uitlaat

Het drukverloop in de cilinder en de uitlaat wordt gegeven in figuur 8.10. We zien hier geen

directe invloed van de cilinderdruk op de uitlaatdruk, wat doet vermoeden dat er geen recht-

streekse 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 8.11. Hier wordt geen drukpiek waargenomen.

Figuur 8.10: Drukverloop in de cilinder en uitlaat met gesloten gasklep


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: 36044 · 2 = 16kh


Figuur 8.12: Verandering van de kleppentiming met 16kh

Op het tandwiel staan 44 tanden en aangezien de nokkenas aan de halve snelheid van de krukas

draait dienen we de verhouding 36044 te vermenigvuldigen met 2. Door het verlaten van de

uitlaatkleppentiming met 16kh 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


8.6 Besluit

Het drukverloop, alsook het pV-diagram na verschuiving van een tand is nu vergeleken met het

drukverloop met de piek in figuur 8.14. Het rode komt overeen met de drukpiek, het blauwe

met het goede/verwachte verloop.

Figuur 8.14: verloop voor en na verschuiven van een tand a. drukverloop b. pV-diagram

We kunnen dus aannemen dat het probleem veroorzaakt werd door een verkeerde kleppenti-

ming.

Opmerking: door de nokkenas 1 tand te verplaatsen t.o.v. de krukas werd de timing wel in een

stap 16kh 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.

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.

9.1.1 1e fase

9.1.1.1 mechanische rendementen > 1

In tabel 9.2 vergelijken we twee metingen van twee opeenvolgende meetsessies bij een zelfde

toerental. Bij de tweede meting (op 10-11-2004), 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.

9.1.1.2 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 een van beide rechten. Dit is opnieuw een duidelijke

aanwijzing dat er iets grondig mis is met het drukverloop.

76

HOOFDSTUK 9. DRUKMETINGEN 77

Grootheden Meting op 28 okt 2004 (nr.15) Meting op 10 nov 2004 (nr.04)

patm 99870 100950

Tatm 21,9 19,5

n (tpm) 1800 1800

VO (kh) 7,5 6,0

PW (msec) 4,9 6,9

remkracht (N) 48 38

Tuitlaat (C) 326 277,6

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) 160 160

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) 230 134

Pi (W) 3450 2010

pmax (bar) 74,7 35,6

a (kg brandstof/werkslag) 5.99·10−6 4,87845E-06

geındiceerd rendement 0,320 0,229

pi (bar) 5,718175968 3,32

mechanisch rendement 0,934 1,27

Tabel 9.2: Vergelijking tussen berekende grootheden van 28 oktober en 10 november


Figuur 9.1: Vergelijking logp-logV diagram (links: meting op 28 okt 2004 (nr.15) - rechts: meting op

10 nov 2004 (nr.04)

9.1.1.3 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 transientregime 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


9.1.2 2de 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/cm2)

opgelegde druk (bar) Voltage (V) gemeten druk (bar)

5 4,91 0 0

10 9,81 0 0

15 14,72 0,141 2,82

20 19,62 0,349 6,98

25 24,53 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/cm2 (= 14,72bar) kunnen detecteren.

9.1.3 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


tussen de cilinder en de sensor, is dit de meest voor de hand liggende reden (bevestigd

door constructeur Kistler)

9.1.4 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.

9.2.1 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


9.2.2 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 weer-

gegeven 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 leng-

te(L) en diameter(d) van het kanaaltje

Voor temperatuur 6= 1000K kan de resonantie bepaald worden met behulp van volgende formule:

fe(T ) = fe(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. De curve voor de afmetingen van het kanaaltje

op de proefstand is niet gegeven. We kunnen wel zien dat voor een lengte van 13 mm de

resonantiefrequentie in de buurt van (onder) 10 kHz moet liggen. Voor een exacte waarde

van de resonantiefrequentie hebben we contact opgenomen met Kistler. Voor het specifieke

kanaaltje hebben ze ons 6,269 kHz als waarde doorgegeven. Gezien de onnauwkeurigheid van


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.

9.2.3 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


9.2.4 Experimenteel

9.2.4.1 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 een 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


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 9.10.

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


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 ⇒ 160060

toeren

s= 26, 7Hz

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 ⇒ 220060

toeren

s= 36, 7Hz

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


Figuur 9.13: Detail van de frequentieinhoud bij 1600 tpm

9.2.4.2 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 resonan-

tiepiekjes 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 [370kh, 380kh]

⇒ 1010kh

=10

0, 0010416s= 9600Hz = 9, 6kHz

met 10kh =10kh

1600 · 36060

khs

= 0, 0010416s


9.2.4.3 Oude (defecte) drukpickup

Voor de volledigheid hebben we ook een frequentie analyse gemaakt van metingen met de oude

drukpickup, dit bij een meting voor 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 voor 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 voor defect van pickup bij 1400 tpm

(a) drukverloop van 30 cycli (b) frequentieinhoud

Figuur 9.16: Meting na defect van pickup bij 1400 tpm


9.2.5 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 2kh (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.


9.3 Verwerking drukmeting

Buiten de resonanties geeft de nieuwe pickup het drukverloop goed weer. Hierna zullen we

een 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.

9.3.1 Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal

Hieronder is het gemiddelde drukverloop in het inlaatkanaal weergegeven. De druk in het inlaat-

kanaal wordt opgenomen met een piezo-resistieve drukopnemer en geeft dus absolute waarden

weer. Dit verloop is interessant om eventuele drukgolven (vanuit de cilinder) te kunnen waar-

nemen. 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 ±700kh zien we na enige

vertraging (traagheid van de gassen) de druk in het inlaatkanaal dalen (±10kh)


• vanaf ±30kh ontstaat er een onderdruk veroorzaakt door het aanzuigen van de cilinder.

• vanaf 180kh 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


9.3.2 Drukverloop in de cilinder

In figuur 9.20 is het absoluut drukverloop (na refereren tov de inlaat van het relatieve druk-

verloop) 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

9.3.3 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 geındiceerde 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


Figuur 9.22: logp-logV diagram

9.3.4 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

9.3.5 Waarden

Het Matlab programma ”pressure” (zie appendix) laat ons toe uit het drukverloop volgende

gegevens te bepalen:


Wi of measured values (J) 214.45

Pi of measured values (W) 3931.5

VAR of measured values (bar2) 3.739

STD of measured values (bar) 1.934

imep (Pa) 5.3283e+005

VAR of imep (bar2) 0.00248

STD of imep (bar) 0.0498

COV of imep (%) 0.935

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 coefficient 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.


METINGEN

n (tpm) 2200

VO (kh) 14,5

PW (msec) 8

remkracht (N) 41

Tuitlaat (C) 302

Vuego (V) 3,7

Qlucht (Nm3/h) 22,74

QH2 (Nm3/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 pbr=patm 1,12

UIT DRUKVERLOOP

Wi (J) 214,45

Pi (W) 3930

pmax (bar) 46,3

BEREKEND

a (kg brandstof/werkslag) 6,46E-06

geındiceerd rendement 0,277

pi (bar) 5,328334215

mechanisch rendement 0,856

Tabel 9.5: Grootheden van de motorcyclus

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 MBT-

timing (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

HOOFDSTUK 10. OPSTELLEN VAN DE ONTSTEKINGSMAPPING 96

10.2 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 werkings-

punt 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.

10.3 1 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 1600 - 2200 - 2600 - 3600 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

10.4 2 injectoren

10.4.1 Beschrijving van de metingen

Om een zo nauwkeurig mogelijke voorontstekingsmapping op te stellen bij gebruik van 2 in-

jectoren, opteren we voor een methode met een groot aantal experimenteel bepaalde waarden.

Hierdoor dient er minder geınterpoleerd te worden en verhoogt de nauwkeurigheid.

Voor het opstellen van de ontstekingsmapping hebben we volgende metingen uitgevoerd:

• bij een bepaald toerental: 1400 - 1800 - 2200 - 2600 - 3000 - 3400 tpm

• bij verschillende lambda: λ= 4 - 3 - 2 - 1,5

• hiermee overeenkomend: Vuego = 4, 05− 3, 93− 3, 7− 3, 42

• bij minimale NOx uitstoot

• bij maximaal koppel

Voor de injectietiming kozen we 160 voor het BDP omdat dit het meest gunstige resultaat gaf

op gebied van koppel.


De optimale voorontsteking hebben we bekomen door het varieren 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 NOx uitstoot1

te verkrijgen.

Hierna kunnen we gemakkelijk voor elke lambda en toerental de gewenste voorontsteking bepa-

len. Het bekomen resultaat wordt gegeven in figuur 10.1.

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 hande-

lingen 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: 10 - 20 - ...-100, 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).1Wegens het niet in voorraad zijn van de nodige ijkgassen zijn bijhorende uitlaatgasmetingen louter relatief

gebruikt.


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)2De IJPU zou bij 1 injector dus best een beetje verkleind worden om een goede resolutie te behouden


Het resultaat in MoTeC van deze bovenstaande methode kunnen we zien op figuur 10.4. 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 wer-

kingsgebied 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 10.5.

10.4.2 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 varieren 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:


Figuur 10.4: Voorontstekingsmapping voor 2 injectoren in MoTeC zonder uitvlakking

Figuur 10.5: Uitgevlakte voorontstekingsmapping voor 2 injectoren in MoTeC


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.

10.4.3 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 afhanke-

lijk 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.

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 terug-

koppelingen geımplementeerd 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.

11.2 Terugkoppelen Lambda

11.2.1 Doel van de terugkoppeling

Vermits de waterstoftoevoerdruk niet constant kan gehouden worden (zie paragraaf 11.3.1)

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

HOOFDSTUK 11. TERUGKOPPELINGEN 103

Figuur 11.1: Terugkoppelkringen

11.2.2 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 (Vuego = 3, 00V ) kiezen we 100% en voor lambda 4,607 (Vuego = 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, 177 + Vuego

18, 517− 3, 78 · Vuego(11.1)


Voor armere mengsels (vanaf Vuego=3,35) hebben we de derdegraadspolynoom van de laatste

kalibratie gebruikt [8].

λ = 12, 805 · (Vuego)3 − 136, 85 · (Vuego)

2 + 489, 12 · (Vuego)− 582, 87 (11.2)

Figuur 11.2: Voorontstekingsmapping i.f.v. load en toerental

11.2.3 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.

11.2.4 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


signaal kunnen uitmiddelen, maar hiervoor dient de tijdsconstante van het systeem bepaald te

worden, wat heel moeilijk is.

11.3 Terugkoppelen waterstofdruk

11.3.1 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 11.3.

Figuur 11.3: a. kleine ontspanner b. grote ontspanner

Het probleem van de stijgende druk zorgt zoals hoger vermeld voor een verschillende vooront-

steking bij gelijke lambda. Doordat we dit probleem niet kunnen oplossen m.b.v. het terugkop-

pelen 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.


11.3.2 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-waterstofmotorproefstand1. 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 anaeroob 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 geınjecteerde waterstof

11.3.3 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 DAQ-

kaart 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 verwerking1Deze motor (type GM 454 vonkonststekingsmotor) bevindt zich ook in het Laboratorium Vervoertechniek

[19]


van de metingen in rekening gebracht te worden (zie paragraaf 11.3.5).

Ijking (kgf/cm2) 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

11.3.4 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.

11.3.5 Analyse van het druksignaal

Na het aansluiten van de druksensor op het motormanagementsysteem MoTeC kunnen we tij-

dens het proefdraaien een sterk varierend 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 beınvloeden hebben we een aantal metingen uit-


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: Vuego = 3, 7 (dus bij lambda gelijk aan 2)

• constante injectietiming: einde van injectie bij 180kh 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 gecon-

strueerd 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 opge-

nomen 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 sig-

naal 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.


Figuur 11.5: Gemiddelde waterstofdruk bij 1600 tpm met twee injectoren en kleine ontspanner

Analyse van het drukverloop bij een 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 reele verloop beter in kaart te

brengen geven we hieronder het waterstofdrukverloop tijdens een willekeurig gekozen cyclus.

Hierop kunnen we de verschillende timings ook terugvinden.

Figuur 11.6: Waterstofdruk bij 13de cyclus bij 1600 tpm met twee injectoren en kleine ontspanner


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 geınjecteerde waterstof: (links) twee injectoren bij

1600 tpm met kleine ontspanner - (rechts) twee injectoren bij 1600 tpm met grote ont-

spanner

Figuur 11.8: Het gemiddelde drukverloop van de geınjecteerde waterstof: (links) twee injectoren bij

2200 tpm met kleine ontspanner - (rechts) twee injectoren bij 2200 tpm met grote ont-

spanner


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 180kh 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, afgele-

zen 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 · 220060

toeren

s· 360kh=88, 44kh

2 injectoren :8, 12

ms · 220060

toeren

s· 360kh=53, 46kh

Opmerking: voor twee injectoren delen we de inspuitduur nog door 2 aangezien de inspuitduur

gegeven is voor de twee injectoren te samen.


ontspanner toerental(tpm) # injectoren PW(ms) per inj PW(kh)

klein 2200 1 6,7 88,44

klein 2200 2 4,05 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


milliseconden meer dan de helft van 1 injector.

⇒ 6, 72︸︷︷︸

1inj

< 4, 05︸︷︷︸2inj

Dit is als volgt te verklaren: door het gebruik van twee injectoren moeten we rekening houden

met de dode tijd2 van de 2 injectoren3. Doordat de twee injectoren apart open en toe gaan zal

de dode tijd dus cumulatief groter zijn dan bij 1 injector.

11.3.6 Filteren van het druksignaal

11.3.6.1 Praktisch

Om het signaal in MoTeC nuttig te kunnen aanwenden moet het op een 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 fluc-

tuaties 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 wegge-

filterd is en we het dus niet meer kunnen uitlezen.2Dode tijd = fractie van de tijd waarop de injector open of toe gaat en niet injecteert omdat de opening nog

te klein is.3Het gaat hier om dezelfde types injectoren die gebruikt worden.


11.3.6.2 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 verwer-

king 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).

11.4 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.

11.4.1 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 in-

versietemperatuur. De verandering van de temperatuur met de druk wordt weergegeven a.d.h.v.

de Joule-Kelvin coefficient:

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 inversie-

temperatuur -80C bij atmosfeervoorwaarden. De drukafhankelijkheid van deze coefficient wordt

weergegeven in figuur 11.12.


Figuur 11.12: Inversietemperatuur van waterstof [23]

Bepaling opwarming bij expansie van 200bar → 2bar Om deze opwarming te bepalen

dienen we de Joule-Kelvin coefficient te kennen. De analytische bepaling van deze coefficient

kan gebeuren met volgende formule:

µ =1Cp

[T

(δv

δT

)− v

](11.4)

Voor de eenvoud werd in deze thesis geopteerd om gebruik te maken van een grafische bepaling

van de coefficient uit grafiek 11.13

Figuur 11.13: Grafische bepaling van de Joule-Kelvin coefficient [23]


We vinden als waarde ongeveer -40mK/bar. Uit 11.3 volgt dan

µ =δT

δp=

T2 − T1

p2 − p1=

T2 − T1

2− 200= −0.040 ⇒ T2 − T1 = 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:

V1

T1=

V2

T2⇒ V2 =

273.25 + 27.92273.25 + 20

.V1 = 1.027 · V1 ⇒ ρ2 = 0.973ρ1 (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.

11.4.2 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 tbegin = 21C en de eindtem-

peratuur (lege fles) teind = 22C.

11.4.3 Besluit

Er doet zich dus slechts een temperatuurstijging voor van 1C. 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.

11.4.4 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 21C. 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.

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 2.6.

12.1.1 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

HOOFDSTUK 12. BACKFIRE 118

12.1.2 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 ener-

gie 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 waar-

door 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 1kh, 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.

12.2 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.


Figuur 12.1: Mogelijke oorzaken voor het fenomeen gloeiontsteking


12.2.1 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 BTDC1 (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.1Dit betekent dat de injectie wordt beeindigd op 120 BTDC. Het begin van de injectie is afhankelijk van het

toerental en de belasting en wordt bepaald door het motormanagementsysteem


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 gloei-

ende 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 ver-

schillende 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 klei-

ne 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.


12.2.2 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

creeert 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 13.

3. 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.

12.2.3 Dissociatie van waterstof

De dissociatieenergie van waterstof bedraagt 436kJ/mol. Per atoom is dit 436000J/Na =

7.2339955 · 10−19J. M.b.v. de kinetische gastheorie kunnen we de kinetische energie van water-

stofgasmoleculen bij een compressie van 25 bar (hoogste cilinderdruk bereikbaar met compressie)

bepalen:p1 · V1

T1=

p2 · V2

T2⇒ T2 =

T1 · p2 · V2

p1 · V1⇒ T2 =

295 · 25 · 11 · 11

= 670, 45K (12.1)


Als kinetische energie krijgen we:

Ek = T · 32· k = 670, 45 · 3

2· 1, 38 · 10−23 = 1, 388 · 10e− 20J (12.2)

met k = 10−23 JK 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.

Ek =12·m · v2 = 1, 388 · 10e− 20J ⇒ v = 2, 89 · 103m/s (12.3)

waarbij m = 2 · 1, 66 · 10−27kg per H2-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


• 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.

12.3.1 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 80C, 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 een 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


12.3.2 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 een 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


12.3.3 Verwerking van de metingen

Alle metingen worden verwerkt in een Excelblad. Nadien worden deze allemaal in 1 tabel ge-

plaatst en ingelezen in het statistisch verwerkingsprogramma SPSS 2. Het doel van het program-

ma 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 coefficient

[7]. Bij het controleren van de verschillende invloeden op backfire gebruiken we een multifacto-

riale 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.

12.3.4 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) = 0kh en voorontsteking = -3kh. In alle opgemeten werkingspunten zien

we een gunstiger resultaat (= hogere rijkheid/lambda dichter bij 1 bij het begin van gloeiont-

steking) in het geval van voorontsteking = -3kh. (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 posi-

tieve voorontsteking. In het andere geval, wanneer de zuiger reeds voorbij het BDP is, spreekt

men van een negatieve voorontsteking.

Het betere resultaat bij VO=-3kh kan verklaard worden door het feit dat de zuiger reeds

begonnen is aan een dalende beweging waardoor het mengsel geexpandeerd 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=-3kh ontsteekt men op het moment dat de zuiger zich 3kh voorbij het BDP bevindt.2Vroeger bekend als Statistical Package for Social Sciences, nu door het veelvuldige gebruik in andere disciplines

kortweg SPSS.


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=-2kh of VO=-1kh, 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 voor-

ontsteking een zwaardere thermische belasting optreden tijdens de nog aanwezige compressie-

slag (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 gloei-

ontsteking kleiner.


12.3.5 Invloed van het aantal injectoren en het injectiemoment

12.3.5.1 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:

91000

· 1600 · 36060

= 86, 4kh

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 inspuitperi-

odes 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 onnauw-

keurig. De berekende waarde kan dan ook behoorlijk afwijken van de reele inspuitduur.

Bij onderstelling van een dode tijd van 1ms kan het resultaat al 10kh 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, 2kh. 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 15,2kh 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.


• 2200 tpm: de injectieduur bedraagt hier voor 1 injector ongeveer 9 ms. Dit geeft:

91000

· 2200 · 36060

= 118, 8kh

Voor 2 injectoren wordt dit 10,2ms2 = 5, 1ms. Dit geeft:

5, 11000

· 2200 · 36060

= 62, 7kh

• 2800 tpm: de injectieduur bedraagt hier voor 1 injector ongeveer 8,7 ms. Dit geeft:

8, 71000

· 2800 · 36060

= 146, 2kh

Voor 2 injectoren wordt dit 10ms2 = 5ms. Dit geeft:

51000

· 2800 · 36060

= 84, 0kh

12.3.5.2 Waarnemingen en resultaten

Om een idee te geven tonen we het resultaat van 1 volledige meetreeks in figuur 12.5.

Figuur 12.5: Metingen bij gebruik van 1 injector en 2 injectoren


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 -3kh. We zien een algemeen gunstiger resultaat bij toepassing van 1 injector behalve

bij twee werkingspunten, 140 1600 en 140 2200. 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.


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

12.3.5.3 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


12.3.6 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.


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.

12.3.7 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 12.2.1 en

paragraaf 12.3.5.1).

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 te-

genspraak 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 gloeiontstekings-

grens. Een slechte menging kan hier aan de basis liggen van dit verschijnsel.


In SPSS controleren we nu of er een correlatie bestaat tussen het injectiemoment en de gloei-

ontstekingsgrens. Het resultaat is positief. Er is een significant verband tussen het in-

jectiemoment 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 12.3.5.1). Bij late inspuiting wordt de brandstof pas

op het einde van de aanzuigslag geınjecteerd. Dit zorgt voor een minder goede mengselvorming.

Men kan zich nu afvragen welke de invloed is van de mengselvorming op de gloeiontste-

kingsgrens. 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 12.10 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

3De reactiesnelheid van een bepaald proces hangt af van de concentratie


De hypothese dat langer koelen van de verbrandingskamer met lucht een lagere gloeiontstekings-

grens oplevert, is dus zeker niet onjuist maar men dient rekening te houden met de mengsel-

vorming. 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 180kh. 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.

12.3.8 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 ±80C ingesteld. Dit is in de veronderstelling dat de courante temperatuur van 90C bij

benzine/dieselmotoren de gloeiontsteking en/of backfire bevordert terwijl temperaturen lager

dan 80C nadelig zouden zijn voor de smering van de motor.

We opteren voor metingen bij drie verschillende koelwatertemperaturen (65C, 80C, 90C). In

figuur 12.11 is de lambda bij begin van gloeionsteking weergegeven bij verschillende koelwa-

tertemperaturen:

• 65C −→ Temperaturen < 65C zouden de smering ernstig in gevaar kunnen brengen.

Lager dan deze temperatuur kunnen we dus niet gaan.

• 80C −→ Courante temperatuur

• 90C −→ Temperaturen > 90C houden een te groot ontstekingsgevaar in. Hoger dan

deze temperatuur zou dus niet veilig zijn.


Uit figuur 12.11 kunnen we afleiden dat zoals verondersteld gloeiontsteking pas optreedt bij

een rijker mengsel naargelang de koelwatertemperatuur lager ligt. De eerste twee metingen

bij 65C 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 90C.

Figuur 12.11: Invloed van de koelwatertemperatuur op de gloeiontstekingsgrens

12.3.9 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.

• 1600 tpm en 2200 tpm

• 1 injector (100%)

• zelfde injectietiming (180kh BTDC)

• zelfde vooronsteking (−3kh)


Uit figuur 12.12 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

12.3.10 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 mogelijk-

heden 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 12.13 kunnen we een belangrijke trend halen: wanneer beide injectietimings de-

zelfde zijn, bekomen we de beste backfiregrens. Een uitzondering hierop is wanneer de

injectietiming van beide ingesteld is op 140BTDC. Dit is enigszins logisch te verklaren omdat

bij 1 injector het slechtste resultaat zich ook bij die 140BTDC voordoet. Het beste resultaat

kunnen we bekomen wanneer beide injectoren ingesteld staan op 180BTDC. Ook hier zal de


mengselvorming een heel belangrijke rol spelen. Deze is optimaal bij de instelling op 180BTDC.

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

12.3.11 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 12.14 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 injectoren4.4100% = primaire injector - 0% = secundaire injector


Figuur 12.14: Backfiregrens bij injectie door de twee verschillende injectoren

12.3.12 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.

12.3.13 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 prive-weerstation in Gent [24]. Via email 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


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.

12.3.14 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. De eigenschappen van de in de

proefstand gebruikte smeerolie zien er als volgt uit:

• 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, D45Aangezien het idee van deze mogelijke invloed pas later ontstaan is, was dit evenwel de enige mogelijkheid.


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 colloıdaal 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 colloıdaal

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.

12.3.14.1 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 potentiele 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


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

±380C overschrijdt. Metingen bij 2800 tpm daarentegen leveren uitlaatgastemperaturen van

425C tot 455C. 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 efficient verbrandingsresten te kunnen verwijderen van de elektroden. Deze temperatuur

ligt rond 400C (voor meer uitleg zie paragraaf 13.1.5.2). 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 400C treedt een serieuze verbetering op van de

gloeiontstekingsgrens (zie figuren 12.15 tot 12.18). Dit zou kunnen wijzen op een efficientere

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 ge-

wone 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

12.16 tot 12.18 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 = 140kh BTDC). Daar kan

de slechtere mengselvorming zorgen voor een minder goede verbranding met meer olieverbran-

dingsresten tot gevolg. Door de lagere werkingstemperaturen is er ook geen efficiente 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. Een

vergelijking van de gemiddelde gloeiontstekingsgrens wordt weergegeven in tabel 12.3.


Figuur 12.15: Invloed van de injectietiming en het werkingsregime van de motor op de gloeiontstekings-

grens bij 2200 tpm

Figuur 12.16: Gloeiontstekingsgrens bij gebruik van gewone olie en grafietolie bij einde injectie = 140kh

BTDC



BTDC


BTDC


Gebruikte olie Lambda

Gewone smeerolie 1,39

Grafietolie 1,32

Tabel 12.3: Gemiddelde gloeiontstekingsgrens: vergelijking tussen gewone olie en grafietolie

12.3.15 Invloed van de afzettingen en warmtegraad van de bougie

Wat betreft de afzettingen hebben we al duidelijk een invloed kunnen waarnemen bij de experi-

menten met grafietolie (zie paragraaf 12.3.14.1). Ook de invloed van de bougie op de elektrosta-

tische aspecten door de hoogspanning is al kort aangehaald (zie paragraaf 12.2.2). 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.

12.4 NOx-vorming bij gloeiontsteking

De vorming van stikstofoxiden is te wijten aan de hoge temperatuur in de verbrandingska-

mer. Di-stikstof uit de lucht dissocieert en vormt door reactie met zuurstof stikstofoxiden. Zie

ook paragraaf 2.4.3. 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 NOx-vorming, daar het verbranden van een rijker mengsel hogere verbran-

dingstemperaturen 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

12.4.1 Correlatie tussen gloeiontsteking/backfire en NOx-vorming

Uit de variantieanalyse blijkt dat de correlatie tussen beide significant is. Hieronder tonen we

de uitvoer van het programma SPSS.


Figuur 12.19: Correlatie tussen gloeiontsteking/backfire en NOx-vorming

12.4.2 Invloed van het aantal injectoren op NOx-vorming

Aangezien het aantal injectoren geen invloed heeft op de gloeiontstekingsgrens vermoeden we

dat dit ook geen invloed heeft op NOx-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 12.20.

Figuur 12.20: Gemiddelde NOx-vorming bij 1 injector en 2 injectoren

12.4.3 Invloed van de atmosfeerdruk

Ondanks de invloed van de atmosfeerdruk op de gloeiontstekingsgrens en het significante verband

tussen deze grens en NOx-vorming is er geen significant lineair verband tussen de atmosfeerdruk

en NOx-vorming. Als waarde voor de significantie wordt 0,391 (> 0,05) gegeven.


12.4.4 Invloed van het toerental op NOx-vorming

Wanneer we kijken naar de gemiddelde NOx-vorming bij verschillende toerentallen zien we een

daling van NOx-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 4.2.2.1) zal men, met het oog op de beperking van de NOx-

vorming, zo laat mogelijk inspuiten, los van het toerental.

Figuur 12.21: Gemiddelde NOx-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.

12.4.5 Invloed van het injectiemoment op NOx-vorming

Deze parameter heeft een significante invloed op de NOx-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 12.22. Wel kunnen we ook hier weer opmerken dat bij einde van injectie op 140kh

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

NOx te vormen.


Figuur 12.22: Gemiddelde NOx-vorming bij verschillende injectiemomenten

12.5 Besluit

Figuur 12.23 geeft een overzicht van de behaalde resultaten.

Figuur 12.23: Onderzochte invloeden op gloeiontsteking


Figuur 12.24 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

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.

13.1 Algemene beschrijving van de bougie

13.1.1 Opbouw van de bougie

Figuur 13.1: Onderdelen van de bougie [2]

13.1.2 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

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

13.1.3 Invloeden op de ontsteekspanning

Invloeden buiten de motor om:

1. elektrode-afstand: hoe groter de afstand tussen de elektrodes hoe hoger de nodige ont-

steekspanning.

2. elektrode-geometrie: hoe kleiner de elektrode-afmeting, hoe sterker het elektrisch veld, hoe

kleiner de nodige ontsteekspanning.

3. elektrode-materiaal: het materiaal beınvloedt 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).


Figuur 13.3: Benodigde ontsteekspanning bougie (hier voor benzinemotoren) [2]

3. Werveling van het mengsel: de bougie moet zo geplaatst worden dat er gunstige stromings-

voorwaarden heersen. Het wervelen is nodig om een homogeen mengsel te verkrijgen, maar

een te hoog turbulentieniveau kan een negatieve invloed hebben op de verbranding.

13.1.4 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 verbrandings-

resten (hier bij waterstofmotor kunnen deze alleen afkomstig zijn van de verbrande olie-

resten)

• 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


• 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 werktemperatuur-

gebied

• de constructie voorkomt het binnendringen van verbrandingsresten en zorgt dat de reini-

gingstemperatuur sneller bereikt wordt

• goed voor koude start

Figuur 13.4: Verschillende materialen voor de centrale elektroden [2]

13.1.5 Warmtegraad

13.1.5.1 Definitie

De warmtegraad is een maat voor de thermische belastbaarheid van de bougie en wordt aange-

geven door een kenmerkend getal. Een laag getal (bv. 2...4) betekent een ’koude’ bougie met

een geringe warmte-opname door een korte isolatorneus. Een hoog getal (bv. 7...10) duidt op

een ’warme’ bougie met een grote warmte-opname door een lange isolatorneus.

13.1.5.2 Bedrijftemperatuurgrenzen

Er zijn twee belangrijke temperatuurgrenzen. Een ondergrens (±400C) waaronder de tem-

peratuur 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


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 hoogspan-

ning [2]

Indien de bovenste temperatuurgrens (bij benzinemotoren ongeveer 850C) overschreden

wordt, kan de bougie een hot spot vormen en op die manier het mengsel lucht/waterstof

voortijdig doen ontsteken: gloeionsteking.

13.1.5.3 Thermische belastbaarheid van de bougie

De werktemperatuur stelt zich in als evenwicht tussen warmtetoevoer (door het verbrandings-

proces) en warmteafvoer. Het bougiehuis heeft ongeveer de temperatuur van de cilinderkop. De

warmte wordt langs verschillende wegen afgevoerd (zie figuur 13.6).


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).

13.1.5.4 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 warmteaf-

voer 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.


13.1.5.5 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.

13.1.5.6 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 mi-

croscopisch 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.


13.2 Analyse van de gebruikte bougie op de proefstand

13.2.1 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 weerstand1.

• 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.

13.2.2 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

1Door 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.


13.2.3 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 13.10 zien

we een voorbeeld van een thermokoppelbougie.

Figuur 13.10: Thermokoppelbougie [2]


• 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 vast-

stellen 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]


• 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 voorko-

mende bestanddelen kunnen neerslaan (dauwpunt onderschreden) als agressieve afzetting-

en 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

13.2.4 Oorzaken van de sterk afgeronde elektrode

• verkeerd materiaal:

Zilver heeft een laag smeltpunt en kan daardoor maar gebruikt worden tot 600C. Onder

deze temperatuur blijft de corrosie binnen de perken. Boven een temperatuur van 600C

en ook onder hoge druk oxideert het zilver tot zilveroxide [6].

2Ag + O → Ag2O

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].


• 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 geıoniseerd. 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 thermo-

elektronen.

• 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

13.2.5 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-


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 varieren

naar kleinere waarden om op die manier de nodige hoogspanning te verminderen. Zo zou het

eventueel optreden van boogontlading kunnen gereduceerd worden.


Het bepalen van de optimale elektrode-afstand is reeds vroeger gebeurd bij de V8- waterstofmo-

tor [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 elektrode-

afstand 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.

13.3 Invloeden van de bougie op gloeiontsteking en backfire

13.3.1 Invloeden van de hoogspanning

De nodige hoogspanning voor het ontsteken van waterstof is veel hoger dan bij benzine. Aange-

zien 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 gro-

ter 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 initieren.

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 blij-

ven. De elektrode-afstand verkleinen en slijtage tegengaan zouden een lagere spanning moeten

mogelijk maken.


13.3.2 Invloeden van de afzettingen

13.3.2.1 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 vonkpositie2 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.

13.3.2.2 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).2Dit is de plaats van de ontstekingsvonk in de verbrandingsruimte.


Figuur 13.14: Gloeiontstekingsgrens voor en na het reinigen van de bougie

Uit figuur 13.14 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.

13.3.3 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 mate-

riaal.

Hoofdstuk 14

Besluit

Het doel van deze thesis was het onderzoeken van het fenomeen backfire bij een een-cilinder

waterstofverbrandingsmotor. Om een goed inzicht te krijgen in de materie werd eerst en vooral

een literatuurstudie gemaakt over het onderzoek dat autoconstructeur BMW voert (deel I).

In het experimentele gedeelte (deel II) van deze scriptie werd eerst een korte beschrijving

gegeven van de proefstand om een duidelijk beeld te schetsen van de situatie in september 2004

en een beter begrip van de motor mogelijk te maken. Het hierop volgende hoofdstuk ”aanpas-

singen aan de proefstand” geeft een overzicht van wijzigingen die gedurende dit academiejaar

doorgevoerd werden. Als belangrijkste aanpassing vermelden we de installatie van een tweede

injector die het mogelijk maakt een meer flexibele brandstofinjectiestrategie toe te passen.

De installatie van een tweede injector vereist ook een aangepaste ontstekingsmapping in het

motormanagementsysteem MoTeC, teneinde in elk werkingspunt van de motor een optimale

voorontsteking te garanderen.

Alvorens echter kon gestart worden met het opstellen van de ontstekingsmapping dienden we af

te rekenen met twee onvoorziene problemen. Ten eerste moest er een oplossing gezocht worden

voor een onverklaarbare drukopbouw van de cilinderdruk tijdens de uitlaatslag van de motor.

Ten tweede kregen we af te rekenen met het falen van de cilinderdrukpickup. Hierdoor werden

drukmetingen in de cilinder onmogelijk.

Het eerste probleem bleek na onderzoek te wijten aan een verkeerde kleppentiming (zie

hoofdstuk 8. Het falen van de drukpickup kon na onderzoek (samen met constructeur Kistler)

toegewezen worden aan trillingen. De meest waarschijnlijke oorzaak van deze trillingen is het

166

HOOFDSTUK 14. BESLUIT 167

kleine verbindingskanaaltje tussen de verbrandingskamer en de drukpickup. Hier kunnen

door resonantie hoogfrequente trillingen ontstaan die een incorrecte werking of falen van de

pickup tot gevolg hebben. Na de analyse werd een nieuwe drukpickup aangekocht waardoor

drukmetingen volgend jaar opnieuw mogelijk zijn. Wel dient vermeld te worden dat de huidige

plaatsing van de drukpickup niet optimaal is (gevaar voor falen door resonanties) en dat relocatie

het overwegen waard is.

Het eigenlijke backfireonderzoek spitste zich vooral toe op het vinden van mogelijke oor-

zaken van en invloeden op het fenomeen. Hiervoor werden talrijke metingen uitgevoerd

met het oog op een statistische verwerking nadien. Hieruit konden we besluiten dat factoren

zoals de voorontsteking, het injectiemoment, het toerental, de atmosfeerdruk, de

gebruikte smeerolie, de koelwatertemperatuur en het type bougie een belangrijke

invloed hebben op het verschijnsel backfire. Het gebruik van grafietolie als smeermiddel

heeft een beter inzicht gegeven in het ontstaan van backfire, daar probleemgebieden beter af-

gelijnd werden (zie hoofdstuk 12. Daar de bougie ook een belangrijke rol speelt in dit verhaal

werd deze apart besproken in hoofdstuk 13. Het zou dus zeker de moeite waard zijn om de de

meetreeksen i.v.m. de invloed van de smeerolie en de bougie verder uit te breiden om zo een

hogere orde statistische verwerking mogelijk te maken.

Naar de toekomst toe kan men opteren voor de inbouw van een uitlaatgasrecirculatiesys-

teem (EGR) om stoichiometrische werking (λ = 1) van de motor mogelijk te maken. Turbo-

oplading kan toegepast worden om het leverbare vermogen van de motor te vergroten.

Bijlage A

Datasheet en calibratie-certificaat

drukpickup

168

BIJLAGE A. DATASHEET EN CALIBRATIE-CERTIFICAAT DRUKPICKUP 169

Kistler Instrumente AG, PO Box, CH-8408 WinterthurTel +41 52-224 11 11, Fax 224 14 14, [email protected], www.kistler.com

This information corresponds to the current state of knowledge. Kistler reservesthe right to make technical changes. Liability for consequential damage resul-ting from the use of Kistler products is excluded.

ThermoCOMP®-Quartz Pressure Sensor Type 6125B...

Page 1/2

Ground-insulated high temperature pressure sensor for cyl-inder pressure measurements in internal combustion engines.Doesn’t need additional cooling and measures with minimalthermal shock error and load change drift due to its Thermo-COMP® diaphragm. The ground insulated design avoidselectrical interferences due to ground loops.

Technical Data Range bar 0 ... 250Calibrated partial range bar 0 ... 50Overload bar 300Sensitivity pC/bar ≈–16Natural frequency kHz ≈75Linearity, all ranges %FSO ≤±0,5Acceleration sensitivity

axial bar/g <0,002radial bar/g <0,003

Operating temperature range °C –50 ... 350Sensitivity shift

200 ... ±150 °C % ≤±2200 ... ±50 °C % ≤±1

Thermal shockat 1500 min-1, 9 bar IMEP∆p bar ≤-0,3∆IMEP % <-2∆pmax % <-1

Insulation resistance at 20°C Ω ≥1013

Ground insulation Ω ≥106

Shock resistance g 2000Tightening torque Nm 10Weight, with cable g 29Connector, ceramic insulator Type 10-32 UNF

1 bar = 105 Pa = 105 N · m–2 = 1,0197... at = 14,503... psi; 1 psi = 0,06894... bar; 1 g = 9,80665 m · s–2; 1 Nm = 0,73756... lbft; 1 g = 0,03527... oz

• Ground-insulated• Very small load change drift• Very small thermal shock• Available with oilproof viton cable Type 1983AC1

DescriptionThe use of polystable quartz elements assures safely againsttwinning even under high mechanical loads. This guarantees apractically constant sensitivity over the temperature range of -50°C ... 350°C.

The ground insulation and the extremely small thermal errorsare the outstanding features of this sensor.

The sensor is available with high temperature connecting cableType 1967A1, L=1 m, or with oilproof viton cable Type1983AC1, L=1 m (refer to ordering code).

Application The non cooled sensor Type 6125 is mainly used for precisemeasurements in spark ignited and Diesel engines under re-stricted space conditions. Thanks to its ground insulation thissensor is ideal for mounting in test cells with electrical groundloop problems. It is also very well suited for transient enginetesting due to the very small load change drift.

The special Type 6125BU20 with its thicker diaphragm is verysuitable for knock measurements.

Pressure – PAE 00

0-02

5e-1

0.01

(

DB0

3.61

25Be

)

BIJLAGE A. DATASHEET EN CALIBRATIE-CERTIFICAAT DRUKPICKUP 170

Bijlage B

Bougie codering

171

BIJLAGE B. BOUGIE CODERING 172

Spark plugs: type designation-explanation

1312111098765432

09080706

B

C

E

G

L

M

R

S

W R 7 D T C

1

A

12,7

12,7 10,9

10,9

3

B

19 17,5

1

C

17,5

3

D

1

E

3

F

12,7

19

9,5

9,5

4

G

19 17,5

4

K

19 17,5

7

H

19 17,5

5

L

25

3

M

4

N

5

S

26,5

26,5

26,5

26,5

7

T

F M 14x1,25

16

H M 14x1,25

16

D M 18x1,5

20,8

M M 18x1,5

26

U M 10x1

20,8

W M 14x1,25

20,8

X M 12x1,25

17,5

Y M 12x1,25

16

Z M 12x1,25

14

Shielded, water-tight, for resistance ignition cable dia 7mm

Shielded, water-tight, for resistance ignition cable dia 5mm

Surface-gap spark plug withoutground electrode(s)

Surface-gap spark plug withoutground electrode(s)

Semi-surface air-gap spark plug

Motorsports

with suppression resistor

for low-power engines

The thread lengthof spark plugs withseat type D andspark position A or B is 10,9 mm.

X

15 Jan. 04 [email protected]

Motorsport

1/2

Type of seatand thread

Version Heat rangecode number

Thread length Spark position

Electrodeversions

Electrodematerial

Version

D

T

Q

C c•––ˆ˜

E nŒ†‘ˆ’M#yšš˜Œ›“

P p’„šŒ”›“

S sŒ’œˆ˜

P

+SUPER

plusTechnology

Platinum:new Tech-nology

7

S R

8

T

10

U

13

V

9

W

11

X

15

Y

20

Z

0

1

2

4

9

Burn-offresistor

Deviations from basicversion

PO version with NI center electrode

2-element ground electrode

Extendedinsulator-tip

PSA version

10

15

22

30

33

Bijlage C

Eigenfrequenties kanaaltjes

173

BIJLAGE C. EIGENFREQUENTIES KANAALTJES 174

Gasdynamik Einbau 6125Berechnung der akustischen Resonanzennach der Methode von Bergh und Tijdeman

Geometrie der Kavität:

L1= 0.013 m; D1= 0.00085 m; V1= 5.89 mm3

Thermodynamische Daten:

Temperatur = 970 K

Gaskonstante = 287.2 J/kg K

Isentropenexponent = 1.33

Schallgeschw indigkeit = 608.7008 m/s

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

x 104

0

1

2

3

4

5

6

Frequenz [Hz]

Ampl

itude

nver

hältn

is [-

]

Bode Plot

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

x 104

-20

-15

-10

-5

0

Frequenz [Hz]

Phas

e [ra

d]

KISTLER Instrumente AG Mum/ET 25-May-2005

Frequenzbereiche:

1. Eigenfrequenz fe = 6260 Hz

1% Amplitudenfehler = 560 Hz

10% Amplitudenfehler = 1730 Hz

3dB Amplitudenfehler = 3230 Hz

Phase = -0.70722 °

Phase = -2.7427 °

Phase = -7.554 °

Eigenfrequenzen:






Kanal l=13mm, ∅=0.85mm Bündiger Einbau: Volumen vor Sensor = 5.89mm3Einbau:

Bibliografie

[1] U. Adler & H. Bauer, ”Autotechnisch zakboek”, Delta Press BV, 857p (1997).

[2] U. Adler & H. Bauer, ”Auto-elektriciteit/elektronica”, Delta Press BV, p140-170 (1987).

[3] P. Atkins & L. Jones, ”Chemistry Molecules, Matter, and Change”, W.H. Freeman and

company (1997).

[4] M. Berckmuller, H. Rottengruber, A. Eder, N. Brehm & G. Elsasser, ”Potentials of a

charged SI-hydrogen engine”, SAE International (2003).

[5] P. Bollaert & S. Verstraeten, ”Onderzoek op snellopende eencilinder waterstofmotor”,

afstudeerwerk Universiteit Gent, p63-65 (2002-2003).

[6] E.H. Buchner & E.H. Wiebenga, ”Leerboek der anorganische chemie”, J.B. Wolters (1959).

[7] R. Corston & A. Colman, ”A crash course in SPSS for Windows”, Blackwell Publishers

Inc. p32-p37, p86-p97 (2000).

[8] K. Dhondt, ”Onderzoek en ontwikkeling op de 1-cilinder waterstofmotor”, afstudeerwerk

Universiteit Gent (2003-2004)

[9] J. Fryns & S. Verhelst, ”Inbouw van en onderzoek rond een waterstofmotor”, afstudeerwerk

Universiteit Gent (1998-1999).

[10] F. Gerbig, W. Strobl, H. Eichlseder & A. Wimmer, ”Potentials of the hydrogen combustion

engine with innovative hydrogen specific combustion processes”, FISITA World Automotive

Congress (2004).

[11] H. Grohe, ”Benzine en dieselmotoren”, Kluwer technische boeken b.v. - Deventer - Antwer-

pen, 180p, p29-p42 (1982).

175

BIBLIOGRAFIE 176

[12] C. Guerret-Piecourt, S. Bec & D. Treheux, ”Electrical charges and tribology of insulating

materials”, 452GW, 1296-2147 (2001)

[13] P. Puissant & M. Vandevoorde, ”Ontwikkeling waterstofmotor: drukmetingen, opbouw

injectiesysteem”, afstudeerwerk Universiteit Gent (1993-1994).

[14] T. Robeyn & K. Vandamme, ”Optimalisatie en oplading van een waterstofmotor”, afs-

tudeerwerk Universiteit Gent (1999-2000).

[15] E.Rosseel, ”Het gebruik van waterstof als alternatieve brandstof voor voertuigpropulsie”,

Laboratorium voor machines en machinebouw, Universiteit Gent 41p.

[16] H. Rottengruber, M. Berckmuller, G. Elsasser, N. Brehm & C. Schwarz, ”A high-efficient

combustion concept for direct injection hydrogen internal combustion engines”, BMW AG.

[17] Prof. Dr. ir. R. Sierens, ”Zuigermachines”, Universiteit Gent, 312p (2001-2002).

[18] Prof. Dr. ir. R. Sierens, ”Zuigermotoren”, Universiteit Gent, 207p (2001-2002).

[19] R. Sierens & S. Verhelst, ”Experimental study of a hydrogen-fueled engine”, 413CC,

0742-4795 (2001).

[20] G.F.Steinbuch, ”De automobiel”, Kluwer technische boeken b.v. - Deventer - Antwerpen,

716p, p263-289 (1967).

[21] S. Verhelst, ”Onderzoek naar de verbranding in waterstof-verbrandingsmotoren (A study

of the combustion in hydrogen-fuelled internal combustion engines”, doctoraat Universiteit

Gent (2005)

[22] F. Wetzel & J. Schneider, ”Future Powertrain Technology Projects”, BMW group.

[23] German Hydrogen Association , ”EIHP”, Brussels, http://www.dwv-info.de, 2 october

(2002).

[24] ”http://users.pandora.be/weerstationgent/”.

[25] ”http://www.canadiandriver.com/articles/jk/020213.htm”.

[26] ”http://www.bmwgroup.com”.

[27] ”http://www.bmwworld.com/hydrogen/h2r racer.htm”.

BIBLIOGRAFIE 177

[28] ”http://www.iconv.com/xls2csv.htm”.

[29] ”http://www.snowball.frogspace.net/js/humcalc.html”.

[30] ”http://www.sportdevices.com/accessories.htm”.

[31] ”http://www.xlxtrfun.com/XlXtrFun/XlXtrFun.htm”.

Lijst van figuren

2.1 Warmtevrijstelling bij verschillende brandstoffen [10] . . . . . . . . . . . . . . . . 9

2.2 Gewone waterstofvlam (voortplantingssnelheid ±100m/s) . . . . . . . . . . . . . 9

2.3 Schokgolf veroorzaakt door te grote vlamvoortplantingssnelheid (±1000m/s) . . 10

2.4 Ogenblikkelijk ontsteken van het ganse mengsel door transversale schokgolven

(voortplantingssnelheid ±2500m/s) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2.5 Gloeiontsteking (pre-ignition) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.6 Backfire . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

3.1 Strategie van de verschillende constructeurs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

3.2 Brandstofcel die vermogen levert aan de randapparatuur (APU) . . . . . . . . . 16

3.3 Mogelijke strategieen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

3.4 Verschil tussen indirecte en directe injectie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

3.5 Vergelijking tussen indirecte injectie van benzine en waterstof (zie tabel 3.1) . . . 20

3.6 Vergelijking tussen directe injectie en directe injectie met oplading . . . . . . . . 20

4.1 Algemeen schema van methodische research . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

4.2 Motorconcept voor interne en externe mengselvorming [16] . . . . . . . . . . . . . 24

4.3 Werkingsstrategie van de motor [16] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

4.4 Fundamentele verbanden bij de vorming van stikstofoxiden (NOx)[10] . . . . . . 27

4.5 Principe van meervoudige injectie [10] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

4.6 NOx-vorming bij verschillende beginpunten van injectie [10] . . . . . . . . . . . . 30

4.7 NOx-emissies bij verschillende motorconcepten [10] . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

4.8 Invloed compressieverhouding op gloeiontstekingsgrens bij oplading [4] . . . . . . 32

4.9 Schematische voorstelling van een EGR systeem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

4.10 NOx-vorming bij verschillende EGR-verhoudingen [10] . . . . . . . . . . . . . . . 34

178

LIJST VAN FIGUREN 179

4.11 Overzicht werkingsstrategie wat betreft vermogen en gloeiontsteking . . . . . . . 36

4.12 Overzicht werkingsstrategie wat betreft NOx-vorming . . . . . . . . . . . . . . . 36

5.1 Onderdelen van een VANOS systeem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

5.2 Werking van het VANOS systeem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

5.3 Double VANOS . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

5.4 Systeem met gasklep . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

5.5 Valvetronic systeem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

5.6 Valvetronic systeem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

5.7 BMW hydrogen Racer H2R . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

5.8 745h . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

5.9 Tanken van vloeibare waterstof . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

5.10 Tanken van vloeibare waterstof: reduceren van benodigde tijd en vermijden van

verliezen door verdamping . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

6.1 De drukpickup in de inlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

6.2 De drukpickup in de cilinder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

6.3 De MoTeC module . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

7.1 Plaatsing van de 2 injectoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

7.2 T-stuk voor 2 injectoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

7.3 Drukpickup in de uitlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

7.4 Tandwiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

7.5 Tandwiel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

7.6 Schema van de bedrading in MoTeC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

7.7 Schema van de bedrading van de kast voor de drukmetingen . . . . . . . . . . . . 64

8.1 Kleppentiming . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

8.2 Drukpiek bij compressieverloop . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66

8.3 Drukverloop in cilinder en inlaat bij 3000tpm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

8.4 Drukverloop in de inlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

8.5 Drukverloop in cilinder en de uitlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

8.6 Drukverloop in de uitlaat . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

8.7 Drukverloop in de cilinder met andere drukpickup . . . . . . . . . . . . . . . . . 70


8.8 Vergelijking van het drukverloop in de cilinder met de originele drukpickup (rood)

en de ABC drukpickup (blauw) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

8.9 Drukverloop in de cilinder en inlaat met gesloten gasklep . . . . . . . . . . . . . 71

8.10 Drukverloop in de cilinder en uitlaat met gesloten gasklep . . . . . . . . . . . . . 72

8.11 Drukverloop in de uitlaat met gesloten gasklep . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

8.12 Verandering van de kleppentiming met 16kh . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

8.13 Verplaatsen van de distributieriem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

8.14 verloop voor en na verschuiven van een tand a. drukverloop b. pV-diagram . . . 75

9.1 Vergelijking logp-logV diagram (links: meting op 28 okt 2004 (nr.15) - rechts:

meting op 10 nov 2004 (nr.04) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

9.2 Niet-fysisch drukverloop + detail einde expansie . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

9.3 Detail einde expansie bij normale werking . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

9.4 Opgemeten kanaaltje tussen drukpickup en de verbrandingskamer . . . . . . . . . 80

9.5 Natuurlijke frequentie van het kanaaltje voor de drukpickup 6125B in functie van

de lengte(L) en diameter(d) van het kanaaltje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81

9.6 Drukverloop bij montage zonder kanaaltje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

9.7 Drukverloop bij montage met kanaaltje . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

9.8 Volledig drukverloop in de cilinder voor 30 cycli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

9.9 Detail van het drukverloop in de cilinder voor 30 cycli . . . . . . . . . . . . . . . 83

9.10 Frequentieinhoud van het druksingaal voor 30 cycli . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

9.11 Detail van de frequentieinhoud van het druksingaal voor 30 cycli . . . . . . . . . 84

9.12 Detail van de frequentieinhoud bij 1600 tpm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

9.13 Detail van de frequentieinhoud bij 1600 tpm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

9.14 Detail van het drukverloop van 30 cylci bij 1600 tpm . . . . . . . . . . . . . . . . 86

9.15 Meting voor defect van pickup bij 1400 tpm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

9.16 Meting na defect van pickup bij 1400 tpm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

9.17 Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

9.18 Gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal en de cilinder . . . . . . . . . . . . . 90

9.19 Detail van het gemiddeld drukverloop in het inlaatkanaal en de cilinder . . . . . 90

9.20 Absoluut gemiddeld drukverloop in de cilinder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

9.21 pV-diagram . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

9.22 logp-logV diagram . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92


9.23 De maximale druk in de verschillende cycli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92

10.1 Opgemeten voorontsteking (in kh) bij gegeven toerental en lambda-waarde . . . 97

10.2 Mapping in Excel na interpolatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98

10.3 Originele mapping van de voorontsteking in MoTeC (voor 1 injector) . . . . . . . 99

10.4 Voorontstekingsmapping voor 2 injectoren in MoTeC zonder uitvlakking . . . . . 100

10.5 Uitgevlakte voorontstekingsmapping voor 2 injectoren in MoTeC . . . . . . . . . 100

11.1 Terugkoppelkringen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103

11.2 Voorontstekingsmapping i.f.v. load en toerental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104

11.3 a. kleine ontspanner b. grote ontspanner . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

11.4 Tussenstuk met druk- en temperatuursensor voor het meten van druk en tempe-

ratuur van de geınjecteerde waterstof . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

11.5 Gemiddelde waterstofdruk bij 1600 tpm met twee injectoren en kleine ontspanner 109

11.6 Waterstofdruk bij 13de cyclus bij 1600 tpm met twee injectoren en kleine ontspanner109

11.7 Het gemiddelde drukverloop van de geınjecteerde waterstof: (links) twee injecto-

ren bij 1600 tpm met kleine ontspanner - (rechts) twee injectoren bij 1600 tpm

met grote ontspanner . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110

11.8 Het gemiddelde drukverloop van de geınjecteerde waterstof: (links) twee injecto-

ren bij 2200 tpm met kleine ontspanner - (rechts) twee injectoren bij 2200 tpm

met grote ontspanner . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110

11.9 Inspuiting bij 1 injector bij 2200 tpm met de kleine ontspanner . . . . . . . . . . 112

11.10Inspuiting bij 2 injectoren bij 2200 tpm met de kleine ontspanner . . . . . . . . . 112

11.11Filterschakeling voor het waterstofdruksignaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

11.12Inversietemperatuur van waterstof [23] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115

11.13Grafische bepaling van de Joule-Kelvin coefficient [23] . . . . . . . . . . . . . . . 115

12.1 Mogelijke oorzaken voor het fenomeen gloeiontsteking . . . . . . . . . . . . . . . 119

12.2 pV diagram bij verbranding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

12.3 Foutvlaggen op lambda bij 1 injector en 2 injectoren van een willekeurige meting 125

12.4 Invloed van de voorontsteking op de backfiregrens . . . . . . . . . . . . . . . . . 127

12.5 Metingen bij gebruik van 1 injector en 2 injectoren . . . . . . . . . . . . . . . . . 129

12.6 Invloed van aantal injectoren op de gloeiontstekingsgrens: gemiddelde waarde . . 131

12.7 Invloed van het aantal injectoren op het koppel: gemiddelde waarden . . . . . . . 131


12.8 Invloed van het toerental op de gloeiontstekingsgrens: gemiddelde waarden . . . 132

12.9 Koppelcurve bij verschillende toerentallen: gemiddelde waarden . . . . . . . . . . 133

12.10Invloed van de injectietiming op de gloeiontstekingsgrens bij 2200 tpm . . . . . . 134

12.11Invloed van de koelwatertemperatuur op de gloeiontstekingsgrens . . . . . . . . . 136

12.12Backfiregrens bij verschillende geometrie van de inlaatleiding . . . . . . . . . . . 137

12.13Backfiregrens bij verschillende combinaties van injectietimingen bij twee injectoren138

12.14Backfiregrens bij injectie door de twee verschillende injectoren . . . . . . . . . . . 139

12.15Invloed van de injectietiming en het werkingsregime van de motor op de gloeiont-

stekingsgrens bij 2200 tpm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143

12.16Gloeiontstekingsgrens bij gebruik van gewone olie en grafietolie bij einde injectie

= 140kh BTDC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143


= 160kh BTDC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 144


= 180kh BTDC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 144

12.19Correlatie tussen gloeiontsteking/backfire en NOx-vorming . . . . . . . . . . . . 146

12.20Gemiddelde NOx-vorming bij 1 injector en 2 injectoren . . . . . . . . . . . . . . 146

12.21Gemiddelde NOx-vorming bij verschillende toerentallen . . . . . . . . . . . . . . 147

12.22Gemiddelde NOx-vorming bij verschillende injectiemomenten . . . . . . . . . . . 148

12.23Onderzochte invloeden op gloeiontsteking . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148

12.24Optimale instelling m.b.t. de beperking van gloeiontsteking . . . . . . . . . . . . 149

12.25Keuze tussen het gebruik van 1 injector of 2 injectoren . . . . . . . . . . . . . . . 149

13.1 Onderdelen van de bougie [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150

13.2 Ontstekingsbobine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151

13.3 Benodigde ontsteekspanning bougie (hier voor benzinemotoren) [2] . . . . . . . . 152

13.4 Verschillende materialen voor de centrale elektroden [2] . . . . . . . . . . . . . . 153

13.5 Lekstroom bij een vervuilde isolatorneus leidt tot een kleinere beschikbare hoog-

spanning [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 154

13.6 Warmteafvoerstromen bij een bougie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 155

13.7 De elektrode-afstand (EA) [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 156

13.8 Verschillende aanzichten van de bougies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 157


13.9 Verschillende mogelijke oorzaken van de vervuiling van bougie en afgeronde elek-

trode (groen=mogelijk / rood=uitgesloten) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158

13.10Thermokoppelbougie [2] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 158

13.11Verkeerde montages van de bougies met een vlakke afdichtingsring [2] . . . . . . 159

13.12Vergroting van het profiel van de bougie met slijtage en een nieuwe bougie . . . . 161

13.13Thermokoppel probe die onder de bougie kan geplaatst worden [30] . . . . . . . . 162

13.14Gloeiontstekingsgrens voor en na het reinigen van de bougie . . . . . . . . . . . . 165

Onderzoek naar backfire op een ééncilinder …€¦ · Daarom danken wij al de volgende...

Documents

Transcript of Onderzoek naar backfire op een ééncilinder …€¦ · Daarom danken wij al de volgende...