Alcoholen als alternatieve brandstof voor vonkontstekingsmotoren: Experimentele studie naar het klopgedrag en de warmteafgifte naar de cilinderwanden

Alcoholen als alternatieve brandstof voor vonkontstekingsmotoren: Experimentele studie naar het klopgedrag en de warmteafgifte naar de cilinderwanden Stijn Broekaert, Thomas De Cuyper

Promotoren: prof. dr. ir. Sebastian Verhelst, prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleiders: Jeroen Vancoillie, Joachim Demuynck Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek

Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar 2012-2013

Alcoholen als alternatieve brandstof voor vonkontstekingsmotoren: Experimentele studie naar het klopgedrag en de warmteafgifte naar de cilinderwanden Stijn Broekaert, Thomas De Cuyper

Promotoren: prof. dr. ir. Sebastian Verhelst, prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleiders: Jeroen Vancoillie, Joachim Demuynck Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: werktuigkunde-elektrotechniek

Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur Academiejaar 2012-2013

De auteurs en promotoren geven de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen ervan te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting uitdrukkelijk de bron te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie. The authors and promoters give the permission to use this thesis for consultation and to copy parts of it for personal use. Every other use is subject to the copyright laws, more specifically the source must be extensively specified when using from this thesis. Gent, 3 juni 2013 De auteurs

Stijn Broekaert

Thomas De Cuyper

Voorwoord Deze thesis is het eindresultaat van een jaar vol uitdagingen en hard werken. Zonder de hulp van enkele personen zou deze thesis niet hetzelfde zijn geweest. We willen dan ook de personen die ons gesteund en begeleid hebben bedanken. In de eerste plaats wensen wij onze promotoren prof. dr. ir. S. Verhelst en prof. dr. ir. M. De Paepe te bedanken voor hun hulp en advies bij het realiseren van dit proefschrift en om ons de kans te bieden dit interessant onderzoek te voeren. Hun gerichte tips werden ten zeerste gewaardeerd. Ook willen we de promotoren bedanken voor het bezoek aan de Universiteit van Oxford in kader van onze thesis. In het bijzonder zouden wij onze begeleiders, dr. ir. J. Demuynck en ir. J. Vancoillie, willen bedanken voor al de tijd die ze voor ons hebben vrijgemaakt en voor de vele keren dat ze ons hebben bijgestaan met raad en antwoorden op onze vragen en bij het oplossen van specifieke problemen met de proefstand. We wensen ook graag prof. K. Chana van de Universiteit van Oxford te bedanken voor zijn advies over de dunne film thermistoren en de leerrijke vergaderingen gedurende ons bezoek. Vervolgens zouden wij ook Dhr. K. Chielens willen bedanken voor zijn deskundige uitleg en hulp bij de verschillende proefstanden. Daarnaast willen wij ook Dhr. P. De Pue bedanken voor het technische advies over alle elektronische problemen en voor het veelvuldig uitlenen van zijn warmtepistool. Ook willen we prof. dr. ir. D. Depla en prof. dr. ir. P. Lommens bedanken voor hun advies en tijd in het kader van het ontwikkelen van de warmtefluxsensor. Ook onze medestudenten willen wij bedanken voor de steun, de sfeer, de feedback en de vele mooie momenten samen tijdens de vele uren die we doorbrachten in het thesislokaal. Tenslotte willen wij onze ouders en onze vriendengroep bedanken, die ons steeds bijstonden en ons de moed gaven om door te zetten om deze thesis tot een goed einde te brengen.

Stijn Broekaert en Thomas De Cuyper

ii

Alcoholen als brandstof voor vonkontstekingsmotoren: Experimentele studie naar het klopgedrag en de warmteafgifte naar de cilinderwanden door Stijn Broekaert en Thomas De Cuyper Promotoren: prof. dr. ir. Sebastian Verhelst, prof. dr. ir. Michel De Paepe Begeleider: ir. Jeroen Vancoillie, dr. ir. Joachim Demuynck Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van Master in de ingenieurswetenschappen: Werktuigkunde-Elektrotechniek Vakgroep Mechanica van stroming, warmte en verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Jan Vierendeels Faculteit Ingenieurswetenschappen Universiteit Gent Academiejaar 2012-2013

Samenvatting Met de huidige klimaatproblematiek die veroorzaakt wordt door de hoge concentratie CO2 in de atmosfeer, ontstaat er een trend om verbrandingsmotoren te downsizen. Hierbij tracht men het brandstofverbruik en de emissies te drukken met behulp van oplaadtechnieken en/of een hogere compressieverhouding. Deze technieken zorgen echter voor grotere drukken en temperaturen in de verbrandingskamer waardoor de kans op zelfontsteking toeneemt. Deze zelfontsteking kan leiden tot een kloppende verbranding die het maximale vermogen en het rendement van de motor limiteert. Alcoholen zijn door hun chemische eigenschappen resistenter tegen zelfontsteking waardoor ze een waardig alternatief vormen voor fossiele brandstoffen. In deze thesis wordt het klopgedrag van methanol onderzocht. In het eerste deel van de thesis wordt er een vergelijkende studie uitgevoerd van klopdetectiemethoden uit de literatuur die gebaseerd zijn op het druksignaal. De beste detectiemethoden worden gebruikt om de intensiteit van klop te bestuderen bij verschillende motorparameters voor benzine en methanol. Het optreden van klop heeft ook een invloed op het warmteverlies naar de cilinderwanden door de warmtevrijstelling bij de zelf-

iii

iv ontsteking. Het warmteverlies heeft een grote invloed op het vermogen, het rendement en de emissies van de motor. Daarom worden warmtefluxmetingen uitgevoerd om de warmteoverdracht te bestuderen bij het optreden van klop. Deze metingen gebeuren aan de hand van een Thin Film Gauge sensor. Er worden verschillende signaalverwerkingsmethoden vergeleken voor het bepalen van de ogenblikkelijke warmteflux onder kloppende verbranding. Daarna wordt de invloed van de motorparameters op de warmteflux nagegaan voor zowel benzine als methanol. Hieruit worden enkele besluiten getrokken en advies gegeven voor verder onderzoek.

Trefwoorden Kloppende verbranding, warmteoverdracht, Thin Film Gauge sensor, alternatieve brandstoffen, vonkontstekingsmotoren, methanol

iv

Alcohols as alternative fuels for spark ignition engines: Experimental study of engine knock and heat release to the cylinder wall Stijn Broekaert and Thomas De Cuyper Supervisor(s): Sebastian Verhelst, Michel De Paepe and Jeroen Vancoillie Abstract— The heat transfer to the cylinder walls in an internal combustion engine has an important effect on power output, efficiency and emissions. Measurements of the heat flux are necessary to provide data for building a model of the heat transfer in internal combustion engines, which can support further optimization of the engine. The occurrence of knock has always been important in engine design, but has recently become even more important because of the current trend of downsizing. This research uses heat flux measurements inside a spark-ignition engine with a Thin Film Gauge sensor to understand the behaviour of gasoline and methanol under knocking conditions. Different types of signal processing methods for heat flux measurements with the Thin Film Gauge sensor are discussed. The difference between methanol and gasoline and the effect on peak heat flux during knock of different engine settings are also discussed. Keywords— SI-engine, knock, auto-ignition, heat flux, thin film gauge, methanol

I. I NTRODUCTION HE occurrence of knock has always been a limiting factor in the efficiency and power output of the spark-ignition engine. Nowadays, to reduce the global emission of CO2 and fuel consumption, engine designers use downsizing. Techniques such as supercharging and turbocharging or a higher compression ratio are used to obtain the same power output with a smaller total swept volume of the engine. These techniques result in higher pressures and temperatures in the combustion chamber, which can lead to knock. Knock is caused by the autoignition of a part of the end gas [1]. When the mixture is ignited by the spark plug, the end gas will be compressed by the expanding flame front. When the pressure and temperature of the end gas exceed a certain threshold value, the end gas will auto-ignite. The auto-ignition will not always occur simultaneously in the entire end gas region, but often at localised centres. The occurrence and place of the auto-ignition depends highly on the local temperature, pressure and mixture concentration. The engine settings such as the ignition timing, manifold absolute pressure, air-to fuel ratio and compression ratio will therefore have an important effect on auto-ignition. When the auto-ignition occurs, multiple flame fronts will rapidly propagate through the combustion chamber, causing high localised pressures and pressure waves. The pressure waves lead to the typical pinging sound during knock. The pressure waves and the high thermal energy released at the auto-ignition can lead to engine damage and even engine failure. Methanol is a good alternative to gasoline, because it can be produced sustainably and has a higher resistance against auto-ignition. Research [2] and [3] has shown that the heat flux to the cylinder walls increases during knocking conditions due to the rapid heat release at auto-ignition. Most of the research has been with

T

v

the use of an optical accessible engine [2] which is limited in its operation settings or with the use of co-axial heat flux probes [3] which suffer from parasitic lateral heat flux effects. To reliably measure heat flux through the combustion chamber walls, another type of sensor is necessary. Previous research [4] shows the Thin Film Gauge (TFG) developed at the University of Oxford to be a reliable and fast heat flux sensor. II. S IGNAL PROCESSING METHODS HE TFG sensor is a thin film RTD sensor deposited on a R substrate with a K-type thermocouple underMACOR neath. Different processing techniques can be used to transform the temperature signals into a heat flux trace. It is possible to use Fourier’s law that describes the one-dimensional heat conduction through a material. Two different versions of this method can be used depending on whether the temperature of the depth thermocouple is taken into account or not: the 1T and 2T method. Another possibility is the Finite Impulse Response (FIR) method which treats the sensor as a linear time invariant system characterized by its impulse response. The instantaneous transient heat flux can be derived from the discrete convolution of the temperature with the impulse response. In order to determine the total heat flux, the steady state heat flux has to be added. The steady state heat flux can be calculated in different ways: based on the gas temperature calculated from the cylinder pressure or the mean of the temperature trace. After processing different cycles from different engine settings, an offset is noticed between the heat flux trace using the gas temperature and the mean temperature. This is because the gas temperature does not take into account the local high pressures and temperatures that occur in the end gas region. These higher temperatures are better captured using the averaged surface temperature. In Fig. 1 the heat flux traces calculated with the FIR, Fourier 1T and Fourier 2T are compared. The FIR method and the Fourier 2T method both give roughly the same heat flux trace. The Fourier 1T method however has a small offset compared to the other two methods because it uses the mean gas temperature to determine the steady state heat flux. The location of the peak heat flux and its value do not differ significantly between the methods.

T

III. T HE EFFECT OF KNOCK HEN comparing the number of knocking cycles in the same operating point between gasoline and methanol, it can be seen that knock starts occurring at a more advanced igni-

W

Gasoline

160 FIR FOURIER 1T Fourier 2T

120 100

Heat flux [W/cm2]

Methanol

250 Peak heat flux [W/cm²]

140

80 60

200

150

100 -‐5

40

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC] 20 0 −20 320

Fig. 4. Comparison peak heat flux gasoline and methanol 340

360

380 Crank angle [°ca]

400

420

440

Fig. 1. Comparison between F IRmean and Fourier 1T and 2T

tion timing with methanol (Fig.2). At the same ignition timing the number of knocking cycles is much higher with gasoline. This is because of the higher chemical resistance of methanol against auto-ignition, its higher heat of vaporization and its faster laminar burning velocity. Gasoline

Methanol

%cycle knocking

100

80 60 40

20 0 -‐5

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

When comparing the peak heat flux for different engine settings, it can be found that ignition timing, the manifold absolute pressure (MAP), the air to fuel ratio and the compression ratio have an important effect. If the ignition timing is more advanced, the peak heat flux increases. This is because higher pressures and peak temperatures are caused by the advanced ignition timing and knock starts occurring. There is no sudden increase when knock occurs. When changing the MAP, the peak heat flux is reached earlier. A higher MAP means more energy is available for combustion because more mixture is present in the combustion chamber. If the richness of the mixture is increased a higher heat flux occurs because also more energy is available. Further increasing the richness will not keep increasing the peak heat flux because not all fuel will be burned and the extra fuel will cool the combustion chamber. When increasing the compression ratio of the engine higher peak heat fluxes are reached due to the higher peak pressure en peak temperature in the combustion chamber.

Fig. 2. Comparison knocking cycles between gasoline and methanol

The heat flux traces (Fig.3) show the combined effect of both pressure and thermal effects that accompany knock. The peak value is higher when knock occurs. There is also a steeper increase in heat flux because of the high energy release and a steeper decrease after its peak. This can be explained by both the destruction of the thermal boundary layer and the higher convective heat coefficient due to the turbulence caused by the pressure waves. 200 No knock Knock IT KO

180 160

Heat flux [W/cm2]

140 120

T can be concluded that the TFG is a reliable sensor for heat flux measurements in internal combustion engines, even under knocking conditions. The different signal processing methods give the same heat flux trace and the same peak heat flux. There is however an offset if the gas temperature is used to determine the steady state heat flux instead of the average temperature. The occurrence of knock does not introduce a sudden increase in the peak heat flux, but is does rise if the number of knocking cycles becomes greater. The engine settings change the peak heat flux due to the higher peak pressure and peak temperature. Methanol has less knocking cycles and a lower peak heat flux in the same operating point compared to gasoline.

I

ACKNOWLEDGEMENTS

100 80

The authors would like to acknowledge the suggestions of all their supervisors and technical staff.

60 40

R EFERENCES

20 0 320

IV. C ONCLUSIONS

340

360

380 400 Crank angle [°ca]

420

440

Fig. 3. Comparison between knocking and non knocking cycle

The peak heat flux is compared between gasoline and methanol in Fig.4. If the ignition timing is advanced, more cycles are knocking and the peak heat flux rises. The peak heat flux rises more rapidly with gasoline and is also higher than with methanol.

vi

[1] John B. Heywood, Internal Combustion Engine Fundamentals, McGrawHill, 1988. [2] B. Grandin and I. Denbratt, “The effect of knock on heat transfer in si engines,” SAE Technical Paper No.2002-01-0238, 2002. [3] M. Syrimis, K. Shigahara, and D.N. Assanis, “Correletion between knock intensity and heat transfer under light and heavy knocking conditions in a spark ignition engine,” SAE Technical Paper No. 960495, 1996. [4] K. Cornelis, R. Van Caelenberg, J. Demuynck, M. De Paepe, R. Sierens, S. Verhelst, and K.S. Chana, “Comparison of heat flux sensors for internal combustion engines on two hot air gun test rigs and a test engine,” in International Conference on Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics.

Inhoudsopgave Voorwoord

ii

Samenvatting

iii

Extended abstract

v

Nomeclatuur

xi

1 Probleem- en doelstelling

1

2 Het klopverschijnsel

4

2.1

Normale verbranding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4

2.2

Zelfontsteking . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5

2.3

Warmtevrijstelling bij klop

8

2.4

Motorschade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2.5

Alcoholen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10 2.5.1

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Brandstofeigenschappen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2.6

Verloop van zelfontsteking . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.7

Huidige klopdetectie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

3 Proefopstelling

14

3.1

CFR-motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14

3.2

Kalibratieopstelling warmtefluxsensoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17 3.2.1

Waterbad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

3.2.2

Schotproefstand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

3.2.3

Hakkerproefstand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

4 Drukgebaseerde klopdetectie 4.1

21

Het druksignaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21 4.1.1

Trillingsmodi . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 vii

viii

Inhoudsopgave

4.2

4.3

4.4

4.1.2

Filtering van het druksignaal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

4.1.3

Positie druksensor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

Klopdetectiemethoden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30 4.2.1

Werkwijze . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

4.2.2

MAPO

4.2.3

Average Energy . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

4.2.4

KI20 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

4.2.5

Logarithmic Knock Severity Index . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

4.2.6

IMPO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

4.2.7

Methode van de 3de afgeleide . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

4.2.8

Heat Release Rate . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

Vergelijkende studie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53 4.3.1

Correlatie tussen de methoden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

4.3.2

Aantal cycli in klop . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

4.3.3

Begin van klop . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

Conclusie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

5 De Thin Film Gauge sensor

61

5.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

5.2

Warmtefluxmeting . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62 5.2.1

5.3

De Thin Film Gauge sensor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

Opbouw van de TFG-sensor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63 5.3.1

Single layer TFG . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

5.3.2

Double layer TFG . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

5.3.3

Montage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

5.3.4

Nieuwe bouwvormen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66

5.4

Gebruik TFG-sensor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

5.5

Kalibratie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

6 Signaalverwerking 6.1

6.2

71

Berekening . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71 6.1.1

Fouriermethode . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

6.1.2

FIR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

6.1.3

Thermische eigenschappen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

Vergelijking: signaalverwerkingsmethoden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76 6.2.1

Invloed klopintensiteit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77

viii

ix

Inhoudsopgave 7 Resultaten 7.1

7.2

7.3

84

Invloed motorparameters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84 7.1.1

Ontstekingstijdstip . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

7.1.2

Gasklepstand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

7.1.3

Lucht-brandstof verhouding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90

7.1.4

Compressieverhouding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

Methanol . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93 7.2.1

Vergelijking met benzine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

7.2.2

Invloed motorparameters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

Relatie warmteflux en klop . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

8 Besluit

102

A Berekeningen Fouriermethode

104

A.1 2T Fouriermethode . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104 A.2 1T Fouriermethode . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105 B Berekeningen impulsantwoord FIR-methode

106

B.1 TFG Single Layer via oppervlaktetemperatuur . . . . . . . . . . . . . . . . 107 B.2 TFG Double Layer via oppervlaktetemperatuur . . . . . . . . . . . . . . . . 109 B.3 TFG via oppervlaktetemperatuur en temperatuur dieptethermokoppel . . . 110 C Foutrekening

112

C.1 Gemeten grootheden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 C.1.1 Atmosfeeromstandigheden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 C.1.2 Motorsnelheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 C.1.3 Drukken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113 C.1.4 Temperaturen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 C.1.5 Debieten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 C.2 Berekende grootheden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115 C.2.1 Massa in cilinder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115 C.2.2 Lucht/brandstofverhouding en luchtfactor . . . . . . . . . . . . . . . 116 C.2.3 Specifieke gasconstante

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

C.2.4 Gastemperatuur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 C.2.5 Foutrekening kalibratie TFG’s

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

C.2.6 Oppervlaktetemperatuur, flux en convectiecoëfficiënt . . . . . . . . . 118 C.2.7 Convectiecoëfficiënt

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121 ix

x

Inhoudsopgave Bibliografie

122

x

Nomenclatuur Afkortingen

AEFD AETD AFR ATDC BTDC CARS CFR CR DAQ ECU EGR FIR HFM HRR IMPO IT KI KIaKO KIbKO KIR KO LKSI LTI MAPO MAP NTC PID RON rpm RTD TFG TP TV

Average Energy Frequency Domain Average Energy Time Domain Air to Fuel Ratio After Top Dead Center Before Top Dead Center Coherent Anti-Stokes Raman Spectroscopy Cooperative Fuel Research Compression Ratio Data Acquisitie Engine Control Unit Exhaust Gas Recirculation Finite Impulse Response Heat Flux Microsensor Heat Release Rate Integral of the Modulus of the Pressure Oscillation Ignition Timing Knock Intensity Knock Intensity after Knock Onset Knock Intensity before Knock Onset Knock Intensity Ratio Knock Onset Logarithmic Knock Severity Index Linear Time Invariant Maximum Amplitude Pressure Oscillation Manifold Absolute Pressure Negative Temperature Coefficient Proportioneel Integrerend Differentiërend Research Octane Number revolutions per minute Resistance Temperature Detector Thin Film Gauge Thermisch Product Threshold Value

xi

Griekse symbolen

α γ θ λ µ ¯ ρ¯ ρ σ

thermische diffusiviteit verhouding van de specifieke warmtecapaciteiten krukhoek luchtfactor gemiddelde waarde golfgetal dichtheid spreiding

Subscripts

avg c cyl filt m n s ss trans w

average cyclus cilinder gefilterd tangentiële mode radiale mode samples steady state transiënt wand

xii

2

[ ms ] [-] [◦ ] [-] [-] [-] kg [m 3]

Romeinse symbolen

A B C cp cv Ea f hc k m N n p Q q ¯ R R r T V x

[m2 ] [m] [m s] J [ kgK ] [-] [J] [Hz] [ mW 2K ] W [ mK ] [kg] [-] [tpm] [pa] [J] W [m 2] J [ KgK ] [Ω] [-] [K] [m3 ] [m]

oppervlakte diameter verbrandingskamer geluidssnelheid specifieke warmtecapaciteit variatiecoëfficiënt activatie-energie frequentie convectiecoëfficiënt thermische geleidbaarheid massa aantal toerental druk warmte warmteflux gasconstante van lucht weerstand correlatiecoëfficiënt temperatuur ogenblikkelijk volume afstand

xiii

Hoofdstuk 1

Probleem- en doelstelling Probleemstelling De huidige problematiek van de opwarming van de Aarde zorgt voor een collectieve mentaliteitsverandering met betrekking tot het verbranden van fossiele brandstoffen. Het brandstofverbruik moet drastisch teruggedrongen worden om blijvende klimaatsveranderingen te voorkomen. De transportsector zorgt voor een significante bijdrage in de uitstoot van het broeikasgas CO2 . In kleinere hoeveelheden worden ook N Ox , waterdamp en onverbrande koolwaterstoffen uitgestoten. Het steeds schaarser worden van olievoorraden heeft de laatste jaren tevens geleid tot een forse stijging van de brandstofprijzen. Er wordt daarom continu onderzoek gevoerd naar nieuwe aandrijfmogelijkheden en alternatieve brandstoffen voor de transportsector. Getuige hiervan de ontwikkeling van de elektrische aandrijving en de vele hybride varianten. Deze alternatieve aandrijvingsmethoden stoten echter nog op problemen om op grote schaal uitgevoerd te kunnen worden. Naast de beperkte actieradius van elektrische voertuigen, zijn voor een grootschalige productie grote hoeveelheden zeldzame metalen nodig voor de opbouw van de batterij. Verder brengt de recyclage van de batterij milieuzorgen met zich mee. Waterstof werd een lange tijd beschouwd als de brandstof voor de toekomst. De massaproductie van waterstofwagens bleef echter uit vanwege de beperkte actieradius door de geringe energiedichtheid van waterstof. Een verbrandingsmotor op biobrandstoffen blijft echter een waardige kandidaat in de strijd tegen de klimaatveranderingen. Brandstoffen uit biomassa zijn CO2 -neutraal wanneer ze op een duurzame wijze geproduceerd worden. Een voorbeeld hiervan zijn lichte alcoholen zoals methanol en ethanol geproduceerd uit biomassa. Het tijdperk van de vonkontstekingsmotor is dus nog niet voorbij. Door de ontwikkeling van nieuwe technologieën neemt het rendement van de motor nog steeds toe. Oplaadtechnieken zoals turbo-oplading en 1

2

Hoofdstuk 1. Probleem- en doelstelling

mechanische oplading zorgen voor een significante verhoging van het rendement. Betere smeerolieën dragen bij tot minder wrijvingsverliezen. Hoogwaardigere en lichtere materialen zorgen voor een lichtere auto wat het brandstofverbruik drukt. Verder is de sturing van de verbranding en de emissies aanzienlijk verbeterd. In tegenstelling tot de batterijen van elektrische voertuigen zijn verbrandingsmotoren gemakkelijk te recycleren. Door de massale verspreiding van verbrandingsmotoren kan door een geleidelijke overschakeling op biobrandstoffen snel een antwoord worden gevonden op de klimaatproblemen. Het warmteverlies naar de cilinderwanden van een verbrandingsmotor heeft een belangrijke invloed op het vermogen, het rendement en de emissies van de verbrandingsmotor. Warmtefluxmetingen in de verbrandingskamer zijn nodig om inzicht te verschaffen in het warmteverlies. Verder kunnen de metingen gebruikt worden om een warmteoverdrachtsmodel te valideren en op te bouwen. Dit maakt het mogelijk voor motorontwerpers om verdere optimalisaties uit te voeren. Het optreden van klop is sinds het bestaan van de vonkontstekingsmotor de belangrijkste limiterende factor geweest voor het maximale vermogen en het rendement. Met de huidige trend van het downsizen om de emissies en het brandstofverbruik te drukken, wordt een kloppende verbranding steeds belangrijker bij de optimalisatie van de motor. Bij het downsizen van motoren tracht men met een kleiner totaal slagvolume hetzelfde vermogen te bekomen als bij een grotere motor. Dit kan door middel van oplaadtechnieken zoals turbo-oplading en mechanische oplading of door een hogere compressieverhouding. Dit leidt tot hogere drukken en temperaturen in de verbrandingskamer zodat zelfontsteking kan ontstaan bij vonkontstekingsmotoren. Wanneer de zelfontsteking voldoende intensiteit heeft kan dit leiden tot een kloppende verbranding. Een langdurig kloppende verbranding kan leiden tot permanente schade aan de motor door de hoge thermische en mechanische belasting. Er is dus nood aan brandstoffen die beter resistent zijn tegen zelfontsteking. Alcoholen zijn hier een voorbeeld van. Met de huidige trend van het downsizen van motoren is er dan ook een toekomst weggelegd voor alcoholen of benzine-alcoholmengsels als brandstof. Een doorgedreven downsizing van de motor op alcoholen kan leiden tot een verdere daling van het brandstofverbruik.

2

3

Hoofdstuk 1. Probleem- en doelstelling Doelstelling

Uit het voorgaande is duidelijk dat er nood is aan een betrouwbare klopdetectie. Om klop te detecteren werden er in het verleden veel methoden ontwikkeld gebaseerd op de druk in de verbrandingskamer. De eerste doelstelling van deze thesis is het vinden van een betrouwbare klopdetectiemethode. Hiervoor worden een aantal relevante drukgebaseerde detectiemethoden met elkaar vergeleken. De beste methoden zullen worden gebruikt in de verdere experimentele studie naar het klopgedrag van verschillende brandstoffen. Er wordt met behulp van deze methoden een vergelijkende studie uitgevoerd naar het klopgedrag van benzine en methanol. In het tweede deel van de deze thesis wordt de warmteoverdracht naar de cilinderwanden onderzocht. Hiervoor wordt gebruik gemaakt van een nieuw ontwikkelde warmteflux sensor: de TFG-sensor. Deze sensor is ontwikkeld aan de Universiteit van Oxford [1]. De metingen worden gebruikt om een beter inzicht te verschaffen in de warmteoverdracht tijdens een kloppende verbranding. Een vergelijkende studie van het warmteverlies naar de cilinderwanden tussen benzine en alcohol wordt uitgevoerd tijdens kloppende verbranding met een variatie in de klopintensiteit. Ook wordt de sensor onder de loep genomen en worden verbeteringen in de bouw van de sensor voorgesteld.

3

Hoofdstuk 2

Het klopverschijnsel Het klopverschijnsel is zo oud als de vonkontstekingsmotor zelf. Reeds bij de eerste motoren werd in sommige werkingspunten een kloppend geluid waargenomen. Dit ging meestal gepaard met schade aan de motor. De naam klop is afkomstig van het typische kloppende geluid. In de loop der jaren zijn verschillende theorieën vooropgesteld over de oorzaak van klop. Hedendaags is algemeen aanvaard dat het kloppend geluid afkomstig is van drukgolven die ontstaan door de zelfonsteking van het onverbrande mengsel. Bij een grote intensiteit van deze drukgolven kan er schade optreden door de grote thermische en mechanische spanningen die gepaard gaan met de drukgolven. In dit hoofdstuk wordt dieper ingegaan op het klopfenomeen en de zelfontsteking die ermee samengaat. Er wordt eveneens aandacht besteed aan herkomst van de motorschade en de zelfonsteking bij lichte alcoholen. Ten slotte wordt nog de invloed van klop besproken op de motorsturing.

2.1

Normale verbranding

Tijdens de normale werking van een vonkontstekingsmotor treedt geen klop op. De verbranding van het homogene mengsel wordt ge¨ınitieerd door een vonk afkomstig van de bougie, die het mengsel ontsteekt. Na de ontsteking ontstaat een vlamfront dat zich uniform uitbreidt in de verbrandingskamer. Eerst zal het vlamfront versnellen tot wanneer het de laminaire vlamsnelheid bereikt. Het vlamfront zal zich vervolgens met deze constante snelheid door de verbrandingskamer verplaatsen. De laminaire vlamsnelheid wordt bepaald door de snelheid waarmee de chemische reactie van de verbranding doorgaat. Het is een eigenschap van het mengsel en wordt be¨ınvloed door de temperatuur, de beschikbare warmte en de turbulentie in de verbrandingskamer. De verbranding eindigt wanneer het vlamfront de cilinderwand nadert en er onvoldoende mengsel is om te verbranden of als de warmtetoevoer te laag wordt door het contact met de cilinderwand. 4

5

Hoofdstuk 2. Het klopverschijnsel

In dit geval spreekt men van een normale verbranding. Indien klop optreedt vindt er geen normale verbranding plaats, maar een abnormale verbranding. Het klopfenomeen is een heel complex proces. Hierdoor zijn reeds verschillende theorieën geformuleerd over de manier waarop klop ontstaat. De theorie die hedendaags algemeen wordt aanvaard is deze van de zelfontsteking.

2.2

Zelfontsteking

Bij zelfontsteking wordt het onverbrande mengsel naast de bougie ook ontstoken op een andere plaats in de verbrandingskamer. Na de ontsteking van het mengsel door de bougie zal het onverbrande mengsel worden gecomprimeerd door het expanderende vlamfront. Daarnaast zal de temperatuur van het onverbrande mengsel ook be¨ınvloed worden door de wandtemperatuur. Het mengsel ondergaat een aantal pre-reacties die be¨ınvloed worden door de temperatuur. Door deze pre-reacties worden reactieve radicalen gevormd. Wanneer in een deel van het onverbrande mengsel een kritische waarde wordt overschreden van het aantal hoog reactieve radicalen, zal het mengsel spontaan ontsteken. Het aantal reactieve radicalen neemt toe met toenemende temperatuur. De temperatuur zal ruimtelijk sterk variëren. In de grenslagen dicht bij de oppervlakken met een hoge temperatuur is de gasstroming traag. Hierdoor kan de temperatuur lokaal sterk oplopen omdat de warmte afkomstig van deze hete oppervlakken niet snel weggevoerd wordt. Hoe verder de afstand van de bougie, hoe meer tijd er is voor warmteafgifte van de hete oppervlakken aan het onverbrande mengsel. Deze warmteafgifte zorgt voor een hogere concentratie aan reactieve radicalen in het eindgas. De druk in de cilinder kan homogeen verondersteld worden aangezien de geluidssnelheid (de snelheid waarmee de druk in de verbrandingskamer tot evenwicht komt) vele malen groter is dan de vlamsnelheid. Wanneer er lokaal zelfonsteking optreedt zal het reactieve eindgas ontstoken worden. Deze reactie verspreidt zich sneller dan de geluidssnelheid. Hierdoor worden de drukgolven niet snel genoeg in evenwicht gebracht in de verbrandingskamer waardoor schokgolven optreden. Wanneer deze schokgolven inslaan op de wanden van de verbrandingskamer wordt het typische kloppende geluid geproduceerd. Waar en wanneer de zelfontsteking plaatsvindt hangt af van de lokale temperatuur, druk en concentratie van het onverbrand mengsel. Door de heterogeniteit veroorzaakt door een onvolmaakte menging in de verbrandingskamer, vind de zelfontsteking meestal plaats rond lokale centra die willekeurig verspreid zijn. De intensiteit van klop wordt grotendeels bepaald door de massafractie van het onverbrand mengsel dat betrokken is bij de 5

6


zelfonsteking. Het optreden van zelfontsteking leidt echter niet altijd tot klop. Indien de amplitude van de drukgolven ten gevolge van zelfontsteking onvoldoende groot is, zullen de drukgolven uitsterven en niet oscilleren in de verbrandingskamer. Onderzoek [2] heeft aangetoond dat er 3 verschillende vormen van zelfontsteking bestaan die de intensiteit van klop bepalen: deflagratie, thermische explosie en groeiende detonatie. Welke vorm zal optreden hang af van de temperatuursgradiënt in het onverbrande mengsel.

Deflagratie treedt op als de temperatuursgradiënt groot is (> 100◦ C/mm). Zelfont-

steking vindt dan meestal plaats op meerdere posities tezelfdertijd, maar door de lage voortplantingssnelheid is de amplitude van de drukgolven beperkt. Klop treedt vaak niet op. Thermische explosie gebeurt bij een geringe temperatuursgradiënt (1, 25◦ C/mm).

Het volledige onverbrande mengsel ontsteekt op hetzelfde ogenblik zodat een grote hoeveelheid warmte wordt vrijgesteld. Groeiende detonatie vindt plaats als er een matige temperatuursgradiënt heerst in

het onverbrande mengsel (12, 5◦ C/mm). In dit geval zal de zelfontsteking van een gedeelte van het onverbrande mengsel aanleiding geven tot de zelfontsteking van het overige mengsel. Deze vorm van zelfontsteking veroorzaakt veel schade. Hierbij ontstaat een supersone schokgolf die drukgolven creëert met een grote amplitude. Wanneer de intensiteit groot genoeg is wordt bij een groeiende detonatie een chemische reactie uitgelokt door de schokgolf. Deze chemische reactie versterkt de schokgolf [3]. Bij een groeiende detonatie is de schokgolf gekoppeld met de chemische verbrandingsreacties waardoor de kans op motorschade groter is. Bij deflagratie daarentegen is de voorplantingssnelheid van de chemische reacties eerder klein door de grote temperatuursgradiënt. De drukgolf veroorzaakt door de zelfonsteking heeft een hogere snelheid dan de chemische reacties. Bij deflagratie is de drukgolf niet gekoppeld met de verbrandingsreacties en treedt er dus geen versterking op van de drukgolf. De massafractie van van het onverbrande mengsel betrokken bij de zelfonsteking is klein en dus ook de intensiteit van de zelfontsteking. Op Figuur 2.1 wordt duidelijk het verschil ge¨ıllustreerd tussen de twee types van zelfonsteking.

6

7


Figuur 2.1: Deflagratie versus groeiende detonatie Fig. 10. Computed radial propagation of pressure and temperature waves after hot line autoignition. Reproduced from (13). r/D is radius normalised by cylinder diameter. (a) Tact = 20,000 K, deflagration mode, (b) Tact, = 15,000 K, developing detonation mode. See text for other parameters.

De figuren zijn het resultaat van een numerieke simulatie. Voor de details van de simulatie wordt verwezen naar [3]. falls De assen gemaakt door te an delen doorcoupling de res- of 23.5 K/mm, but when the temperature to 600zijn K it dimensieloos subsequently is attenuated; initial remains constant at this value. The influence of chemical and shock, to be uncoupled. pectievelijke initi¨ ele waarden. Op de linkse figuur is reaction het zichtbaar op delater tijdsaanduidingen temperature gradients in the unburned gas is de The drukgolven voorlopen door de verbrandingsreacties. discussed dat in [6]. initial value of ρu fuop ∆Hdeatverhoogde the The temperatuur results of extensive computations over a range -3 6 centre is 32 MJm , and the value of A is 3 × 10 of values of A and T are summarised in the act er geen koppeling De amplitude van de drukgolf wordt sterk afgezwakt aangezien is plots met of sec-1. In Fig. 10(a) Tact is 20,000 K. The pressure Aρuµ fu∆H at the same initial, normalising conditions, wave is weak it attenuates it moves outwards. het and reactiefront. Deas rechtse figuur toont duidelijk koppeling tussen de initial twee temperature fenomenen. at against de Tact, normalised by the The temperature wave moves outwards with a lower hot line, 1,000 K, in Fig. 11. The thick lines delineate De the toenemende in de dimensieloze temperatuur wijzen op de versterking door de velocity and two wavespieken are uncoupled. These the modes of autoignition. With the volumetric heat aspects characterise the deflagration mode [6]. In release rate expressed by Aρuµ fu∆H exp(-Tact/T) sterke schokgolf. Fig. 10(b), for the lower activation temperature of and T = 1,000 K, an indication of its range of values 15,000 k, the pressure pulse is reinforced as it is given by the two thinner lines on the diagram for kan naast de oorzaak eerder besproken, ook op een andere manier tot stand propagatesZelfontsteking and both waves are strongly coupled 0.01 and 1.0 GW m -3, at the initial conditions. The throughoutworden the gebracht. propagationIndien in ahotspots developing bounds the developing detonation aanwezig zijn in for de verbrandingskamer, kunnen dezeand detonation. At an intermediate activation deflagration modes, as well as the transition regime ookTaanleiding geven tot zelfontsteking. Hotspots zijn plaatsen waar temperature, between them, are shown by lokaal the twoeen boldhogere straight act, of 17,000 K the pressure pulse initially is amplified by chemical reaction, but lines. In the transition regime, initially, the temperatuur heerst onafhankelijk van het normale vlamfront. De hoge temperatuur kan veroorzaakt zijn door hete partikels afkomstig van een vorige motorcyclus of motoronderdelen die op een hoge temperatuur staan zoals de uitlaatklep. Indien het mengsel 12 hiermee in contact komt, is het mogelijk dat zelfontsteking optreedt. Aangezien de hot7

8


spots onafhankelijk zijn van het normale vlamfront, kan de zelfontsteking voor of na de gewone ontsteking plaatsvinden. Indien de zelfontsteking voor de normale zelfontsteking plaatsvindt, wordt deze voorontsteking genoemd. Als de voorontsteking gebeurt tijdens de compressieslag, worden de expanderende gassen samengedrukt. Dit geeft aanleiding tot heel hoge drukken in de verbrandingskamer.

2.3

Warmtevrijstelling bij klop

De ogenblikkelijke warmtevrijstelling dQ wordt gedefinieerd als de warmte die nodig is om de cilinder op dezelfde druk te brengen als de opgemeten cilinderdruk (Vergelijking 2.1). γ dV 1 dp dQ = p + V dθ γ − 1 dθ γ − 1 dθ

(2.1)

Hierin is is p de opgemeten cilinderdruk, V het ogenblikkelijk volume en de γ de verhouding van de specifieke warmtecapaciteiten. De warmtevrijstelling dQ stelt de netto warmtevrijstelling voor bij de verbranding. Bij een normale verbranding is dQ de warmtevrijstelling afkomstig van het vlamfront dQf vermindert met het warmteverlies naar de wand dQf . Indien zelfontsteking optreedt, wordt de warmtevrijstelling nog vermeerdert met de warmte dQa die wordt vrijgesteld bij de zelfontsteking.

dQ = dQf − dQl (+dQa )

(2.2)

De intensiteit van klop kan worden gerelateerd aan de ogenblikkelijke warmtevrijstelling. Dit wordt later uitgebreid besproken. In het onderzoek uitgevoerd in [3] wordt geprobeerd de lokale ogenblikkelijke warmtevrijstelling door zelfontsteking dQa te bepalen uit dQ. De moeilijkheid is om het onderscheid te maken tussen de warmtevrijgifte afkomstig van de normale verbranding en deze afkomstig van zelfontsteking. Men gebruikt een Arrheniusvergelijking van de eerste orde met de brandstofconcentratie om de volumetrische warmteafgifte te modelleren. Dit is een sterke vereenvoudiging aangezien de chemische kinetiek van het zelfontstekingsproces een heel complex proces is. De gebruikte Arrheniusvergelijking voor de volumetrische ogenblikkelijke warmtevrijstelling is: Ea

q˙a = A · ρ · µf · ∆H · e R¯ · T

(2.3)

Hierbij is A een Arrheniusconstante, ρ de densiteit van het mengsel, µf de massafractie van de brandstof, ∆H de reactiewarmte, Ea de activeringsenergie, T de temperatuur ¯ de universele gasconstante. Voor verschillende brandstoffen met een verschillend en R 8

9


octaangetal en rijkheid wordt de klopintensiteit van iedere cyclus uitgezet tegenover de maximale ogenblikkelijke volumetrische warmtevrijstelling q˙am in Figuur 2.2.

Fig. 9. Knock intensity plotted against the autoignition volumetric heat release rate, q· am, at θ* for the seven cases (see Table 2) considered. Figuur 2.2: Klopintensiteit in functie van q˙ [3] am

For PRF 91.7, the influence of mixture strength for the four straight lines in these two figures are cannot be discerned clearly in Fig. 7; this is also true given in Tables 2. for the TOLHEP blend in Fig.8. Earlier work (3) The best-fit lines for PRF 89, PRF 91.7 (for all showed that the inherent susceptibility to knock does mixture strengths) and PRF 98 in Fig. 7 suggest that Voor lagere octaangetallen neemt klopintensiteit sterker toe met q˙am . Dit kan vernot depend strongly on mixture strength for ade given as octane number decreases, the heat release rate fuel. We therefore combine the results for different increases at a given temperature. Consideration of klaard wordenfordoor hetfuel. feit dat brandstoffen een lager octaangetal gevoeliger zijn mixture strengths a given In Tables 3a and all themet data for PRF 91.7 suggests that the heat 3b the results of regression analysis, irrespective of release rate for the richer mixture is marginally higher aan groeiende Er PRF treedt versterking opleaner van mixture. de drukgolven mixture strength detonatie. differences for 91.7een and than for the The best-fitmet line een for allgrotere TOLHEP also are listed. Neglecting, in Fig. 7, the mixture strengths is shown for the TOLHEP blend in klopintensiteit gevolg. small differences tot between the primary reference Fig. 8. It can be seen that for this fuel, the fuels with different octane number and mixture temperature regime in which autoignition occurs is strengths, a single straight line was fitted to all the higher than for the primary reference fuels; the points lie to the left of the points in Fig. 7. For a given data points. regression parameters such a fit van Zoals reedsThe besproken wordt hetofoptreden zelfontsteking bepaald door de vorming van also are listed in Tables 3a and 3b, The Slope the temperature the heat release rate is smaller for the TOLHEP blend than for the primary reference fuels. straight lines yields the in activation temperature Tact . reactieve radicalen het onverbrande mengsel. De snelheid waarmee dit gebeurt wordt in The overall value using all the PRF data with ∆T = The difference between the two blends of fuels in 800 K and suitable rounding , is 22,400 ± 1,200 K Figs 7 and 8 is significantly larger than are the grote mate be¨ınvloed door de rijkheid van het mengsel. De vorming van radicalen wordt (mean ±standard error). With ∆T=700 k, this variations within each blend. becomes 19,700 ± 1,100 K. The corresponding hoofdzakelijk door de obtained lokale temperatuur. Inof[4]Autoignition wordt de temperatuur van het temperatures for bepaald the TOLHEP blend, by 4.2. Modes fitting the data in Fig. 8, are 26,500 ± 2,600 K and Simplified theory (11) suggests that the localised onverbrande vergeleken met dein isentrope temperatuur bepaald uit het drukver23,600 ± 2,300 mengsel K, respectively. This difference overpressure generated at a given hot spot is Tact between the PRF and TOLHEP data for a given proportional to the volumetric heat release rate. This loop rijkheden. Hieruit dataderelationship chemische warmtevrijstelling value voor of ∆Tverschillende is statistically significant at the 95% blijkt suggests between the heat release groter confidence limit. Values of the Arrhenius constant, A, rate and the knock

is bij rijkere mengsels wat leidt tot een hogere temperatuur van het onverbrande mengsel.

Daartegenover staat dat een armer mengsel warmer wordt dan rijk mengsel bij dezelfde 10 compressie door de lagere specifieke warmtecapaciteit. Deze trade-off bepaalt de tempe-

ratuur van het onverbrande mengsel en heeft dus een grote invloed op de klopintensiteit.

9

10


2.4

Motorschade

De hoofdreden om klop te vermijden, is om schade te voorkomen aan de motoronderdelen. Indien langdurig klop optreedt, zullen de cilinderkop, de zuiger, de zuigerringen, de koppakking en de kleppen beschadigd worden. De schade wordt veroorzaakt door de hoge drukken en de grote warmtevrijstelling die optreden bij klop. De beschadiging ten gevolge van de warmtevrijstelling wordt versterkt door de drukgolven die de thermische grenslaag op de motoronderdelen be¨ınvloedt [5]. Hierdoor ondervinden deze een grotere thermische belasting. Er wordt onderscheid gemaakt tussen 2 schademechanismen: erosie en thermische belasting. Erosie wordt veroorzaakt de drukgolven ten gevolge van klop [6]. Het effect wordt

versterkt bij de hoge temperaturen waardoor de materiaaleigenschappen degraderen. Erosie treedt voornamelijk op in spleten ver van de bougie. In de spleten is er een superpositie van schokgolven die tot hoge drukken leidt. De erosie gebeurt ver van de bougie omdat daar meestal de zelfontsteking begint. Er is een sterke correlatie gevonden tussen de beschadiging en de druk waarbij zelfontsteking optreedt. De thermische belasting is afkomstig van de grote warmteafgifte bij klop. Door de

hoge temperatuur zullen zuiger en zuigerveer uitzetten, wat aanleiding kan geven tot het breken van de zuigerveer of het vastlopen van de zuiger [7].

2.5

Alcoholen

Lichte alcoholen zoals methanol en ethanol worden vandaag de dag meer en meer bekeken als alternatief voor benzine in vonkontstekingsmotoren. Dit komt voornamelijk omdat alcoholen op een hernieuwbare wijze kunnen geproduceerd worden en vanwege de lagere emissies die mogelijk zijn. Een bijkomend voordeel van alcoholen is dat deze minder snel aanleiding geven tot klop. Dit betekent dat de compressieverhouding kan verhoogd worden om een beter rendement te bekomen zonder dat klop optreedt.

2.5.1

Brandstofeigenschappen

De hogere weerstand van alcoholen tegen klop kan verklaard worden aan de hand van enkele brandstofeigenschappen. De relevante brandstofeigenschappen van benzine, methanol en ethanol worden gegeven in Tabel 2.1.

10

11

Hoofdstuk 2. Het klopverschijnsel Brandstofeigenschap

Benzine

Methanol

Ethanol

RON

95

109

109

Stoich. AFR [kg/kg]

14,7

6,5

9

Latente verdampingswarmte [kJ/kg]

180-350

1100

838

Laminaire vlamsnelheid (φ=1) [cm/s]

28

42

40

Tabel 2.1: Brandstofeigenschappen van benzine, methanol en ethanol [8]

De belangrijkste reden voor de hogere weerstand tegen klop van alcoholen, is de hogere chemische weerstand tegen zelfontsteking. Dit komt vanwege het een-trappige verloop van de zelfontsteking en uit zich in een hoger RON-getal dan benzine. Een andere belangrijke oorzaak is de hogere verdampingswarmte van alcoholen. Hierdoor wordt meer warmte onttrokken aan de verbrandingskamer waardoor de temperatuur van het onverbrande mengsel lager is. De lagere temperatuur verhindert de vorming van de reactieve radicalen. Een hogere laminaire vlamsnelheid zorgt eveneens voor een lagere temperatuur omdat minder warmte verloren gaat naar de wanden door de snellere verbranding. Door de hogere vlamsnelheid heeft het onverbrande mengsel ook minder tijd om tot zelfontsteking te komen.

2.6

Verloop van zelfontsteking

Zoals reeds vermeld, hebben alcoholen een een-trappig verloop van de zelfontsteking in tegenstelling tot benzine dat een twee-trappig verloop kent. Om de invloed van het eentrappig gedrag van alcoholen op de weerstand van zelfontsteking te begrijpen, wordt eerst het onstekingsverloop van benzine besproken. Het exacte verloop van de zelfontsteking is uiterst complex en omvat een heleboel elementaire chemische reacties. Desondanks is het mogelijk om het proces onder te verdelen in 2 delen: een laag temperatuur deel en een hoog temperatuur deel [9]. Het lage temperatuur deel van de zelfontsteking vindt plaats bij temperaturen van 500K tot 800K. In dit deel is er is een cool-flame aanwezig die de temperatuur verhoogt. Indien de temperatuur voldoende hoog is, vindt het hoge temperatuur deel plaats bij meer dan 900K. De temperatuurstijging door aanwezigheid van de cool-flame bevordert dus de overgang van het lage temperatuur deel naar het hoge temperatuur deel. De temperatuurstijging door de cool-flame wordt getoond in Figuur 2.3 voor n-heptaan.

11

12


Figuur 2.3: Temperatuurstijging door de cool-flame [10]

De temperatuursverhoging is het grootst voor een lage begintemperatuur en vermindert naarmate de temperatuur hoger wordt. Dit zorgt voor een belangrijke trade-off. Bij toenemende temperatuur zal de zelfontsteking over het algemeen sneller gebeuren. Indien echter de temperatuur toeneemt in het cool-flame gebied, zal de temperatuurstijging door de coolflame verminderen en zal minder snel zelfontsteking optreden. Dit leidt tot het negative temperature-coefficient gebied (NTC) en het twee-trappig verloop van de zelfontsteking bij benzine. Het verloop wordt weergegeven op Figuur 2.4. Deze figuur toont het ontstekingsuitstel in functie van de inverse begintemperatuur voor n-heptaan. Het ontstekingsuitstel is het tijdsinterval waarin het mengsel uit zichzelf ontsteekt en is dus omgekeerd evenredig met de neiging tot zelfontsteking van het mengsel. Bij toenemende temperatuur zakt het ontstekingsuitstel tot het NTC-gebied. In dit gebied blijft het ontstekingsuitstel constant of stijgt het zelfs. In het hoge temperatuur gebied zakt het ontstekingsuitstel opnieuw als de temperatuur toeneemt.

Figuur 2.4: Temperatuur in functie van ontstekingsuitstel [10]

12

13


De aanwezigheid van de cool-flame zal dus de zelfontsteking bevorderen in het lage temperatuur deel. Het onverbrande mengsel bevindt zich echter meestal bij deze lage temperaturen. Door de chemische structuur van alcoholen, vindt er geen cool-flame plaats bij de zelfontsteking. De zelfontsteking zal dus niet worden bevordert bij lage temperatuur.

2.7

Huidige klopdetectie

Hedendaagse voertuigen zijn uitgerust met een piëzo-elektrisch accelerometer op het motorblok om klop te detecteren. De sensor detecteert de trillingen van het motorblok die worden geëxciteerd door de drukgolven in de verbrandingskamer bij klop. Het voordeel van deze sensoren is dat deze goedkoop zijn en extern worden gemonteerd. Het nadeel is dat het moeilijk is om de trillingen afkomstig van klop te detecteren, aangezien deze gesuperponeerd worden op de trillingen van de motor bij normale werking. Daarnaast wordt de frequentie van de trillingen door klop ook be¨ıvnloed door het werkingspunt van de motor. Een nauwkeurige klopdetectie is uiterst moeilijk te verwezenlijken, zodat gewerkt moet worden met ruime veiligheidsmarges. Indien de sensor klop waarneemt zal de motorsturing ingrijpen om schade te voorkomen [11]. De eerste motorparameter die wordt aangepast is het ontstekingstijdstip. Deze zal worden verlaat tot wanneer geen klop meer wordt gedetecteerd. Indien na enige tijd geen klop wordt gedetecteerd wordt het ontstekingstijdstip stapsgewijs vervroegd tot de oorspronkelijke waarde in de motorsturing. Het ontstekingstijdstip verlaten is een zeer snelle regeling om klop tegen te gaan omdat het de volgende motorcyclus direct effect heeft. Het nadeel aan deze regeling is dat het verlaten van het ontstekingstijdstip gepaard gaat met een verlies aan vermogen en een stijging van de uitlaatgastemperatuur. Indien de situatie met een later ontstekingstijdstip te lang duurt, kan de hoge uitlaatgastemperatuur de uitlaatgasnabehandeling of de turbo beschadigen. In dit geval moet de belasting van de motor worden verlaagd. Dit kan door de gasklep meer te sluiten of door de wastegate te openen bij een turbocharged motor. En andere methode is om de temperatuur in de verbrandingskamer te doen dalen. Hiervoor kunnen gekoelde uitlaatgassen worden gebruikt of een rijker mengsel. De extra ingespoten brandstof zal door de verdamping meer warmte onttrekken. Het effect van de aanpassingen is echter langzamer dan de aanpassing van het ontstekingstijdstip.

13

Hoofdstuk 3

Proefopstelling Om de klopdetectiemethoden te vergelijken en om de invloed van de brandstof te testen, zijn metingen uitgevoerd op een vonkontstekingsmotor. In dit hoofdstuk wordt de gebruikte proefopstelling besproken. De thermische eigenschappen van warmtefluxsensoren die gebruikt worden voor de metingen moeten worden gekalibreerd. De gebruikte opstellingen worden eveneens beschreven.

3.1

CFR-motor

De gebruikte motor voor de metingen is een CFR-motor (Cooperative Fuel Research). Deze onderzoeksmotor is specifiek ontworpen om het klopgedrag van brandstoffen te testen. Dit maakt het mogelijk om meermaals in zware klop te meten zonder permanente schade te veroorzaken aan de motoronderdelen. De aanwezigheid van openingen in de cilinderkop maakt het mogelijk om verschillende sensoren te monteren. De CFR-motor is een ééncilinder viertakt vonkontstekingsmotor die naast vloeibare brandstoffen zoals benzine en lichte alcoholen, ook op gasvormige brandstoffen werkt zoals waterstofgas en methaan. De brandstof wordt ge¨ınjecteerd in de inlaat (Port Fuel Injection) en het lucht-brandstofmengsel wordt in de verbrandingskamer ontstoken met een bougie. Het toerental wordt constant gehouden op 600 tpm door een synchrone generator die als last fungeert. De synchrone generator kan ook als motor werken zodat deze de CFR-motor aandrijft. De aangedreven CFR-motor werkt dan als compressor indien geen brandstof wordt ge¨ınjecteerd. Het ontstekingstijdstip, het injectietijdstip en de injectieduur worden geregeld door de programmeerbare MoTeC M4 Pro motorsturing. De belasting wordt manueel ingesteld met de gasklep. De compressieverhouding kan worden veranderd door met een hendel de cilinderkop naar boven of onder te verplaatsen ten opzichte van het 14

15

Hoofdstuk 3. Proefopstelling onderblok. Figuur 3.1 geeft een doorsnede van de CFR-motor.

Figuur 3.1: Doorsnede van de CFR-motor: (1) inlaat, (2) uitlaat, (3) zuiger, (4) wormwiel, (5) thermosifon, (6) koelmantel

15

16

Hoofdstuk 3. Proefopstelling

In de cilinderkop zijn 4 openingen voorzien van M18 (zie Figuur 3.2). De opening bovenaan, op positie P1 wordt gebruikt om de bougie te monteren. De overige 3 openingen (P2, P3 en P4) zijn rondom de cilinderkop op dezelfde hoogte verspreid. Deze openingen laten de montage toe van sensoren die gelijk komen met de cilinderwand in de verbrandingskamer.

Figuur 3.2: Cilinderkop van de CFR-motor

In een van de openingen wordt een Kistler 701A piëzoelektrische druksensor gemonteerd om de cilinderdruk te meten (positie P2). De in- en uitlaatdruk worden gemeten met 2 Kistler 4075A10 piëzoresistieve druksensoren. De cilinderdruk wordt enkel relatief opgemeten en wordt absoluut berekend door de cilinderdruk gelijk te stellen aan de inlaatdruk op het onderste dode punt van de inlaatslag. De in- en uitlaattemperaturen wordt net als de olie- en koelwatertemperatuur gemeten met K-type thermokoppels. Het aangezogen luchtdebiet wordt opgemeten met een Bronkhorst F-106BZ debietsensor op de aanzuigleiding. Het aangevoerde brandstofdebiet wordt voor gasvormige brandstoffen gemeten met een Bronkhorst F-201AC debietsensor en wordt gravimetrisch bepaald voor vloeibare brandstoffen. De data-acquisitie gebeurt door middel van een PXI-systeem van National Instruments. Deze wordt getriggerd door een signaal afkomstig van een hoek-encoder op de krukas. Met behulp van een krukhoek interpolator wordt elke 0, 1 °ca gesampled. Voor een gedetailleerde fouten-analyse wordt verwezen naar Bijlage C. De belangrijkste motoreigenschappen worden vermeld in Tabel 3.1

16

17

Hoofdstuk 3. Proefopstelling toerental [tpm]

600

boring [mm]

83,06

drijfstanglengte [mm]

254

slag [mm]

114,2

compressieverhouding [-]

variabel

IVO [°kh]

10

IVC [°kh]

208

EVO [°kh]

501

EVC [°kh]

12

Tabel 3.1: Eigenschappen CFR-motor Uitlaattemperatuur 1 Luchtdebiet

Type K-thermokoppel

Bronkhorst F-106BZ

Uitlaattemperatuur 2 MoTeC M4Pro

Type K-thermokoppel

ECU

Inlaattemperatuur

Brandstofdebiet Bronkhorst F-2010AC

Type K-thermokoppel

Olietemperatuur Type K-thermokoppel

Koelwatertemperatuur Type K-thermokoppel

NI SCC 68

DAQ NI PXI 1050

NI SCC 68

Atmosfeersensor Atal

Eroding Ribbon Sensor Type T-thermokoppel Nanmac

Inlaatdruk Kistler 4075A10

Uitlaatdruk Kistler 4075A10

Cilinderdruk Kistler 701A

Versterker TFG double layer

Kistler 4665

Oxford

Versterker

Versterker Kistler 5064

Oxford

NI BNC

Hardware-box

2120

CAM Heat Flux Microsensor Vatell HFM 7- HFS

Versterker

TFG single layer

Versterker

Kistler 4665

TRIG

Krukhoek interpolator COM GmbH type 2614

CAM-encoder

Vatell AMP-6 Heat Flux Microsensor Vatell HFM 7- RTS

Figuur 3.3: Meetsysteem van de CFR-motor

3.2

Kalibratieopstelling warmtefluxsensoren

De thermische eigenschappen van de warmtefluxsensoren worden gekalibreerd met behulp van enkele meetopstellingen. Voor een gedetailleerde beschrijving van onderstaande kalibratieopstellingen wordt verwezen naar [12] en [13]. 17

18


3.2.1

Waterbad

De warmtefluxsensor kan op een gekende uniforme temperatuur gebracht worden door deze volledig in een waterbad te hangen. De temperatuur van het waterbad wordt constant gehouden op een ingestelde waarde met een PID-regelaar. De effectieve temperatuur wordt gecontroleerd met zowel een PT-100 sensor als een analoge thermometer.

Figuur 3.4: Opstelling waterbadkalibratie

3.2.2

Schotproefstand

De stijgtijd van de warmtefluxsensor wordt opgemeten op de schotproefstand. De schotproefstand laat toe om een stap aan te leggen in de warmteflux. Figuur 3.6 toont een schets van de opstelling. Het warmtepistool levert warme lucht. Dit zorgt voor een warmteflux die de sensor niet bereikt indien het schot tussen beide is. Indien het ontkoppelmechanisme wordt geactiveerd, trekt de veer het schot weg. De sensor ondervindt nu een warmteflux afkomstig van het warmtepistool.

Figuur 3.5: Warmteflux bij schotproefstand

18

19


Figuur 3.6: Doorsnede van de schotproefstand

3.2.3

Hakkerproefstand

Net als de schotproefstand, wordt de hakkerproefstand gebruikt om de stijgtijd van de warmtefluxsensor te meten. De hakkerproefstand laat echter toe om de stijgtijd te meten als de sensor zich op een hogere gemiddelde temperatuur bevindt. Dit wordt verwezenlijkt door een kanteelflux aan te leggen. Net als de schotproefstand wordt het warmtepistool gebruikt als warmtebron. Een roterend schot zal afwisselend de warmteflux van het warmtepistool blokkeren en doorlaten naar de warmtefluxsensor. De sensor zal op deze manier opwarmen tot een regimetemperatuur is bereikt.

Figuur 3.7: Warmteflux bij hakkerproefstand

19

20


Figuur 3.8: Hakkerproefstand

20

Hoofdstuk 4

Drukgebaseerde klopdetectie De drukgebaseerde klopdetectiemethoden zijn veruit het meest besproken in de literatuur. Deze methoden bepalen de klopintensiteit en het optreden van klop aan de hand van het drukverloop in de verbrandingskamer. De keuze om het drukverloop te bestuderen ligt voor de hand, aangezien het klopverschijnsel gepaard gaat met drukgolven in de verbrandingskamer. Ondanks de vele methoden die reeds zijn voorgesteld, is er nog steeds geen uitgesproken methode die onder alle omstandigheden klop correct kan detecteren aan de hand van het drukverloop. In de literatuur worden veel methoden voorgesteld, met elk een eigen drempelwaarde waarbij klop optreed. Veelal worden echter de gebruikte drempelwaarden en de filtering van het druksignaal niet vermeld. In dit hoofdstuk worden enkele van de meest gebruikte methoden besproken en met elkaar vergeleken. De invloed van de filtereigenschappen en de samplefrequentie op de methode wordt nagegaan. De sensitiviteit van de drempelwaarde op de klopdetectie wordt eveneens onderzocht. Het doel is om een betrouwbare klopdetectiemethode te vinden en deze methode vervolgens te gebruiken in het verdere onderzoek.

4.1

Het druksignaal

De cilinderdruk is een goede indicator voor het optreden van klop. De plotse druktoename door de zelfontsteking van het onverbrande mengsel en de resulterende drukfluctuaties, zijn zichtbaar in het drukverloop. Om een kloppende verbranding te kunnen onderscheiden van een normale verbranding is het dus nodig om de snelle drukstijging en de drukfluctuaties te kunnen detecteren. Het optreden van beide fenomenen is duidelijk zichtbaar op Figuren 4.1(a) en 4.1(b), die het drukverloop tonen voor respectievelijk een normale cyclus en een cyclus in klop. Beide drukverlopen zijn afkomstig van metingen op de CFR-motor. De 21

22

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie

werkingspunten worden gegeven in Tabel 4.1. Verdere figuren in dit hoofdstuk die een normale en een kloppende cyclus tonen, zijn eveneens van deze werkingspunten afkomstig.

cyclus

brandstof

CR

MAP [kpa]

λ

IT [°BTDC]

normaal

benzine

9

54

1

17

klop

benzine

9

54

1

27

Tabel 4.1: Werkingspunten

4.1.1

Trillingsmodi

Zoals reeds eerder is aangehaald, zijn de fluctuaties in het drukverloop het gevolg van drukgolven die oscilleren in de verbrandingskamer. Na de zelfontsteking loopt er een schokgolf door de verbrandingskamer die reflecteert tegen de wanden. De schokgolf zal aanleiding geven tot staande drukgolven door transversale trillingen van het mengsel. De demping van deze trillingen zal ervoor zorgen dat de drukgolven na enige tijd uitsterven. Het oscilleren van de drukgolven in de verbrandingskamer is dus een mechanisch fenomeen dat wordt bepaald door de eigenschappen van het mengsel en de geometrie van de verbrandingskamer. De staande golven trillen namelijk volgens de resonantiemodi van de verbrandingskamer in de tangentiële en de radiale richting (zie Figuur 4.2). De frequentie van de staande golf is dus de eigenfrequentie van de verbrandingskamer volgens een bepaalde mode. Indien de verbrandingskamer cilindervormig is, kunnen de eigenfrequenties benaderd berekend worden aan de hand van Vergelijking 4.1 ontwikkeld door Draper [14]. Deze vergelijking geeft de analytische oplossing voor de frequentie van een staande golf in een gesloten cilinder aan de hand van de algemene golfvergelijking.

Figuur 4.2: Trillingsmodi in de verbrandingskamer [15]

fm,n = ρ¯m,n

C πB

(4.1)

Hierbij zijn m en n respectievelijk de tangentiële en radiale mode, ρ¯m,n het golfgetal, C de geluidssnelheid in m/s en B de diameter van de verbrandingskamer in m. De waarden 22

23

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie 4.5 4 3.5

Druk [Mpa]

3 2.5 2 1.5 1 0.5 0 330

340

350

360

370 380 Positie [°ca]

390

400

410

390

400

410

(a) Normale verbranding

4.5 4 3.5

Druk [Mpa]

3 2.5 2 1.5 1 0.5 0 330

340

350

360


(b) Kloppende verbranding

Figuur 4.1: Drukverloop bij een normale verbranding en een kloppende verbranding

23

24


van ρ¯m,n zijn afhankelijk van de trillingsmodus en worden gegeven in Tabel 4.2. De axiale trillingsmodi worden verwaarloosd aangezien de hoogte van de verbrandingskamer klein is rond het bovenste dode punt. Deze vergelijking levert echter enkel een schatting van de eigenfrequenties, aangezien de verbrandingskamer niet exact een dunne schijf is en omdat de waarde van de geluidssnelheid niet constant is gedurende de volledige cyclus. De geluidssnelheid in lucht wordt gegeven door Vergelijking 4.2. q ¯ C = γ RT

(4.2)

¯ de gasconstante van lucht 286, 9 J/kgK en T de Met γ de specifieke warmteverhouding R ¯ temperatuur in Kelvin. De geluidssnelheid is dus temperatuurafhankelijk, net als γ en R, waardoor deze niet eenduidig bepaald is voor een volledige cyclus. De temperatuur zal ook veranderen naargelang het werkingspunt van de motor en het soort zelfontsteking. Een schatting voor C is 930 m/s [15]. De eigenfrequenties volgens Vergelijking 4.1 voor de CFR-motor met B=83, 06 mm worden gegeven in Tabel 4.2. Brunt [16] stelt vast dat de eerste tangentiële mode altijd dominant is voor zware klop, maar dat de tweede tangentiële mode soms dominant is voor lichte klop. De eigenfrequenties kunnen geverifieerd worden door deze te vergelijken met de pieken in het fourierspectrum van het drukverloop bij klop. Figuur 4.3(a) toont het fourierspectrum voor een cyclus in klop. De drukpieken vallen inderdaad samen met de eigenfrequenties. Figuur 4.3(b) geeft het fourierspectrum voor een cyclus zonder klop. De pieken in het frequentiespectrum zijn dus zeker afkomstig van de drukgolven ten gevolge van klop. Indien het druksignaal gefilterd wordt, moeten zeker de frequenties van 6, 5 kHz tot en met 15 kHz worden doorgelaten om geen informatie over de drukgolven te verliezen.

m,n

1,0

2,0

0,1

3,0

1,1

ρ¯m,n

1,841

3,054

3,852

4,201

5,332

frequentie (Hz)

6561

10885

13657

14972

19003

Tabel 4.2: Tabel met trillingsmodi

24

25


(a) Kloppende cyclus 10000 9000 8000

|Druk| [pa]

7000 6000 5000 4000 3000 2000 1000 0

2

4

6

8 10 12 Frequentie [kHz]

14

16

18

(b) Normale cyclus

Figuur 4.3: Fouriertransformatie van het drukverloop bij een normale verbranding en een kloppende verbranding

25

26


4.1.2

Filtering van het druksignaal

De meeste drukgebaseerde klopdetectiemethoden trachten klop te detecteren aan de hand van de drukgolven in de verbrandingskamer. Hiervoor moet de drukverandering ten gevolge van de normale verbranding worden weggefilterd uit het drukverloop. Er moet een filter worden toegepast op het druksignaal die enkel de drukfluctuaties doorlaat. Meestal wordt hiervoor een bandpassfilter toegepast. Een ondergrens voor de toelaatbare frequenties, is de frequentie waarmee de verbranding optreedt. Deze is evenredig met het motortoerental. In de literatuur [15] varieert de gebruikte ondergrens van 3 kHz tot 6 kHz. Een bovengrens van de bandpassfilter wordt bepaald door het sampletheorema van NyquistShannon. Het Nyquist-criterium stelt dat de maximale frequentie van het bandpassgefilterd signaal beperkt is tot de helft van de samplefrequentie. De bovengrens is dus afhankelijk van de gebruikte meetapparatuur om de druk te meten. De meetapparatuur bij de CFR-motor laat een maximale samplefrequentie toe van 36 kHz. De bovengrens van de bandpassfilter is dan 18 kHz volgens het Nyquist-criterium. Uit de literatuur [16] en [15] blijkt echter dat een samplefrequentie van 40 kHz of 50 kHz nodig is om alle nuttige frequenties door te laten. De bijhorende bandpassfilter zal dan frequenties doorlaten tot 20 kHz of 25 kHz. Aangezien het niet mogelijk is met dergelijke hoge samplefrequenties te werken met de huidige meetapparatuur, is beslist als bovengrens van de bandpassfilter de maximale waarde van 18 kHz te nemen. Hierdoor zal de eerste gecombineerde tangentiële en radiale mode niet worden doorgelaten. Een voorbeeld van een gefilterd druksignaal is te zien op Figuur 4.4. Hierbij is het drukverloop uit Figuur 4.1(b) van een kloppende cyclus gefilterd met een bandpassfilter van 3 kHz tot 17 kHz.

Bandpassfilter Het bemonsterde signaal wordt digitaal gefilterd met een 100e orde FIR (=Finite Impulse Response) equiripple filter in MATLAB. De equiripple filter minimaliseert de rimpel in de passband en de stopband. De waarden van de passband worden gekozen en die van de stopband zijn 1 kHz lager en hoger bij respectievelijk de onder- en bovengrens. Figuren 4.5(a) en 4.5(b) tonen respectievelijk de versterking en de fase van de 3 kHz-17 kHz bandpassfilter. Hierbij zijn de stopband grenzen 2 kHz en 18 kHz. De rimpel in de versterking is minimaal en de versterking is nul binnen de passband. Hierdoor worden de waarden van het druksignaal niet versterkt door de filter binnen de passband en enkel afgezwakt buiten de passband. Enkel de druk ten gevolge van de normale verbranding en hoogfrequent ruis worden er dus afgetrokken. De faseverschuiving lijkt echter problematisch. Er is een

26

27

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie 0.25 0.2 0.15

Druk [Mpa]

0.1 0.05 0 −0.05 −0.1 −0.15 −0.2 −0.25 330

340

350

360


390

400

410

Figuur 4.4: Bandpass gefilterd signaal

sterke faseverschuiving bij hoge frequenties, doordat de faseverschuiving lineair toeneemt met de frequentie. Dit is eigen aan een FIR-filter. Omdat een faseverschuiving ongewenst is, moet deze worden verwijderd. Daarom is gebruik gemaakt van de filtfilt-optie in MATLAB. Deze optie past de filter toe in zowel voorwaartse als achterwaartse richting, teneinde de faseverschuiving te annuleren. Doordat er geen faseverschuiving aanwezig is, zal het druksignaal niet worden verschoven in de tijd. Een drukpiek zal bijgevolg zowel voor als na de filter op dezelfde plaats optreden. Het fourierspectrum van het gefilterde drukverloop wordt gegeven in Figuur 4.6. De drukpieken te gevolge van klop zijn nog steeds aanwezig.

Moving average filter Een minder rekenintensief alternatief voor een conventionele filter, is een moving average filter voorgesteld door [16]. Hierbij wordt gebruik gemaakt van Vergelijking 4.3. pavg (n) =

p(n − m) + ... + p(n − 1) + p(n) + p(n + 1) + ... + p(n − m) m

(4.3)

met pavg (n) het moving average gefilterde druksignaal en m de span van de moving average filter. In MATLAB wordt hiervoor de smooth-functie gebruikt, die een span heeft van 5. Er wordt een gemiddelde genomen over de 4 nabijgelegen punten. Hierdoor worden 27

28


0

Versterking (dB)

−10 −20 −30 −40 −50 −60 0

0.1

0.2

0.3

0.4 0.5 0.6 Genormaliseerde frequentie (−)

0.7

0.8

0.9

0.7

0.8

0.9

(a) Versterking

0

Fase (radialen)

−20 −40 −60 −80 −100 −120

0

0.1

0.2

0.3

0.4 0.5 0.6 Genormaliseerde frequentie (−)

(b) Fase

Figuur 4.5: Filtereigenschappen bandpassfilter: 3 kHz-17 kHz

pieken weggefilterd. De moving average filter komt dus overeen met een lowpassfilter. De drukfluctuaties worden weggefilterd en de druk ten gevolge van de normale verbranding wordt doorgelaten. Het doel is echter om het omgekeerde bereiken. Om de drukfluctuaties te bekomen, moet het moving average gefilterde druksignaal worden afgetrokken van het ongefilterde druksignaal. Op deze manier wordt een highpassfilter gecreëerd. Hierdoor worden enkel de drukfluctuaties doorgelaten. De moving average filter heeft als voordelen dat deze numeriek efficiënter is, goed werkt bij een lage samplefrequentie en alle trillingsfrequenties doorlaat. Het nadeel is dat er geen rekening wordt gehouden met het sampletheorema van Nyquist-Shannon, waardoor hoogfrequent ruis kan aanwezig zijn in het signaal.

28

29

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie 10000 9000 8000

|Druk| [pa]

7000 6000 5000 4000 3000 2000 1000 0

2

4

6

8 10 12 Frequentie [kHz]

14

16

18

Figuur 4.6: Fourierspectum van het gefilterde signaal

De invloed van de samplefrequentie kan worden nagegaan, door bij het oorspronkelijke druksignaal systematisch een aantal waarden over te slaan. Hierdoor wordt een lagere samplefrequentie gesimuleerd. Tabel 4.3 geeft het verband tussen het aantal samples per graad krukhoek en de bijhorende samplefrequentie voor een toerental van 600 rpm. aantal samples/ca°

1

2

5

10

samplefrequentie [kHz]

3,6

7,2

18

36

Tabel 4.3: Samplefrequenties

4.1.3

Positie druksensor

Uit onderzoek [16] en [17] is gebleken dat de positie van de druksensor in de verbrandingskamer een belangrijk effect heeft op de detectie van de drukgolven. Indien de druksensor bovenin en centraal in de verbrandingskamer is gemonteerd, valt deze samen met de knoop van de eerste tangentiële mode. Hierdoor worden de drukgolven die trillen volgens deze mode niet gedetecteerd. De eerste radiale mode wordt daarentegen snel gedetecteerd omdat de sensor zich bevindt op de positie van het maximum van deze mode. Aangezien de eerste tangentiële mode meestal dominant is voor klop, zal de centrale druksensor steeds 29

30

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie lagere drukken opmeten dan de druksensoren in de zijwand.

Een verkeerde druk kan worden ingelezen indien de druksensor niet vlak gemonteerd is in de cilinderwand. In de holte van de cilinderwand voor de druksensor zal de lucht lokaal beginnen trillen. Om dit te voorkomen, wordt in dit onderzoek wordt de druksensor steeds vlak met de zijwand gemonteerd. Indien de eigenfrequentie van de lucht in de holte wordt bereikt, zal de druksensor sterke drukpieken detecteren. Een verkeerde druk kan ook worden ingelezen indien de eigenfrequentie van de druksensor wordt bereikt. Dit is geen probleem voor de druksensor op de CFR-motor die een eigenfrequentie heeft van 70 kHz.

4.2

Klopdetectiemethoden

Er zijn een groot aantal klopdetectiemethoden beschreven in de literatuur. Er wordt nu een poging ondernomen om hieruit de beste methode te selecteren en deze methode vervolgens te gebruiken voor het overige onderzoek in de thesis. Bij elke methode gaat het detecteren van klop gepaard met een klopintensiteitsparameter of Knock Intensity (KI) die een drempelwaarde overschrijdt. Deze parameter wordt berekend uit het druksignaal en verschilt naargelang de methode, net als de drempelwaarde waarboven klop optreedt. De intensiteitsparameter geeft een indicatie van de zwaarte van de klop die optreedt. Een hogere intensiteit gaat gepaard met zwaardere klop. De positie waarbij de drempelwaarde wordt overschreven is het begin van klop of Knock Onset (KO). Naargelang de klopdetectiemethode is de intensiteitsparameter een piekwaarde of een gemiddelde over de cyclus. De intensiteitsparameter kan een waarde zijn van het druksignaal in zowel in het tijdsdomein als het frequentiedomein. Daarnaast kan de intensiteitsparameter naast het druksignaal en zijn afgeleiden ook uit de drukgebaseerde warmteafgifte of Heat Release Rate (HRR) worden berekend. Druk of Heat Release Rate

Tijdsdomein of Frequentiedomein

Piekwaarde of Gemiddelde waarde

Figuur 4.7: Mogelijkheden klopdetectie

Na een literatuurstudie zijn enkele veelgebruikte methoden uitgekozen om verder te onderzoeken. Elke methode steunt op een andere eigenschap van het druksignaal om klop 30

31


te detecteren. Een overzicht van de onderzochte methoden wordt gegeven in Tabel 4.4. Aangezien de resultaten van de methode be¨ınvloed worden door de samplefrequentie en de filtering, wordt het effect van beide onderzocht voor elke methode. De MAPO en Average Energy methode worden in zowel tijds- als frequentiedomein toegepast. Voor elke methode zal de beste combinatie van samplefrequentie en filtering worden bepaald, om vervolgens de methoden met elkaar te vergelijken.

Methode

Basis

Domein

Waarde

MAPO

druk

tijd of frequentie

piek

Average Energy

druk

tijd of frequentie

gemiddeld

KI20

druk

tijd

gemiddeld

LKSI

druk

tijd

gemiddeld

IMPO

druk

tijd

gemiddeld

3e afgeleide

druk

tijd

piek

Rate of Heat Release

Heat Release Rate

tijd

gemiddeld

Tabel 4.4: Overzicht van de onderzochte klopdetectiemethoden

Een goede methode moet gebaseerd zijn op een fysisch fenomeen dat gepaard gaat met het optreden van klop. In het ideale geval zal de intensiteit berekend met de methode laag zijn indien geen klop optreedt en een grote sprong vertonen indien wel klop optreedt. Een kleine spreiding op de resultaten is eveneens gewenst. Om beide eisen te kwantificeren, wordt de variatiecoëfficiënt cv gebruikt. Deze wordt berekend aan de hand van Vergelijking 4.4. Indien klop optreedt moet de variatiecoëfficiënt voldoende klein zijn, zodat een significante sprong in intensiteit waarneembaar is.

cv =

σ µ ¯

(4.4)

Met σ de standaardafwijking op de resultaten en µ ¯ de gemiddelde waarde.

4.2.1

Werkwijze

Om de verschillende klopdetectiemethoden te testen zijn een aantal metingen uitgevoerd op de CFR-motor met benzine. De opgemeten werkingspunten worden gegeven in Tabel 4.5. Er is een verandering uitgevoerd van de gasklepstand en de rijkheid van het mengsel. Om een variatie van de klopintensiteit te bekomen in elk werkingspunt is er gekozen 31

32


om het ontstekingstijdstip te variëren. Hierbij is het ontstekingstijdstip eerst ingesteld zodat geen klop optreedt en is het vervolgens gewijzigd tot wanneer zware klop optreedt. Het waarnemen van klop gebeurt zowel auditief als via de real-time visualisatie van het drukverloop met LabView.

Werkingspunt

CR

MAP [kPa]

λ

IT [°BTDC]

1

9

54

1

15 : 27

2

9

54

0,85

10 : 28

3

9

80

1,03

0: 7

4

9

80

0,87

-10 : 4


De verschillende klopdetectiemethoden zijn toegepast op het druksignaal van elk werkingspunt. De figuren die worden getoond zijn deze van het eerste werkingspunt. De conclusies zijn echter nagegaan voor alle werkingspunten. Per werkingspunt en instelling van het ontstekingstijdstip zijn 100 cycli opgemeten. Aangezien het klopfenomeen zeer stochastisch is, wordt niet gewerkt met het gemiddelde drukverloop van deze 100 cycli. Indien dit wel zou worden gedaan, zullen veel drukfluctuaties wegvallen omdat de drukpieken uit verschillende cycli elkaar annuleren. Daarom wordt voor elke cyclus de klopintensiteit berekend en hiervan het gemiddelde genomen over alle cycli. Hierdoor worden ook klopintensiteiten berekend van niet kloppende cycli waardoor de spreiding vergroot. Men kan ook visueel de kloppende cycli filteren en zo de bijhorende klopintensiteit berekenen voor het welbepaalde werkingspunt wat zou resulteren in een lagere spreiding op de berekende waarde. Er is echter gekozen om te werken met de uitgemiddelde klopintensiteit. Nadien wordt echter een sensitiviteitsanalyse uitgevoerd op de drempelwaarden berekend in 4.3.2. Wanneer men een klopintensiteitsparameter wil gebruiken bij een real-time klopdetectie is het ook wenselijk dat het gemiddelde genomen wordt over een aantal cycli om te frequente aanpassingen van het ontstekingstijdstip te voorkomen. De standaardafwijking wordt weergegeven door de foutbalken op de figuren als indicatie voor de spreiding.

32

33


4.2.2

MAPO

MAPO staat voor Maximum Amplitude Pressure Oscillation. De intensiteit wordt gegeven door de MAPO-waarde, berekend volgens Vergelijking 4.5. M AP O = max(|pf ilt |)

(4.5)

met pf ilt het gefilterde druksignaal. Deze methode steunt op de drukfluctuaties die gepaard gaan met klop. De MAPO-waarde is de maximale waarde van de amplitude van het gefilterde druksignaal. Als er geen klop optreedt, zijn de drukfluctuaties zeer klein en dus ook de amplitude van het gefilterde druksignaal. Indien er wel klop optreedt, zullen de drukfluctuaties groter zijn vanwege de staande golven in de verbrandingskamer. De methode zal klop in een cyclus detecteren indien de MAPO-waarde een drempelwaarde overschrijdt. Figuur 4.8 toont de MAPO-waarde bij toenemende vervroeging van het ontstekingstijdstip. De MAPO-waarde is significant groter bij een zeer vroege ontsteking dan een late ontsteking. Indien zware klop optreedt is de MAPO-waarde dus groter dan wanneer geen klop optreedt. Er is echter geen significante sprong waarneembaar tussen 2 opeenvolgende punten. Dit komt vanwege de spreiding die net als de gemiddelde MAPO-waarde toeneemt bij het vervroegen van de ontsteking. Omdat zelf in een werkingspunt van zware klop sommige cycli slechts in lichte klop zijn, wordt een grote spreiding bekomen op de gemiddelde waarde in dit werkingspunt. Men kan stellen dat geen klop optreedt tot een ontstekingstijdstip van 19°en zware klop optreedt vanaf 23°. De methode is dus niet nauwkeurig en ongevoelig voor lichte klop. 250

MAPO [kpa]

200

150 100 50 0 0

5

10

15 IT [°BTDC]

Figuur 4.8: MAPO

33

20

25

30

34

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie Invloed filter

Om de invloed na te gaan van de toegepaste filter op het druksignaal, worden volgende filters onderzocht: bandpass 3kHz tot 17kHz : Deze filter laat alle belangrijke frequenties door. Enkel de samplefrequentie van 36 kHz voldoet aan het Nyquist-criterium. bandpass 3kHz tot 7kHz : Deze filter laat enkel de frequentie door van de eerste tangentiële trillingsmode. Zowel een samplefrequentie van 36 kHz als van 18 kHz worden toegestaan. highpass 3kHz : De highpassfilter voldoet aan het Nyquist-criterium. highpass 5kHz : De highpassfilter stopt lagere frequenties en voldoet aan het Nyquistcriterium. moving average filter : Deze filter is analoog aan een highpassfilter, maar houdt geen rekening met het Nyquist-criterium. De bandpassfilter van 3 kHz tot 17 kHz wordt als uitgangsbasis gebruikt, omdat deze alle frequenties doorlaat en samen met een samplefrequentie van 36 kHz voldoet aan het Nyquist-criterium. De gemiddelde MAPO-waarde en de variatiecoëfficiënt worden uitgerekend met elke filter voor eenzelfde werkingspunt. Vervolgens wordt de verhouding genomen met de bandpassfilter van 3 kHz tot 17 kHz om de filters relatief te kunnen vergelijken. De resultaten zijn weergegeven in Tabel 4.6. 3 - 17 kHz

3 - 7 kHz

>3 kHz

>5 kHz

mov. avg.

gemiddelde

100%

41,22%

102,03%

100,02%

104,39%

variatiecoëfficiënt

100%

110,63%

100,47%

98,00%

97,81%

Tabel 4.6: Invloed van de filter

De bandpassfilter van 3 kHz tot 7 kHz heeft een beduidend lagere gemiddelde MAPOwaarde. De variatiecoëfficiënt is echter groter. Deze filter houdt enkel rekening met de eerste tangentiële trillingsmode bij ongeveer 6, 5 kHz. De frequentie is echter niet steeds dezelfde voor elke cyclus, aangezien deze afhankelijk is van de temperatuur en druk in de verbrandingskamer. Een deel van de drukpieken wordt niet doorgelaten door de filter, wat leidt tot een lagere gemiddelde waarde van de piekdruk en een grotere spreiding erop. Beide highpassfilters hebben ongeveer dezelfde gemiddelde waarde en variatiecoëfficiënt 34

35


als de 3 kHz tot 17 kHz bandpassfilter. Hieruit volgt dat de belangrijkste drukpieken plaatsvinden in het interval van 5 kHz tot 17 kHz. De moving average filter heeft een lichtjes hogere gemiddelde waarde en een kleinere variatiecoëfficiënt. Deze filter is een highpassfilter, dus mogelijks worden enkele hoogfrequentie ruispieken doorgelaten, want er wordt geen rekening gehouden met het Nyquist-criterium. Men kan concluderen dat de bandpassfilter van 3 kHz tot 17 kHz de beste filter is. Alle belangrijke frequenties voor klop liggen binnen deze grenzen. De moving average filter biedt echter mogelijkheden voor gebruik in een real-time klopdetectie vanwege de lagere benodigde rekenkracht. Invloed resolutie De invloed van de samplefrequentie wordt nagegaan bij de bandpassfilter van 3 kHz tot 7 kHz en bij de moving average filter. Bij de bandpassfilter zijn samplefrequenties van 36kHz en 18kHz toegepast. Tabel 4.7 toont de verhouding van de gemiddelde MAPOwaarde en de variatiecoëfficiënt bij 18 kHz met deze bij 36 kHz. De gemiddelde MAPOwaarde is bijna dubbel zo groot bij de halve samplefrequentie. Om dit te verklaren wordt verwezen naar Figuren 4.9(a) en 4.9(b). Deze figuren tonen het ongefilterde drukverloop in het blauw en het gefilterde drukverloop in het groen bij het begin van klop, voor een samplefrequentie van respectievelijk 36 kHz en 18 kHz. Voor de duidelijkheid is het gefilterde drukverloop met 2 kPa verhoogd. Het is duidelijk dat bij een samplefrequentie van 18 kHz het drukverloop niet correct wordt weergegeven. Het geringe aantal meetpunten leidt tot grote sprongen in het drukverloop, die in het gefilterde signaal leiden tot grote drukpieken. Deze drukpieken stellen echter niet de drukfluctuaties voor in de verbrandingskamer. Er kan besloten worden dat een samplefrequentie van 18 kHz te laag is om verder te gebruiken. Samplefrequentie

36 kHz

18 kHz

gemiddelde

100%

197,08%


100%

92,21%

Tabel 4.7: Invloed van de resolutie op de bandpass filter

Bij de moving average filter wordt geen rekening gehouden met het Nyquist-criterium. De samplefrequentie wordt gevarieerd van 36 kHz tot 3, 6 kHz. Tabel 4.8 geeft de verhouding van de gemiddelde MAPO-waarde en de variatiecoëfficiënt tot deze bij 36 kHz. De gemiddelde MAPO-waarde daalt bij een samplefrequentie van 18 kHz omdat er drukpieken worden overgeslagen bij een lagere samplefrequentie. Als de samplefrequentie verder 35

36

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie 4.5

4.5 pcyl

4

3.5

3.5

3

3

2.5

2.5

2

2

1.5

1.5

1 360

362

364

366

368 370 372 Positie [°ca]

374

376

378

pfilt

4

druk [Mpa]

druk [Mpa]

pcyl

pfilt

1 360

380

362

364

366

368 370 372 Positie [°ca]

374

376

378

380

(a) Drukverloop bij samplefrequentie van 36 kHz (b) Drukverloop bij samplefrequentie van 18 kHz

Figuur 4.9: Invloed van de samplefrequentie

daalt, stijgt de gemiddelde MAPO-waarde echter. Om dit te verklaren wordt verwezen naar Figuren 4.10(a) en 4.10(b). Deze figuren tonen het ongefilterde drukverloop in het blauw en het moving average van het drukverloop in het groen bij het begin van klop, voor een samplefrequentie van respectievelijk 36 kHz en 3, 6 kHz. Bij een samplefrequentie van 36 kHz benadert het gefilterde signaal goed het druksignaal zonder de drukpieken. Bij een samplefrequentie van 1, 8 kHz zijn er onvoldoende meetpunten om een goede benadering te bekomen. Het verschil tussen beide krommen is het gefilterd druksignaal. Dit verschil is echter te groot bij een te lage samplefrequentie en leidt tot grote MAPO-waarden. De moving average filter kan dus niet gebruikt worden bij lage samplefrequenties zoals 7, 2 kHz en 3, 6 kHz. Om de berekeningen sneller te laten verlopen bij een real-time klopdetectie, zou een samplefrequentie van 18 kHz wel kunnen gebruikt worden. Samplefrequentie

36 kHz

18 kHz

7, 2 kHz

3, 6 kHz

gemiddelde

100%

92,65%

107,82%

225,38%


100%

108,55%

72,88%

54,85%

Tabel 4.8: Invloed van de resolutie op de moving average filter

Begin van klop Om het begin van klop te bepalen, wordt de krukhoek genomen waarbij een drempelwaarde van MAPO wordt overschreden. Om nog geen drempelwaarde vast te moeten leggen, is gekozen om het begin van klop te kiezen bij de krukhoek waarbij de maximale amplitude

36

37


pcyl

4.2

pcyl

4.2

pmov. avg.

4

4

3.8

3.8 Druk [Mpa]

Druk [Mpa]

pmov. avg.

3.6 3.4

3.6 3.4

3.2

3.2

3

3

2.8

2.8

360

361

362

363

364 365 366 Positie [°ca]

367

368

369

370

360

361

362

363

364 365 366 Positie [°ca]

367

368

369

370

(a) Drukverloop bij samplefrequentie van 36 kHz (b) Drukverloop bij samplefrequentie van 3, 6 kHz

Figuur 4.10: Invloed van de samplefrequentie

optreedt. Figuur 4.11 geeft het begin van klop weer bij toenemende vervroeging van het ontstekingstijdstip. Het begin van klop treedt steeds vroeger op, bij een vroeger ontstekingstijdstip, tot deze stagneert bij een krukhoek van ongeveer 365°. De spreiding neemt eveneens af. Dit kan verklaard worden doordat bijna alle cycli in klop zijn vanaf een ontstekingstijdstip van 20°. Het effect van de toegepaste filter en de samplefrequentie is onderzocht op dezelfde wijze als bij de klopintensiteit. Er is echter geen noemenswaardig verschil bij het optreden van klop vastgesteld. De afwijking tussen de verschillende filters en samplefrequenties bedraagt minder dan 2%. 450

Positie [°ca]

400 350 300 250 200 150 100 0

5

10

15 IT [°BTDC]

Figuur 4.11: Begin van klop

37

20

25

30

38

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie Frequentiedomein

De MAPO methode is ook toepasbaar in het frequentiedomein volgens Vergelijking 4.6. M AP O = max(|P (k)|)

(4.6)

Met P (k) de fouriergetransformeerde van het druksignaal. MAPO in frequentiedomein en tijdsdomein kunnen rechtstreeks met elkaar vergeleken worden, indien het frequentiebereik waarin gezocht wordt naar het maximum gelijk is aan de frequenties die doorgelaten worden door de filters in het tijdsdomein. Er is een correlatie van 0,8905 tussen de MAPOwaarde in het tijds- en frequentiedomein. Beiden worden ten opzichte van elkaar uitgezet in Figuur 4.12. Beide methoden zijn duidelijk met elkaar gecorreleerd, maar door de grote spreiding bij zware klop, is het lineair verband niet zo sterk. Uit de literatuur blijkt dat de MAPO-waarde in het frequentiedomein geen extra informatie oplevert om klop te detecteren. Omdat de fouriertransformatie ook heel rekenintensief is, wordt voornamelijk de MAPO-methode in het tijdsdomein gebruikt. 0.7

0.6

MAPOfreq. [kpa]

0.5

0.4

0.3

0.2

0.1

0

0

50

100

150

200 MAPOtijd [kpa]

250

300

350

400

Figuur 4.12: Correlatie van MAPO in tijds- en frequentiedomein

KI Brunt, Pond en Buindo [16] stellen een klopintensiteit voor gebaseerd op MAPO in het tijdsdomein volgens Vergelijking 4.7. N

s 20 X KI = (M AP O(i) − 1) Nc

i=1

38

(4.7)

39


Met Nc het aantal cycli, Ns het aantal samples per cyclus en de MAPO-waarde in bar uitgedrukt. Het druksignaal wordt gefilterd met een moving average filter. De vermindering van de MAPO-waarde met 1 bar zorgt ervoor dat drukpieken kleiner dan 1 bar niet bijdragen tot een stijging van KI en dat drukpieken van 3 bar dubbel zo veel bijdragen dan drukpieken van 2 bar. Brunt stelt drempelwaarden vast van: KI=1 voor lichte klop KI=5 voor medium klop KI=10 voor zware klop Deze methode geeft geen extra informatie ten opzichte van de MAPO-methode. De drempelwaarden kunnen echter inzicht geven in het klopgedrag, als deze worden toegepast op een meetset. Figuur 4.13 toont het percentage van de cycli die in klop zijn. Vanaf een ontstekingstijdstip van 21° zijn een klein aantal cycli in klop. Indien het ontstekingstijdstip verder vervroegt, neemt het aantal cycli in klop sterk toe. Het aantal cycli in zware klop is meteen groter dan het aantal in lichte en medium klop. Bij verder vervroegen neemt het aantal cycli in zware klop toe en het aantal in lichte en medium klop neemt af. Doordat het aantal cycli in zware klop direct heel groot is, wordt vermoed dat de drempelwaarden moeten verhoogd worden. In de literatuur worden echter weinig drempelwaarden voor klop vermeld. Dit komt doordat de absolute waarde van de drukoscillaties afhankelijk is van verschillende factoren zoals de geometrie van de verbrandingskamer en de positie van de druksensor. &"! &!!

!"#$#%&

%! )*+,-./0)12

$!

3.4*53/0)12 #!

6789./0)12 :..;/0)12

"! ! !

'

&!

&'

"!

'(")*+(,-.

Figuur 4.13: Aantal cycli in klop

39

"'

(!

40

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie Conclusie

Er kan besloten worden dat de MAPO-methode geschikt is om klop te detecteren. De nauwkeurigheid van de methode is echter niet goed, vanwege de grote spreiding op de resultaten. De detectie van het begin van klop is echter zeer goed. De MAPO-methode wordt het best toegepast met een bandpassfilter van 3 kHz tot 17 kHz en een samplefrequentie van 36 kHz. Het tijdsdomein wordt verkozen omdat het frequentiedomein geen bijkomende informatie biedt.

4.2.3

Average Energy

De Average Energy-methode berust eveneens op de drukfluctuaties bij klop voor de detectie van klop. In tegenstelling tot de MAPO-methode wordt geen piekwaarde beschouwd, maar een gemiddelde waarde van de volledige cyclus. De Average Energy wordt berekend volgens Vergelijking 4.8. N

s 1 X (pf ilt (i)2 ) AET D = Ns

(4.8)

i=1

Met Ns het aantal samples per cyclus en pf ilt de gefilterde druk. De Average Energy is dus de gemiddelde signaalenergie van het gefilterde druksignaal. Het voordeel van deze methode is dat ze minder gevoelig aan het al dan niet detecteren van een piekwaarde zoals de MAPO-methode. Figuur 4.14 toont de Average Energy in functie van het ontstekingstijdstip. Bij vervroegen van het ontstekingstijdstip, neemt de gemiddelde waarde van de Average Energy toe. Er kan echter geen significante sprong worden waargenomen tussen 2 opeenvolgende punten. Dit komt vanwege de sterke toename van de spreiding. Dit is toe te schrijven aan het grote verschil in Average Energy tussen een cyclus in klop en een cyclus die niet in klop is. Per werkingspunt zijn er steeds cycli die niet in klop zijn. Deze zorgen voor een grote spreiding op de resultaten indien er klop is. Indien er geen klop is, is de spreiding dan ook veel kleiner. Eenzelfde onderzoek als voor de MAPO-methode is gevoerd naar de invloed van de gebruikte filter en resolutie. De bekomen resultaten stemmen overeen met die van de MAPO-methode. Een bandpassfilter van 3 kHz tot 17 kHz en een samplefrequentie van 36 kHz worden verder gebruikt.

40

41

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie 80 Average Energy [kpa²]

70 60

50 40 30

20 10

0 0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

Figuur 4.14: Average Energy

Frequentiedomein Net als de MAPO-methode is ook de Average Energy methode toepasbaar in het frequentiedomein. Hiervoor wordt gebruik gemaakt van Vergelijking 4.9. fstop

AEF D =

X

P (k)2

(4.9)

i=fstart

Met P (k) de fouriergetransformeerde van het druksignaal, fstart de beginfrequentie en fstop de eindfrequentie van het interval waarbinnen gesommeerd wordt. De begin- en eindfrequenties moeten overeenkomen met de frequenties die doorgelaten worden door de filter in het tijdsdomein. De Average Energy methode in het tijdsdomein houdt rekening met alle frequentiecomponenten, niet enkel de dominante frequenties bij klop. Indien de correlatie wordt berekend tussen de Average Energy in het tijdsdomein en het frequentiedomein, wordt een waarde bekomen van 0, 9995. Deze sterke correlatie is te verwachten wegens het theorema van Parseval. Het theorema stelt dat de energie in het tijdsdomein identiek is aan de energie in het frequentiedomein. De sterke correlatie toont ook aan dat beide methoden correct zijn ge¨ımplementeerd. De methode in het frequentiedomein geeft geen extra informatie ten opzichte van het tijdsdomein en zal niet verder worden gebruikt.

41

42


4.2.4

KI20

Een variant op de Average Energy methode is gebruikt door Konig en Sheppard [15]. Ze gebruiken hiervoor Vergelijking 4.10. N

KI20 =

s X (pf ilt (i) − pmean )2

Ns

i=1

(4.10)

Met pf ilt de gefilterde druk, pmean het gemiddelde van de gefilterde druk in de cyclus en Ns het aantal samples. De gefilterde druk wordt enkel beschouwd in een interval van 20° na het begin van klop. Indien de correlatie met de Average Energy methode wordt uitgerekend, wordt een waarde bekomen van 0, 9938. De gemiddelde waarde en de spreiding voor een werkingspunt zijn gelijk voor beide methodes. Deze methode biedt dus geen extra informatie en zal niet verder worden gebruikt.

4.2.5

Logarithmic Knock Severity Index

Omdat de Average Energy waarden variëren over een groot bereik, gebruikt Xiaofeng [15] de Logarithmic Knock Severity Index (LKSI) met Vergelijking 4.11. N

s 1 X (pf ilt (i)2 )) LKSI = ln(50 ∗ Ns

(4.11)

i=1

Met pf ilt de gefilterde druk in bar en Ns het aantal samples per cyclus. De factor 50 is ingevoegd zodat een LKSI ≥ −1 de drempelwaarde voor klop is. Figuur 4.15 geeft de LKSIwaarde in functie van het ontstekingstijdstip. Bij vervroegen van het ontstekingstijdstip, neemt de LKSI-waarde toe. De spreiding neemt ook toe, maar in mindere mate dan bij de Average Energy. De drempelwaarde van −1 wordt echter niet bereikt. Dit stemt niet overeen met de drempelwaarden van Brunt voor de MAPO-methode, waarbij snel zware klop is vastgesteld. Het logaritme van de signaalenergie heeft echter geen fysische betekenis. De gemiddelde waarde en de spreiding geven geen fysische informatie over de klopintensiteit. Bovendien is vastgesteld dat geen sprong aanwezig is bij het optreden van klop [15]. Daarom wordt deze methode niet verder gebruikt.

42

43

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie IT [°BTDC]

0 0

5

10

15

20

25

30

LKSI [ln(pa²)]

-‐1 -‐2 -‐3 -‐4

-‐5 -‐6 Figuur 4.15: Logartihmic Knock Severity Index

4.2.6

IMPO

IMPO staat voor Integral of the Modulus of the Pressure Oscillation en werd ontwikkeld door Arrigoni [15]. Hij definieert deze volgens Vergelijking 4.12. IM P O =

1 Tc

Z

Ta

|pf ilt |dt

(4.12)

0

Met Tc de tijdsduur van 1 cyclus, Ta de tijdsduur tussen de maximale amplitude en 70 ca° erna en pf ilt de gefilterde druk. Arrigoni stelt een highpassfilter voor van 5 kHz. Figuur 4.15 geeft de IMPO-waarde in functie van het ontstekingstijdstip voor verschillende filters. Bij vervroegen van het ontstekingstijdstip, neemt de IMPO-waarde toe. De spreiding is reeds bij een laat ontstekingstijdstip tamelijk groot en neemt toe bij het vervroegen van het ontstekingstijdstip. De waarden bij een bandpassfilter van 3 kHz tot 17 kHz komen goed overeen met die van de highpassfilter bij 5kHz zoals voorgesteld door Arrigoni. De moving average filter wijkt sterk af van beiden. Mogelijks komt dit doordat het hoogfrequente ruis dat doorgelaten wordt door de moving average filter, door de integratie wordt opgeteld. Dit verhoogt de IMPO-waarde. De variatiecoëfficiënt is bij de moving average filter slechts 60% van deze bij de andere filters. De voorkeur gaat daarom uit naar de moving average filter. De IMPO-methode doet net als de Average Energy methode een sommatie over het gefilterde druksignaal. De Average Energy methode kwadrateert echter het druksignaal om de signaalenergie te bekomen. Hierdoor worden de pieken ten gevolge van klop versterkt

43

44


zodat de intensiteit sneller toeneemt bij klop. De IMPO-methode levert geen extra informatie ten opzichte van de Average Energy methode en zal niet verder worden onderzocht. 1,8 1,6

IMPO [kpa]

1,4

1,2 1 0,8

Bandpassfilter: 3kHz-‐17kHz

0,6

Highpassfilter 5kHz

0,4

moving average

0,2 0 0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

Figuur 4.16: IMPO

4.2.7

Methode van de 3de afgeleide

De methode van de 3de afgeleide steunt, in tegenstelling tot de vorige methoden, niet op de drukfluctuaties maar op de verandering van de vorm van het drukverloop bij klop. Indien klop optreedt, is er een abrupte drukstijging gevolgd door een smalle drukpiek (zie Figuur 4.17(a)). De drukpiek is smaller dan gewoonlijk door de grote warmteafgifte bij klop. De small drukpiek kan worden gedetecteerd door een plotse verandering van de kromming. Aangezien de kromming wordt bepaald door de 2e afgeleide van het signaal (Figuur 4.17(c)), betekent een snelle overgang van een positieve kromming naar een negatieve een sterk negatieve waarde van de 3de afgeleide (Figuur 4.17(d)). Deze methode, ontwikkeld door Checkel en Dale [17], detecteert klop indien het minimum van de 3de afgeleide van een cyclus een drempelwaarde overschrijdt. Checkel stelt dat de absolute waarde van de 3de afgeleide goed correleert met de grootte van de drukstijging veroorzaakt door de zelfontsteking. Hierdoor kan gesteld worden dat deze waarde gebruikt kan worden als een klopintensiteitsindicator. Figuur 4.18 geeft het verloop van de 3de afgeleide bij toenemende vervroeging van het ontstekingstijdstip. Er is geen duidelijke sprong waarneembaar bij het optreden van klop. In tegenstelling tot de eerder besproken methoden, neemt de spreiding op de gemiddelde waarde niet toe. De spreiding blijft beperkt, ook in het gebied van zware klop.

44

45


500

4500 Geen klop Klop

3500

300

3000

200

2500 2000

100 0

1500

−100

1000

−200

500 330

340

350

360


390

400

Geen klop Klop

400

dp/d θ [kpa/°ca]

Druk [kpa]

4000

−300 330

410

340

(a) Drukverloop

350

360


390

400

410

(b) 1e afgeleide van de druk 600

300

Geen klop Klop

Geen klop Klop

200

400

d3p/d θ3 [kpa/°ca3]

0

−100

200

0

−200 −200

−400

−300

−400 330

340

350

360


390

400

410

−600 330

340

(c) 2e afgeleide van de druk

350

360


390

400

(d) 3e afgeleide van de druk

Figuur 4.17: Vergelijking verschillende methodes

IT [°BTDC] 0 -‐2

d³p/dɽϹ΀kpa/°ca³]

d2p/d θ2 [kpa/°ca2]

100

0

5

10

15

20

-‐4 -‐6 -‐8 -‐10

-‐12 -‐14 -‐16

Figuur 4.18: Werkingspunt 2:

45

d3 p(θ) dθ 3

25

30

410

46


Doordat deze methode steunt op de vorm van het drukverloop, is het mogelijk om een lage samplefrequentie te gebruiken. De methode is dus minder gevoelig aan ruis in het signaal dan de methoden die een hoge samplefrequentie vereisen om de drukfluctuaties te detecteren. Een samplefrequentie van 3, 6 kHz is voldoende om de smalle piek te bevatten. Het nadeel van deze methode is dat het afleiden van het druksignaal ruisversterkend is. Om dit tegen te gaan wordt Vergelijking 4.13 gebruikt. Deze vergelijking bevat een kubische spline functie die het gemiddelde neemt over nabijgelegen punten zodat het ruis wordt geannuleerd. Indien deze vergelijking wordt gebruikt samen met een samplefrequentie voor een CFRvan 3, 6 kHz stelt Checkel een drempelwaarde voor klop voor van −7 kPa θ3 motor. Deze drempelwaarde komt overeen met hoorbare klop. Om deze drempelwaarde te kunnen toepassen in het verder onderzoek, is besloten om met bovenstaande vergelijking en samplefrequentie te werken.

1 d3 p(θ) = · [1272112 · (pi−16 − pi+16 ) + 4393224 · (pi+15 − pi−15 ) 3 dθ (1188 · dθ)3 · 33 +5067808 · (pi+14 − pi−14 ) + 10302620 · (pi−13 − pi+13 ) + 30889588 · (pi−12 − pi+12 ) +31167114 · (pi−11 − pi+11 ) + 19489100 · (pi+10 − pi−10 ) + 120235553 · (pi+9 − pi−9 ) +225356606 · (pi+8 − pi−8 ) + 223838505 · (pi+7 − pi−7 ) + 77354261 · (pi+6 − pi−6 ) +149585072 · (pi−5 − pi+5 ) + 352659296 · (pi−4 − pi+4 ) + 431730834 · (pi−3 − pi+3 ) +365576347 · (pi−2 − pi+2 ) + 194997696 · (pi−1 − pi+1 )] (4.13) Invloed resolutie Om de invloed van de samplefrequentie na te gaan, wordt de methode van de 3de afgeleide toegepast op werkingspunt 2 voor verschillende samplefrequenties. Er wordt verwacht dat de 3de afgeleide groter zal zijn bij een hogere samplefrequentie omdat in Vergelijking 4.13 wordt gedeeld door de krukhoekstap (=dθ). Wanneer een grotere samplefrequentie wordt gebruikt verkleint de stap waardoor de waarde van de

d3 p(θ) dθ3

over het volledige bereik van de

ontstekingsvervroeging groter zal zijn. De grotere waarde zou een grotere sprong kunnen betekenen bij klop. Onderstaande figuur bevestigt de verwachtingen die gepaard gaan met de invloed van de gebruikte samplefrequentie (Figuur 4.19). Bij toenemend aantal samples stijgt de absolute waarde van de 3de afgeleide maar ook de standaardafwijking op het gemiddelde. Uit Tabel 4.9 blijkt dat de variatiecoëfficiënt het kleinst is bij de laagste samplefrequentie.

46

47

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie IT [°BTDC] 0

d³p/dɽϹ΀kpa/°ca³]

-‐10

0

5

10

15

20

25

30

-‐20 1sample/°ca

-‐30

10samples/°ca

-‐40 -‐50

-‐60 -‐70

Figuur 4.19: Meting 2: Invloed resolutie op

variatiecoëfficiënt [%]

d3 p(θ) dθ 3

1s

2s

5s

10s

18,79

31,03

45,60

48,95

Tabel 4.9: Meting 2: Gemiddelde variatiecoëfficiënt op

d3 p(θ) dθ 3

°

verifiëerd Aan de hand van de paper van M.D. Checkel et al. kan de waarden bij 1 sample ca worden. De standaardafwijking σ van onze resultaten ligt gemiddeld hoger. M.D. Checkel et al. stelt dat σ onder de 1 kPa blijft voor een maximum absolute waarde van de 3de θ3 afgeleide kleiner dan 20 kPa ten opzichte van 1, 44 kPa bij onze resultaten. De standaardafθ3 θ3 wijking neemt toe bij zwaardere klop (Figuren 4.19). De hevigere oscillaties zorgen ervoor dat het tijdstip van het bemonsteren een grote invloed heeft op de vorm van het drukverloop en dus voor een grotere waarde van de spreiding zorgt. Ook is het toerental van de CFR-motor lager (600 rpm tegenover 1000 rpm) wat de cyclische variatie doet toenemen aangezien de verbranding minder snel gebeurt. Opdat deze methode vatbaar zou zijn als een robuuste detectiemethode is het van belang dat de spreiding beperkt blijft in het bereik waar een beduidende klopintensiteit voorkomt. Volgens M.D. Checkel et al. komt dit overeen met een absolute waarde voor de 3de afgeleide tussen 3 kPa en 10 kPa . Hoorbare klop komt overeen met een absolute waarde θ3 θ3 van 7 kPa . In dit bereik bedraagt de variantie 23, 25 % wat groter is dan de gemiddelde θ3 variatiecoëfficiënt van 4 % in de paper. De procentuele variatiecoëfficiënt over het volledige bereik van IT bedraagt 18, 79 % (Tabel 4.9).

47

48

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie Begin van klop

Met de methode van de 3de afgeleide is het mogelijk om het begin van klop te detecteren. Dit is de krukhoek waarbij de 3de afgeleide zijn minimum bereikt. Op Figuur 4.20 wordt de invloed van het aantal samples op het klopbegin ge¨ıllustreerd. Wanneer klop optreedt is er geen significant verschil op te merken op de posities van de minimale lend is de grote spreiding bij 10 onstekingstijdstippen 10◦ BTDC

°

samples wanneer ca en 12◦ BTDC is

d3 p(θ) . dθ3

Opval-

geen klop optreedt. Voor de twee eerste het klopbegin gelijk aan het ontstekings-

tijdstip. Dit wordt verklaard door spanningspieken in de meetkabels veroorzaakt door het vonken van de bougie. 30 25

KO [°ATDC]

20 15

10s 5s

10

2s

5

1s

0 7

12

17

22

27

32

-‐5 -‐10

IT [°BTDC]

Figuur 4.20: Meting 2: Invloed resolutie op klopbegin bepaalt door

d3 p(θ) dθ 3

Conclusie Uit alles volgt dat deze methode het best gebruikt wordt bij een samplefrequentie van 3, 6 kHz. Dan is de variatiecoëfficiënt op de berekende 3de afgeleide het kleinst. Verder heeft de samplefrequentie geen significante invloed op het klopbegin. De grenswaarde van −7 kPa kan gebruikt worden. θ3

48

49


4.2.8

Heat Release Rate

Worret et al. [18] bespreken een methode die gebaseerd is op de Heat Release Rate (HRR). Dit is de snelheid van de warmtevrijstelling berekend uit het drukverloop volgens Vergelijking 4.14. De Heat Release Rate is reeds besproken in 2.3. dQ γ dV 1 dp = p + V dθ γ − 1 dθ γ − 1 dθ

(4.14)

Hierin is γ de verhouding van de specifieke warmteconstanten, p de cilinderdruk, V het ogenblikkelijk volume van de verbrandingskamer en θ de positie in graden krukhoek. Er is aangetoond dat de signaalenergie berekend aan de hand van de warmtevrijstelling dQ goed correleert met de signaalenergie berekend uit de cilinderdruk. De signaalenergie uit de cilinderdruk is een goede indicator voor de klopintensiteit zoals eerder besproken bij de Average Energy methode. De reden om de signaalenergie uit de warmtevrijstelling te berekenen is dat deze een veel lagere signal-to-noise verhouding heeft dan het druksignaal. Dit is belangrijk aangezien het warmteafgifte signaal door een highpassfilter wordt gestuurd met een stopband van 300 Hz en alle frequenties doorlaat vanaf 3 kHz. De klopintensiteit wordt berekend aan de hand van Vergelijking 4.15: 1 resolution KI = 6n

°

θ=θKO +7 CA X

(Qf ilt (θ))2 ∆θ

(4.15)

θ=θKO

Met n het toerental van de motor en KO het begin van klop. In tegenstelling tot de eerder besproken methoden, wordt klop niet louter gedetecteerd als de klopintensiteit een vastgelegde drempelwaarde overschrijdt. Een vaste drempelwaarde houdt namelijk geen rekening met het werkingspunt van de motor. In sommige werkingspunten zal de trilling ten gevolge van klop initieel veel kleiner zijn dan in andere werkingspunten. Het begin van klop zou met een vaste drempelwaarde dan te laat worden gedetecteerd. Om dit tegen te gaan wordt een nieuwe methode gedefinieerd met een variabele drempelwaarde. De werkwijze van de nieuwe methode is als volgt: Men definieert een eerste drempelwaarde op basis van de piekwaarde in het gefilterd signaal van de warmteafgifte. T Vinterf erence = M AX(dQf ilt ).T Vf actor

(4.16)

Hierin neemt men voor de T Vf actor de waarde 0, 65. T Vinterf erence is de drempelwaarde waarbij klop wordt gedetecteerd. Vervolgens wordt er gezocht naar de eerste piek die deze drempelwaarde overschrijdt. De nuldoorgang van het signaal net voor deze piek wordt

49

50


aangeduid als het begin van klop. Hiermee wordt de klopintensiteit berekend volgens

Vergelijking 4.15. proved necessary throughout the measurement constants -air equivalence tle position (TP) (see range. rved combination of in steps of 2°ca to ). The spark timing rder to see how fast

ual effects of CR, e factor at a time been chosen in such be applied to ulting quantities of be fit as a function Figure 5: Application of the knockvan detection Figuur 4.21: example HRR gefilterd: bepaling klopbegin algorithm of Worret et al. [22] relevantnog quantities resulting from the analysis areen de aanwezigEr wordtThe vervolgens een controle uitgevoerd op knock de klopintensiteit

ratio of knocking cycles to the total number of logged n model, it is crucial heid vanthe ruis om de nauwkeurigheid van de methode te verbeteren. De T Vf actor wordt cycles, the average values and standard deviation of knock n accurately separate gehalveerd indien de klopintensiteit een grens overschrijdt intensity andopgemeten crank angle of knock onset for the knockingvolgens: detect the onset of cycles. knocking cycles. KI > T V − KI = 15.10−4 J 2

(4.17)

As an example Figure 6 shows these values plotted as a ods to detect knock function of spark 1 (CR=9), (CR=10) moet worDit betekent dat zware klopadvance optreedtfor en conditions dat het begin van klop 7nauwkeuriger e based on the raw and 16 (CR=11) in the measurement matrix (Table 9). It can es of the first, second den gedetecteerd. De grens voor zware klop kan aangepast worden afhankelijk van de be seen that as the compression ratio rises from 9 to 11 (while eat release rate gevoeligheid waarmee men klop wil detecteren. de aanwezigheid van ruis op te sporen Φ and TP remain constant) the knockOm ratio exceeds the 10% ensity. Other methods at lessnog advance spark timing. Knock alsobegin van klop. klopintensiteit eens berekend, maar dit keer intensities 7 °ca voor het trace or heat release wordt dethreshold rise faster as a function of spark advance and for the same n the maximum Vervolgens wordt de verhouding genomen van de klopintensiteit na het begin van klop advance, knock occurs earlier in the cycle for higher e or heat release rate (KIaKO)spark tot de klopintensiteit voor het begin van klop (KIbKO). compression ratios. KIaKOmeasured

tio

KIRmeasured = (4.18) For reference, the standard deviations of knock KIbKO e course of this work measuredintensity and knock onset position have been added to the plots for Worret et al. [22] Deze verhouding (KIRmeasured ) moet groot genoeg zijn zodat men zeker is dat de klocondition 16. As can be seen, the knock intensity is r insensitive to pintensiteit niet louter hetdependent. gevolg is van ruis. De groter zijn dan particularly cycle Increasing theverhouding number ofmoet logged e position and cycles help to standard deviation. akly knocking KIRcalculated ommight een cyclus alsreduce klop teits beschouwen en niet als The ruis. uncertainty on knock onset time is limited to 2 °ca, which is about the order of magnitude of variations due to knock onset −0,6KImeasured KIR 3 + (15, 5e ) of (4.19) calculated = position position, pressure transducer and the velocity ithm of Worret et al. sound [23]. ease rate (3-17 kHz Op een andere motor kan het nodig zijn om de gewichten van KIRcalculated aan te passen ular MAPO om zo rekening te houden met het ruisniveau van de betreffende meetapparatuur. ations) and SEPO CR9 CR10 CR11 methods. 50 1 integrated signal e determined before 0.8 entiate between

51

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie Invloed TV-KI

De invloed wordt onderzocht van de TV-KI grenswaarde op de KI (Vergelijking 4.15) en het klopbegin door deze te verhogen tot 15 J2 . Uit de werkwijze van de HRR-methode volgt dat het klopbegin later voorspeld zal worden. Hierdoor schuift het raamwerk op waarover de KI berekend wordt en zal deze lager zijn. De Figuren 4.22(a) en 4.22(b) tonen echter dat er geen significant verschil optreedt bij de verschillende grenswaarden voor TV-KI. De oorzaak ligt in de vorm van het gefilterde warmteafgifte signaal Qf ilt (Figuur 4.24(a)). De amplitude van de oscillaties van de warmteafgifte nemen plots sterk toe. Er is geen sprake van een transiënte stijging in amplitude. Dit verklaart waarom de TV-KI factor geen invloed heeft wanneer klop onder deze vorm optreedt. 30 25 20

KI

15 TV-‐KI=0,0015

10

TV-‐KI=15

5 0 -‐5

0

5

10

-‐10

15

20

25

30

IT[°BTDC]

(a) KI bij verschillende TV-KI

30 25 25

KO [°ATDC] KO [°ATDC]

20 20

15 15 3rd deriv

10 10

TV-‐KI=0,0015 KO [°ca ATDC] TV-‐KI=15

5 5

0 0 0 0 -‐5 -‐5

5 5

10 10

15 15

20 20

25 25

IGN [°BTDC] IT[°BTDC]

(b) KO bij verschillende TV-KI

Figuur 4.22: Invloed TV-KI

51

30 30

52

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie Invloed resolutie 25

Figuur 4.23 toont de invloed van de samplefrequentie op de berekende KI en het klopbegin 20

bepaald met de HRR-methode. Er is geen beduidend verschil op te merken in de klopin15

KO [°ATDC]

tensiteit door de grote spreiding op de waarden bij de grootste samplefrequentie. Wel is 10

een stijgende trend waar te nemen van de klopintensiteit bij toenemende aantal KO 10s/°ca 5

KO 1/s°ca

°

samples ca .

Bij zware klop0 en een samplefrequentie van 3, 6 kHz wordt klop te vroeg gedetecteerd. Bij 0

5

10

15

20

25

30

deze lage samplefrequentie worden verschillende punten van de warmteafgifte oscillaties -‐5 verbonden. Zo -‐10 kan de T Vinterf erence waarde overschreden worden nog voor de werkelijke IGN [°BTDC]

kloposcillaties voorkomen. Dit volgt uit de vergelijking van Figuren 4.24(a) en 4.24(b). 30 25

KI

20 15

KI 10s/°ca

10

KI 1s/°ca KI 2s/°ca

5

KI 5s/°ca 0 -‐5

7

12

17

-‐10

22

27

32

IT[°BTDC]

(a) KI bij verschillende samplefrequenties 25 20

KO [°ATDC]

15 10 KO 10s/°ca 5

KO 1/s°ca

0 0

5

10

15

20

25

30

-‐5 -‐10

IGN [°BTDC]

(b) KO bij verschillende samplefrequenties

30 25

Figuur 4.23: Invloed samplefrequentie

KI

20 15

KI 10s/°ca

10

KI 1s/°ca KI 2s/°ca

5

KI 5s/°ca 0 -‐5 -‐10

7

12

17

52 IT[°BTDC]

22

27

32

53


30 60

20 Heat release Rate [J/°ca]

Heat release Rate [J/°ca]

40

20

0

−20

10

0

−10

−40

−20 −60 350

355

360

365 Positie [°ca]

370

375

−30 300

380

350

400

450

Positie [°ca]

(a) Qf ilt bij samplefrequentie van 36 kHz

(b) Qf ilt bij samplefrequentie van 3, 6 kHz

Figuur 4.24: Invloed samplefrequentie

conclusie De Heat Release Rate methode is gebaseerd op de Average Energy methode, maar is duidelijk verder geoptimaliseerd. Desondanks is er geen duidelijke sprong waarneembaar bij het optreden van klop en is er een grote spreiding aanwezig op de resultaten.

4.3

Vergelijkende studie

Na de bespreking van de individuele klopdetectiemethoden, worden de verschillende methoden met elkaar vergeleken. De methoden die worden vergeleken zijn: MAPO, Average Energy, 3de afgeleide en Heat Release Rate. Er wordt nagegaan hoe sterk de methoden met mekaar gecorreleerd zijn en hoe de evolutie verloopt van het aantal cycli in klop bij het veranderen van het ontstekingstijdstip. Het begin van klop en de sensitiviteit op de drempelwaarde voor klop voor de methoden wordt ook vergeleken.

4.3.1

Correlatie tussen de methoden

Om de methoden met elkaar te vergelijken wordt de correlatiecoëfficiënt gebruikt, die aangeeft hoe sterk het lineair verband is tussen 2 grootheden. Vergelijking 4.20 wordt hiervoor toegepast op alle meetpunten van de 4 opgemeten werkingspunten. De correlatie die wordt weergegeven is dus deze van de intensiteit van elke methode per opgemeten cyclus. De resultaten worden weergegeven in Tabel 4.10. rx,y

PN P x(i) N i=1 i=1 y(i) q P =q P P PN N N 2 2 N 2 2 N N i=1 x (i) − ( i=1 x(i)) i=1 y (i) − ( i=1 y(i)) N

PN

i=1 x(i)y(i)

−

53

(4.20)

54

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie MAPO

AE

3de afgeleide

HRR

1

0,8758

-0,8573

0,8569

AE

0,8758

1

-0,6917

0,9747

3de afgeleide

-0,8573

-0,6917

1

-0,6671

HRR

0,8569

0,9747

-0,6671

1

MAPO

Tabel 4.10: Correlatiecoëfficiënten

De correlatie tussen de verschillende methoden is in de meeste gevallen beduidend. De resultaten stemmen overeen met die van Xiaofeng [15] en Shahlari [19] voor MAPO en Average Energy in het tijdsdomein. De correlatie is beduidend, maar uit Figuur 4.25(a) blijkt dat het verband tussen beide methoden niet lineair is. De Average Energy neemt meer dan lineair toe ten opzichte van MAPO. De signaalenergie neemt dus sneller toe bij klop dan de maximale amplitude van het druksignaal. De correlatie tussen beide methoden is toch beduidend omdat het sterker dan lineair effect pas duidelijk wordt bij zware klop. De correlatie tussen de methode van de 3de afgeleide en MAPO is eveneens beduidend. Op Figuur 4.25(b) is echter geen duidelijk lineair verband te zien tussen beide methoden zoals aangehaald door Checkel [17]. Bij zwaarder wordende klop, zal het minimum van de 3de afgeleide afnemen en het maximum van de drukoscilatie zal toenemen. Een sterk verband tussen beiden is echter niet zichtbaar. Dezelfde conclusie kan getrokken worden voor het verband tussen de signaalenergie en het minimum van de 3de afgeleide. De correlatiecoëfficiënt tussen de Average Energy en 3de afgeleide is matig. Op Figuur 4.25(c) geen lineair verband te zien tussen beide methoden. De beduidende correlatie tussen Average Energy en de Heat Release Rate methode valt op. Dit is te verwachten aangezien beide methoden steunen op de signaalenergie van het druksignaal. Op Figuur 4.25(d) is een duidelijk lineair verband te zien.

4.3.2

Aantal cycli in klop

Om het verloop van het aantal cycli in klop in functie van het ontstekingstijdstip voor de methoden te kunnen vergelijken, moeten eerst de drempelwaarden worden bepaald. De drempelwaarde is een waarde voor de klopintensiteit waarboven een cyclus wordt beschouwd als kloppend. Het is niet nodig om een drempelwaarde vast te leggen voor de Heat Realease Rate methode, aangezien de drempelwaarde per cyclus wordt bepaald door de methode zelf. Bij de methode van de 3de afgeleide is een drempelwaarde vastgelegd 54

55


0

600

−2 −4 −6 400

d³p/dθ³ [kpa/°ca²]

Average Energy [kpa²]

500

300

200

−8 −10 −12 −14 −16

100

−18 0

0

100

200

300 MAPO [kpa]

400

500

−20 0

600

(a) Average Energy in functie van MAPO

100

200

300 MAPO [kpa]

400

500

600

(b) 3de afgeleide in functie van MAPO 6

0 −2

5 Heat Release Rate [J²sec/°ca]

−4

d³p/dθ³ [kpa/°ca²]

−6 −8 −10 −12 −14 −16

4

3

2

1

−18 −20 0

50

100

150 200 250 Average Energy [kpa²]

300

350

400

0

0

100

200 300 400 Average Energy [kpa²]

500

600

(c) 3de afgeleide in functie van Average (d) HRR in functie van Average Energy Energy

Figuur 4.25: Vergelijking verschillende methodes

door Checkel [17]. Voor de MAPO en Average Energy methode worden echter geen drempelwaarden vermeld. Daarom is beslist om de drempelwaarde van de 3de afgeleide als basis te gebruiken voor het vastleggen van de drempelwaarde voor MAPO en Average Energy. De gevolgde werkwijze is als volgt: Per werkingspunt is het ontstekingstijdstip waarbij klop optreedt bepaald. Dit is het ontstekingstijdstip waarbij de gemiddelde waarde van de 3de afgeleide de drempelwaarde overschrijdt. Vervolgens wordt de waarde van MAPO en Average Energy bepaald bij dit ontstekingstijdstip. De methode wordt herhaald voor elk werkingspunt en de gemiddelde waarden worden genomen over alle werkingspunten. De bekomen drempelwaarden worden gegeven in Tabel 4.11. Aan de hand van de berekende drempelwaarden is het mogelijk om het aantal cycli in klop per meetpunt te bekomen. Het verloop van het aantal cycli in klop in functie van het ontstekingstijdstip wordt getoond in Figuren 4.26(a) en 4.26(b). 55

56

Hoofdstuk 4. Drukgebaseerde klopdetectie Methode

Drempelwaarde

3de afgeleide

7 kpa/◦ ca3

MAPO

34, 625 kpa

AE

4, 607 kpa2

Tabel 4.11: Drempelwaarden voor klop 100

% cycli in klop

80 60

MAPO AE

40

3de afg. 20

HRR

0 0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

(a) Werkingspunt 1 100

% cycli in klop

80 60

MAPO AE

40

3de afg. 20

HRR

0 0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

(b) Werkingspunt 2


Uit beide figuren blijkt dat alle methoden bij eenzelfde ontstekingstijdstip geen cycli in klop, enkele cycli in klop en alle cycli in klop detecteren. Bij matige klop wordt echter een verschillend aantal cycli in klop gegeven voor de verschillende methoden. De methode van de 3de afgeleide en de Heat Release Rate geven steeds een hoger aantal cycli in klop dan de overige methoden. De methode met de Average Energy geeft steeds het kleinste aantal cycli in klop. Elke methode is dus in staat om het verloop van het aantal cycli in klop correct weer te geven. Het aantal cycli in klop verschilt echter naargelang de gebruikte 56

57


methode. De oorzaak hiervan is de bepaling van de drempelwaarde voor klop voor MAPO en Average Energy. Om het effect van de drempelwaarde voor klop op het verloop, wordt een sensitiviteitsanalyse uitgevoerd op de drempelwaarde. Sensitiviteit drempelwaarde De invloed van de drempelwaarde voor klop op het aantal cycli in klop wordt onderzocht voor de MAPO en Average Energy methode. De drempelwaarde is voor deze methode bekomen door de uitmiddeling van verschillende grenswaarden voor een aantal werkingspunten. Hierdoor is slechts een benadering bekomen voor de grenswaarde. Om het effect op het aantal cycli in klop te onderzoeken, wordt de drempelwaarde met 20% verlaagd en

% cycli in klop

met 20% verhoogd. Het verloop wordt weergegeven in Figuren 4.27(a) en 4.27(a). 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

-‐20% standaard

+20%

0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

% cycli in klop

(a) Werkingspunt 1: Average Energy 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

-‐20% standaard

+20%

0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

(b) Werkingspunt 1: MAPO


Zoals verwacht heeft de drempelwaarde voor klop een belangrijk effect op het aantal cycli in klop. Geen klop en zware klop worden correct gedetecteerd, maar het aantal cycli in lichte klop varieert naargelang de drempelwaarde. Het verlagen van de drempelwaarde leidt 57

58


tot meer cycli in klop en het verhogen van de drempelwaarde heeft het tegenovergestelde effect. Om een correct aantal cycli in klop te bekomen is het nodig dat de drempelwaarde nauwkeurig gekend is.

4.3.3

Begin van klop

Het begin van klop kan worden gedetecteerd met de MAPO, 3de afgeleide en Heat Release Rate methode. Om de methoden met elkaar te vergelijken wordt de correlatiecoëfficiënt tussen alle methoden berekend. De resultaten worden gegeven in Tabel 4.12. MAPO

3de afgeleide

HRR

1

0,5702

0,5563

3de afgeleide

0,5702

1

0,9726

HRR

0,5563

0,9726

1

MAPO

Tabel 4.12: Correlatiecoëfficiënten begin van klop

Er is een zwakke correlatie tussen de MAPO methode en de Heat Release Rate methode. Er is eveneens een zwakke correlatie tussen de MAPO methode en de 3de afgeleide. De correlatie tussen de 3de afgeleide en de Heat Release Rate methode daarentegen is significant. Figuren 4.28(a), 4.28(b) en 4.28(c) laten echter een sterk lineair verband blijken tussen alle methoden. De Figuren tonen echter enkel het relevant bereik van krukhoeken voor het begin van klop. De MAPO methode vertoont veel waarden die buiten dit bereik liggen. De maximale amplitude van de druk ligt dan buiten het relevante gebied voor het begin van klop en geeft bijgevolg geen aanduiding voor het begin van klop. Op Figuren 4.28(a), 4.28(b) is zichtbaar dat in sommige gevallen het begin van klop veel vroeger wordt aangegeven door de MAPO methode. De maximale amplitude van de druk valt dan voor het begin van klop aangegeven door de andere methoden. De MAPO methode is dus niet aangewezen om het begin van klop te detecteren. De 3de afgeleide en de Heat Release Rate methode geven beiden nagenoeg dezelfde waarden voor het begin van klop. Er valt op dat de methode van de 3de afgeleide soms het begin van klop detecteert bij 360◦ ca terwijl de andere methoden het begin van klop later detecteren. Het minimum van de 3de afgeleide valt in deze gevallen samen met de verandering van de kromming van de drukpiek ten gevolge van de compressie en niet ten gevolge van klop. Er kan worden besloten dat de MAPO methode niet geschikt is om het begin van klop te detecteren. De 3de afgeleide en Heat Release Rate methode zijn hiervoor beter geschikt. 58

59

420

420

410

410

400

400

Klopbegin Heat Release Rate [°ca]

Klopbegin d³p/dθ³ [°ca]


390 380 370 360 350 340 330

390 380 370 360 350 340 330

320 320

330

340

350

360 370 380 390 Klopbegin MAPO [°ca]

400

410

420

(a) Klopbegin 3de afgeleide in functie van MAPO

320 320

330

340

350

360 370 380 390 Klopbegin MAPO [°ca]

400

410

420

(b) Klopbegin HRR in functie van MAPO

420

Klopbegin Heat Release Rate [°ca]

410 400 390 380 370 360 350 340 330 320 320

330

340

350

360 370 380 390 Klopbegin d³p/dθ³ [°ca]

400

410

420

(c) Klopbegin HRR in functie van 3de afgeleide

Figuur 4.28: Vergelijking van het klopbegin voor verschillende methodes

4.4

Conclusie

Aan de hand van de vergelijkende studie tussen de methoden, is het mogelijk om enkele enkele conclusies te trekken. De MAPO methode zal niet verder worden gebruikt. Deze methode is afhankelijk van de vooropgestelde drempelwaarde en onderschat de intensiteit van klop. Bovendien berust de methode op een piekwaarde waardoor het eenvoudig be¨ınvloed kan worden door ruis en geen rekening houdt met de rest van het signaal. De Average Energy methode wordt eveneens niet verder gebruikt. Deze methode is net als de MAPO methode afhankelijk van een drempelwaarde om klop te bepalen. De fysische grondslag ervan is dezelfde als de Heat Release Rate methode, maar deze bevat minder ruis en extra correcties op de klopintensiteit. De Heat Release Rate methode zal wel nog verder worden gebruikt, ondanks de het feit dat 59

60


geen significante sprong aanwezig is bij het optreden van klop. Dit komt door de toegenomen spreiding op de resultaten door het stochastisch karakter van het klopverschijnsel. De methode hoeft geen drempelwaarde en is het meest geavanceerd door de ingebouwd correcties voor de klopintensiteit. De voorspelling van het begin van klop is ook steeds consistent. De methode van de 3de afgeleide zal eveneens worden gebruikt voor het verdere onderzoek. De methode hangt af van een drempelwaarde en berust op een piekwaarde. Desondanks geeft de methode hetzelfde verloop van het aantal cycli in klop als de Heat Release Rate methode. De voordelen van deze methode zijn dat ze kan gebruikt worden bij een lage samplefrequentie en een kleine spreiding op de resultaten heeft. De methode is ook ontwikkeld voor de CFR-motor zodat de drempelwaarde voor klop kan worden overgenomen.

60

Hoofdstuk 5

De Thin Film Gauge sensor 5.1

Inleiding

Het warmteverlies naar de cilinderwanden in een verbrandingsmotor heeft een belangrijke invloed op het vermogen, het rendement en de emissies van de motor. Indien de warmteoverdracht groter wordt, zal de gemiddelde temperatuur en druk in de verbrandingskamer dalen. Hierdoor wordt een lager rendement en vermogen bekomen. De vorming van emissies zoals N Ox is sterk afhankelijk van de temperatuur in de verbrandingskamer. Verder heeft de warmteoverdracht een belangrijke invloed op het optreden van klop aangezien dit een fenomeen is dat sterk thermisch gestuurd wordt. Door de trend van het downsizen van motoren wordt kloppende verbranding belangrijker bij het optimaliseren van motoren aangezien klop de limiterende factor is voor het maximaal mogelijke vermogen en rendement van de motor. De warmteoverdracht is dus een belangrijke parameter in de ontwikkeling en de optimalisatie van een motor. De optimalisatie gebeurt hedendaags met software die de verbranding en de stroming in de motor simuleert. De nauwkeurigheid van deze simulaties is afhankelijk van de nauwkeurigheid van het onderliggend model. Een correct model van de warmteoverdracht is hierin cruciaal aangezien de wandtemperatuur een belangrijke randvoorwaarde is. Metingen van de warmteflux zijn nodig om data te leveren voor de opbouw van een accuraat model. In dit hoofdstuk wordt de Thin Film Gauge sensor besproken die wordt gebruikt voor het meten van de warmteflux bij een kloppende verbranding.

61

62

Hoofdstuk 5. De Thin Film Gauge sensor

5.2

Warmtefluxmeting

Om de warmteflux in een verbrandingskamer correct te meten is het noodzakelijk dat de sensor niet alleen nauwkeurig is, maar ook zeer snel reageert en bestand is tegen de hoge temperaturen en belasting in de verbrandingskamer. Een bijkomende voorwaarde is dat de sensor ook voldoende klein is, zodat deze kan ingebouwd worden in een productiemotor. Hierdoor kan het model van de warmteoverdracht geëvalueerd worden voor meerdere types van motoren. Vaak wordt een optische meettechniek gebruikt zoals de coherent anti stokes raman spectroscopy methode (CARS) om de warmteflux te bepalen [20]. Hiervoor is een optisch toegankelijke motor nodig zodat het meetbereik beperkt is. Een optisch toegankelijke motor laat slecht een lage maximumdruk toe en een gering aantal opeenvolgende meetcycli. Door de afwijkende vorm van de verbrandingskamer is de motor eveneens niet representatief voor een productiemotor. Ook worden veelvuldig coaxiale warmtefluxsensoren gebruikt om de warmteflux te bepalen zoals in [21], [22], [23] en [24]. Bij deze sensoren is een eendimensionaal model voor de warmteoverdracht ontoereikend door de parasitaire laterale effecten die optreden bij gebruik van deze sensoren. In [25] wordt gebruik gemaakt van de commerciële HFM-7 sensor van Vatell voor warmtefluxmetingen ter validatie van een brandstofonafhankelijk warmteoverdrachtsmodel. Deze sensor meet rechtstreeks de warmteflux aan de hand van bijgeleverde kalibratiewaarden. Deze sensor is voldoende accuraat, maar is ontoereikend voor warmtefluxmetingen onder kloppende omstandigheden. De sensor is niet geschikt voor werking bij hoge piekdrukken die optreden bij een kloppende verbranding. Ook is de sensor door zijn afmetingen niet geschikt om toe te passen in productiemotoren. Hierdoor kan de sensor niet bijdragen tot een uitbreiding van het warmteoverdrachtsmodel voor andere motortypes. Er is dus nood aan een alternatieve sensor die geschikt is voor gebruik in verbrandingsmotoren. In [13] en [25] wordt een vergelijkende studie uitgevoerd tussen enkele alternatieve sensoren en de Vatell HFM-7 sensor. De twee vergeleken alternatieve sensoren zijn de eroding ribbon sensor en de Thin Film Gauge sensor. Beide alternatieve sensoren meten de ogenblikkelijke wandtemperatuur op. Aan de hand van signaalverwerkingsmethoden kan uit de wandtemperatuur de ogenblikkelijke warmteflux bepaald worden. De sensoren worden vergeleken op reactiesnelheid en nauwkeurigheid. Uit het onderzoek blijkt dat de eroding ribbon sensor een onvoorspelbaar gedrag vertoont. De Thin Film Gauge sensor (TFG) daarentegen, is een waardig alternatief voor de Vatell HFM-7 sensor. De sensor ook beter bestand tegen de hoge piekdrukken die optreden tijdens een kloppende verbran62

63


ding. Daarom wordt voor de warmtefluxmetingen in deze thesis gekozen voor de Thin Film Gauge sensor.

5.2.1

De Thin Film Gauge sensor

De gebruikte warmtefluxsensor is een Thin Film Gauge sensor ontwikkeld aan de Universiteit van Oxford [1]. In het Osney Thermo-Fluids Laboratory worden deze sensoren gebruikt voor hoogfrequente temperatuurs- en warmtefluxmetingen in gasturbines. Deze sensor komt in twee varianten afhankelijk van het substraat dat gebruikt wordt om de sensoren op te plaatsen. De berekening van de ogenblikkelijke warmteflux van dit type sensor steunt op de warmteoverdracht door conductie in het substraat van de sensor. De bijhorende signaalverwerking komt aan bod in hoofdstuk 6. De bouwwijze van de sensoren wordt uitgebreid besproken in 5.3. De werking van de sensoren en de benodigdheden voor de data-acquisitie komen aan bod in 5.4.

5.3

Opbouw van de TFG-sensor

De opbouw van de TFG-sensor is eenvoudig. Er worden verschillende Resistance Temperature Detectors of thermistoren aangebracht op een substraat. Dit zijn weerstanden waarvan hun weerstandswaarde verandert naargelang de temperatuur zodat het mogelijk is om de ogenblikkelijke wandtemperatuur te meten. Het substraat dient om de thermistoren thermisch en elektrisch te isoleren. De sensor kan ook nog een dieptethermokoppel bevatten dat gebruikt kan worden als randvoorwaarde bij het oplossen van de warmtediffusievergelijking (Vergelijking 6.1). De thermistoren zijn opgebouwd uit platinum. Platinum heeft als eigenschap dat het stabiel blijft onder oxiderende omstandigheden zodat het materiaal zich uitstekend leent tot metingen in de verbrandingskamer. Er is ook een goede adhesie met het onderliggende substraat zodat de sensor kan gebruikt worden onder zware belasting. De adhesie wordt bekomen door de thermistoren te schilderen op het substraat [26]. De platinumpartikels worden in suspensie gehouden met een chemisch agens waarna deze op het substraat aangebracht worden. Om een zo glad mogelijke oppervlak te bekomen is het belangrijk dat de suspensie goed geagiteerd is voor het wordt aangebracht. Na het aanbrengen wordt de thermistor gebakken op het substraat in een oven. De resulterende laagdikte die bekomen wordt door deze afzettingsmethode bedraagt 0, 1 µm. Dankzij de lage massa van de thermistoren hebben deze een geringe thermische traagheid zodat een hoge frequentieresponsie

63

64


mogelijk is. Door de kleine afmetingen van een thermistor is het mogelijk om er meerdere aan te brengen op een klein oppervlak. Door hun geringe dikte tasten de thermistoren de temperatuurgeschiedenis van het oppervlak niet aan. Ook kunnen thermistoren afgezet worden op gekromde oppervlakken.

5.3.1

Single layer TFG

Indien het substraat een keramisch materiaal is, wordt de sensor een single layer TFG genoemd. Er is gekozen voor een keramisch substraat omdat dit zowel thermisch als elektrisch isolerend is. Figuur 5.1(a) toont de schematische opbouw van de sensor. De single layer TFG die wordt gebruikt voor dit onderzoek is getoond op Figuur 5.1(b).

®

Het gebruikte keramisch substraat is M ACOR , waarop drie platinum thermistoren zijn geschilderd. Onder het substraat bevindt zich een K-type thermokoppel. Om de sensor in de motor te monteren, wordt het substraat op een bout bevestigd. De bout wordt in de verbrandingskamer gebracht zodat de thermistoren evenwijdig komen met de wand van de verbrandingskamer.

ure detector ure sensing

ent of TFG

e T0

ncoated Vatell HFM-7 nsor was used before to n combustion engine [6, heat flux signal from a ure signal from an RTD er was used as a current for both output signals. W/cm2 by Vatell and heat flux directly out of nual [8]).

Figure 2 TFG on Macor (a) Opbouw van single layer TFG sensor (b) Foto van single layer TFG sensor A constant current was sent through the TFG to generate a change in the voltage over the sensor proportional to the change of the sensor’s resistance in function of the temperature. Multiplying the equation above with Figuur the current5.1: I results in the single layer TFG sensor following equation, which is used to derive the temperature increase out of the measured voltage increase (V0 is the measured voltage at T0):

5.3.2

∆! Double layer ∆! = TFG

(2)

!! !!

BijThe de double layercoefficient, TFG worden de retrieved thermistoren temperature α0, was from bevestigd op een isolerend materiaal dat calibration experiments in an oven. The temperature in the oven gelijmd wordt op een Pt-100 metalen substraat. Figuur 5.2(a) toont de schematische opbouw was controlled by a reference thermocouple and varied between 25°C and 80°C in 7 steps. After stabilisation of the van de toont een double oven, the sensor. resistance Figuur of the 5.2(b) TFG was measured. The layer TFG. Het isolerend materiaal is measurements for one of the TFG’s are given in Figure 3. The hierbij Upilex-s, een polymeer van imiden. Het materiaal heeft goede eigenschappen om least squares method was used to generate a linear curve through the measured points. This curve was converted into the form of equation 1 in order to calculate α0. In order to do this, T0 has to be chosen as the ambient temperature in the64 lab, which was 24.3°C. The calculated coefficients are presented in Table 1. Table 1: temperature coefficients of the TFG sensors Sensor

α0 (mΩ/°C)

65


toegepast te worden in de verbrandingskamer van de motor. Upilex-s is chemisch resistent en heeft een hoge thermische weerstand. Onder het substraat bevindt zich een K-type thermokoppel. Om de sensor in de motor te monteren, wordt het substraat op een bout bevestigd. Deze bouwwijze laat ook toe de sensor rechtstreeks te monteren op een metalen motoronderdeel aangezien de thermische en elektrische isolatie gebeurt door de Upilex-s laag. Uit vorig onderzoek [13] is echter gebleken dat de lijmlaag de duurzaamheid van de sensor vermindert. De lijmlaag is niet bestand tegen de hoge temperaturen in de verbrandingskamer. Indien een ander isolerend materiaal gevonden wordt met een betere adhesie met het metalen substraat kan de robuustheid van dit type TFG sensor verbeterd worden. Uit een experiment op de schotproefstand is ook gebleken dat de temperatuur gemeten met het dieptethermokoppel sneller stijgt dan de temperatuur gemeten met de thermistoren. Dit kan enerzijds wijzen op een constructiefout in de sensor anderzijds kan dit veroorzaakt worden door meerdimensionale warmteoverdrachtseffecten in de sensor (zie 6.1). Daarom worden de warmtefluxmetingen in de motor uitgevoerd met een single layer TFG-sensor.

(a) Opbouw van double layer TFG sensor

(b) Foto van double layer TFG sensor

Figuur 5.2: double layer TFG sensor

5.3.3

Montage

Het monteren van de sensor in de motor via een bout is mogelijk in de CFR onderzoeksmotor die wordt gebruikt in dit onderzoek. Dit is echter minder vanzelfsprekend in een productiemotor, waar de beschikbare ruimte beperkt is. In een gasturbine wordt een volledige schoep van de stator of rotor vervangen door een keramische variant ervan. Een volledige cilinderkop of zuiger vervangen door een keramische versie is echter niet mogelijk. 65

66


Een mogelijke oplossing is om de TFG rechtstreeks op de cilinderkop of op de zuiger aan te brengen. Dit vereist echter een nieuwe bouwvorm van de TFG.

5.3.4

Nieuwe bouwvormen

Om de TFG rechtstreeks op motoronderdelen te bevestigen, is de double layer TFG-sensor heel interessant aangezien de thermistoren bevestigd worden op een isolatielaag en niet rechtstreeks op een metalen substraat. Deze sensor kan gemonteerd worden over het volledige binnenoppervlak van de verbrandingskamer ongeacht het materiaal. Hiervoor is een robuuste thermische en elektrische coating nodig die ook voor voldoende adhesie zorgt. Nu gebeurt de isolatie door de Upilex-s laag en de adhesie door de lijmlaag. De lijmlaag is echter niet voldoende duurzaam voor langdurige metingen in de motor. Daarom wordt verkozen om de isolerende laag op een andere manier op een metalen oppervlak te bevestigen. Om de thermistoren op een metalen motoronderdeel aan te brengen, moet er een isolerende laag worden aangebracht tussen de thermistoren en de motoronderdelen. Deze isolerende laag moet aan een aantal voorwaarden voldoen: elektrisch isolerend thermisch isolerend goede adhesie met de platinum RTD en de metalen ondergrond dun duurzaam

In het onderzoek naar het gebruik van dunne film thermokoppels in verbrandingsmotoren, stuit men op hetzelfde probleem. Er is ook nood aan een dunne isolerende laag. Uit onderzoek [27] en [28] blijkt dat Al2 O3 uiterst geschikt is als isolerende laag vanwege de goed aanhechting met metaal en de stabiliteit onder reducerende en oxiderende omstandigheden. Een mogelijkheid om de Al2 O3 laag te bekomen op het basismetaal, is het basismetaal te coaten met FeCrAlY. Indien het materiaal vervolgens een warmtebehandeling ondergaat zal de FeCrAlY worden geoxideerd tot Al2 O3 . De warmtebehandeling voor de oxidatie moet echter gebeuren bij een temperatuur van meer dan 1300 K. Regulier gietijzer en laaggelegeerde metalen zijn niet bestand tegen de hoge temperatuur, waardoor deze methode enkel toepasbaar is voor hooggelegeerde metalen. Er zijn twee alternatieve coating methoden onderzocht: magnetronsputteren en dipcoaten. 66

67

Hoofdstuk 5. De Thin Film Gauge sensor Magnetronsputteren

Bij het magnetronsputteren worden het basismetaal en een ander metaal dat als kathode fungeert, in een vacu¨ umkamer gebracht met een reactief gas [29]. Er wordt een voldoende hoge spanning aangelegd over het inert gas zodat het gas ioniseert. De positief geladen ionen worden aangetrokken door de kathode. Bij de botsing van de ionen met het metaal dat als kathode dient, worden kathode atomen uitgestoten. De kathode atomen reageren met het gas in de vacu¨ umkamer tot een metaaloxide. De metaaloxide slaat vervolgens neer op het basismetaal zodat een dunne oxidelaag wordt gevormd. Afhankelijk van het kathodemateriaal kan een Al2 O3 of een T IO2 laag worden bekomen. De gevormde laag is enkele nanometers dik.

Dipcoaten Het dipcoaten is een chemisch proces waarbij het basismetaal in een oplossing met metaalionen wordt ondergedompeld. De metaalionen hechten zich vast aan het basismetaal. Bij het verwijderen van het basismetaal uit de oplossing, is er een dunne laag metaalionen aanwezig op het oppervlak. Het basismetaal wordt vervolgens in een oven geplaatst voor een warmtebehandeling waarbij de metaalionen uit de oplossing geoxideerd worden. Hierdoor ontstaat een metaaloxidelaag. Deze laag slechts enkele nanometers dik, maar kan dikker worden gemaakt door het proces enkele malen te herhalen.

5.4

Gebruik TFG-sensor

De algemene werking van de TFG-sensor steunt op de weerstandsverandering van de dunne platinum thermistoren. De platinum thermistoren zijn weerstanden waarvan de weerstandswaarde lineair variëert met de temperatuur volgens Vergelijking 5.1. Het subscript 0 wijst op de waarden bij een bepaalde referentietemperatuur. Door het meten van de weerstand bij verschillende temperaturen kan de coëfficiënt α0 bepaald worden. Hierdoor is het verband gekend tussen de weerstand van de thermistor en de temperatuur. Naast de thermistoren wordt ook een temperatuurmeting uitgevoerd onder het oppervlak van de sensor aan de hand van een K-type thermokoppel.

R = R0 .[1 + α0 .(T − T0 )]

(5.1)

Om de sensoren te kunnen gebruiken met de data-acquisitie wordt een constante stroom 67

68


I0 door de weerstanden gestuurd met een stroombron. Hierdoor kan uit een variatie van de opgemeten spanning de temperatuurvariatie gevonden worden volgens Vergelijking 5.2. Deze vergelijking wordt bekomen door Vergelijking 5.1 te vermenigvuldigen met de waarde van de stroom I0 .

∆T =

∆V α0 .V0

(5.2)

Om de sensoren in de motor te kunnen gebruiken moet de spanning op de uitgang van de stroombron gekend zijn. Bij de referentietemperatuur T0 wordt daarom de stroom door de thermistoren zo gekozen dat een constante referentiespanning V0 van 250 mV over de thermistoren staat onafhankelijk van de weerstandswaarde R0 van de thermistoren. Het signaal wordt vervolgens versterkt met een versterker. Deze voert geen filtering uit van het signaal zodat de responsie van de TFG-sensor niet be¨ınvloed wordt. Bij de verwerking van het opgemeten signaal wordt het signaal gefilterd met een laagdoorlaatfilter om het ruis in het signaal tegen te gaan. Met de versterker kan een offset ingesteld worden. Dit laat toe om de spanning over de thermistor bij referentieomstandigheden op 0 V in te stellen. Hierdoor herleidt Vergelijking 5.2 zich tot Vergelijking 5.3. T =

V + T0 α0 .V0

(5.3)

De TFG-sensor meet nu twee temperaturen op: de wandtemperatuur en een temperatuur op een bepaalde diepte. In 6 wordt dieper ingegaan op de signaalverwerkingsmethoden die uit deze twee temperatuursignalen de ogenblikkelijke warmteflux kunnen afleiden. Dit probleem steunt op warmteoverdracht door conductie in het substraat waarop de thermistoren bevestigd zijn.

5.5

Kalibratie

Om het lineaire verband te bepalen tussen de weerstand van de thermistoren en de temperatuur wordt een kalibratie in een waterbad uitgevoerd. Hierbij wordt de TFG-sensor in een pvc-omhulsel gebracht en vervolgens in het waterbad gehangen. De gewenste temperatuur van het waterbad wordt ingesteld door middel van een PID-regelaar die de temperatuur op een constante waarde houdt met verwarmingselement. Na enige tijd zal de volledige TFG-sensor zich op dezelfde temperatuur bevinden als het water. De exacte temperatuur van het water nabij de sensor wordt bepaald aan de hand van een PT-100

68

69


sensor die naast de TFG wordt bevestigd in het waterbad. De diepte van de PT-100 sensor wordt zo gekozen dat het op gelijke diepte in het water komt als de thermistoren, om zo nauwkeurig mogelijk de temperatuur te meten nabij de thermistoren. De opgemeten weerstandswaarden voor verschillende temperaturen wordt aan een lineaire regressie onderworpen. Door middel van de methode van kleinste kwadraten kunnen de coëfficiënten a en b in Vergelijking 5.4 bepaald worden samen met hun betrouwbaarheidsinterval.

R = a·T + b

(5.4)

Vergelijking 5.4 wordt omgevormd tot Vergelijking 5.1 door een keuze van T0 en R0 . Hierdoor kan α0 worden berekend volgens Vergelijking 5.5. Voor de foutenanalyse van de α0 wordt verwezen naar Bijlage C.2.5.

α0 =

a b + a · T0

(5.5)

Tabel 5.1 bevat de bekomen coëfficiënten van de gebruikte single layer TFG, met bijhorende kleurencombinatie van de sensorbedrading. Op de TFG sensor zijn drie thermistoren bevestigd. Iedere thermistor heeft specifieke kalibratiewaarden. Aangezien een thermistor defect is van de gebruikte sensor, wordt in de tabel slechts de kalibratiewaarden gegeven voor de twee werkende thermistoren. Voor de waterbadkalibraties van alle beschikbare TFG-sensors wordt verwezen naar de bijgeleverde DVD.

sensor

Ω a [K ]

b [Ω]

α0 [ mΩ K ]

R0 [Ω]

TFG single 1 (blauw/zwart)

0.1167 ± 0.0003

54.50 ± 0.02

2.14 ± 0.01

56.48 ± 0.04

TFG single 2 (blauw/oranje)

0.0924 ± 0, 0012

42.92 ± 0, 01

2.15 ± 0.05

44.77 ± 0.21

Tabel 5.1: Bekomen kalibratiecoëfficiënt voor de gebruikte TFG-sensor bij T0 =20◦ C

Alternatieve kalibratie Het gebruikte temperatuursinterval voor de metingen is ∼ 20◦ C tot ∼ 80◦ C. De maximaal haalbare temperatuur van het waterbad wordt beperkt door het lokaal opkoken van het water die de nauwkeurigheid van de metingen vermindert door de ge¨ıntroduceerde temperatuursgradiënten. De wandtemperaturen in verbrandingsmotor zijn echter van de grootteorde 500◦ C. Een weerstandskalibratie tot hogere temperaturen is dan ook wenselijk. Dit kan worden uitgevoerd in een oven. In een oven hebben de grenslaag en de 69

70


convectie echter een belangrijke invloed. Door de sensor in een koperblok te bevestigen en dit koperblok in een oven te plaatsen wordt de invloed van een grenslaag vermeden. Door de grote thermische geleidbaarheid van koper kan een homogeen temperatuursveld rond de TFG bekomen worden. De thermistoren moeten ge¨ısoleerd worden van het koper met behulp van een isolerende materiaal zoals mica. Deze kalibratietechniek zal toelaten om een nauwkeurige kalibraties uit te voeren tot hoge temperaturen.

Invloed klopmetingen Na de meetset in de onderzoeksmotor bij klop (Tabel 6.1) is enige afzetting waargenomen op de het oppervlak van de TFG-sensor. Om het effect na te gaan van deze afzetting werd opnieuw een waterbadkalibratie uitgevoerd na de klopmetingen. Om nauwkeurige warmtefluxmetingen toe te laten is het nodig dat de coëfficiënt α0 niet significant verandert door de metingen. Figuur 5.3 toont de α0 coëfficiënt van de TFG single layer 2 uit Tabel 5.1 voor en na een meetset.

α0 TFG2

α0 [Ω/°C]

2,30E-03

2,20E-03 voor na 2,10E-03

2,00E-03

Figuur 5.3: α0 voor and na meetset 6.1

De foutvlaggen stellen de spreiding voor op de coëfficiënten bepaald door lineaire regressie. Er wordt geen significant verschil vastgesteld. Desalniettemin is het nodig de α0 coëfficiënten van de sensoren herhaaldelijk te kalibreren. Dit om de nauwkeurigheid van de sensor na langdurig gebruik in de motor na te gaan.

70

Hoofdstuk 6

Signaalverwerking De TFG-sensor meet twee temperaturen op: de wandtemperatuur met de thermistor en de temperatuur op een bepaalde diepte in het substraat met het dieptethermokoppel. In 6.1 wordt dieper ingegaan op verschillende methodologieën om aan de hand van deze temperatuursignalen tot de ogenblikkelijke warmteflux te komen. Daarna worden de verschillende methoden met elkaar vergeleken en wordt de beste methode gekozen. In [13] werd deze vergelijkende studie reeds uitgevoerd bij normale verbranding. In dit hoofdstuk wordt de vergelijkende studie uitgevoerd bij kloppende verbranding om de vergelijkende studie te vervolledigen. De beste methode wordt verder gebruikt in hoofdstuk 7. De invloed van de intensiteit van klop wordt nagegaan op de verschillende signaalverwerkingsmethoden. Hiervoor wordt gebruik gemaakt van de meetset die samengevat staat in Tabel 6.1. In elk werkingspunt is door een variatie van het ontstekingstijdstip een variatie in klopintensiteit bekomen. De single layer TFG-sensor is steeds gemonteerd in positie P4.

6.1

Berekening

Voor het afleiden van de ogenblikkelijke warmteflux zijn er twee belangrijke methoden terug te vinden in de literatuur. Beide methoden hebben een volledig ander vertrekpunt in de manier waarop de warmteflux uit de temperatuursignalen wordt afgeleid. De eerste methode is de Fouriermethode (beschreven in [30] en [31]). Deze methode maakt gebruik van een Fourierontbinding van de opgemeten wandtemperatuur van de TFG-sensor. Om een voldoende hoge frequentieresponsie te hebben moeten voldoende termen gebruikt worden in de Fourierontbinding. Ten tweede is er de FIR-methode (Finite Impulse Methode) beschreven in [1]. Deze methode beschrijft de sensor als een LTI-systeem (Linear Time In71

72

Hoofdstuk 6. Signaalverwerking Werkingspunt

CR

MAP [kPa]

λ

IT [°BTDC]

1

9

57

0,96

8 : 20

2

9

71

0,96

-2 : 6

3

9

80

0,97

-8 : 0

4

9

83

0,96

-10 : -2

5

9

57

0,86

2 : 14

6

9

57

1,05

12 : 18

7

8

57

0,92

12 : 26

8

8,5

57

0,98

10 : 18

®

Tabel 6.1: Meetset: single layer TFG-sensor (M ACOR ) op positie P4

variant) dat gekarakteriseerd wordt door een impulsantwoord. Hieronder worden de twee methodes toegelicht. Hier zal enkel de methodologie en de fysische achtergrond gegeven worden. Voor de volledige uitwerking van de opgestelde vergelijkingen wordt verwezen naar Bijlage A.

6.1.1

Fouriermethode

2T Fouriermethode De Fouriermethode steunt op de eendimensionale conductievergelijking in een materiaal. De differentiaalvergelijking 6.1 beschrijft eendimensionale warmtediffusie in een materiaal. Hierbij stelt α =

k ρcp

de thermische diffusiteit voor. De ogenblikkelijke verandering van de

wandtemperatuur wordt veroorzaakt door de veranderende grenslaagcondities tussen het gas en de wand. De wandtemperatuur wordt ontbonden in Fouriercomponenten volgens 6.2. Hierbij zijn An en Bn de Fouriercoëfficiënten en ω is gelijk aan de helft van de hoeksnelheid van de motor. B1 stelt de tijdsuitgemiddelde temperatuur voor aan de wand. Aangezien de variaties snel uitgedempt worden in de cilinderwand wordt voor het thermokoppel onder het oppervlak (x = l) een constante waarde Tl verondersteld. Daarna worden deze gebruikt als randvoorwaarden in Vergelijking 6.1 die door middel van Lapacetransformaties opgelost kan worden.

∂T ∂2T =α 2 ∂x ∂x

72

(6.1)

73

Hoofdstuk 6. Signaalverwerking

Tw (t) = B1 +

N X

(An cos(nwt) + Bn sin(nwt))

(6.2)

n=1

Na oplossing bekomen we de temperatuursfunctie T (x, t) die afhankelijk is van de plaats x (diepte in het sensormateriaal) en de tijd t. Wordt deze temperatuur in Vergelijking 6.3 gesubstitueerd en opgelost aan het oppervlak van de sensor x = 0 dan wordt de ogenblikkelijke warmteflux bekomen.

q = qss + qtrans =

Q dT = −k A dx

(6.3)

1T Fouriermethode Hierbij wordt enkel gewerkt met de oppervlaktetemperatuur als randvoorwaarde. Op deze manier kan enkel de ogenblikkelijke transiënte warmteflux bepaald worden. Om ook de steady-state component qss te bepalen wordt aangenomen dat de warmteflux op nul valt wanneer de gastemperatuur en de wandtemperatuur gelijk zijn. Hiervoor is echter de lokale gastemperatuur nodig nabij de sensor. Deze kan niet bepaald worden met de huidige opstelling. Eén mogelijke manier om deze te bepalen is met een optische meettechniek zoals de CARS-methode beschreven in [20]. Hiervoor is echter een optisch toegankelijke verbrandingskamer nodig. Deze methode laat toe om de gemiddelde gastemperatuur van een klein volume (in de grootteorde van 1 mm3 ) te bepalen. De gastemperatuur die in dit onderzoek wordt gebruikt is een ruimtelijk uitgemiddelde gastemperatuur afgeleid uit de opgemeten druk. Hierdoor wordt een fout ge¨ıntroduceerd. Bij klopmetingen kunnen grote lokale variaties optreden in temperatuur in de eindgas regio door de zelfontsteking van een deel van het onverbrande mengsel. Hierdoor wordt de afwijking tussen de werkelijke gastemperatuur nabij de wand en de ruimtelijke uitgemiddelde gastemperatuur groter.

6.1.2

FIR

De FIR-methode bestaat erin de sensor te beschouwen als een lineair tijdsinvariant systeem. Het LTI-systeem wordt gekarakteriseerd door een impulsantwoord h. Deze methode werd ontwikkeld aan de Universiteit van Oxford [1]. De FIR-methode heeft als voordeel dat de rekentijd korter is dan die van de Fouriermethode. Dit is mogelijk omdat het impulsantwoord h slechts voor iedere combinatie van sensor, samplefrequentie en aantal

73

74


datapunten moet uitgerekend worden. Voor de beschrijving van de methodologie voor het bepalen van het impulsantwoord wordt verwezen naar Bijlage B. Onderstaande Figuur 6.1 toont de schematische voorstelling van de sensor als een LTIsysteem. De ingang is de ogenblikkelijke wandtemperatuur en de uitgang de ogenblikkelijke warmteflux. De warmteflux kan berekend worden door de discrete convolutie (Vergelijking 6.4) uit te rekenen van het temperatuursignaal en het karakteristieke impulsantwoord van de sensor. Hierbij moet de eerste waarde van het temperatuursignaal op nul terug gebracht worden door de temperatuurvector te verminderen met de eerste waarde. Het gevolg is For both alternative sensors, a signal processing technique

Hot air-gun test rig

dat wanneer de sensor inconvert thermisch evenwicht is enkel transi¨ qtrans was niet used to the measured temperature tracede into a heatente warmteflux The first part of the experiments w

fluxdetrace. Here, the impulse method developed at the bestaan air-gun rig’. This rig is an improv berekend wordt door convolutie. Zoals response bij de 1T Fouriermethode er test technieken University of Oxford [10] was used. This method assumes that

sensor is a linear time invariant system with the temperature om de steady state the component qss te bepalen.

being the input and the heat flux being the output as shown in Figure 4.

previously used in ref. [13]. The rig ca perform two kinds of measurements: a be measured by using a shutter and mu measured by using a chopper, powered The heat flux generated by the shutter Figure 5.

Figure 4 the heat flux is the convolution of the impulse and the temperature Figuurresponse 6.1: Schema van het LTI-system The system is characterised by its impulse response h(t) which can be used to calculate the output from the input with the convolution integral:

X ! ! = ℎ ! ∗ !N !−1= q[n] =

! ℎ !!

! ! ! − ! !"

h[k] · T [n − k]

(3)

Because discrete signals k=0 are recorded, the convolution integral is converted into a summation:

Figure 5 Heat(6.4) flux generated by shu (lower)

When the chopper is used, the sp can be varied in order to determine !! = ∙ ![! − !] (4) time and evaluate the dynamic beha basic rig consists out of two structures Er worden drie verschillende methodes om defor steady-state component q The impulse response onderscheiden has to be calculated once each each other, as shownssin Figure 6. sensor according to the methods described in [10]. This allows The kloppende sensors and heat gun ar te bepalen. In paragraaf 6.2flux zullen de drie onder a fast heat calculation oncemethodes the impulse vergeleken response filter worden has structure. The heat gun is pointed up been designed. The impulse response of the TFG on Macor and convectionvan work in the same d omstandigheden. Elk van deze methodes heeft bepaalde aannames om deforced berekening the eroding ribbon is that of a semi-infinite gauge with one heat fluxes can be achieved. All the s layer. The material property that is needed for the calculation of qss mogelijk te maken. or on a bolt in order to fix them on t the impulse response is the thermal product (TP), being equal to structure, the rail with the fast-ope ! ∙ !! ∙ !. For the TFG, the TP of Macor is required, which When using the chopper, this is moun Gastemperatuur was determined experimentally at Oxford, together with its Measurements were performed on one relative error [9]. For the eroding ribbon, the physical Deze methodeproperties is analoog alsapproximated bij de 1T Fouriermethode omfor qssthe te bepalen. De warmtewere by using the values material surrounding the junction, AISI 304 stainless steel, as it flux wordt gelijk aan nul gesteld wanneer degreatest wandtemperatuur is expected that this material has the influence on the en de gastemperatuur properties of the sensor. The value of the TP was gelijk zijn aanthermal elkaar. determined by looking up physical properties of similar materials in ref. [11]. The relative error was based on the spread the thermal properties in literature. The thermal Steady-stateofcomponent van defound wandtemperatuur products are presented in Table 2. Deze methode maakt gebruikt van wet vanusing Fourier (zie Vergelijking 6.5). Als All measurements weredeperformed a National Instruments PXI system connected to a measurement computer.

Bepalen Steady-state component

!!! !!! ℎ[!]

wandtemperatuur wordt de DC-component uit de Fourierontbinding van de wandTable 2: thermal products of the materials used

temperatuur gebruikt. Samen met de temperatuur van het dieptethermokoppel en Relative error Material TP (J/m²Ks1/2) Macor AISI 304 Stainless Steel

2050 74

on TP (%) 4.2

7697

20

Figure 6 the hot-air-g

75


de thermische eigenschap ak1 van de sensor volgt hieruit de steady-state component. ak1 is de verhouding van de diepte van het thermokoppel en thermische conductiviteit k. qss =

Twand − Tdiepte Topp − Tdiepte Q =k = A ldiepte ak1

(6.5)

Gemiddelde wandtemperatuur

Deze methode is analoog aan de methode hierboven beschreven. Als Twand wordt nu niet de DC-component van de Fourierontbinding gebruikt maar wordt de gemiddelde wandtemperatuur gebruikt. Verwacht wordt dat deze methode geen significant verschil zal opleveren met voorgaande methode.

Een samenvatting van de afkortingen voor de gebruikte signaalverwerking is hieronder te vinden: qF IR

gas

1T FIR-methode, gastemperatuur

qF IR

DC

1T FIR-methode, Steady-state component wandtemperatuur

qF IR

m

1T FIR-methode, gemiddelde wandtemperatuur

qF OU R

1T

1T Fouriermethode

qF OU R

2T

2T Fouriermethode

6.1.3

Thermische eigenschappen

De berekening van de ogenblikkelijke warmteflux is afhankelijk van enkele thermische eigenschappen van de sensor. Aangezien de thermistoren een beperkte massa en oppervlak innemen van de sensor zijn de thermische eigenschappen van de sensor bepaald door het substraat. Zowel de bepaling van het impulsantwoord van de FIR-methode (Bijlage B) als de transiënte warmteflux bij de Fouriermethode (Bijlage A) hangen af van het thermisch product TP (zie Vergelijking 6.6). Het thermisch product is afhankelijk van een combinatie van drie materiaaleigenschappen die allemaal temperatuurafhankelijk zijn. Voor de berekening wordt echter gebruik gemaakt van een constante waarde voor het thermisch product waardoor een fout ge¨ıntroduceerd wordt. Het thermisch product van de single layer TFG is gekalibreerd aan de Universiteit van Oxford.

TP =

p k · ρ · cp

75

(6.6)

76


Voor de bepaling van de steady state component wordt gebruik gemaakt van een tweede thermische eigenschap: de ak1 waarde (zie Vergelijking 6.5). Deze waarde stelt de verhouding voor van de diepte van het thermokoppel (ldiepte ) tot de thermische conductiviteit (k) van het substraat. De waarde voor ak1 werd bepaald in [13]. De sensor wordt in de hakkerproefstand geplaatst. Nadat de gemiddelde temperatuur van de sensor niet meer stijgt wordt de waarde van ak1 aangepast zodat de warmteflux op nul terugvalt wanneer het vlinderschot de warmteflux van het heteluchtpistool blokkeert. De waarde van het thermisch product en ak1 voor de single layer TFG op M ACOR

® en de relatieve fouten

worden gegeven in Tabel 6.2. Sensor

TP [ m2 · KJ · s1/2 ]

Rel. fout [%]

2 ak1 [ m W· K ]

Rel. fout [%]

single layer TFG

2050

4,2

0,0017

10

Tabel 6.2: Thermische eigenschappen van de single layer TFG: M ACOR

6.2

®

Vergelijking: signaalverwerkingsmethoden

In deze paragraaf wordt een vergelijkende studie uitgevoerd tussen de verschillende signaalverwerkingsmethoden om de ogenblikkelijke warmteflux te berekenen. In voorgaand onderzoek [13] werd reeds een vergelijkende studie uitgevoerd onder normale verbranding. Daarom wordt nagegaan of dezelfde conclusies kunnen getrokken worden onder kloppende verbranding. Er werd een goede overeenkomst gevonden tussen de methoden die de steady-state component van de flux berekenen a.d.h.v. de gastemperatuur afgeleid uit de druk: qF IR qF OU R

1T .

Deze methoden vertonen echter een offset van enkele

W cm2

gas

en

t.o.v. de andere drie

methoden. Het ogenblikkelijk warmtefluxverloop over de volledige cyclus verloopt echter wel gelijkaardig voor alle methoden. Dit duidt erop dat het transiënte gedeelte van de warmteflux voor de verschillende methoden gelijkaardig is. Aangezien de signaalverwerkingsmethoden qF IR

DC

en qF IR

m

fysisch weinig van elkaar

verschillen en er ook geen significant verschil werd gevonden in vorige thesis wordt hier enkel verder gewerkt met de qF IR

m.

Deze methode heeft als voordeel dat ze geen Fourier

ontbinding vraagt voor het bepalen van de steady state component.

76

77


6.2.1

Invloed klopintensiteit

Lichte klop Eerst wordt het verloop van de ogenblikkelijke warmteflux vergeleken voor de FIR methoden qF IR

gas

en qF IR

kingstijdstip van

m.

Dit wordt gedaan voor werkingspunt 1 uit Tabel 6.1. Het ontste-

12◦ BTDC

wordt gekozen omdat hiermee een minimum derde afgeleide

en dus wijst op een licht kloppend werkingspunt. Onderstaande overeenkomt van −7, 9 kPa θ3 Figuur 6.2 toont het verloop van de ogenblikkelijke warmteflux rond de verbrandingsfase van de cyclus.

160 q FIR m q FIR gas

140

Warmteflux [W/cm²]

120 100 80 60 40 20 0 −20 300

320

340

360

Figuur 6.2: Vergelijking tussen qF IR

m

380 Positie [°ca] and qF IR

gas

400

420

440

460

onder licht kloppende verbranding

De signalen vertonen een gelijkaardig verloop, maar er is een offset waarneembaar. Het temperatuursverschil van het mengsel relatief ten opzichte van de wandtemperatuur en het stromingspatroon van het mengsel variëren doorheen de motorcyclus. Gedurende de inlaatslag (IVO=10◦ kh tot IVC=208◦ kh) is de temperatuur van de lading lager dan deze van de wand. Gedurende de compressieslag stijgt de gastemperatuur zodat deze groter wordt dan de wandtemperatuur. Dit geeft aanleiding tot een warmteflux naar de wand. In dit werkingspunt bedraagt de gemiddelde inlaattemperatuur 42, 6◦ C en de gemiddelde 77

78


wandtemperatuur gedurende de inlaatslag 298◦ C. Deze opgemeten wandtemperatuur is een overschatting van de werkelijke wandtemperatuur doordat de thermistoren ge¨ısoleerd zijn en hun warmte slechts gering kunnen afgeven aan het motorblok. Gedurende de inlaatslag wordt een warmteflux verwacht die negatief is [31]. In dit opzicht is het verloop van de qF IR

gas

warmteflux realistischer aangezien deze rond 0 W/cm2 ligt. qF IR

m

toont

reeds een positieve warmteflux gedurende de inlaatslag. Dit kan verklaard worden door de verschillende aanpak voor het bepalen van de steady state component. qF IR deze uit de conductie van warmte in het substraat. qF IR

gas

m

bepaalt

bepaalt de steady state com-

ponent uit de convectie naar de wand. De gastemperatuur is een ruimtelijk uitgemiddelde waarde. Deze methode kan verbetert worden indien de lokale gastemperatuur opgemeten kan worden. Om de offset te vergelijken van het licht kloppende werkingspunt met de offset bij geen klop wordt de offset bij ontstekingstijdstip 8◦ BTDC berekend. De offset bedraagt 12, 7 W/cm2 . De gemiddelde offset over de volledige cyclus bij het ontstekingstijdstip met licht kloppende verbranding bedraagt 14 W/cm2 . Deze verhoogde offset is te wijten aan de zelfontsteking van het eindgas. Hierdoor wordt de gemiddelde wandtemperatuur hoger wat resulteert in een grotere ogenblikkelijke warmteflux. Voor de volledigheid wordt ook de gemiddelde offset uitgerekend tussen de qF IR qF IR

DC

m

en

om bovenstaande aanname te bevestigen. De gemiddelde offset tussen deze me-

thoden bedraagt 2 · 10−13 W/cm2 . Beide methoden steunen voor de bepaling van de steady state component op de warmteoverdracht door conductie in het substraat. Ook de 1T Fouriermethode maakt gebruik van de gastemperatuur om steady state component te bepalen. Er wordt verwacht dat deze methode goed samenvalt met de qF IR

gas

methode. Onderstaande Figuur 6.3 toont het verloop van alle methoden over een groot deel van de verbrandingscyclus.

78

79


160 q FIR m q FIR gas q FOUR 1T q FOUR 2T

140

Warmteflux [w/cm²]

120 100 80 60 40 20 0 −20 300

320

340

360

380 Positie [°ca]

400

420

440

460

Figuur 6.3: Vergelijking tussen de verschillende signaalverwerkingsmethoden onder licht kloppende verbranding

De vier methoden tonen een zelfde verloop wat er op wijst dat het transiënt gedeelte van de warmteflux gelijkaardig is. Zoals verwacht is er een duidelijke overeenkomst tussen qF IR

gas

en qF OU R

1T

enerzijds en qF IR

m

en qF OU R

2T

anderzijds.

Om te controleren of er een significant verschil bestaat tussen de methoden wordt op Figuur 6.4 ingezoomd op de warmtefluxpieken en worden de bijhorende foutvlaggen getoond voor de vier methoden. De foutvlaggen worden berekend volgens de methode beschreven in Bijlage C.2.6.

79

80

Hoofdstuk 6. Signaalverwerking 180 q FIR m q FIR gas q FOUR 1T q FOUR 2T

170

Warmteflux [W/cm²]

160 150 140 130 120 110 100 365

370

375 Positie [°ca]

380

385

Figuur 6.4: Vergelijking tussen de verschillende signaalverwerkingsmethoden onder licht kloppende verbranding: piek warmteflux

De foutvlaggen overlappen voor de vier methoden waardoor er niet kan gesteld worden dat er een significant verschil bestaat tussen de methoden. Tabel 6.3 geeft de relatieve fout van de methoden voor de opgemeten piekflux. De relatieve fouten van alle methoden zijn betrekkelijk groot. Dit kan verklaard worden door de kloppende verbranding en de hiermee gepaard gaande sterke variaties in temperatuur en druk in de regio van de sensor.

Methode qF IR qF IR

Relatieve fout

m

14 %

gas

16 %

qF OU R

1T

11 %

qF OU R

2T

10 %

Tabel 6.3: Relatieve fouten op de piekwarmteflux voor de verschillende methoden (lichte klop)

80

81

Hoofdstuk 6. Signaalverwerking Zware klop

In het zelfde werkingspunt wordt nu het vroegste ontstekingstijdstip 20◦ BTDC gekozen. Hiermee komt een minimum derde afgeleide van −16, 1 kPa overeen wat wijst op zwaar θ3 kloppende verbranding. Figuur 6.5 toont het verloop van de verschillende methoden.

160 q FIR m q FIR gas q FOUR 1T q FOUR 2T

140

Warmteflux [w/cm²]

120 100 80 60 40 20 0 −20 300

320

340

360

380 Positie [°ca]

400

420

440

460

Figuur 6.5: Vergelijking tussen de verschillende signaalverwerkingsmethoden onder zwaar kloppende verbranding

Opnieuw is duidelijk het verschil op te merken tussen de twee categoriën van signaalverwerkingsmethoden. De offset tussen de twee FIR-methoden bedraagt in dit werkingspunt: 14, 9 W/cm2 . Er is duidelijk een stijgende trend in de offset waar te nemen met toenemende klopintensiteit. In Figuur 6.6 worden opnieuw de warmtefluxpieken getoond voor de verschillende methoden met hun bijhorende foutvlaggen.

81

82

Hoofdstuk 6. Signaalverwerking 160 q FIR m q FIR gas q FOUR 1T q FOUR 2T

Warmteflux [W/cm²]

150

140

130

120

110

100 360

362

364

366

368


374

376

378

380

Figuur 6.6: Vergelijking tussen de verschillende signaalverwerkingsmethoden onder zwaar kloppende verbranding

De foutvlaggen overlappen elkaar opnieuw maar toch is er een tendens van minder overlap merkbaar. De verschillende warmtefluxverlopen verschillen dus niet significant. Verder wordt ook opgemerkt dat de positie van het optreden van de piekwarmtefluxen voor de verschillende methoden gelijk valt. Voor de warmtefluxmetingen in deze thesis wordt gekozen voor de qF IR

gas

methode.

Wandtemperatuur De stijgende trend in de offset tussen qF IR qF OU R

2T

gas

en qF OU R

1T

enerzijds en qF IR

m

en

anderzijds bij stijgende klopintensiteit wijst op lokaal toenemende temperatuur.

De intensiteit van klop wordt hoofdzakelijk bepaald door de fractie onverbrand mengsel dat zelfontsteekt. De warmtevrijgifte neemt dus toe bij stijgende klopintensiteit. Deze warmtevrijgifte in de eindgas regio zal een invloed hebben op de wandtemperatuur. Figuur 6.7 toont de wandtemperatuur opgemeten met de sensor voor drie ontstekingstijdstippen van het werkingspunt 1: geen klop, lichte klop en zware klop. Er wordt een significante stijging waargenomen van de wandtemperatuur bij een toenemende klopintensiteit. Bij

82

83


een hogere intensiteit van klop is er meer warmtevrijstelling door de verbranding van het eindgas. Dit veroorzaakt een lokale overdruk die de grenslaag kan be¨ınvloeden [7]. Dit verklaart de grote stijging van de wandtemperatuur.

370 IT=8°BTDC IT=12°BTDC IT=20°BTDC

360

Wandtemperatuur [°C]

350 340 330 320 310 300 290 280 0

100

200


500

Figuur 6.7: Vergelijking tussen de wandtemperatuur

83

600

700

Hoofdstuk 7

Resultaten Aan de hand van de klopdetectiemethoden en signaalverwerkingsmethoden voor de warmteflux die in eerdere hoofdstukken zijn besproken, wordt nu de invloed van de motorparameters en de brandstof onderzocht op de warmteflux en het klopgedrag. Om de invloed van de brandstof te onderzoeken, wordt een vergelijking gemaakt tussen benzine en methanol. De warmteflux en het klopgedrag worden samen besproken aangezien het optreden van klop in belangrijke mate wordt be¨ınvloed door de warmteflux.

7.1

Invloed motorparameters

De motorparameters hebben een belangrijke invloed op het klopgedrag. Een verandering van de motorparameters geeft aanleiding tot andere drukken en temperaturen van het mengsel in de verbrandingskamer. Hierdoor worden de zelfontsteking van het mengsel en de warmteflux in een grote mate be¨ınvloed. De motorparameters die worden onderzocht zijn het ontstekingstijdstip, de gasklepstand, de compressieverhouding en de rijkheid van het mengsel. Andere belangrijke motorparameters zoals de turbulentie in de verbrandingskamer, de vorm van de verbrandingskamer en het toerental kunnen niet worden onderzocht wegens de beperkingen van de onderzoeksmotor. De invloed van de motorparameters wordt onderzocht aan de hand van een meetset op benzine. De werkingspunten worden weergegeven in Tabel 7.1. Er wordt per werkingspunt een variatie van het ontstekingstijdstip uitgevoerd van geen klop tot wanneer zware klop hoorbaar is. Het eerste werkingspunt van de meetset is het basispunt. In de andere werkingspunten wordt telkens een motorparameter gewijzigd om de invloed op het klopgedrag te onderzoeken. De variatie van de motorparameters is beperkt tot het optreden van klop. Hierdoor kan de motorparameter slechts binnen een beperkt bereik worden ge84

85

Hoofdstuk 7. Resultaten

varieerd. Door telkens een parameter te veranderen ten opzichte van een basispunt is het niet mogelijk om het gecombineerde effect van meerdere motorparameters te onderzoeken.

Werkingspunt

CR

MAP [kPa]

λ

IT [°BTDC]

1

9

57

0,91

8 : 20

2

9

71

0,96

-2 : 6

3

9

80

0,97

-8 : 0

4

9

83

0,96

-10 : -2

5

9

57

0,86

2 : 14

6

9

57

1,05

12 : 18

7

8

57

0,92

12 : 26

8

8,5

57

0,98

10 : 18


De invloed van de motorparameters op het klopgedrag wordt onderzocht door het verloop van het aantal cycli in klop weer te geven in functie van het ontstekingstijdstip. Deze methode wordt verkozen boven de klopintensiteit weer te geven in functie van het ontstekingstijdstip. Indien de klopintensiteit wordt gebruikt, moet rekening worden gehouden met de grote spreiding op de resultaten bij klop. Het aantal cycli in klop dat getoond wordt op de onderstaande figuren, is bepaald aan de hand van de Heat Release Rate methode. De resultaten zijn echter geverifieerd met de methode van de 3de afgeleide. Een analoog verloop van het aantal cycli in klop is vastgesteld.

7.1.1

Ontstekingstijdstip

Het ontstekingstijdstip heeft een grote invloed op het klopgedrag. Zoals reeds aangehaald bij de vergelijking van de klopdetectiemethoden, zal het vervroegen van het ontstekingstijdstip aanleiding geven tot meer cycli in klop. Dit wordt getoond in Figuur 7.1 voor werkingspunt 1. Het vervroegen van het ontstekingstijdstip betekent dat de bougie het mengsel zal ontsteken voordat de zuiger het bovenste dode punt bereikt. Hierdoor zal het grootste deel van het mengsel verbrand zijn net na het bovenste dode punt zodat een grote kracht wordt uitgeoefend op de zuiger. Het vervroegen van het ontstekingstijdstip zal aanleiding geven tot een grotere piekdruk doordat een deel van de verbranding plaatsvindt tijdens de 85

86

Hoofdstuk 7. Resultaten 100 90

% cycli in klop

80 70 60 50 40 30 20 10 0 6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

IT [°BTDC]

Figuur 7.1: Invloed van het ontstekingstijdstip op het aantal cycli in klop

compressieslag van de motor. Het verloop van de piekdruk in werkingspunt 1 in functie van het ontstekingstijdstip wordt weergegeven in Figuur 7.2. Door de hogere piekdruk in de verbrandingskamer zal het onverbrande mengsel door de compressie ervan een hogere piektemperatuur bereiken. Hierdoor neemt het aantal radicalen in het onverbrande mengsel toe en daarmee ook de kans op zelfontsteking. Indien de piektemperatuur een drempelwaarde overschrijdt zal de zelfontsteking van het mengsel optreden. 5

Piekdruk [MPa]

4,5

4 3,5

3 2,5 2 6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

IT [°BTDC]

Figuur 7.2: Invloed van het ontstekingstijdstip op de piekdruk

86

20

21

22

87


De warmteflux zal eveneens toenemen door het vervroegen van het ontstekingstijdstip. Het verloop van de piek van de warmteflux in functie van het ontstekingstijdstip wordt getoond in Figuur 7.3. De piek van de warmteflux neemt toe vanwege de groter wordende piektemperatuur en piekdruk. Er is een stijgende trend waarneembaar, maar geen significante verhoging indien klop optreedt. De toename van de piek warmteflux bij het vervroegen van het ontstekingstijdstip en het optreden van klop stemt overeen met de resultaten van Enomoto [23] en [24].

Piek warmteflux [W/cm²]

220 200 180 160 140

120 100 6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

18

19

20

21

22

IT [°BTDC]

Figuur 7.3: Invloed van het ontstekingstijdstip op de warmteflux

7.1.2

Gasklepstand

De invloed van de gasklepstand wordt onderzocht door deze te variëren van bijna gesloten stand tot volledig open stand in 4 posities. Dit zijn werkingspunten 1 tot en met 4 in Tabel 7.1. Indien de gasklepstand een bepaalde positie overschrijdt, is er echter een gering verschil in klopgedrag vastgesteld. Deze positie bevindt zich nabij een volledig open gasklep. Daarom is verkozen om met de manifold absolute pressure (MAP) te werken in plaats van de gasklepstand. De MAP wordt bepaald door het minimum van de druk in de inlaat. Dit wordt bereikt bij de inlaatslag van de motor en geeft een aanduiding voor de hoeveelheid lucht die wordt aangezogen. Hoe hoger de druk, hoe meer mengsel wordt aangezogen in de verbrandingskamer. Een lage druk stemt overeen met een gesloten stand van de gasklep en een hoge druk met een open stand van de gasklep. Het verband tussen de gasklepstand en MAP wordt gegeven in Tabel 7.2 voor werkingspunten 1 tot en met 4 87

88


uit Tabel 7.1. Werkingspunten 4 en 5 illustreren het probleem van de nauwkeurigheid van de gasklep bij open stand. De MAP verandert nauwelijks ondanks de verandering van de gasklepstand. De invloed van de gasklepstand wordt daarom besproken aan de hand van werkingspunten 1 tot en met 3 uit Tabel 7.1.

Werkingspunt

TP

MAP [kPa]

1

80

57

2

75

71

3

70

80

4

65

83

Tabel 7.2: Verband gasklepstand en MAP

De stand van de gasklep heeft een grote invloed op de piek warmteflux. Dit wordt weergegeven in Figuur 7.4. De piek warmteflux is veel hoger bij eenzelfde ontstekingstijdstip indien de manifold absolute pressure groter is. Een grotere MAP komt overeen met een gasklep die meer open staat. Indien de gasklep meer open staat, zal meer lucht en brandstof worden aangezogen voor een zelfde rijkheid zodat meer energie beschikbaar is voor de verbranding. Dit resulteert in een grotere warmtevrijstelling en dus een grotere warmteflux naar de cilinderwand.


250

200 MAP=57kPa MAP=71kPa

150

MAP=80kPa 100 -‐10

-‐5

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

Figuur 7.4: Invloed van de gasklepstand op de warmteflux

De invloed van de gasklepstand op het aantal cycli in klop wordt getoond op Figuur 7.5. Bij eenzelfde ontstekingstijdstip zal er sneller klop optreden indien de gasklep meer open staat. Hoe meer de gasklep open staat, hoe meer mengsel wordt aangezogen. Dit geeft aanleiding tot een hogere piekdruk en piektemperatuur zodat sneller klop optreedt. Het is interessant 88

89


om ook de snelheid van de warmteafgifte (Heat Release Rate) na te gaan voor verschillende standen van de gasklep. De maximale snelheid van de warmteafgifte berekend uit het gemiddeld drukverloop wordt getoond in Figuur 7.6. Naarmate de ontsteking vroeger gebeurt en meer klop optreedt, neemt de maximale snelheid van de warmteafgifte toe. Door de zelfontsteking van het mengsel die gepaard gaat met klop, vindt de verbranding van het mengsel veel sneller plaats zodat de warmte ook sneller wordt vrijgesteld. Indien de gasklep meer open staat, wordt niet alleen meer warmte vrijgesteld, maar wordt deze ook veel sneller vrijgesteld. Dit komt doordat de verbranding van het onverbrande mengsel sneller gebeurt. Onder invloed van de hoge drukken en temperaturen wordt het eindgas zeer reactief en gebeurt de verbranding sneller.

100 90

% cycli in klop

80 70 60 50

MAP=57kPa

40

MAP=71kPa

30

MAP=80kPa

20 10 0 -‐10

-‐5

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

Figuur 7.5: Invloed van de gasklepstand op het aantal cycli in klop

89

90


Piek Heat Release Rate [J/°ca]

160

140 120

100 80

MAP=57kPa

60

MAP=71kPa

40

MAP=80kPa

20 0

-‐10

-‐5

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

Figuur 7.6: Invloed van de gasklepstand op de snelheid van warmteafgifte

7.1.3

Lucht-brandstof verhouding

De invloed van de lucht-brandstof verhouding wordt onderzocht aan de hand van werkingspunten 1, 5 en 6 uit Tabel 7.1. Het verloop van de piek warmteflux voor verschillende lucht-brandstof verhoudingen wordt weergegeven in Figuur 7.7. Als het mengsel rijker is, dan is de warmteflux groter bij eenzelfde ontstekingstijdstip. Het verschil is echter niet significant. Een armer mengsel heeft echter een lagere energie-inhoud zodat een lagere warmteflux wordt verwacht. Een rijker mengsel daarentegen heeft een grotere energieinhoud zodat er een hogere warmteflux is. Door de rijkheid van het mengsel te blijven verhogen, zal de warmteflux echter niet blijven toenemen. Indien het mengsel te rijk is zal niet alle aanwezige brandstof worden verbrand. De verdamping van de extra brandstof zal zelfs leiden tot een daling van de warmteflux. Dit effect zal verder worden besproken en aangetoond worden bij de studie van de warmteflux van methanol (zie 7.2). Een maximale warmteflux wordt verwacht bij een mengsel dat iets rijker is dan stoichiometrisch omdat dan meer brandstof wordt verbrand. Bij de hoge temperatuur reacties van de verbranding wordt ook zuurstof vrijgesteld die kan worden gebruikt voor de verbranding van de extra brandstof [31]. In het onderzoek van Fuhurama [22] wordt de maximale temperatuur van het zuigeroppervlak bereikt bij een λ-waarde tussen 0, 8 en 0, 9.

90

91



250

200 ʄсϬ͕ϴϲ ʄсϬ͕ϵϮ

150

ʄсϭ͕Ϭϱ 100 0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

Figuur 7.7: Invloed van de rijkheid van het mengsel op de piek warmteflux

Het verloop van het aantal cycli in klop in functie van het ontstekingstijdstip wordt weergegeven in Figuur 7.8. Indien het mengsel rijker is, zijn meer cycli in klop bij eenzelfde ontstekingstijdstip. Bij een rijker mengsel zal de verbranding van de extra brandstof aanleiding geven tot een hogere piekdruk en piektemperatuur. Hierdoor zal sneller klop worden bereikt. 100 90

% cycli in klop

80 70 60 50

ʄсϬ͕ϴϲ

40

ʄсϬ͕ϵϲ

30

ʄсϭ͕Ϭϱ

20 10 0 0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

Figuur 7.8: Invloed van de rijkheid van het mengsel

7.1.4

Compressieverhouding

De compressieverhouding bepaalt in grote mate de druk in de verbrandingskamer. Indien de compressieverhouding verhoogd wordt, zal de piekdruk in de verbrandingskamer 91

92


stijgen. Dit leidt tot hogere temperaturen van het mengsel waardoor het mengsel sneller zal zelfontsteken. Het verloop van het aantal cycli in klop wordt getoond in Figuur 7.9. Bij eenzelfde ontstekingstijdstip zijn meer cycli in klop voor een hogere compressieverhouding. Een verhoging van de compressieverhouding heeft echter geen significante stijging van de warmteflux tot gevolg. De piek warmteflux wordt getoond in Figuur 7.10. Volgens simulatieresultaten van Heywood [31] wordt de stijging van de warmteflux door de hogere piekdruk teniet gedaan door de lagere gastemperatuur in de expansieslag bij het verhogen van de compressie. Hierdoor zou het effect van de hogere compressieverhouding pas zichtbaar zijn bij een compressieverhouding hoger dan 10. 100

90

% cycli in klop

80 70 60 50

CR=9

40

CR=8,5

30

CR=8

20 10 0 0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

Figuur 7.9: Invloed van de compressieverhouding


250

200

CR=9

150

CR=8 100 0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

Figuur 7.10: Invloed van de compressieverhouding op de piek warmteflux

92

93


7.2

Methanol

Zoals eerder besproken (zie 2.5) zijn lichte alcoholen zoals methanol en ethanol beter resistent tegen klop dan benzine. Dit komt door de hogere chemische weerstand tegen zelfontsteking, de hogere latente verdampingswarmte en de hogere laminaire vlamsnelheid. De opgemeten werkingspunten zijn vermeld in Tabel 7.3. Net zoals bij de meetset op benzine, is het eerste werkingspunt een basispunt. In de andere werkingspunten wordt telkens een motorparameter gewijzigd ten opzichte van dit basispunt. Per werkingspunt wordt het ontstekingstijdstip gewijzigd zodat de klopintensiteit varieert van geen klop tot zware klop. In tegenstelling tot benzine is er geen wijziging van de compressieverhouding uitgevoerd omdat bij lagere compressie geen klop meer optreedt bij methanol. Werkingspunt

CR

MAP [kPa]

λ

IT [°BTDC]

1

9

59

1

20 : 30

2

9

72

1

4 : 22

3

9

81

1

4 : 22

4

9

81

0,9

4 : 22

5

9

81

1,1

4 : 22

6

9

81

1,2

4 : 22

7

9

81

0,8

4 : 22


7.2.1

Vergelijking met benzine

Het klopgedrag en de warmteflux bij werking op methanol en benzine worden vergeleken voor werkingspunten 2 en 3 van benzine en methanol (zie Tabel 7.1 en Tabel 7.3). Deze werkingspunten hebben dezelfde motorparameters zodat enkel de brandstof een verschillende factor is. De hoeveelheid brandstof die wordt ge¨ınjecteerd is ook verschillend. In beide werkingspunten is voor zowel benzine als methanol het mengsel stoichiometrisch. De stoichiometrische lucht-brandstof verhouding is echter verschillend voor benzine en methanol (zie Tabel 7.4). Bij eenzelfde stand van de gasklep wordt evenveel lucht aangezogen zodat de hoeveelheid brandstof moet gewijzigd worden. Aangezien de lucht-brandstof verhouding van methanol veel kleiner is dan die van benzine, wordt er meer methanol ge¨ınjecteerd dan benzine. De onderste verbrandingswaarde van methanol is echter kleiner dan die van benzine zodat ongeveer evenveel energie wordt vrijgesteld bij de verbranding.

93

94


De latente verdampingswarmte van methanol is veel groter dan die van benzine. Door de grotere hoeveelheid methanol die wordt ge¨ınjecteerd wordt het koeleffect verder versterkt.

Methanol

Benzine

6,5

14,6

onderste verbrandingswaarde [MJ/kg]

20,09

42,9

energie per kilogram lucht bij λ = 1 [MJ/kg]

3,09

2,94

latente verdampingswarmte [kJ/kg]

1100

180-350

latente verdampingswarmte per kilogram lucht bij λ = 1 [kJ/kg]

169,2

12,3-24

stoichiometrische lucht-brandstof verhouding [-]

Tabel 7.4: Eigenschappen methanol en benzine [8]

Het verloop van het aantal cycli in klop in functie van het ontstekingstijdstip voor methanol en benzine wordt gegeven in Figuur 7.11. Bij eenzelfde ontstekingstijdstip zijn veel meer cycli in klop bij benzine dan bij methanol. Dit valt te verklaren door de hogere weerstand

% cycli in klop

van methanol tegen zelfontsteking.

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

Benzine

Methanol

-‐5

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC] Figuur 7.11: Werkingspunt 2: Vergelijking van het klopgedrag van methanol en benzine

De piek warmteflux voor benzine en methanol wordt getoond in Figuur 7.12. De piek warmteflux is lager bij methanol dan bij benzine. Dit valt te verklaren door de hogere latente verdampingswarmte van methanol en de extra brandstof die wordt ge¨ınjecteerd. Deze hebben een koelingseffect in de verbrandingskamer zodat de temperatuur er lager 94

95


ligt dan bij benzine. De hogere laminaire verbrandingssnelheid zorgt ervoor dat er minder tijd beschikbaar is voor de vrijstelling van de warmte. Deze eigenschappen verklaren ook de lagere maximale snelheid van de warmteafgifte. Deze wordt weergegeven in Figuur 7.13. Bij het optreden van klop stijgt de piek warmteflux minder snel bij methanol dan bij benzine. De maximale snelheid van de warmteafgifte stijgt eveneens minder snel bij klop.


250

200

Benzine 150

Methanol

100 -‐5

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

Piek Rate of Heat Release [J/°ca]

Figuur 7.12: Werkingspunt 2: De piek warmteflux bij methanol en benzine

160

140 120 100 80 Benzine

60

Methanol

40 20 0 -‐5

0

5

10

15

20

25

IT [°BTDC]

Figuur 7.13: Werkingspunt 2: De maximale snelheid van de warmteafgifte bij methanol en benzine

95

96


7.2.2

Invloed motorparameters

De invloed van de motorparameters wordt nagegaan door de gasklepstand en de luchtbrandstof verhouding te wijzigen. Een variatie van de compressieverhouding is niet uitgevoerd omdat bij een lagere compressieverhouding geen klop optreedt.

Gasklepstand Het verloop van het aantal cycli in klop voor verschillende gasklepstanden wordt weergegeven in Figuur 7.14. Werkingspunten 1, 2 en 3 uit Tabel 7.3 zijn hiervoor gebruikt. In de meest gesloten stand van de gasklep neemt het aantal cycli in klop initieel toe. Vanaf een ontstekingstijdstip van 28 ◦ neemt het aantal cycli in klop echter af. Het vervroegen van het ontstekingstijdstip zal er niet toe leiden dat elke cyclus een kloppende cyclus is. Het openen van de gasklep zodat de MAP wijzigt van 59 kPa naar 72 kPa zorgt ervoor dat bij eenzelfde ontstekingstijdstip meer cycli in klop zijn. Het verder openen van de gasklep leidt echter niet tot meer cycli in klop bij eenzelfde ontstekingstijdstip. Om dit fenomeen te verklaren wordt de piek warmteflux onderzocht voor verschillende standen van de gasklep. Dit wordt getoond in Figuur 7.15. Bij het openen van de gasklep zodat de MAP wijzigt van 72 kPa naar 81 kPa is de piek warmteflux niet significant groter bij eenzelfde ontstekingstijdstip. Een oorzaak hiervan kan zijn dat de extra warmte die wordt vrijgesteld door de verbranding van de grotere hoeveelheid mengsel wordt afgekoeld door

% cycli in klop

de verdampingswarmte van de extra hoeveelheid brandstof die wordt ge¨ınjecteerd. 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0

MAP=59kPa MAP=72kPa MAP=81kPa

0

5

10

15

20

25

30

35

IT [°BTDC]

Figuur 7.14: Invloed van de gasklepstand op het aantal cycli in klop

96

97



180 170

160 150

140

MAP=59kPa

130

MAP=72kPa

120

MAP=81kPa

110 100 0

5

10

15

20

25

30

IT [°BTDC]

Figuur 7.15: Invloed van de gasklepstand op de piek warmteflux

Lucht-brandstof verhouding De invloed van de lucht-brandstof verhouding wordt onderzocht aan de hand van werkingspunten 1, 4, 5, 6 en 7. Het verloop van het aantal cycli in klop voor verschillende lucht-brandstof verhoudingen wordt weergegeven in Figuur 7.16. Een stoichiometrisch mengsel en een arm mengsel hebben nagenoeg hetzelfde aantal cycli in klop bij eenzelfde ontstekingstijdstip. Bij het verrijken van het mengsel neemt het aantal cycli in klop toe. Indien het mengsel nog verder wordt verrijkt dan is het aantal cycli in klop initieel groter. Bij het verder vervroegen van het ontstekingstijdstip neemt het aantal cycli in klop echter af. Bij een rijkste mengsel wordt net als bij het stoichiometrisch mengsel bij het verder vervroegen van het ontstekingstijdstip niet geëvolueerd naar een situatie waarin elke cyclus kloppend is. Om het klopgedrag van het rijkste mengsel te begrijpen wordt het verloop van de piek warmteflux voor verschillende lucht-brandstof verhoudingen gegeven in Figuur 7.17. Het armste mengsel (λ = 1, 2) heeft een significant lagere piek warmteflux dan de rijke mengsels. Beide rijke mengsels hebben echter dezelfde piek warmteflux. Bij het verder verrijken van het mengsel zal dus geen hogere warmteflux worden bekomen. Dit komt doordat de extra brandstof die wordt ge¨ınjecteerd door zijn verdamping bijdraagt tot de koeling van de verbrandingskamer. De extra brandstof wordt echter niet verbrand door het luchttekort zodat deze geen extra warmte vrijstelt.

97

98

Hoofdstuk 7. Resultaten 50

45

% cycli in klop

40

35 30

ʄсϬ͕ϴ

25

20

ʄсϬ͕ϵ

15

ʄсϭ

10

ʄсϭ͕Ϯ

5 0 0

5

10

15

20

25

30

35

IT [°BTDC]

Figuur 7.16: Invloed van de lucht-brandstof verhouding op het aantal cycli in klop


180 160 140

ʄсϬ͕ϴ

120

ʄсϬ͕ϵ 100

ʄсϭ

80

ʄсϭ͕Ϯ

60 0

5

10

15

20

25

30

35

IT [°BTDC]

Figuur 7.17: Invloed van de lucht-brandstof verhouding op de piek warmteflux

In de praktijk wordt het ontstekingstijdstip van de motor voor verschillende werkingspunten steeds aangepast om een maximaal vermogen te bekomen. In Figuur 7.18 wordt de piek warmteflux weergegeven voor verschillende lucht-brandstof verhoudingen bij het ontstekingstijdstip van maximaal vermogen voor elk werkingspunt. De maximale piek van de warmteflux treedt nu op bij een stoichiometrisch mengsel.

98

99



160 140 120

100 80 60 0,6

0,7

0,8

0,9

1

1,1

1,2

1,3

1,4

ʄ

Figuur 7.18: Invloed lucht-brandstof verhouding op piek warmteflux bij MBT-timing

7.3

Relatie warmteflux en klop

Uit onderzoek [32], [20] en [24] is gebleken dat de warmteflux toeneemt bij het optreden van klop. Deze algemene trend is ook waargenomen bij het onderzoek naar de invloed van de motorparameters op het klopgedrag en de warmteflux. Indien het aantal cycli in klop toeneemt, neemt ook de piek warmteflux toe bij het wijzigen van een motorparameter. Het verband tussen de warmteflux en klop wordt onderzocht door de lineaire correlatie te berekenen tussen de piek warmteflux en de klopintensiteit voor de individuele cycli waarbij klop optreedt. In onderzoek van Grandin [20] is gebleken dat er een sterke correlatie bestaat tussen de piek warmteflux en het begin van klop. Daarom wordt eveneens deze correlatie berekend. Het begin van klop wordt berekend met de Heat Release Rate methode. De klopintensiteit wordt berekend met zowel de Heat Release Rate methode (KI) als de methode van de derde afgeleide. De resultaten worden gegeven in Tabel 7.5.

Correlatiecoëfficiënt KI

0,3846

begin van klop

-0,5460

3de afgeleide

-0,4565

Tabel 7.5: Correlatiecoëfficiënt met de piek warmteflux

De correlatiecoëfficiënt tussen de klopintensiteit en de piek warmteflux is klein. Er is dus

99

100


geen sprake van een sterk lineair verband tussen de piek warmteflux en de klopintensiteit. Het verband tussen beiden wordt getoond in Figuur 7.19. Er is een grote spreiding aanwezig op de resultaten zodat geen duidelijk verband kan worden waargenomen. Er wordt eveneens geen sterk lineair verband gevonden tussen de piek warmteflux en het begin van klop. 320 300


280 260 240 220 200 180 160 140 120 0

0.5

1

1.5

2

2.5 3 Klopintensiteit

3.5

4

4.5

5

Figuur 7.19: Verband tussen klopintensiteit en piek warmteflux

De slechte correlatie is te wijten aan het stochastisch karakter van het klopverschijnsel in de CFR-motor. Dit komt door de plaatsing van de bougie bovenaan de verbrandingskamer in positie P1 en de druksensor en TFG in de wand in respectievelijk positie P4 en P2. Hierdoor kan de zelfontsteking overal in de verbrandingskamer plaatsvinden. Indien de zelfontsteking dicht bij de TFG sensor plaatsvindt, zal deze een hogere warmteflux detecteren dan wanneer de zelfontsteking ver van de TFG plaatsvindt. Naargelang de plaats van de zelfontsteking zal dus een andere piek warmteflux worden gedetecteerd. In het onderzoek van Grandin [20] vond de zelfontsteking meestal plaats op dezelfde locatie nabij de druksensor en de temperatuursensor. Dit was mogelijk door de speciale vorm van de verbrandingskamer van de optisch toegankelijke motor. De sterke correlaties die bekomen zijn in het onderzoek van Syrimis [32] zijn het gevolg van de aanwezigheid van meerdere warmtefluxsensoren in de verbrandingskamer. De sterkste correlatie van alle warmtefluxsensoren werd telkens vermeld. De sensor met de sterkste correlatie verschilt echter tussen de werkingspunten. Indien de piek warmteflux als indicatie wordt gebruikt voor het optreden van klop, dan moet de zelfontsteking steeds dicht bij de warmteflux sen100

101


sor plaatsvinden. Een drukgebaseerde klopdetectie is minder afhankelijk van de plaats van de druksensor. De drukgolven ten gevolge van de zelfontsteking lopen namelijk doorheen de volledige verbrandingskamer.

101

Hoofdstuk 8

Besluit In deze thesis is een onderzoek gevoerd naar het klopgedrag en de warmteoverdracht naar de cilinderwanden van benzine en methanol. Om het optreden van klop en de klopintensiteit correct op te meten, is er eerst een vergelijkende studie uitgevoerd tussen de meest gebuikte drukgebaseerde klopdetectiemethoden. Hieruit blijkt dat de Heat Release Rate methode en de methode van de derde afgeleide het meest geschikt zijn om het optreden van klop nauwkeurig te detecteren. De warmteflux naar de wand van de verbrandingskamer is opgemeten aan de hand van een TFG-sensor. Er is een vergelijkende studie uitgevoerd tussen de verschillende signaalverwerkingsmethoden om de warmteflux te berekenen. Er is geen significant verschil waargenomen tussen de verschillende methoden. De Finite Impulse Response methode wordt verkozen door de geringere rekentijd die nodig is voor de berekening van de warmteflux. Met de beste methoden voor klopdetectie en signaalverwerking van de warmteflux, is het klopgedrag en de warmteflux bij klop onderzocht voor benzine en methanol bij verschillende motorparameters. Methanol blijkt veel resistenter te zijn tegen het optreden van klop dan benzine. Hierdoor zijn bij eenzelfde instelling van de motorparameters minder cycli in klop. Door de hogere latente verdampingswarmte van methanol ligt de warmteflux naar de wanden consistent lager dan bij benzine. Aan de hand van de opgemeten data van de warmteflux en de klopintensiteit, is er een correlatie gezocht tussen de warmteflux en de klopintensiteit. Er is echter geen beduidende corelatie gevonden. Dit komt vanwege het stochastisch karakter van de zelfontsteking in de verbrandingskamer.

102

103

Hoofdstuk 8. Besluit Toekomstig onderzoek

In toekomstig onderzoek kan het klopgedrag worden onderzocht van andere brandstoffen zoals benzine-alcoholmengsels en waterstof. De reeds uitgevoerde metingen kunnen gebruikt worden om het model van de warmteoverdracht uit te breiden voor een kloppende verbranding. De nauwkeurigheid van de metingen kan verder verhoogd worden door de kalibratie van de TFG-sensor te verbeteren. De weerstandskalibraties van de thermistoren van de TFGsensor kunnen uitgebreid worden naar hogere temperaturen in een oven. Om de invloed van een grenslaag te vermijden kan de sensor in een blok koper gemonteerd worden. De overige thermische eigenschappen zouden eveneens bij een hogere temperatuur moeten worden gekalibreerd. Dit moet een nauwkeurigere bepaling van de ogenblikkelijke warmteflux toelaten. Om de nauwkeurigheid van de warmtefluxmetingen bij zelfontsteking te verhogen is een lokale gastemperatuursbepaling nodig.

103

Bijlage A

Berekeningen Fouriermethode A.1

2T Fouriermethode

De 2T-Fouriermethode steunt op een Fourieranalyse van de twee opgemeten temperatuursignalen. Deze signalen worden gebruikt als randvoorwaarde om de ééndimensionale vergelijking voor warmtediffusie (A.1) op te lossen: ∂2T ∂T =α 2 ∂t ∂x

(A.1)

De Fourieranalyse van de temperatuursignalen geeft:

T1 = B1 +

∞ X

Kn · cos(nωt) + Gn · sin(nωt)

(A.2)

n=1

T2 = B2

(A.3)

Met: B1 , B2 , Kn , Gn : de coëfficiënten van de Fourierontbinding, waarbij is verondersteld

dat T2 niet of nauwelijks varieert. ω: de natuurlijke frequentie,

rad s

De analytische oplossing van vergelijking A.1 met de randvoorwaarden A.2 en A.3 is:

T = B1 −

∞

(B1 − B2 ) · x X −F · x + e [Kn · cos(nωt − F · x) + Gn · sin(nωt − F · x)] (A.4) ldiepte n=1

104

105

Bijlage A. Berekeningen Fouriermethode Met: ldiepte : de afstand tussen T1 en T2 , [m] F:

p nω rad 2α , m

Door gebruik te maken van de wet van Fourier: q =

Q A

= −k dT dx |x=0 en vergelijking (A.4)

kan men de warmteflux bepalen. Deze wordt gegeven door: ∞ X (B1 − B2 ) +k· F [(Kn + Gn ) · cos(nωt) + (−Kn + Gn ) · sin(nωt)] (A.5) X n=1 ∞ r X nω (B1 − B2 ) + TP · [(Kn + Gn ) · cos(nωt) + (−Kn + Gn ) · sin(nωt)] = k· X 2

q = k·

n=1

A.2

1T Fouriermethode

Bij deze methode wordt enkel de oppervlaktetemperatuur gebruikt. De coëfficiënt B2 uit vergelijking (A.4) is dan niet gekend. De gastemperatuur, bepaald uit de drukmeting, wordt dan gebruikt om het moment te bepalen waarop de warmteflux gelijk is aan nul. Er wordt aangenomen dat dit het moment is waarop de gastemperatuur gelijk is aan de wandtemperatuur. Wanneer de flux gelijk is aan nul, is B2 de enige onbekende in vergelijking (A.5). Men kan dan B2 bepalen via volgende vergelijking: B2 = B1 + ldiepte ·

∞ X

F [(Kn + Gn ) · cos(nωt0 ) + (−Kn + Gn ) · sin(nωt0 )]

n=1

De factor ldiepte wordt bij de 1T Fouriermethode in vergelijking A.5 weggedeeld.

105

(A.6)

Bijlage B

Berekeningen impulsantwoord FIR-methode Om het impulsantwoord h van het LTI-systeem te berekenen dient men een stel niet singuliere oplossingen q1 [n] en T1 [n] van het systeem te kennen. Indien deze oplossingen gekend zijn geldt er: q1 [n] = h[n] ∗ T1 [n]

(B.1)

Om hieruit de impulsrespons te berekenen nemen we de Z-transformatie van vergelijking (B.1). Op deze manier wordt de convolutie in een vermenigvuldiging getransformeerd: q(z) = H(z) · T (z) ⇔ H(z) =

q(z) T (z)

(B.2)

Per definitie geldt er dat de convolutie van het impulsantwoord met de impulsfunctie δ[n] = 1, 0, 0, ..., opnieuw het impulsantwoord levert. Er geldt dus: H(z) = H(z) · ∆(z) =

qb (z) · ∆(z) T (z)

(B.3)

Met ∆(z) de Z-getransformeerde van de discrete eenheidsimpuls δ[n]. Door de inverse Z-transformatie toe te passen op vergelijking (B.3) kunnen we h[n] bepalen. Voor iedere sensor waarvoor we deze berekeningsmethode willen toepassen moeten we een stel basisfuncties q1 [n] en T1 [n] kennen. In wat volgt worden deze basisfuncties berekend via een ééndimensioneel analytisch model van de sensor, zoals beschreven door Oldfield in [1].

106

and a flag shift is set to the shift necessary to correct the output when using the filters Bijlage B. Berekeningen impulsantwoord FIR-methode Semi-infinite substrate heat transfer gauges

107

B.1 TFG Single Layer via oppervlaktetemperatuur [h,shift] = desT2qsiimp1(fs,np,rrck,test) Designs (des) a filter to convert surface temperature T to heat transfer rate q (T2q) fo Deze sensor wordt gemodelleerd alsof de TFG op een oneindig uitgestrekte laag ligt (zie semi-infinite substrate (si) and gives impulse response (imp) h. figuur B.1). We vertrekken van de volgende partiële differentiaalvergelijking die de ver-

andering van temperatuur in functie van de tijd en de diepte onder het sensoroppervlak

Use q = fftfilt(h,T) to convert measured T to q. beschrijft:

[h,shift] = desq2Tsiimp1(fs,np,rrck,test) ∂θ ∂2θ (B.4) = α Designs (des) a filter to convert heat ∂t transfer ∂x2 rate q to surface temperature T (q2T) fo semi-infinite substrate (si) and gives impulse response (imp) h. Met:

Use T = fftfilt(h,q) to convert measured q to T.

θ(x, t) = T (x, t) − Tss (x): de transiënte component van de temperatuur

Thin-film gauge

q1 T1

Semiinfinite layer

U1c1 k1

Model van de TFG single layer [1] Figure 1Figuur B.1: Semi-infinite heat transfer gauge

The basis functions for both the T to q and the q to T algorithms are those for a step in q In Laplace transformed form, solution De randvoorwaarden voor ditthe probleem zijn:of the heat conduction equations for a semi-in substrate give   −k dθ | 1 1 dx x=0 = q (B.5) T s q1 s . 1  −k dθ |x=∞ = 0 U c k s dx 1 1 1 For a

Om vergelijking (B.4) met bijhorende randvoorwaarden op te lossen, maken we3gebruik 1 1 van in de q Laplacetransformatie. manier step (t) = u(t), q s Op deze , and so wordt de Tparti¨ sele differentiaalvergelijking s 2. 1

1

1

s omgezet in een gewone differentiaalvergelijking:

s d2 Θ(x, s) − Θ(x, s) = 0 2 dx α

T1 t

Taking the inverse Laplace transform

  −k dΘ(x,s) | x=0 = L{q} dx dΘ(x,s)  −k |x=∞ = 0

U1c1 k1

2

t

U1c1 k1

S

(B.6)

(B.7)

dx impulse response theory above gives the requ Sampling q1(t) and T1(t) and applying the impulseMet: functions.

The designed impulse functions are tested (if test = 1) by using T1 t 107

get a step in q. This tests the numerical errors, usually small!

2

U1c1 k1

Bijlage B. Berekeningen impulsantwoord FIR-methode

108

L: de Laplacetransformatie-operator s: de Laplace-variabele Θ(x, s): de Laplace getransformeerde van θ(x, t)

De algemene oplossing van de differentiaalvergelijking luidt: r r s s Θ(x, s) = A(s) exp −x + B(s) exp x α α

(B.8)

Na substitutie van de vergelijking (B.8) in de tweede randvoorwaarde bekomen we dat B(s) = 0: r s Θ(x, s) = A(s) exp −x α

(B.9)

Substitutie in de eerste randvoorwaarde levert: L{q} =

p p √ √ kρcp sΘ(0, s) = kρcp sL{θs }

(B.10)

Met: θs (t) = T (t) − Tss : de transiënte component van de wandtemperatuur.

Wanneer we een stap in de warmteflux aanleggen aan de wand van de sensor op het tijdstip t = 0 dan wordt vergelijking (B.10): 1 L{θs,stap } = p kρcp s3/2

(B.11)

Hier hebben we gebruik gemaakt van het feit dat de stapfunctie in het Laplace-domein gegeven wordt door: L{qstap } = 1/s. Overgaan naar het tijdsdomein door toepassen van de inverse Laplace transformatie levert: √ 2 θs,stap = √ p t π kρcp

(B.12)

Het stel basisfuncties om h[n] te bepalen is dus:

  0 qstap (t) =  1

t<0

t≥0 √ 2 t θs,stap (t) = √ p π kρcp 108

(B.13) (B.14)

Designs (des) a filter to convert surface temperature T to heat transfer rate q (T2q) for a two-layer substrate (2l) and gives impulse response (imp) h. Use q = fftfilt(h,T) to convert measured T to q.

109


[h,shift] = desq2T2limp1(fs,np,rrck1,rrck2,ak1,test) (des)Double a filter to convert rate q to surface temperature T (q2T) for a B.2Designs TFG Layerheat viatransfer oppervlaktetemperatuur two-layer substrate (2l) and gives impulse response (imp) h. Deze sensor wordt gemodelleerd alsof de TFG op een oneindig uitgestrekte laag ligt met

Use T = fftfilt(h,q) to convert measured q to T.

daartussen nog een isolerende laag (zie figuur B.2).

Thin-film gauge

q1 T1

x=0

U1c1 k1

Insulating layer

U 2 c2 k 2

Semiinfinite layer

x=a

Figure 2 Model Two layer gauge Figuur B.2: van deheat TFG transfer double layer [1] The basis functions are those for a step in q1(t). In Laplace transformed form, the solution of the heat conduction equations for two layer substrate (Doorly and Oldfield,1987) gives Men gaat op dezelfde manier te werk als bij de TFG single layer. Vergelijking (B.4) wordt

ª

§ s ·º ¨ D 1 ¸¹¼» « 1 1 © ¬ q1 s , ª U1c1 k1 s § ·º s ¸» «1 A exp¨¨ 2a ¸ 1 −k1 dθ D «¬ q 1 dx |x=0 = © ¹»¼

¸» randvoorwaarden nu uitgeschreven voor beide substraten. De randvoorwaarden 2a «1 A exp¨ gebruikte T1 s

zijn:

where A

U1c1 k1 U1c1 k1

      dθ2  −k dθ1 | 1 dx x=a = −k2 dx |x=a 2 U 2 c  −k2 dθ 2k2  dx |x=∞ = 0  and the thermal diffusivity  U 2 c θ1 (a, t) = θ2 (a, t) 2k2

In het Laplacedomein vindt men dan:

For a step in q1(t) = u(t), q1 s L{q} =

1 s

D1

k1 . c1

(B.15)

ª § s ·º ¸» «1 A exp¨¨ 2a ¸ D 1 ¹¼» © ¬« . ª § s ·º ¨ a ¸» sh q i L{θs }«1 A exp¨ 2(B.16) ¸ D s 1 ¹¼» © ¬« 1 + A exp(−2a α1 )

3 1 , andh so T1 s q is 2 U cs k √ 1 − A exp(−2a 1 α11 )1

p k1 ρ1 c1

Expanding the denominator as a power series, and taking the inverse Laplace transform, Met: √

√

√ρ2 c2 k2 A= √ρρ1 cc1 kk1 − + ρ c k 1 1 1

6

2 2 2

α1 = ρk11c1 : de thermische diffusiviteit van de toplaag

Net zoals bij de TFG single layer wordt een stap in de warmteflux aangelegd aan de wand van de sensor. Vergelijking (B.16) wordt nu:

109

110


h L{θs,stap } = √

1 + A exp(−2a

q

3 1 s− 2 h q k1 ρ1 c1 1 − A exp(−2a

i

s α1 )

(B.17)

i

s α1 )

Na ontbinding in een machtreeks en uitvoeren van de inverse Laplace transformatie bekomen we de basisfuncties voor de TFG double layer :   0 t<0 qstap (t) =  1 t≥0 "r r !# 2 ∞ ks 2 t X n t ks ks √ − erfc θs,stap (t) = √ + 2A exp − π π 4t 2 k1 ρ1 c1 2 t n=1

(B.18)

(B.19)

Met: 2an ks = √ α1

a: de dikte van de isolerende laag erfc de complementaire error -functie: erfc(z) = 1 − erf (z) =

B.3

√2 π

R∞

2

e−t dt

z

TFG via oppervlaktetemperatuur en temperatuur dieptethermokoppel

Het is ook mogelijk om de flux te berekenen aan de hand van de oppervlaktetemperatuur en de temperatuur opgemeten door het dieptethermokoppel. Het voordeel van deze methode voor de TFG double layer is dat men dan enkel het thermisch product van het bovenste substraat dient te kennen. Om de basisfuncties, die nodig zijn voor de bepaling van het impulsantwoord, te bekomen, beschouwen we de sensor als de superpositie van twee sensoren (zie figuur B.3). De eerste is een differentiële sensor met gekende boven- en ondertemperatuur Daarnaast beschouwen we een common mode sensor met

T1 +T2 2

T1 −T2 2

2 en − T1 −T 2 .

als boven- en ondertem-

peratuur. Deze twee sensoren worden nu gemodelleerd aan de hand van de oplossing voor een TFG double layer (zie paragraaf B.2). Voor de differentiële sensor geldt in het midden (x = a/2) T = 0. Deze sensor heeft een oneindig goed geleidende onderste substraat, waardoor A = −1. Voor de common mode sensor geldt in het midden (x = a/2) q = 0. Deze sensor heeft een perfect isolerende onderste substraat, waardoor A = +1. 110


111

Deze waarden voor A worden nu gebruikt om via een stapflux aan het oppervlak van beide sensoren (qd en qc ) het impulsantwoord hd [n] en hc [n] te bepalen. Via vergelijking (B.17) √ kunnen we zien dat het thermisch product van het onderste substraat ( ρ2 k2 c2 ) niet meer gekend dient te zijn. De flux doorheen het oppervlak van de werkelijke sensor is gelijk aan de som van de flux door beide deelsensoren:

q1 = qd + qc = hd ∗

T1 + T2 hd + hc hc − hd T1 − T2 + hc ∗ = ∗ T1 + ∗ T2 = h1 ∗ T1 + h2 ∗ T2 2 2 2 2 (B.20)

Waaruit volgt dat:

  h = 1  h2 =

hd +hc 2 hc −hd 2

(B.21) (B.22)

Figuur B.3: Model van de TFG sensor met dieptethermokoppel [1]

111

Bijlage C

Foutrekening In dit hoofdstuk worden de fouten berekend op de grootheden die gebruikt worden in de berekeningen. De absolute fout van de variabale X wordt aangeduid als AEX en de relatieve fout als REX .

C.1 C.1.1

Gemeten grootheden Atmosfeeromstandigheden

De atmosfeeromstandigheden worden gemeten met een sensor van de fabrikant ATAL. De absolute fouten op de atmosfeertemperatuur, atmosfeerdruk en relatieve luchtvochtigheid worden weergegeven in tabel C.1 Tabel C.1: Absolute fouten voor atmosfeeromstandigheden ATAL sensor

C.1.2

Variabele X

AEX

Eenheid

Tatm

0, 4

◦C

patm

130

Pa

RV

2,5

%

Motorsnelheid

De motorsnelheid wordt gemeten met een krukhoek interpolator type 2614 van de fabrikant COM GmbH. In tabel C.2 wordt de absolute fout op het motortoerental weergegeven.

112

113

Bijlage C. Foutrekening Tabel C.2: Absolute fout op het opgemeten motortoerental

C.1.3

Variabele X

AEX

Eenheid

N

6

tpm

Drukken

De in- en uitlaatdruk worden gemeten met een Kistler 4075A10 druksensor. Het signaal van deze sensor wordt versterkt via een Kistler 4665 versterker. De cilinderdruk wordt gemeten met een Kistler 701A druksensor. Het signaal van deze sensor wordt versterkt via een Kistler 5064 versterker. Al deze versterkte druksignalen worden vervolgens ingelezen door een PXI-6143-module van National Instruments. De fouten van de sensoren en meetapparatuur worden weergegeven in tabel C.3. Uit een foutenanalyse blijkt dat de Tabel C.3: Absolute en relatieve fouten voor meetapparatuur drukken

Variabele X

AEX

REX [%]

Eenheid

Kistler 4075A10

0, 03

-

bar

Kistler 701A

-

1

bar

Kistler 4665

-

0, 1

−

Kistler 5064

-

0, 1

−

PXI-6143

2, 5

-

mV

fout ge¨ınduceerd door de drukversterkers en de PXI-6143-module verwaarloosbaar is ten opzichte van de meetfout van de druksensor. De uiteindelijke fouten op de ingelezen druksignalen worden weergegeven in tabel C.4. Tabel C.4: Absolute en relatieve fouten voor ingelezen drukken

Variabele X

AEX

REX [%]

Eenheid

pinlaat

0, 03

-

bar

puitlaat

0, 03

-

bar

pcilinder

-

1

bar

113

114

Bijlage C. Foutrekening

C.1.4

Temperaturen

De inlaattemperatuur, de twee uitlaattemperaturen, de olietemperatuur en de koelwatertemperatuur worden allen gemeten met type K thermokoppels en ingelezen in een PXI6224-module van National Instruments. De fout op deze temperaturen wordt weergegeven in tabel C.5. Tabel C.5: Absolute fouten voor ingelezen temperaturen

C.1.5

Variabele X

AEX

Eenheid

Ttype

5

◦C

K

Debieten

Bij gasvormige brandstoffen wordt het brandstofdebiet gemeten met een Bronkhorst F2010AC debietsensor. Bij vloeibare brandstoffen wordt het brandstofdebiet gravimetrisch bepaald door het brandstofverbruik over een bepaald tijdsinterval te meten aan de hand van een balans. Het luchtdebiet wordt gemeten met een Bronkhorst F-106BZ debietsensor. In tabel C.6 worden de fouten weergegeven voor de volumetrische debieten. Het Tabel C.6: Absolute fouten voor volumetrisch debiet van gasvormige brandstoffen

Variabele X

AEX

Eenheid

Qlucht

0, 2

N m3 /h

Qmethaan

0, 036

N m3 /h

Qwaterstof

0, 047

N m3 /h

massadebiet van vloeibare brandstoffen wordt berekend als m ˙ vloeibaar =

∆m ∆t

De absolute fout op het massadebiet wordt bijgevolg gegeven door s AE∆m 2 AE∆t 2 ∆m AEm˙ vloeibaar = + ∆m ∆t ∆t

(C.1)

(C.2)

De fouten op het gemeten tijdsinterval ∆t en de gemeten massa brandstof ∆m zijn terug te vinden in tabel C.7. Deze berekening leidt tot relatieve fouten op het massadebiet van maximaal 2% als over een tijdspanne van 180 s wordt gemeten. 114

115

Bijlage C. Foutrekening Tabel C.7: Absolute fouten voor berekening massadebiet vloeibare brandstof

C.2

Variabele X

AEX

REX [%]

Eenheid

∆m

1

-

g

∆t

1

-

s

m ˙ methanol

-

2

kg s

Berekende grootheden

Om de fout op een berekende waarde te kunnen begroten, wordt steeds een foutenanalyse uitgevoerd. Deze analyse is gebaseerd op het werk van Taylor. Voor een functie f , afhankelijk van de variabelen a, b en c, kan de absolute fout op de berekende functiewaarde berekend worden als: s AEf =

∂f AEa ∂a

2

+

∂f AEb ∂b

2

+

∂f AEc ∂c

2 (C.3)

Indien geen analytische uitdrukking beschikbaar is voor de functie f worden de afgeleiden in bovenstaande vergelijking benaderd door het uitvoeren van een sensitiviteitsanalyse. Dit wordt verder toegelicht in paragraaf C.2.6 bij het gedeelte over de foutrekening bij de TFG single layer. De relatieve fout wordt berekend als de verhouding van de absolute fout op de functiewaarde: REf =

AEf f

(C.4)

In wat volgt wordt er steeds een representatieve waarde gegeven voor de relatieve fout op basis van een meting bij verbranding van methaan. De details van het werkingspunt zijn gegeven in tabel C.8. Wi [J]

Brandstof

Ontstekingstijdstip [◦ CA BTDC]

Gasklepstand [◦ ]

λ

CR

290

Methaan

24

79

1, 3

9

Tabel C.8: Gegevens werkingspunt

C.2.1

Massa in cilinder

De totale massa in de cilinder wordt berekend als de som van de lading die in de cilinder wordt aangezogen en de restgassen die nog in de cilinder aanwezig zijn bij het sluiten van 115

116

Bijlage C. Foutrekening de uitlaatklep. mmengsel = mlucht + mbrandstof + mrest

(C.5)

Hierbij zijn 2m ˙ lucht 60 N 2m ˙ brandstof mbrandstof = 60 N pcil Vcil mrest = Rrest Tuitlaat mlucht =

(C.6) (C.7) (C.8)

Hierbij wordt mrest geëvalueerd bij het sluiten van de uitlaatklep. De relatieve fouten van deze afzonderlijke componenten zijn q 2 + RE 2 REN m ˙ lucht q 2 + RE 2 = REN m ˙ brandstof

REmlucht =

REmbrandstof q 2 REmrest = REp2cil + RET2uitlaat + RER rest De relatieve fout van de totale massa in de cilinder is dus q 2 2 2 REmmengsel = REm + REm + REm rest lucht brandstof

(C.9) (C.10) (C.11)

(C.12)

Deze berekeningen leiden tot een relatieve fout van 3, 13% voor de massa mengsel in de motor.

C.2.2

Lucht/brandstofverhouding en luchtfactor

De lucht/brandstofverhouding wordt gegeven door afr =

mlucht mbrandstof

De relatieve fout kan bepaald worden als: q 2 2 REafr = REm + REm lucht brandstof

(C.13)

(C.14)

De luchtfactor λ wordt berekend als λ=

afr afrsto¨ıchiometrisch

De fout op deze verhouding kan bijgevolg berekend worden als q 2 + RE 2 REλ = REafr afrsto¨ıchiometrisch

(C.15)

(C.16)

Aangezien afrsto¨ıchiometrisch voor een bepaalde brandstof een vast getal is, is de relatieve fout op λ gelijk aan de relatieve fout op afr: REλ = REafr

(C.17)

Deze berekening leidt tot een relatieve fout van 0, 5% op de lucht/brandstofverhouding. 116

117


C.2.3

Specifieke gasconstante

Bij motorwerking wordt de specifieke gasconstante Rinlaat van het gasmengsel dat wordt aangezogen berekend als: Rinlaat =

afr 1 Rlucht + Rbrandstof (afr + 1) (afr + 1)

(C.18)

Indien de fout op de specifieke gasconstante van lucht en de brandstof wordt verwaarloosd, kan de fout berekend worden als: AERinlaat =

q (Rlucht − Rbrandstof )2 AEafr

(C.19)

Door de aanwezigheid van de restgassen is de waarde van de specifieke gasconstante van het mengsel in de cilinder verschillend van deze van het aangezogen mengsel. De bijdrage aan de absolute fout is echter verwaarloosbaar. Bijgevolg kan geschreven worden dat: AERmengsel = AERinlaat

(C.20)

Deze berekening resulteert in een relatieve fout van 7, 6% voor de specifieke gasconstante van het mengsel.

C.2.4

Gastemperatuur

De gastemperatuur van het mengsel kan berekend worden aan de hand van de toestandsvergelijking: Tgas =

pcil Vcil Rmengsel mmengsel

(C.21)

De fout op het cilindervolume is verwaarloosbaar ten opzichte van de andere fouten. De relatieve fout op de gastemperatuur wordt bepaald als: q 2 2 RETgas = REp2cil + RER + REm mengsel mengsel

(C.22)

Deze berekening leidt tot een relatieve fout van 8, 3% op de gastemperatuur.

C.2.5

Foutrekening kalibratie TFG’s

In het temperatuursgebied waar de kalibratie is uitgevoerd kent de weerstand een lineair verloop in functie van de temperatuur. R=a T +b

(C.23)

De coëfficiënten a en b worden aan de hand van de kleinste kwadraten methode berekend. De absolute fout kan aan de hand van onderstaande vergelijkingen berekend worden. r N AEa = AER (C.24) ∆ 117

118

Bijlage C. Foutrekening rP AEb = AER

(Tj )2 ∆

Hier bij is N het aantal meetpunten en worden ∆ en AER gegeven door X 2 X ∆=N x2 − x r AER =

1 X (Rj − b − a Tj )2 N −2

(C.25)

(C.26) (C.27)

De waarde van α0 wordt berekend uit α0 =

a b + a T0

(C.28)

Op basis van de methode besproken in de inleiding bekomen we voor de absolute fout van α0

s AEα0 =

C.2.6

b2 (AEa )2 + a2 (AEb )2 + a4 (AET0 )2 (b + a T0 )4

(C.29)

Oppervlaktetemperatuur, flux en convectieco¨ effici¨ ent

Versterkingsfactoren

Om foutrekening te kunnen toepassen op de metingen met de

thin film gauge sensoren was het nodig de versterkingsfactoren van de versterker van Oxford te kalibreren en de relatieve fout te bepalen. Dit gebeurde door een sinusgolf te genereren en deze zowel versterkt als onversterkt in te lezen. De werkelijke versterkingsfactor werd vervolgens bepaald door de peak-to-peak -waarde van het versterkte signaal te delen door de peak-to-peak -waarde van het onversterkte signaal. De absolute fout werd bepaald op basis van de standaardafwijking van de peak-to-peak -waarden van het versterkte en het onversterkte signaal. Er werd berekend dat de maximale relatieve fout ongeveer 1% bedraagt. Deze waarde wordt dan ook gebruikt in verdere foutberekeningen. Oppervlaktetemperatuur De oppervlaktetemperatuur bij de TFG single layer wordt berekend als Tw = TT F GS =

VT F GS + Tatm GT F GS α0 V0

(C.30)

De absolute fout wordt gegeven door: AETw = s AEVT F GS 2 AEGT F GS 2 AEα0 2 AEV0 2 GT F GS α0 V0 2 + + + + AETatm VT F GS GT F GS α0 V0 VT F GS VT F GS (C.31) GT F GS α0 V0 Deze berekening leidt tot een relatieve fout van 4, 6% op de waarde van de wandtemperatuur. 118

119


Transi¨ ent gedeelte flux - 1T FIR-methode Het transiënte gedeelte van de flux berekend met de 1T FIR-methode wordt in Matlab berekend aan de hand van het fftfiltcommando: qtrans = fftfilt(h, Tw )

(C.32)

De flux is dus afhankelijk van het impulsantwoord h van de 1T FIR-methode en de oppervlaktetemperatuur Tw van de sensor. Er is echter geen functievoorschrift dat een verband geeft tussen deze variabelen en de resulterende flux. Om toch een gefundeerde uitspraak te kunnen doen over de fout op de berekende flux wordt een sensitiviteitsanalyse uitgevoerd. De absolute fout op de flux wordt gegeven door: s 2 2 ∂qtrans ∂qtrans AETw + AEh AEqtrans = ∂Tw ∂h

(C.33)

Het impulsantwoord h is enkel afhankelijk van de thermische eigenschappen van de sen-

®

sor. In het geval van de TFG single layer is dit het thermisch product van MACOR . Bovenstaande vergelijking herleidt zich dan tot: s 2 2 ∂qtrans ∂qtrans AETw + AET P AEqtrans = ∂Tw ∂T P

(C.34)

Aangezien de partieel afgeleiden in vergelijking (C.34) niet expliciet kunnen berekend worden, moet hun waarde benaderd worden aan de hand van een meting. Er wordt gebruik gemaakt van een meting op de schotproefstand. De gevolgde werkwijze bestaat uit volgende stappen: 1. De flux wordt berekend aan de hand van een opgemeten temperatuurssignaal Torig en de waarde voor het thermisch product T Porig van 2050J/m2 .K.s1/2 . 2. Op de resulterende flux worden enkele makkelijk herkenbare punten (bv. de piekflux) gekozen. De flux qorig in deze punten wordt genoteerd. 3. Elke ingangsvariabele afzonderlijk, hier dus de temperatuur en het thermisch product, wordt gevarieerd met 0, 1%, 0, 01% en 0, 001% wat resulteert in Tvar en T Pvar . De resulterende flux qvar bepaald op de in de vorige stap gekozen punten wordt genoteerd. 4. Voor elke variatie van ingangsvariabele worden de verhoudingen qorig −qvar T Porig −T Pvar

qorig −qvar Torig −Tvar

en

berekend. Deze waarden zijn een benadering van de partieel afgeleiden

in (C.34).

119

120

Bijlage C. Foutrekening Voor

∂qtrans ∂Topp

krijgen we op basis van deze methode een temperatuursafhankelijk verloop: ∂qtrans ∼ = 7, 2174e−0,112 ∂Topp

Voor

∂qtrans ∂T P

Topp

(C.35)

wordt een waarde bekomen die zo goed als constant is: ∂qtrans ∼ = 0, 01 ∂T P

Transi¨ ent gedeelte flux - Fouriermethode

(C.36)

Het transiënt gedeelte van de flux bere-

kend met de Fouriermethode wordt gegeven door de tweede term van vergelijking (A.5): ∞ r X nω qtrans = T P · [(Kn + Gn ) · cos(nωt) + (−Kn + Gn ) · sin(nωt)] 2 n=1

Het is duidelijk dat de partiële afgeleiden uit vergelijking (C.34) niet eenvoudig kunnen bepaald worden. Bijgevolg wordt opnieuw een sensitiviteitsanalyse uitgevoerd. Het transiënt gedeelte van de flux is afhankelijk van de oppervlaktetemperatuur en het thermisch product. Voor

Voor

∂qtrans ∂T P

∂qtrans ∂Tw

bekomen we: ∂qtrans = 0, 62 ∂Tw

(C.37)

∂qtrans = 0, 1 ∂T P

(C.38)

krijgen we:

Steady state gedeelte flux

Het steady state gedeelte van de flux kan berekend worden

als: qss =

Tw − Tdiepte ak1

De overeenkomstige absolute fout is: s AETdiepte 2 (−Tw + Tdiepte )AEak1 2 AETw 2 AEqss = + + ak1 ak1 ak12

(C.39)

(C.40)

Totale flux Tenslotte wordt de volledige flux, als som van het transiënt en het steady state gedeelte, gegeven door: qtot = qtrans + qss

(C.41)

De absolute fout die hiermee overeenkomt is: AEqtot =

q AEq2trans + AEq2ss

(C.42)

In tabel C.9 zijn naargelang de variabele de absolute en/of relatieve fout weergegeven. Deze berekening leidt tot een relatieve fout op de piekwaarde van de totale warmteflux van 1, 2% voor de FIR-methode en 8, 8% voor de Fouriermethode. 120

121

Bijlage C. Foutrekening Tabel C.9: Absolute en relatieve fouten voor fluxberekening TFG single layer

Variabele X

REX [%]

AEX

Eenheid

V0

-

10.10−3

V

GT F GS

1

-

-

VT F GS

-

2, 5.10−3

V

Tdiepte

-

0, 5

◦C

TP

4, 2

-

ak1

10

-

qtotF IR

1, 2

-

qtotF OU R

8, 8

-

C.2.7

J

1

m2 .K.s 2 m2 .K W W cm2 W cm2

Convectieco¨ effici¨ ent

Bij alle besproken sensoren kan de convectiecoëfficiënt berekend worden als: h=

q Tg − Tw

(C.43)

De fout op het temperatuursverschil ∆T tussen gas en wand kan geschreven als: AE∆T =

q AET2g + AET2w

(C.44)

Vervolgens kan de fout op de convectiecofëficiënt berekend worden: REh =

q 2 REq2 + RE∆T

(C.45)

De relatieve fouten voor de verschillende sensoren en verwerkingsmethodes worden weergegeven in tabel C.10. Tabel C.10: Relatieve fouten voor convectiecoëfficiënt

Variabele X

REX [%]

Eenheid

hT F GF IR

12, 83

hT F GF OU R

20, 29

W m2 K W m2 K

121

Bibliografie [1] Oldfield, M.L.G.: Impulse response processing of transient heat transfer gauge signals. Journal of Turbomachinery, 2008. [2] Towers, J.M. en R.L. Hoekstra: Engine Knock, A Renewed Concern In Motorsports - A Literature Review. SAE Technical Paper 983026, 1998. [3] Bradnley, D., G.T. Kalghatgi, en M. Golombok: Fuel Blend and Mixture Strength Effects on Autoignition Heat Release Rates and Knock Intensity in S.I. Engines. SAE Technical Paper 962105, 1996. [4] Grandin, B., I. Denbratt, J. Bood, C. Brackman, P.E. Bengtsson, A. Gogan, F. Mauss, en B. Sunden: Heat Release in the End-Gas Prior to Knock in Lean, Rich and Stoichiometric Mixtures With and Without EGR. SAE Technical Paper 2002-01-0239, 2002. [5] Nates, R.J. en A.D.B. Yates: Knock Damage Mechanisms in Spark-Ignition Engines. SAE Technical Paper 942064, 1994. [6] Fitton, J. en R. Nates: Knock Erosion in Spark-Ignition Engines. SAE Technical Paper 962102, 1996. [7] Nates, R.J.: Thermal Stresses Induced by Knocking Combustion in Spark-Ignition Engines. SAE Technical Paper 2000-01-1238, 2000. [8] Van De Ginste, M. en L. Van Sileghem: Methanol als brandstof voor moderne vonkontstekingsmotoren: Rendementstudie. scriptie, Universiteit Gent, 2010-2011. [9] Swarts, A.: Insights relating to octane rating and the underlying role of autoignition. proefschrift, University of Cape Town, 1996. [10] Yates, A., A. Bell, en A. Swarts: Insights relating to the autoignition characteristics of alcohol fuels. Fuel, 89(1):83 – 93, 2010.

122

123

Bibliografie

[11] Guzzella, L. en C.H. Onder: Introduction to Modeling and Control of Internal Combustion Engine Systems. Springer, 2010. [12] Desoete, M. en R. Vyvey: Evaluatie van warmtefluxsensoren voor vonkontstekingsmotoren aan de hand van metingen op kalibratieproefstanden en een CFR-motor. scriptie, Universiteit Gent, 2010-2011. [13] Cornelis, K. en R. Van Caelenberg: Evaluatie van sensoren en verwerkingsmethoden voor warmteverliesmetingen in vonkontstekingsmotoren op alternatieve brandstoffen. scriptie, Universiteit Gent, 2011-2012. [14] Draper, C.S.: Pressure Waves Accompanying Detonation in the Internal Combustion Engine. J. Aeronautical Sciences, 1938. [15] Xiaofeng, G., R. Stone, C. Hudson, en I. Bradbury: The detection and quantification of knock in spark ignition engines. SAE Technical Paper 932759, 1993. [16] Brunt, M.F.J., C.R. Pond, en J. Biundo: Gasoline engine knock analysis using cylinder pressure data. SAE Technical Paper 980896, 1998. [17] Checkel, M.D. en J.D. Dale: Computerized knock detection from engine pressure records. SAE Technical Paper 860028, 1986. [18] Worret, R., S. Bernhardt, F. Schwarz, en U. Spicher: Application of Different Cylinder Pressure Based Knock Detection Methods in Spark Ignition Engines. SAE Technical Paper 2002-01-1668, 2002. [19] Shahlari, A.J. en J.B. Ghandhi: A Comparison of Engine Knock Metrics. SAE Technical Paper 2012-32-0007, 2012. [20] Grandin, B. en I. Denbratt: The Effect of Knock on Heat Transfer in SI engines. SAE Technical Paper 2002-01-0238, 2002. [21] Hayes, T.K., T.K. White, en J.E. Peters: Combustion Chamber Temperature and Instantaneous Local Heat Flux Measurements in a Spark Ignition Engine. SAE Technical Paper 930217, 1993. [22] Enomoto, Y. en S. Fuhurama: Piston Temperature of Automobile Gasoline Engine in Driving on the Road. Japan Society of Mechanical Engineers, 1973. [23] Enomoto, Y. en S. Fuhurama: Heat Transfer to Wall of Ceramic Combustion Chamber of Internal Combustion Engine. Japan Society of Mechanical Engineers, 1986. 123

124

Bibliografie

[24] Enomoto, Y., N. Kitahara, en M. Takai: Heat Losses during Knocking in a Four-Stroke Gasoline Engine. Japan Society of Mechanical Engineers, 1995. [25] Demuynck, J.: A Fuel Independent Heat Transfer Correlation for Premixed Spark Ignition Engines. proefschrift, Universiteit Gent, 2012-2013. [26] Schultz, D.L. en T.V. Jones: AGARDograph No.165 Heat-tranfser measurements in short-duration hypersonic facilities. Technisch Rapport, Department of Engineering Science, University of Oxford, 1973. [27] Kreider, K.G.: Thin film thermocouples for internal combustion engines. Journal of Vacuum Science and Technology A, 1986. [28] Lei, Jih Fen en Herbert A. Will: Thin-film thermocouples and strain-gauge technologies for engine applications. Sensors and Actuators A Physical, 65(2):187 – 193, 1998. [29] Depla, D. en S. Mahieu: Depositie van dunne deklagen met magnetronsputteren. Oppervlaktetechnieken, 2008. [30] Annand, W.J.D.: Heat Transfer in the Cylinders of Reciprocating Internal Combustion Engines. Proc Instn Mech Engrs, 1963. [31] Heywood, John B.: Internal Combustion Engine Fundamentals. McGraw-Hill, 1988. [32] Syrimis, M., K. Shigahara, en D.N. Assanis: Correletion Between Knock Intensity and Heat Transfer Under Light and Heavy Knocking Conditions in a Spark Ignition Engine. SAE Technical Paper 960495, 1996.

124

Alcoholen als alternatieve brandstof voor vonkontstekingsmotoren: Experimentele studie naar het klopgedrag en de warmteafgifte naar de cilinderwanden

Recommend Documents