Emissieverlaging door motorinterne maatregelen van snellopende (scheeps)dieselmotoren

Faculteit Ingenieurswetenschappen Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: Prof. Ir. E. Dick Laboratorium voor Transporttechnologie Directeur: Prof. Dr. Ir. R. Sierens

Academiejaar 2005-2006

Emissieverlaging door motorinterne maatregelen van snellopende (scheeps)dieselmotoren Anton Goethals & Abdellah Lamkanfi

Promotor: Prof. Dr. Ir. R. Sierens Scriptiebegeleider: Ir. T. Berckmoes

Proefschrift ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur

Vakgroep van Stroming, Warmte en Verbranding Sint-Pietersnieuwstraat 41 9000 Gent, België

http://www.FloHeaCom.UGent.be

Anglo Belgian Corporation Wiedauwkaai 43 9000 Gent, België

http://www.abcdiesel.be

Dankwoord Anton Goethals Bij het begin van deze scriptie zou ik een woord van dank willen richten aan allen die hebben bijgedragen tot het tot stand komen van dit werk. In eerste instantie wil ik onze promotor Prof. Dr. Ir. Rogier Sierens, Ir. Sebastian Verhelst en Ir. Stefaan Verstraeten van de Universiteit Gent, bedanken voor hun deskundige begeleiding en advies gedurende het gehele jaar. Mijn dank gaat daarnaast uit naar Anglo Belgian Corporation n.v. die ons de kans gegeven heeft om deze thesis te realiseren. In het bijzonder zou ik Ir. Tim Berckmoes, Ing. Bart Van Der Heyden, Ir. Lieven Vervaeke en iedereen van het studiebureau van ABC willen bedanken voor de hulp die ze ons geboden hebben. Tevens wens ik ook het technisch personeel te bedanken die ons begeleid hebben bij de experimentele proeven. Tenslotte wil ik nog mijn moeder, mijn zus, mijn schoonbroer, mijn neefje, mijn petekindje en al mijn vrienden oprecht bedanken voor de steun in de moeilijke momenten en met wie ik van de nodige ontspanning kon genieten. Abdellah Lamkanfi Deze scriptie kon enkel worden gerealiseerd dankzij de goede samenwerking tussen de onderneming Anglo Belgian Corporation (ABC), en in het bijzonder Ir. Tim berckmoes, en promotor Prof. Dr. Ir. Rogier Sierens, van de Vakgroep Mechanica van Sroming, Warmte en Verbranding van de Universiteit Gent. Vandaar dat ik in eerste instantie hen graag wil bedanken voor de mogelijkheid dit werk tot stand te brengen en voor hun hulp, geduld en advies. Bovendien verdienen ook Ing. Bart Van der Heyden, Ir. Lieven Vervaeke (ABC) en Dr. Ir. Sebastian Verhelst (Ugent) mijn oprechte dank voor de begeleiding gans het jaar door en hun hulp bij zowat alle aspecten van deze thesis. Ook dank aan mijn vrienden voor de vele toffe momenten tijdens de voorbije jaren. Tenslotte gaat mijn dank uit naar mijn ouders voor het vertrouwen dat zij mij geboden hebben tijdens mijn studies en voor de mateloze steun doorheen alle momenten. Wij wensen u, de lezer, een genoeglijke tijdsbesteding toe in het doornemen van ons afstudeerwerk. Wees vrij ons te contacteren op onderstaande emailadressen indien u ge¨ınteresseerd bent in de toch omvangrijke literatuurstudie of meer uitleg wenst over bepaalde aspecten van dit eindwerk. Dat kan u misschien heel wat tijd en energie besparen in het opzoekwerk. [email protected] [email protected]

i

De toelating tot bruikleen De auteurs geven de toelating deze voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie. De auteurs,

Gent, juni 2006

Anton Goethals

Abdellah Lamkanfi ii

Emissieverlaging door motorinterne maatregelen van snellopende (scheeps)dieselmotoren Anton Goethals & Abdellah Lamkanfi

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

Academiejaar 2005-2006

Promotor: Prof. Dr. Ir. R. Sierens Faculteit Ingenieurswetenschappen Universiteit Gent

Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: Prof. Ir. E. Dick Samenvatting Sinds zijn introductie op het einde van de 19e eeuw heeft de dieselmotor een belangrijke plaats opgeëist in de transportsector en kunnen we stellen dat ze wel degelijk ’dé motor’ van ons wereldeconomie vormt. Spijtig genoeg betekent de populariteit van de dieselmotor niet dat deze geen nadelen met zich meebrengt. Het grootste probleem is de uitstoot van verschillende polluenten die mens en omgeving grote schade toebrengen. Om de volgende generaties niet nodeloos op te zadelen met onoverkomelijke klimaatveranderingen, zijn er strenge emissierichtlijnen geformuleerd waaraan motorfabrikanten dienen te voldoen. In dit eindwerk trachten we, in alle bescheidenheid, ons steentje bij te dragen door de enige overgebleven fabrikant van (scheeps)dieselmotoren in België een handje toe te steken in het behalen van de toekomstige Europese emissierichtlijnen. Om de thesis te kaderen geven we eerst een algemene toelichting over het bedrijf Anglo Belgian Corporation nv. (ABC) waarmee we gedurende het hele jaar nauw hebben samengewerkt. Vervolgens behandelen we in hoofdstuk 2 het dieselverbrandingsproces, waarbij ondere andere de verschillende vormingsmechanismen van de polluenten aan bod komen. In hoofdstuk 3 bespreken we kort de moderne reductietechnieken die vandaag de dag aangewend worden om de emissieproblematiek van dieselmotoren aan te pakken. De verschillende (inter)nationale emissierichtlijnen zette ons aan om deze op een overzichtelijke manier samen te vatten en op te nemen in hoofdstuk 4. Aangezien er binnen ABC ook iii

vraag was naar meetinstrumenten voor emissies, hebben we een marktonderzoek uitgevoerd en ons ook verdiept in deze materie waarvan het resultaat samengevat is in hoofdstuk 5. In hoofdstuk 6 en 7 hebben we de berekeningsmethodes en de opgemeten resultaten uit de doeken gedaan. Tenslotte, mede door het toenemend belang ervan, hebben we ons laatste hoofdstuk toegewijd aan biobrandstoffen en de emissies ervan. Dit laatste hoofdstuk zou ook een vertrekpunt kunnen vormen voor thesissen hierover die in de toekomst (ongetwijfeld) zullen aanvangen.

Trefwoorden: dieselmotor, emissies, stikstofoxides, partikelsuitstoot, emissiereductietechnieken, emissienormen

iv

Inhoudsopgave 1 Inleiding

1

1.1

Anglo Belgian Corporation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1

1.2

Hoofdkarakteristieken van ABC’s motoren . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3

1.2.1

De DX-motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3

1.2.2

De DZ-motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4

1.3

De ’rationele motor’

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

2 Het dieselverbrandingsproces 2.1

5 7

De verschillende verbrandingsfasen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

7

2.1.1

Het ontstekingsuitstel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8

2.1.2

De voorgemengde of snelle verbrandingsfase . . . . . . . . . . . . .

9

2.1.3

De diffusieverbrandingsfase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2.1.4

De late verbrandingsfase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2.2

Gevestigde visie van het verbrandingsproces . . . . . . . . . . . . . . . . . 10

2.3

Nieuwe ideeën over het verbrandingsproces . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12

2.4

Soorten emissies en hun milieu-effecten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 2.4.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.4.2

Vorming van stikstofoxides . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15

2.4.3

Vorming van partikels . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

2.4.4

Vorming van koolwaterstoffen (KWS, hydrocarbons)

2.4.5

Vorming van CO en impact op de omgeving . . . . . . . . . . . . . 21

2.4.6

Vorming van SO2 en impact op de omgeving . . . . . . . . . . . . . 21

3 Emissiereductietechnieken

. . . . . . . . 20

23

3.1

Voorbehandeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

3.2

Motorinterne maatregelen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24 3.2.1

Ademhaling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

3.2.2

Injectietechnologie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

3.2.3

Exhaust Gas Recirculation (EGR) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34 vii

3.3

3.2.4

Voorgemengde verbranding met zelfontsteking . . . . . . . . . . . . 35

3.2.5

Watergebaseerde technieken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

3.2.6

De Millercyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40

Nabehandeling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43 3.3.1

Oxidatiekatalysator . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

3.3.2

Dieselpartikelfilter

3.3.3

Selective Catalytic Reduction (SCR) . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

3.3.4

NOx -adsorber en DeNOx -katalysator . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

3.3.5

Plasma behandeling van uitlaatgassen . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

4 Emissienormen

55

4.1

Uitlaatgas emissienormen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

4.2

Motorgroepen en -families . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

4.3

ISO 8178 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

4.4

De Europese normen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

4.5

4.6

4.4.1

Stage I/II normen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

4.4.2

Stage III/IV normen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

De internationale normen

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

4.5.1

IMO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

4.5.2

Stationaire motoren - Gothenburg Protocol . . . . . . . . . . . . . . 64

4.5.3

Kyoto-protocol . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

Andere belangrijke normen voor ABC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66 4.6.1

Stationaire motoren - Vlarem . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66

4.6.2

Schepen voor binnenvaart - CCR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

5 Meetinstrumenten voor emissies 5.1

5.2

69

Meetmethodes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69 5.1.1

Chemieluminescentie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

5.1.2

Infrarood meetinstrumenten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

5.1.3

Ultraviolet meetinstrumenten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

5.1.4

Ionisatie methodes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

5.1.5

Elektrochemische methodes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

5.1.6

Partikeldeeltjes methodes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

Metingen volgens de ISO-norm

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

5.2.1

Gasanalyse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

5.2.2

Partikelmeting . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

5.3

De verschillende leveranciers en offertes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

5.4

Gebruikte meettoestellen en meetprotocol . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

5.5

Foutenanalyse: Testo 342-3 ten opzichte van WTZ . . . . . . . . . . . . . . 78 viii

6 Gegevensevaluatie en berekeningen

83

6.1

Instellingen van de motor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

6.2

Brandstofeigenschappen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

6.3

6.4

6.2.1

Stoichiometrische luchthoeveelheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

6.2.2

Brandstofverbruik en rendement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88

Uitlaatgasdebiet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89 6.3.1

Formule van Brettschneider . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

6.3.2

Zuurstofbalansmethode . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

6.3.3

Verificatie uitlaatgasdebiet . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

Berekening van de gasemissies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93 6.4.1

Droog/nat-correctie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

6.4.2

NOx -correctie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95

6.4.3

Bepaling specifieke uitlaatgasemissies . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

6.5

Bepaling roetuitstoot . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

6.6

Rekenblad emissies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100

7 Metingen en resultaten 7.1

104

16VDZC-1000-166A . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104 7.1.1

(NOx + HC)-uitstoot . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 106

7.1.2

CO-uitstoot . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112

7.1.3

PM-uitstoot . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116

7.1.4

CO2 -uitstoot en specifiek brandstofverbruik (SFC) . . . . . . . . . . 120

7.2

Algemene besluiten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125

7.3

12VDZC-1000-166A . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126

7.4

7.3.1

Vermogenverlies ten gevolge van FWE . . . . . . . . . . . . . . . . 127

7.3.2

Experimentele resultaten bij 50% Pnom . . . . . . . . . . . . . . . . 128

7.3.3

Experimentele resultaten bij 25% Pnom en Pnom . . . . . . . . . . . 132

7.3.4

Ontstekingsuitstel ten gevolge van FWE . . . . . . . . . . . . . . . 133

7.3.5

Algemene conclusies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133

8DZC-1000-183A . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 135 7.4.1

Experimentele resultaten en bespreking . . . . . . . . . . . . . . . . 135

ix

8 Biobrandstoffen

137

8.1

Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 137

8.2

Structuur en nomenclatuur van glyceriden . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139

8.3

PPO en Biodiesel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 141

8.4

Milieuvoordeel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142

8.5

Wetgeving . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143 8.5.1

Biodiesel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143

8.5.2

Pure Plantaardige Olie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 144

8.6

Marktsituatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 145

8.7

Experimentele resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 146 8.7.1

Proeven op de 6DZC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 147

9 Eindbesluit en perspectieven

152

9.1

Besluit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152

9.2

Slot

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153

A Het principe van de dieselmotor

154

B Foutenanalyse WTZ en Testo 342-3

159

C Motoreigenschappen van de 16DZC

160

C.1 De motor in detail . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 160 C.2 Emissiemetingen met 8 gaatjes verstuiver, 275 bar openingsdruk, 20o bT DC SOI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164 C.3 Emissiemetingen met 12 gaatjes verstuiver, 275 bar openingsdruk, 20o bT DC SOI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 166 C.4 Emissiemetingen met 12 gaatjes verstuiver, 245 bar openingsdruk, 15o bT DC SOI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169 C.5 Emissiemetingen met 10 gaatjes verstuiver, 245 bar openingsdruk, 15o bT DC SOI en met een 250 mm ø uitlaatdiafragma . . . . . . . . . . . . . . . . . . 171 C.6 Emissiemetingen met 10 gaatjes verstuiver, 275 bar openingsdruk, 21o bT DC SOI en met een 295 mm ø uitlaatdiafragma . . . . . . . . . . . . . . . . . . 173 C.7 Emissiemetingen met 8 gaatjes verstuiver, 245 bar openingsdruk, 16o bT DC SOI en met een 295 mm ø uitlaatdiafragma . . . . . . . . . . . . . . . . . . 177 C.8 Emissiemetingen met 8 gaatjes verstuiver, 245 bar openingsdruk, 16o bT DC SOI en met een 265 mm ø uitlaatdiafragma . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181 C.9 Emissiemetingen met 8 gaatjes verstuiver, 245 bar openingsdruk, 13o bT DC SOI en met een 265 mm ø uitlaatdiafragma . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183

x

D Motoreigenschappen van de 12DZC

185

D.1 De motor in detail . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185 D.2 Wateremulsiemetingen op de V12 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 189 D.2.1 Vermogenverlies door FWE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 190 D.2.2 Experimentele resultaten bij 50% Pnom . . . . . . . . . . . . . . . . 192 D.2.3 Experimentele resultaten bij 25% Pnom en Pnom . . . . . . . . . . . 194 E Motoreigenschappen van de 8DZC

196

E.1 De motor in detail . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 196 E.2 Emissiemetingen met SOI gelijk aan 20o bT DC . . . . . . . . . . . . . . . 200 E.3 Emissiemetingen met SOI gelijk aan 15o bT DC . . . . . . . . . . . . . . . 202 Bibliografie

207

xi

Lijst van Afkortingen a.d. aërodynamische diameter bBDC before Bottom Dead Center bmep brake mean effective pressure bT DC before Top Dead Center CAD Cranck Angle Degree CASS Combustion Air Saturation System CF K Chloor-Fluor-Koolwaterstoffen CI Compression Ignition CRT Continuously Regenerating Trap CV S Constant Volume Sample DF Deterioration Factor DI Directe Injectie DOC Diesel Oxidation Catalyst DP F Diesel Particulate Filter DW I Direct Water Injection ECU Electronic Control Unit ECS Elektro-Chemische Detectie EGR Exhaust Gas Recirculation EOI End Of Injection EP A Environmental Protection Agency F ID Flame Ionisation Detector F T IR Fourier Transform Infrared F W E Fuel Water Emulsification HAM Humid Air Motor HC Hydrocarbons HCCI Homogeneous Charge Compression Ignition HCF K Waterstof-Chloor-Fluor-Koolwaterstoffen (H)CLD (Heated) Chemiluminescence Detector xii

HD Heavy-Duty HEU I Hydraulic Electonic Unit Injection IM O International Maritime Organization ISO International Standard Organisation kW kilowatt (mechanisch) kW e kilowatt (elektrisch) KW S Koolwaterstoffen M DO Marine Diesel Oil N DIR Non-Dispersive Infrared N RSC Non-Road Steady Cycle N RT C Non-Road Transient Cycle P AC Plasma-Assisted Catalytic P AK Polycyclische Aromatische koolwaterstoffen P CB Polychloor Benifenyl P M Particulate Matter P M D Paramagnetische Detectie pme pression moyenne effective ppm parts per million P P O Pure Plantaardige Olie P OC Particulate Oxidation Catalyst ROHR Rate Of Heat Release rpm rotaties per minuut SCR Selective Catalytic Reduction SF C Specific Fuel Consumption SI Spark Ignition SOI Start of Injection SOF Soluble Organic Fraction T HC Total Hydrocarbons V OC Vluchtige Organische Componenten ZRDO Zirkoniumdioxide xiii

Lijst van symbolen BaO Bariumoxide CO koolstofmonoxide η rendement Hu onderste verbrandingswaarde λ luchtovermaat Ls stoichiometrische luchthoeveelheid Lw werkelijk aangezogen luchthoeveelheid m ˙ b brandstofdebiet m ˙ exh uitlaatgasdebiet m ˙ l luchtdebiet n toerental NO stikstofmonoxide NO2 stikstofdioxide NOx stikstofoxides Φ rijkheid Pn nominaal vemogen TiO2 Titaniumdioxide vol % volumeprocent W Fi Wegingsfactor van de i-de belastingstoestand WO3 Wolfraamcarbide

xiv

Lijst van figuren 1.1

Structuur van de Ogepar Holding S.A. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

1.2

De DX-type motor van ABC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3

1.3

De DZ-type motor van ABC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

4

1.4

Rudolph Diesel (1858 − 1913) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

5

2.1

Typische in-cilinder verbrandingswarmtekromme (stippellijn) en drukcurve (volle lijn) in functie van de krukhoek voor een DI dieselmotor. Aangegeven is de start van de injectie (SOI), einde van de injectie en de verschillende verbrandingsfasen: Ontstekingsuitstel (a-b), de voorgemengde verbrandingsfase (b-c), de gemengd-gecontroleerde verbrandingsfase of diffusieverbrandingsfase (c-d) en tenslotte de late verbrandingsfase (d-e). (dca = degree crank angle = graden krukhoek) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8

2.2

Een schematische voorstelling van de gevestigde visie over het dieselverbrandingsproces. Een dwarsdoorsnede van een brandstofstraal is weergegeven. Een brandstofstraalkern (zwart) is omgeven door brandstofdruppels en brandstofdamp. De diffusievlam is gelokaliseerd aan de straalrand met roetvorming aan de brandstofrijke zijde. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

2.3

Een dwarsdoorsnede van een brandstofstraal is weergegeven. Een brandstofstraalkern (zwart) is omgeven door een brandstofdamp/lucht mengsel. De roetpartikels zijn in het volledig vlak terug te vinden, startend enkele millimeters stroomafwaarts van de brandstofstraal (initiële roetvorming). . 12

2.4

Het verloop van injectie wordt hierbij geschetst volgens Dec’s model met de nadruk op roetvorming: A) Eerste indicaties van verdamping van de brandstof. B) Momentopname ter hoogte van de piek in de ROHR in de voorgemengde verbrandingsfase. Let op de aanzienlijke roetproductie voorin. C) Vindt plaats bij de start van de diffusieverbrandingsfase. Deze structuur van brandstofstraal wordt behouden tot het einde van injectie. . . . . . . . . 13

2.5

Het broeikaseffect: globale temperatuursverandering in de periode 1880-2000 14

2.6

De geschiedenis en prognose van de CO2 productie in de periode 1970-2030

2.7

NO2 -jaargemiddelde concentratie in Vlaanderen gedurende het kalenderjaar 2003 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18

2.8

Clustervorming van roetdeeltjes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

2.9

PM10-jaargemiddelde concentratie in Vlaanderen gedurende het kalenderjaar 2003 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20 xv

15

3.1

Variable Nozzle Turbine: open (boven) en gesloten (onder) stand van de schoepen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

3.2

Principeschema 2-traps oplading . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

3.3

Verbetering van het mengproces bij hoge injectiedrukken waarbij cavitatie kan optreden . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

3.4

Common-rail injectiesysteem (Bosch) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

3.5

Unit injector systeem en inbouw (Bosch) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

3.6

Principeschema van hoge druk EGR (A) waarbij rookgassen rechtstreeks (ongekoeld) vanaf de uitlaatklep teruggeleid worden naar de luchtinlaat en lage druk EGR (B) waarbij de uitlaatgassen gerecirculeerd worden nadat ze zijn gereinigd door de katalysator en de partikelvanger . . . . . . . . . . . . 34

3.7

Het theoretisch verloop van de NOx reductie bij watergebaseerde technieken

3.8

Het parallelle DWI systeem met de twee-naald verstuiver (links) en de hogedruk waterunit (rechts) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

3.9

Het principeschema van het DWI systeem met de stratificatie van het water in de brandstof . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

37

3.10 Het werkingsprincipe van een Humid Air Motor (Wartsila) . . . . . . . . . 40 3.11 De Atkinson cyclus in het P - v diagram en het T - s diagram van een ideaal gas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 3.12 De Millercyclus in Otto uitvoering in het P - v diagram en het T - s diagram van een ideaal gas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 3.13 Het rendement van de Millercyclus in functie van de compressieverhouding met de reductieparameter αv = v10 /v1 als parameter . . . . . . . . . . . . . 42 3.14 Een dieselpartikelfilter (Volkswagen) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 3.15 Principeschet van de CRT . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47 3.16 Selective Catalytic Reduction system (Bosch) . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 3.17 Principeschets Oxidatiekatalyator + SCR + ’Clean up’ katalysator . . . . . 49 3.18 Schematische werking van een NOx -adsorber . . . . . . . . . . . . . . . . . 52 3.19 Werkingschema van een DeNOx -katalysator in combinatie met EGR . . . . 53 4.1

Gewichtsfactoren van B-type ISO 8178 testcycli. Opmerkingen: 1) Het motorkoppel wordt uitgedrukt in het percentage van het maximaal koppel bij een gegeven toerental. 2) De zogenaamde ’rated speed’ komt overeen met het nominaal toerental. 3) De zogenaamde ’intermediate speed’ correspondeert met het maximaal motorkoppel. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

4.2

EU Stage I/II emissienormen voor non-road dieselmotoren . . . . . . . . . 59

4.3

Stage IIIA emissienormen voor non-road dieselmotoren . . . . . . . . . . . 60

4.4

Stage IIIB emissienormen voor non-road dieselmotoren . . . . . . . . . . . 60

4.5

Stage IV emissienormen voor non-road dieselmotoren . . . . . . . . . . . . 60

4.6

Stage IIIA emissienormen voor binnenvaart schepen . . . . . . . . . . . . . 61 xvi

4.7

Stage IIIA emissienormen voor locomotieven *) HC = 0.4 g/kWh en NOx = 7.4 g/kWh voor motoren met P ≥ 2000 kW en D ≥ 5 liter/cilinder . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

4.8

Stage IIIB emissienormen voor locomotieven . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

4.9

MARPOL Annex VI NOx Emissiegrenzen . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

4.10 NOx Emissienormen voor nieuwe stationaire motoren . . . . . . . . . . . . 65 4.11 Vlarem emissiegrenswaarden voor stationaire dieselmotoren met 360 of meer bedrijfsuren per jaar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67 4.12 Vlarem emissiegrenswaarden voor stationaire dieselmotoren met minder dan 360 bedrijfsuren per jaar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67 4.13 Grenswaarden door de CCR vastgesteld voor fase 1 (vanaf 1 januari 2002)

68

4.14 Grenswaarden door de CCR vastgesteld voor fase 2 (vanaf 1 januari 2008)

68

5.1

Overzicht leveranciers van gasanalyse- en partikelmeting-toestellen (prijzen van eind 2005) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

5.2

De gasanalyse meetinstrumenten die gebruikt worden door het Duits studiebureau WTZ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

5.3

De Microtrol 5 van NOVA-MMB . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77

5.4

De Testo 342-3 met infraroodprinter en rookgassondes . . . . . . . . . . . . 77

5.5

Waarden voor NOx -uitstoot in ppm in de x-as opgemeten door WTZ en in de y-as opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten . . . . . . . . . . . . 79

5.6

Waarden voor uitlaatgasdebiet in kg/h in de x-as berekend door WTZ en in de y-as berekend met formule van Brettschneider (met Testo-waarden); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de berekende uitlaatgasdebieten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80

5.7

Waarden voor CO-uitstoot in ppm in de x-as opgemeten door WTZ en in de y-as opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten . . . . . . . . . . . . 81

5.8

Waarden voor CO2 -uitstoot in volume% in de x-as opgemeten door WTZ en in de y-as opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten . . . . . . . . . . 81

5.9

Waarden voor 02 -uitstoot in volume% in de x-as opgemeten door WTZ en in de y-as opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten . . . . . . . . . . 82

6.1

De 8-gaatjes verstuiver van Bryce. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

6.2

Aanpassen van de openingsdruk . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

6.3

Aanpassen van het begin van injectie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

6.4

Overzicht van de belangrijkste testcycli samen met de wegingsfactoren . . . 97

6.5

De online rekenmachine op www.dieselnet.com/calculator; bij het ingeven van opaciteitswaarde, lichtpadlengte en temperatuur van de rookgassen wordt de roetdensiteit automatisch berekend . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98 xvii

6.6

Verband tussen Hartridge en Bosch rookmetingen. De gebroken lijn stelt de spreidingsband van ±7 Hartridge units; de waarden werden opgemeten van zes verschillende motoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99

6.7

Verband tussen Hartridge en Bosch rookmetingen . . . . . . . . . . . . . . 100

6.8

Motorinstellingen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101

6.9

Samenstelling van de brandstof, de parameters van Brettschneider en de correctiefactor u . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101

6.10 Opgemeten atmosfeeromstandigheden, de vier belastingspunten (E2 cyclus) en inleesgegevens brandstofverbruik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102 6.11 De opgemeten emissies en de bepaling van de luchtfactor λ . . . . . . . . . 102 6.12 Algemene berekeningen die de bepaling van de specifieke emissies voorafgaan 103 6.13 De specifieke uitlaatgasemissies NOx , roet, CO en CO2 . . . . . . . . . . . 103 7.1

De geteste instellingen van de 16VDZC in september 2005 en de opgemeten cycli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

7.2

Waarden in g/kWh van emissies en specifiek brandstofverbruik van de proeven in september 2005 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

7.3

De geteste instellingen van de 16VDZC in maart 2006 en de opgemeten cycli 105

7.4

Waarden in g/kWh van emissies en specifiek brandstofverbruik van de proeven in maart 2006 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

7.5

Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1, A-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

7.6

Waarden van (NOx + HC)-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

7.7

Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3, A4 en de Europese norm voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 108

7.8

Waarden van (NOx + HC)-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

7.9

Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110

7.10 Waarden van HC-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110 7.11 Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111 7.12 Waarden van HC-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111 7.13 Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1, A-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 7.14 Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113 7.15 Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3, A-4 en de Europese norm voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 xviii

7.16 Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 7.17 Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115 7.18 Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115 7.19 Geschatte waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1, A-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116 7.20 Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 7.21 Geschatte waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3, A-4 en de Europese norm voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 7.22 Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118 7.23 Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119 7.24 Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119 7.25 Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1 en A-2 voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . 120 7.26 Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1 en B-2 voor de E2-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . 121 7.27 Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3 en A-4 voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . 122 7.28 Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1 en B-2 voor de E3-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . 122 7.29 Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1 en B-2 voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . 123 7.30 Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3 en B-4 voor de F-cyclus . . . . . . . . . . . . . . . . 124 7.31 De module die gebruikt werd voor de FWE testen bij de 12VDZC motor. . 126 7.32 Het vermogenverlies ten gevolge van de brandstof-water emulsificatie techniek in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . 127 7.33 Het verloop van de relatieve NO-uitstoot in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128 7.34 Het absoluut verloop van de NO-uitstoot in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129 7.35 Het verloop van de relatieve CO-uitstoot in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129 7.36 Het absoluut verloop van de CO-uitstoot in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130

xix

7.37 Het verloop van de relatieve roetuitstoot in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130 7.38 Het absoluut verloop van de roetuitstoot in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131 7.39 Het verloop van de relatieve SFC in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131 7.40 Het absoluut verloop van de SFC in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132 7.41 Resultaten van metingen uitgevoerd enerzijds bij vollast en nominaal toerental (2600 kW en 1000 rpm) en anderzijds bij 25% Pnom en nominaal toerental (650 kW en 1000 rpm). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 134 8.1

Structuur van oliën en vetten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139

8.2

Esterificatie van Triglyceride: Reactiemechanisme . . . . . . . . . . . . . . 140

8.3

Densiteit en viscositeit in functie van de temperatuur van het destillatie residue ’pitch’ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148

A.1 De 4-tact Dieselcyclus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 155 A.2 De Ottocyclus in het pV-diagram en het Ts-diagram van een ideaal gas . . 156 A.3 De Dieselcyclus in het pV-diagram en het Ts-diagram van een ideaal gas . 157 A.4 De duale cyclus in het pV-diagram en het Ts-diagram van een ideaal gas . 158 B.1 Meetwaarden die gebruikt zijn voor de bepaling van de relatieve fout van het Testo meettoestel ten opzichte van de meetwaarden zoals opgemeten door de Duitse firma WTZ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159

xx

Lijst van tabellen 2.1

De verschillen tussen het gevestigd model en nieuwe ideeën over het dieselverbrandingsproces. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.2

NOx productie via de vormingsmechanismen thermische NO en prompt NO. Hierbij werd de stikstofmonoxide NO die gevormd wordt uit de mogelijke aanwezigheid van stikstof in het brandstof achterwege gelaten. . . . . . . . . 16

2.3

NOx productie via de vormingsmechanismen N2 O-weg en via NO2 . . . . . . 16

6.1

Typische brandstofkarakteristieken van gasolie gebruikt voor stationaire motoren. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

6.2

De brandstofsamenstelling uitgedrukt in massafracties H, C, S, O en watergehalte. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

6.3

Het procentueel verschil tussen waarden van WTZ en formule van Brettschneider en zuurstofbalans methode . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

6.4

De coëfficiënt u voor de verschillende uitlaatgascomponenten . . . . . . . . 96

7.1

Stage IIIA toegepast op de 8DZC met een uitgaand vermogen P <3300 kW en verplaatsingsvolume per cilinder 5 < D < 15 dm3 gebaseerd op testcycli E2 of E3 volgens ISO 8178. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 135

7.2

Experimetele resultaten van verlating van injectie bekomen op de 8DZC met een 10 gaatjes verstuiver met een openingsdruk van 275 bar. . . . . . . . . 136

8.1

Accijnzen op diesel en biodiesel in enkele Europese landen (1/1/04) . . . . 144

8.2

NOx - en CO emissies bij het het gebruik van gewone dieselbrandstof. . . . . 148

8.3

NOx - en CO emissies bij het het gebruik van ’Brai’ als brandstof. . . . . . 149

8.4

NOx - en CO emissies bij het het gebruik van het destillatieresidu ’Pitch’ als brandstof. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 149

8.5

Specifiek brandstofverbruik bij het gebruik van ’Pitch’, ’Brai’ en gewone diesel als brandstof. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 149

8.6

NOx - en CO emissies bij het het gebruik van gewone dieselbrandstof. . . . . 150

8.7

NOx - en CO emissies bij het het gebruik van varkensvet als brandstof. . . . 150

8.8

Specifiek brandstofverbruik bij het gebruik van varkensvet en gewone diesel als brandstof. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 151

xxi

Hoofdstuk 1 Inleiding The automobile engine will come, and then I will consider my life’s work complete. Rudolph Diesel

1.1

Anglo Belgian Corporation

Anglo Belgian Corporation n.v., beter bekend als ABC, werd op 26 oktober 1912 opgericht door een groep industriëlen en is gevestigd aan de Wiedauwkaai te Gent. Als enige overgebleven fabrikant van grote stationaire en scheepsdieselmotoren in België is haar hoofdactiviteit de ontwikkeling, constructie en commercialisatie van grote interne verbrandingsmotoren, hoofdzakelijk dieselmotoren, maar ook gasmotoren en dual fuel motoren onder de merknaam ABC. ABC bouwt (middel)snellopende motoren met een uitgaand vermogen van 138 kW tot 3680 kW (5000 pK). Deze motoren zijn hoofdzakelijk bestemd voor de hoofdpropulsie van schepen alhoewel het bedrijf vandaag de dag ook motoren levert voor locomotieven en generatorsets (zowel voor maritieme als industriële toepassingen). Het bedrijf heeft de reputatie robuuste en eenvoudige motoren te bouwen, met een laag brandstof- en smeerolieverbruik en lage onderhoudskosten. Het allereerste ontwerp was een één-cilindermotor met een toerental tussen 550 en 650 toeren per minuut en een vermogen van 9 pk. In de jaren ’20 en ’30 werden er zowel 2-takt als 4-takt motoren ontwikkeld en gebouwd. In 1969 werd de DX-motor ontworpen die nog steeds wordt verkocht. De DX-motor heeft een cilinderdiameter van 242 millimeter en wordt geconstrueerd met 3, 6 of 8 cilinders naargelang het gewenste uitgaand vermogen. Van deze DX-motor werd verwacht dat hij in zeer moeilijke omstandigheden moest werken, zoals bijvoorbeeld op vissersboten of sleepboten.

1

Met de kennis opgedaan uit de DX-motoren en door verdere ontwikkelingen is de DZmotor ontstaan. Deze is voorlopig het meeste verkochte type uit het ABC gamma. In eerste instantie kon dit DZ-type, uitgevoerd met een boring van 256 millimeter, enkel geleverd worden met 6 of 8 cilinders, maar sinds 2002 bestaat deze ook in een 12 of een 16 cilinder uitvoering in V-formatie. Beide motortypes kunnen mits kleine aanpassingen omgebouwd worden om op een mengsel van gas en diesel te werken (dual fuel). De jongste jaren legt ABC zich ook toe op motoren die gassen, plantaardige oliën en dierlijke vetten verbranden en op motoren die werken op biologische brandstoffen. Sinds 1985 vormt ABC deel van Ogepar S.A., een groep bestaande uit productiebedrijven waaronder Balliu MTC nv. (fabrikant van las- en snijgereedschap), KBB (producent van turbocompressoren) en Pegard Productics S.A. (fabrikant van CNC-machines). De groep, met hoofdzetel in Luxemburg, heeft ABC weer rendabel gemaakt door vers kapitaal in te brengen én door een nieuw management te leveren. ABC stelt 175 mensen te werk en heeft een jaaromzet van om en bij de 40 miljoen euro waarbij 85% van de productie bestemd is voor het buitenland (vooral Afrika, het Midden-Oosten en het Verre Oosten).

Figuur 1.1: Structuur van de Ogepar Holding S.A.

2

1.2 1.2.1

Hoofdkarakteristieken van ABC’s motoren De DX-motor

Figuur 1.2: De DX-type motor van ABC

Binnen deze motorgroep onderscheiden we 3 motortypes: • DX: natuurlijke aanzuiging • DXS: opgeladen motor • DXC: opgeladen met gekoelde opladingslucht De hoofdkarakteristieken zijn: • Cyclus: 4-takt, enkelwerkend • Cilinders: 3-6-8 in lijn • Boring: 242 mm • Slag: 320 mm • Cilindervolume: 14,725 l/cilinder • Compressieverhouding: 12,45/1 (DX) en 12,06/1 (DXS en DXC) 3

• Inspuiting: direct, mechanisch, 1 pomp per cilinder De DX-motoren hebben een toerental variërend tussen de 450 en de 750 tr/min, en een uitgaand vermogen gaande van 138 tot 883 kW.

1.2.2

De DZ-motor

Figuur 1.3: De DZ-type motor van ABC

Dit type motor heeft als hoofdkarakteristieken: • Cyclus: 4-takt, enkelwerkend • Cilinders: 6-8 in lijn, 12-16 in V • Boring: 256 mm • Slag: 310 mm • Cilindervolume: 15,954 l/cilinder • Compressieverhouding: 12,1/1 • Inspuiting: direct, mechanisch, 1 pomp per cilinder De DZ-motoren hebben een toerental variërend tussen de 720 en de 1000 tr/min en een uitgaand vermogen gaande van 721 tot 3680 kW. De naambepaling van elke motor binnen een groep wordt toegelicht aan de hand van een voorbeeld: 8DZC-1000-183-A 4

• 8 staat voor het aantal cilinders • DZC verklaart het type • 1000: nominaal toerental • 183: verwijst naar de pme of bmep1 -waarde (vermenigvuldigd met factor 10) • A: elke motor is verkrijgbaar in Anti-klok (A) en Klok (K) draaizin

1.3

De ’rationele motor’

Figuur 1.4: Rudolph Diesel (1858 − 1913)

De Duitse ingenieur Rudolph Diesel patenteerde in 1892 een motor die in zijn ogen niet enkel een verbetering was van de toen bestaande motoren, maar een machine van een totaal andere soort. Diesel’s idee was om de lucht in een cilinder te comprimeren tot een temperatuur die hoog genoeg was om de brandstof spontaan te doen ontsteken. Diesel was ervan overtuigd dat zijn zogenaamde ’rational heat engine’ de in die tijd zeer populaire stoommachine volledig zou verdringen. Verschillende uitvinders, reeds lange tijd voor Diesel, waren wanhopig op zoek naar een arbeidsoverdragend flu¨ıdum dat in een machine arbeid zou kunnen leveren op zo’n manier dat enerzijds de afmetingen van de machine zo klein mogelijk zouden zijn en anderzijds de efficiëntie van de arbeidsoverdracht zo hoog mogelijk dient te zijn. De context van deze zoektocht was het feit dat de ingewikkelde stoommachine, die sinds de industriële revolutie een waar godsgeschenk leek te zijn, slechts een rendement van 7% had. Voor deze stoommachine werd water als arbeidsoverdragend flu¨ıdum gebruikt. Aangezien de verbranding 1

pme (pression moyenne effective) of bmep (brake mean effective pressure) is een conventionele waarde die een idee geeft over de graad van oplading of belasting van een motor en is vergelijkbaar met een gemiddelde druk op de zuiger tijdens de slag, vermenigvuldigd met de mechanische efficiëntie. Meestal wordt dit nog vermenigvuldigd met 10 om een resultaat in bar uit te komen.

pme = bmep =

V ermogen (kW ) × 2(4 − takt)[M P a] T oerental/60 × aantal cilinders × slagvolume per cilinder

5

(in die tijd bijna uitsluitend van steenkolen) die nodig was om het water in stoom om te vormen, buiten de cilinders plaatsvond, was dit een uitwendige verbrandingsmotor. In 1867 introduceerde Nicolaus Otto2 de eerste succesvolle interne verbrandingsmotor met een thermisch rendement van 14% waarbij hij lucht als arbeidsoverdragend flu¨ıdum en koolgas als brandstof gebruikte. Het was decennia nadat de Ottomotor toepassing gevonden had in de automobielindustrie, dat Rudolph Diesel zijn intrede deed in de geschiedenis. Rudolph Diesel was er in eerste instantie van overtuigd dat zijn motor de ideale Carnot cyclus, dat voor het eerst beschreven werd in 1824 door de Franse pionier in de thermodynamica, Nicolas Carnot, zou volgen. Later echter na zijn eerste experimenten, moest hij op deze hypothese terugkomen en besluiten dat een inwendige verbrandingsmotor nooit de ideale Carnot cyclus zou kunnen doorlopen omdat een te grote hoeveelheid lucht aangezogen zou moeten worden om het proces isotherm te laten verlopen. Met de financiële en technische hulp van Baron von Krupp en de Maschinenfabrik Augsburg Neurenberg (M.A.N) bouwde hij een prototype van zijn motor. Initieel was Diesel van plan poederkool als brandstof te gebruiken, maar toen dit niet bleek te werken, ging zijn aandacht naar olie als brandstof. Met zijn één-cilinder motor verbaasde hij toen de hele wereld omdat hij hiermee een thermisch rendement van 26% kon bereiken. De decennia die daarop volgden, werd de dieselmotor verder ontwikkeld en op punt gesteld. Vandaag de dag is de dieselmotor de meest efficiënte inwendige verbrandingsmotor. Alhoewel de dieselmotor nu al een eeuw verder geëvolueerd is, is het principe nog steeds hetzelfde. Voor een algemene bespreking van het dieselmotorprincipe verwijzen we naar bijlage 1.

2

Nikolaus August Otto (1832-1891) demonstreerde op de wereldtentoonstelling van 1876 in Parijs de eerste werkende inwendige verbrandingsmotor, een viertakt motor op benzine. Het idee voor de cyclus werd echter reeds eerder gepatenteerd door Alphonse Beau de Rochas (1815-1893) in 1862.

6

Hoofdstuk 2 Het dieselverbrandingsproces Nu de internationale gemeenschap gemobiliseerd is geraakt om omzichtig om te gaan met het milieu, wordt de wetgeving in verband met de (diesel)emissies steeds strenger. Om aan deze nationale en internationale normen te voldoen, dienen motorfabrikanten steeds milieuvriendelijkere motoren te ontwerpen. Dit ontwerpen begint bij het begrijpen van het verloop van het dieselverbrandingsproces en bij het vormingsproces van de verschillende uitlaatgascomponenten in het bijzonder. Met deze kennis kan men veel beter de experimentele data van emissies van dieselmotoren begrijpen en kan ze door motorontwerpers aangewend worden om onnodige extra kosten voor de nabehandeling van de uitlaatgassen (met behulp van filters en katalysatoren) te beperken.

2.1

De verschillende verbrandingsfasen

Vooraleer de studie van de uitlaatgassen en de verschillende technologieën die de schadelijke emissies van dieselmotoren beperken aan bod komen, wordt eerst het verbrandingsproces besproken. Onderzoek naar het verloop van de cilinderdruk en de snelheid waarbij de chemische energie vervat in de brandstof wordt vrijgesteld door het verbrandingsproces (Rate Of Heat Release of ROHR) hebben tot een (algemeen aanvaard) beschrijvend model van het dieselverbrandingsproces geleid dat doorheen de jaren tot stand is gekomen. Op basis van de snelheid waarbij de chemische energie van de brandstof wordt vrijgesteld door het verbrandingsproces kan men het volledige verbrandingsproces opdelen in 4 fasen. Deze fasen zijn elk het gevolg van verschillende chemische en fysische processen die plaatsvinden in het mengsel. De verschillende fasen van het dieselverbrandingsproces met directe injectie zijn in chronologische volgorde: • Het ontstekingsuitstel • De voorgemengde of snelle verbrandingsfase 7

• De diffusieverbrandingsfase • De late verbrandingsfase Een typische in-cilinder drukcurve (volle lijn) en een kromme die de hoeveelheid chemische verbrandingswarmte die vrijkomt bij de verbranding (stippellijn) in functie van de krukhoek opgemeten gedurende de compressie- en de expansieslag zijn voorgesteld in figuur 2.1. Alhoewel de duur van elk van deze fasen in sterke mate afhangt van het ontwerp van het verbrandingssysteem en van de condities waarin de motor opereert, komen ze steeds allen voor bij DI dieselmotoren.

Figuur 2.1: Typische in-cilinder verbrandingswarmtekromme (stippellijn) en drukcurve (volle lijn) in functie van de krukhoek voor een DI dieselmotor. Aangegeven is de start van de injectie (SOI), einde van de injectie en de verschillende verbrandingsfasen: Ontstekingsuitstel (a-b), de voorgemengde verbrandingsfase (b-c), de gemengd-gecontroleerde verbrandingsfase of diffusieverbrandingsfase (c-d) en tenslotte de late verbrandingsfase (d-e). (dca = degree crank angle = graden krukhoek)

2.1.1

Het ontstekingsuitstel

Het brandstofinjectiesysteem injecteert naar het einde toe van de compressieslag (before Top Dead Center of bTDC ) een hoeveelheid diesel in de cilinder (figuur 2.1: SOI of Start Of Injection). Het dient zodanig ontworpen te worden om een zo volledig mogelijke verbranding in de hand te werken door hoge concentraties van brandstof in de cilinder te vermijden. Dit gebeurt enerzijds door te injecteren aan een hoge snelheid zodat de 8

vloeibare brandstof tot diep in de verbrandingskamer kan penetreren. Anderzijds dient de diesel zoveel mogelijk geatomiseerd te worden in zeer fijne druppels met behulp van een meergatsinjector om een zo homogeen mogelijke verbranding te bekomen. De brandstofdruppels zullen bijgevolg verdampen en mengen met de verbrandingslucht die door de compressie op hoge druk en temperatuur gebracht is. Omdat de temperatuur van de lucht hoger is dan de zelfontstekingstemperatuur van diesel zal een deel van het mengsel spontaan ontsteken na een aantal graden krukhoek; men spreekt van ontstekingsuitstel. Dit gaat gepaard met een verhoging van de cilinderdruk en bij gebruik van optische apparatuur kan men een duidelijk zichtbare vlam waarnemen. Deze eerste fase begint dus bij de injectie van de brandstof in de cilinder en eindigt bij de start van de verbranding (a-b in figuur 2.1). De complexiteit van het ontstekinguitstel maakt het moeilijk (om niet te zeggen onmogelijk) om zich te laten opsplitsen in subfases. Om toch enigszins een beeld te krijgen van het fundamenteel verloop van dit proces splitst men vaak het ontstekingsuitstel in een fysisch en chemisch proces die in de werkelijkheid uiteraard niet los staan van elkaar, maar sterk intrageren. Dit conceptueel model (dat slechts een simplificatie is van de werkelijkheid) gaat ervan uit dat het fysisch proces, bestaande uit het verdampen en het atomiseren van de brandstof, eerst optreedt vooraleer het chemisch proces, bestaande uit reacties in de brandstof die uiteindelijk de zelfontsteking ervan tot gevolg hebben, tot stand kan komen. Met dit model in gedachten kan men het totale ontstekingsuitstel bovendien opsplitsen in een fysische uitstel enerzijds en een chemische uitstel anderzijds die corresponderen met de tijdsinname van respectievelijk het fysisch en chemisch proces.

2.1.2

De voorgemengde of snelle verbrandingsfase

Dat deel van de brandstof dat ge¨ınjecteerd wordt gedurende het ontstekingsuitstel heeft de tijd gehad om zich tot diep in de verbrandingskamer te begeven. Bijgevolg zullen de opgewarmde brandstofdruppels snel omgeven worden door laagjes brandstofdamp die zeer snel opbranden naarmate er zuurstof in de onmiddellijke omgeving beschikbaar is. Dit betekent dus dat de snelheid van de verbranding gedurende deze (ongecontroleerde) fase vooral afhankelijk is van de mogelijkheid van de luchtwerveling om een continue toevoer van zuivere zuurstof naar de opbrandende brandstofdruppels en een continue afvoer van verbrandingsproducten te verzekeren. Het is juist gedurende deze fase dat de ROHR een piek vertoont en dat bijgevolg de drukopbouw in de verbrandingskamer zeer snel stijgt. Dit laatste gaat gepaard met een ’explosie’ die aan de basis ligt van het geluid dat de verbrandingsmotor veroorzaakt. Een mogelijk verloop van de voorgemengde verbrandingsfase is getoond in figuur 2.1 (b-c).

9

2.1.3

De diffusieverbrandingsfase

Eerst zal het brandstof-luchtmengsel dat zich gedurende het ontstekingsuitstel gevormd heeft, opbranden tijdens de voorgemengde verbrandingsfase, om daarna opgevolgd te worden door een fase waarin de verbrandingssnelheid gecontroleerd wordt door de snelheid waarmee een brandbaar mengsel gevormd wordt (ontstaan uit lucht en brandstof dat geinjecteerd is nadat de verbranding gestart is). Deze snelheid wordt vooral bepaald door het injectieverloop en het brandstofdamp-luchtmengsel. Men spreekt van de gemengdgecontroleerde verbrandingsfase of diffusieverbrandingsfase (c-d in de figuur). Dit gaat gepaard met een tweede, breder lokaal maximum in de vrijgestelde verbrandingswarmte en een absoluut maximum in de cilinderdruk. De brandstofjet(s) die steeds verder in de verbrandingskamer terecht komt, brandt eerst aan haar rand op als een turbulente diffusievlam met een oranje kleur ten gevolge van de aanwezigheid van koolstofhoudende deeltjes. De brandstofinjectie eindigt (End of Injection of EOI in figuur 2.1), maar de lucht in de cilinder zal zich blijven mengen met brandende en reeds verbrande gassen gedurende de expansieslag. Gedurende deze periode, die ongeveer 20 o krukhoek duurt, wordt er het meest verbrandingswarmte vrijgesteld.

2.1.4

De late verbrandingsfase

Normaal gezien wordt 80% van de energie die in de brandstof aanwezig is vrijgesteld in de voorgemengde verbrandingsfase en de diffusieverbrandingsfase. De resterende onverbrande brandstof is het gevolg van de heterogeniteit van het brandstof-luchtmengsel aanwezig in de cilinder. Dus in sommige gebieden zullen de verbrandingsproducten niet volledig gescheiden kunnen worden van de nog onverbrande brandstofdampen waardoor er in de onmiddellijke omgeving een zuurstofschaarste zal heersen. Dit heeft tot gevolg dat resterende brandstofenergie minder snel (per graden krukhoek) vrijsteld zal worden gedurende deze late verbrandingsfase (d-e in de figuur 2.1). Deze laatste fase wordt soms in de literatuur niet als aparte fase beschouwd, maar als een verlengde van de diffusieverbrandingsfase.

2.2

Gevestigde visie van het verbrandingsproces

De basisconcepten van de gevestigde theorie vindt men terug in een artikel van Faeth [1]. Bij de injectie penetreert de vloeibare brandstofstraal de hoge druk- en temperatuuromgeving van de verbrandingskamer. In het model wordt de jet voorgesteld als een koude, brandstofrijke kern omgeven door een mengsel dat fijne dieseldruppels en dieseldamp bevat. Bovendien stelt dit model voorop dat in deze jet de hoeveelheid brandstof

10

afneemt van de kern naar de rand toe en waarin men dus een zeer groot spectrum aan rijkheden terugvindt gaande van Φ = 0 aan de rand tot Φ > 1 in de kern van de straal.1 De zelfontsteking en het begin van de voorgemengde verbrandingsfase vindt plaats in gebieden van de straal waar de brandstof/lucht verhouding Φ ongeveer varieert tussen 1 (stoichiometrisch mengsel) en 1.5 [2, 3]. Hierna ontwikkelt de diffusievlam zich zeer snel doorheen het mengsel in de bijna-stoichiometrische regionen. De wetenschappelijke wereld is het er echter nog niet over eens of de verbranding plaatsvindt in vele diffusievlammen rond individuele brandstofdruppels of in één grote diffusievlam die gevoed wordt door de brandstofdamp van de verschillende druppels [4] . Het doorgronden van het verbrandingsproces levert ons bijvoorbeeld een duidelijk beeld over de roetvorming. Zo wordt roet gevormd op plaatsen waar er een te kort is aan zuurstof, dus in een brandstofrijke omgeving. Deze voorwaarden zijn voldaan in de kern van elke brandstofstraal en het is dan ook daar dat de grootste productie van roetdeeltjes zich voordoet (zie figuur 2.2). Hier komen we uitgebreid op terug in paragraaf 2.4.3 (Vorming van partikels).

Figuur 2.2: Een schematische voorstelling van de gevestigde visie over het dieselverbrandingsproces. Een dwarsdoorsnede van een brandstofstraal is weergegeven. Een brandstofstraalkern (zwart) is omgeven door brandstofdruppels en brandstofdamp. De diffusievlam is gelokaliseerd aan de straalrand met roetvorming aan de brandstofrijke zijde.

1

De rijkheid of brandstof-lucht equivalentie verhouding Φ (fuel-to-air equivalence ratio) is het omgekeerde van luchtfactor λ en wordt gedefinieerd als de verhouding van de werkelijke brandstof/lucht verhouding (B/L)werkelijk tot de stoichiometrische brandstof/lucht verhouding (B/L)stochiom (bij een stoichiometrisch mengsel is er juist genoeg zuurstof aanwezig om de brandstof helemaal om te zetten naar geoxideerde producten, men spreekt dan van volledige verbranding).

( brandstof lucht ) Φ = brandstof werkelijk ( lucht )stoichiom 11

2.3

Nieuwe idee¨ en over het verbrandingsproces

Vandaag de dag zijn er verschillende technologieën beschikbaar om in-cilinder observaties uit te voeren en zo het dieselverbrandingsproces zeer gedetailleerd op te volgen. Zo zijn recente experimentele data, verkregen door laserdiagnostische technieken, niet te verklaren met het model dat in de vorige paragraaf aangehaald werd. Een alternatief ’conceptueel model’ werd daarom ontwikkeld door Dec [5, 6]. Een schematische voorstelling van dit model wordt hieronder getoond.

Figuur 2.3: Een dwarsdoorsnede van een brandstofstraal is weergegeven. Een brandstofstraalkern (zwart) is omgeven door een brandstofdamp/lucht mengsel. De roetpartikels zijn in het volledig vlak terug te vinden, startend enkele millimeters stroomafwaarts van de brandstofstraal (initiële roetvorming).

Dit model verschilt vooral van het vorige in de beschrijving van de voorgemengde en de gemengd-gecontroleerde verbrandingsfase. Beide verschillen ook in de behandeling van de zelfontsteking, vorming van de diffusievlam. Ook op het gebied van roetvorming houden beide modellen er andere ideeën op na. Een kort overzicht van de belangrijkste verschillen vind je in tabel 2.1. We moeten hierbij echter wel opmerken dat het hier gaat om een model dat ontwikkeld werd om de roetvorming bij een ’vrije’ dieselstraal (vooraleer deze tegen de zuigerwand botst) te onderzoeken en dus eerder een kwalitatieve beschrijving van het dieselverbrandingsproces weergeeft (zie figuur 2.4). Dus omzichtigheid is geboden bij het ’zomaar’ toepassen van dergelijke modellen op werkelijke motoren, vandaar dat men best de resultaten die voortvloeien uit het model verifiëert ten opzichte van experimentele data.

12

Fenomeen

Gevestigd model

Nieuwe idee¨ en

Zelf ontsteking

lokaal

globaal

V loeibare brandstof

in straal en druppels

enkel in straal

V oorgemengde vlam

in mengsel met Φ ≈ 1 in mengsel met Φ ≈ 2 − 4

Dif f usievlam

in ’verse’ brandstof

in ontbonden brandstof

Roetvorming

in straal rand

in volledig jetvolume

Tabel 2.1: De verschillen tussen het gevestigd model en nieuwe ideeën over het dieselverbrandingsproces.

Figuur 2.4: Het verloop van injectie wordt hierbij geschetst volgens Dec’s model met de nadruk op roetvorming: A) Eerste indicaties van verdamping van de brandstof. B) Momentopname ter hoogte van de piek in de ROHR in de voorgemengde verbrandingsfase. Let op de aanzienlijke roetproductie voorin. C) Vindt plaats bij de start van de diffusieverbrandingsfase. Deze structuur van brandstofstraal wordt behouden tot het einde van injectie.

2.4 2.4.1

Soorten emissies en hun milieu-effecten Inleiding

Om de chemische warmte-inhoud dat in een brandstof vervat zit te kunnen benutten, dient deze brandstof verhit te worden in een omgeving waarin (een overmaat aan) zuurstof aanwezig is. De verhitting van de brandstof moet de activeringsenergie leveren van de reactie waarbij zuurstof met de brandstof reageert tot reactieproducten. Een klassieke verbrandingsmotor op fossiele brandstof heeft een aantal nefaste emissiegassen. Fossiele brandstoffen komen bijna uitsluitend voor in vloeibare fase zoals bijvoorbeeld benzine en diesel, maar ook in gasvormige fase zoals LPG en methaan. Alle fossiele brandstoffen bestaan uit koolwaterstofverbindingen en verschillen van elkaar in het aantal gebonden koolstofatomen en de graad van vertakking van deze koolstofketens. Algemeen worden

13

de verbindingen voorgesteld door de chemische verbinding Cn Hm met n het aantal koolstofatomen en m het aantal waterstofatomen die in de keten geborgen zijn. De zuurstof die voor de verbranding noodzakelijk is, zit vervat in de omgevende lucht (samengesteld uit 78,09 vol% stikstof N2 , 20,94 vol% zuurstof O2 , 0,93 vol% Argon en 0,04 vol% koolstofdioxide CO2 ). De chemische reactievergelijking van een fossiele brandstof bij volledige verbranding (d.i. een verbranding zonder zuurstoftekort waarbij de brandstof volledig omgezet wordt naar zijn eindproducten) ziet er dan als volgt uit

Cn Hm + O2

−→

CO2 + H2 O + warmte

(2.1)

In eerste instantie zien we onmiddellijk dat het verbranden van fossiele brandstoffen een grote hoeveelheid van CO2 emissies tot gevolg hebben. De uitstoot van dit broeikasgas heeft een ware opmars gekend sinds de industriële revolutie en vormt de hoofdoorzaak van de opwarming van de aarde zoals te zien is in figuur 2.5. De concentratie van CO2 in de atmosfeer is gestegen van 280 ppm bij het begin van vorige eeuw tot het huidige niveau van 360 ppm, waarbij er bovendien wordt verwacht dat deze verder zal toenemen tot 600 ppm gedurende de 21ste eeuw [7].

Figuur 2.5: Het broeikaseffect: globale temperatuursverandering in de periode 1880-2000

In de praktijk komt echter volledige verbranding bijna nooit voor, zelfs niet in optimale omstandigheden, waardoor er naast koolstofdioxide (CO2 ) en water (H2 O) andere reactieproducten worden gevormd zoals koolstofmonoxide (CO). Een kort overzicht van de meest voorkomende verbrandingsgassen zijn hieronder opgesomd. 14

Figuur 2.6: De geschiedenis en prognose van de CO2 productie in de periode 1970-2030

• CO2 of koolstofdioxide • KWS of koolwaterstoffen • PM of Particulate matter: groep bestaande uit koolstofhoudend materiaal (roet), gecondenseerd organisch materiaal zoals onverbrande koolwaterstoffen, esters, ethers, ketonen, organische zuren en polycyclische aromatische koolwaterstoffen (PAH) • Stikstofoxides (NO en NO2 ) of NOx • Andere verbindingen die ontstaan uit additieven in de brandstof: lood-, zwavelverbindingen, enz. Afhankelijk van de toepassing zal de concentratie van elk van de componenten verschillen. Zo zal er bij het dieselverbrandingsproces, dat met een luchtovermaat (λ > 1 en dus zuurstofovermaat) plaatsvindt, een hoge druk en temperatuur na compressie gerealiseerd moeten worden om de zelfontsteking van het proces mogelijk te maken waardoor relatief lage koolstofmonoxide (CO) emissies opgemeten worden. Bij het verbrandingsproces van een benzinemotor (vonkontsteking of Spark-Ignition of SI ) is dit niet het geval aangezien men daar met een (bijna) stochiometrisch mengsel werkt. De hogere drukken en temperaturen die in een dieselmotor vereist zijn om compressie-ontsteking toe te laten, zorgen echter voor een grotere uitstoot van stikstofoxides.

2.4.2

Vorming van stikstofoxides

In het algemeen worden er bij de verbranding van een fossiele brandstof in lucht volgende stikstofoxiden gevormd: stikstofmonoxide (NO), stikstofdioxide (NO2 ) en N2 O, N2 O3 , 15

N2 O5 . In het dieselverbrandingsproces zal er bij hoge belastingen ten gevolge van de hoge druk en temperatuur bijna uitsluitend NO gevormd worden. Bij lagere temperaturen (lage belastingen) wordt een deel van de NO omgezet in NO2 . Zowel de reactie bij hoge temperaturen van atmosferische zuurstof met atmosferische stikstof (het zogenaamde Zeldovich mechanisme waarbij men spreekt van thermische NO), als de reactie van atmosferische O2 met stikstof aanwezig in de brandstof resulteren in NO. Bij atmosfeerdruk oxideert het gevormde NO tot NO2 : −→

2NO + O2

2NO2

(2.2)

Algemeen kunnen we stellen dat NOx voornamelijk gevormd wordt gedurende de voorgemengde verbrandingsfase omdat de temperaturen dan het hoogst zijn. NOx kan dus verminderd worden door het aandeel voorgemengde verbranding te verkorten (vermindering van het ontstekingsuitstel). Dit heeft echter een negatief effect op de partikeluitstoot aangezien partikels vooral gevormd worden tijdens de diffusieverbrandingsperiode. Bijgevolg dient men een compromis te vinden tussen NOx - en partikeluitstoot¡ Gedurende de verbranding spelen verscheidene complexe reacties (soms wel tot 200!) een rol bij de vorming van NOx . We onderscheiden echter vier belangrijke vormingsmechanismen (Pathways). Deze zijn in onderstaande tabel aangegeven samen met de chemische reacties: Thermische NO

Prompt NO

O + N2

←→

NO + N

CH +N2

−→ HCN +N

N + O2

←→

NO + O

N +O2

←→ NO +O

N + OH

←→

NO + H HCN +OH CN +O2

←→ CN +H2 O ←→ NO +CO

Tabel 2.2: NOx productie via de vormingsmechanismen thermische NO en prompt NO. Hierbij werd de stikstofmonoxide NO die gevormd wordt uit de mogelijke aanwezigheid van stikstof in het brandstof achterwege gelaten.

N2 O-weg

Vorming/afbraak van NO2

N2 + O + M

−→

N2 O + M

NO2 +O

−→ NO +O2

N2 O + M

−→

N2 + O + M

NO2 +H

−→ NO +OH

N2 O + O

−→

2NO

NO +HO2

−→ NO2 +OH

Tabel 2.3: NOx productie via de vormingsmechanismen N2 O-weg en via NO2 .

Omdat de bespreking van elk van deze vormingsmechanismen met elk hun reacties ons te ver zou leiden, verwijzen we hiervoor naar de literatuur [8].

16

Impact van stikstofoxides op de omgeving NO is een kleurloos, reukloos en smaakloos gas dat op zich weinig toxisch is. Het veel toxischer NO2 , is een bruinrood gekleurd gas dat slecht ruikt en irriteert. Beide gassen zetten zich in de atmosfeer gemakkelijk in elkaar om aangezien NO oxideert onder invloed van zonlicht of ozon snel tot NO2 . NOx reageert ter hoogte van de stratosfeer in kettingreacties wat resulteert in de verdunning van de ozonlaag, met als gevolg dat meer schadelijke ultraviolet straling het oppervlak van de aarde bereikt. In de bovenste lagen van de troposfeer reageert ze met OH-radicalen tot HNO2 en HNO3 die een actieve rol spelen in zure regen. Bovendien spelen de stikstofoxiden een belangrijke rol in de fotochemische smogvorming (woordcombinatie van rook (smoke) en mist (fog)). Zoals SO2 kunnen zij over grote afstanden getransporteerd worden en zijn aldus de oorzaak van pollutie-effecten, ook in afgelegen gebieden. NO2 heeft nadelige gezondheidseffecten, door inwerking op het ademhalingssysteem. De effecten verschillen naargelang het om blootstelling gaat van korte duur of van lange duur. Bij acute blootstelling zullen enkel bij zeer hoge concentraties (> 1880µg/m3 ) effecten op gezonde personen optreden. Personen met astma of met chronische longziekten zullen reeds bij lagere blootstellingen nadelige effecten op de ademhalingsfunctie ondervinden. Kleine kinderen en astmatici of personen met chronische ademhalingsziekten zijn dus het meest gevoelig aan NO2 -blootstelling. Stikstofoxiden kunnen geabsorbeerd worden door vegetatie en omgezet worden in nitriet of nitraat. Deze kunnen verder naar ammonium gereduceerd worden en door de vegetatie opgenomen worden waardoor er aldus nadelige effecten hierop kunnen ontstaan. Tenslotte kunnen stikstofoxiden ook schade veroorzaken aan materialen, o.a. aan kleurstoffen, plastiekmateriaal en elastomeren, verhoogde corrosie van metalen en versnelde verwering van gebouwen.

2.4.3

Vorming van partikels

Zoals eerder vermeld dient men partikels (PM of Particulate Matter ) veel breder te bekijken dan enkel maar koolstofhoudend materiaal (roet). De samenstelling van PM is zeer temperatuur afhankelijk: bij temperaturen hoger dan 500 o C bestaat deze vooral uit clusters van vele koolstofkernen en wanneer de temperatuur onder de 500 o C daalt (dit gebeurt vooral bij het uitlaatproces), wordt meer organisch en anorganisch materiaal gecondenseerd en geabsorbeerd. Het roetaandeel in PM is het gevolg van een onvolledige verbranding door een lokaal tekort aan zuurstof. Alhoewel er vandaag de dag nog geen model bestaat die de roetvorming 17

Figuur 2.7: NO2 -jaargemiddelde concentratie in Vlaanderen gedurende het kalenderjaar 2003

beschrijft in allerhande verbrandingsomstandigheden, gelooft men dat in een dieselmotor het roet gevormd wordt gedurende enkele milliseconden in een temperatuurinterval van 1300 tot 2800 K en bij drukken tussen 50 en 100 bar. Omdat deze temperaturen boven de compressietemperatuur liggen, is warmte van de verbranding noodzakelijk om het roetvormingsproces te initiëren. Het verbrandingsmodel voorgesteld door figuur 2.3 toont aan dat de roetvorming plaatsvindt dicht bij het vlamfront in de kern van de brandstofstraal [5]. De roetvorming kan men onderverdelen in 5 stappen [2]: • Pyrolise: Door de hoge temperatuur en hoge druk atmosfeer, worden de moleculen onstabiel en wordt de brandstof gekraakt met vorming van kleinere koolwaterstofstructuren. • Vorming van gasvormige radicalen: De kleinere koolwaterstoffen vormen gasvormige transiënte moleculen waarbij de eerst gevormde gasvormige groep vooral uit acetyleen bestaat, dat uiteindelijk aromaten en polyaromaten zal vormen (PAH’s). • Nucleatie: De gasvormige moleculen worden kleine vaste roetdeeltjes, waarbij het bereik van de deeltjesgrootte loopt van 10 tot 80 nm, met een diameter tussen 15-30 nm als meest voorkomend. • Groei: De oppervlakte van de roetdeeltjes neemt toe doordat andere gasvormige deeltjes hierop condenseren. • Agglomeratie: Wanneer de deeltjes in diameter gegroeid zijn tot een vijftigtal nm, gaan ze samenklonteren om zo clusters te vormen met een diameter tot 1 µm (zoals te zien in figuur 2.8). 18

Figuur 2.8: Clustervorming van roetdeeltjes

Gedurende alle fasen van de roetvorming treedt er ook roetoxidatie op doordat het gevormde roet een verbinding aangaat met O2 , O of OH. Een groot deel van het roet oxideert reeds in de cilinder vooraleer de uitlaatklep opent. De totale roetuitstoot van een dieselmotor wordt bepaald door de balans van vorming en oxidatie van partikels. Hierbij dient opgemerkt te worden dat componenten afkomstig van de smeerolie 25 tot 75% van de organische fractie van de partikeluitstoot uitmaken [2]. Impact van PM op de omgeving Zwevend stof is een mengsel van afzonderlijke deeltjes (vloeibare of vaste), met uiteenlopende samenstellingen en afmetingen. Om het gedrag van een deeltje te beschrijven, is het begrip aërodynamische diameter (a.d.) ingevoerd. De a.d. van een stofdeeltje is gelijk aan de diameter van een bolvormig deeltje dat in de omgevingslucht hetzelfde gedrag vertoont als dat stofdeeltje. PM10 en PM2,5 bijvoorbeeld definieërt men als de fractie van deeltjes met een a.d. kleiner dan respectievelijk 10 en 2,5 µm. Ter illustratie toont figuur 2.9 het jaargemiddelde van de PM10 concentratie in Vlaanderen. Voor PM10 is er volgens de Wereldgezondheidsorganisatie (WGO) geen veilige drempelwaarde waaronder geen nadelige effecten voorkomen. Grootschalige epidemiologische studies in Noord-Amerika en Europa hebben verbanden aangetoond tussen de verandering in dagelijks gemiddelde concentraties aan PM en korte termijn gezondheidseffecten. Het is aangetoond dat luchtvervuiling verschillende gezondheidsproblemen zoals hoest en luchtwegklachten teweegbrengt. Bovendien werken ze luchtweginfecties en astma in de hand. Naast de korte termijn effecten zijn er ook chronische gezondheidseffecten. 19

Naast gezondheidseffecten, leidt afzetting van zwevend stof op gebouwen tot vervuiling van gebouwen, waardoor een versnelde reiniging of onderhoud noodzakelijk is. Er bestaan momenteel sterke aanwijzingen dat fijne deeltjes (< 2, 5 µm) schadelijker zijn dan grovere deeltjes. De aandacht verschuift dan ook meer en meer naar PM2,5 of zelfs naar de ultrafijne deeltjes met een a.d. kleiner dan 0, 1 µm.

Figuur 2.9: PM10-jaargemiddelde concentratie in Vlaanderen gedurende het kalenderjaar 2003

2.4.4

Vorming van koolwaterstoffen (KWS, hydrocarbons)

De koolwaterstoffen die men in de uitlaatgassen van een verbrandingsmotor terugvindt stelt een zeer grote groep voor van verschillende verbindingen waarvan de toxiciteit zeer sterk kan variëren. De oorzaken van de HC-vorming in een dieselmotor kunnen verschillend van aard zijn. Enkele mogelijkheden zijn:

• Een plaatselijk gebrek aan zuurstof voor een volledige verbranding (undermixing) werkt de vorming van KWS in het voordeel. Ook een lage temperatuur, waardoor er te weinig activeringsenergie beschikbaar is, veroorzaakt een stijging van onverbrande koolwaterstoffen in de uitlaatgassen. Overmixing van brandstof en lucht voorbij de arme grens van verbranding is een andere oorzaak van de KWS-emissies. • Plots afgekoelde brandstof aan de cilinderwand die erop blijft kleven (wall wetting). Ook andere afzettingen, onder andere op de bougie dragen hun steentje bij de vorming van HC. Bovendien zorgen koude wanden voor een lagere vlamtemperatuur en dus voor een onvolledige verbranding. • Smeerolie die in de verbrandingsruimte terecht komt.

20

• Het lekken van brandstof uit de injector, zorgt voor een lokaal rijk mengsel (brandstofdruppel) en dus zuurstoftekort bij verbranding. • Moeilijke verbranding in het gebied tussen het zijvlak van de zuiger en de cilinderwand boven de topring van de zuiger.

Verder hebben we ook nog de PAK’s, dit zijn polycyclische aromatische koolwaterstoffen. Wanneer er volledige verbranding van de brandstof optreedt, dan ontstaan er kleine KWSfragmenten. Deze kleine fragmenten worden dan terug verder opgebouwd ter vorming van de PAK’s. Dit fenomeen treedt meestal op in brandstofrijke condities. Impact van KWS op de omgeving De onverbrande KWS (met o.a. PAK of polycyclische aromatische koolwaterstoffen als belangrijke groep) vormen door verschillende reacties in de atmosfeer onder invloed van UV-licht een fotochemische smog. Deze vermindert de zichtbaarheid en irriteert de ogen. Ook schaadt het de vegetatie. Maar smog kan ook ontstaan door natuurlijke uitstoot op plaatsen met veel zon en weinig wind. De KWS zijn grotendeels niet schadelijk voor de gezondheid, maar sommige ruiken slecht en irriteren ogen en keel. De PAK’s daarentegen zijn doorgaans kankerverwekkend.

2.4.5

Vorming van CO en impact op de omgeving

Aangezien koolstofmonoxide een reactieproduct is dat bij een lokaal zuurstoftekort ontstaat, is het vanzelfsprekend dat de lucht-brandstofverhouding deze CO emissie zal bepalen. Aangezien in een dieselmotor het verbrandingsproces steeds met een luchtovermaat plaatsvindt, zal het CO aandeel in dieseluitlaatgassen relatief laag zijn. Koolstofmonoxide is een kleur-, smaak- en reukloos gas. Het kan niet door menselijke zintuigen waargenomen worden en is zeer giftig. Dit komt doordat koolstofmonoxide 200 tot 250 maal beter bindt met hemoglobine in het bloed dan zuurstof, waardoor de capaciteit van het bloed om zuurstof te transporteren daalt. Bij blootstelling aan hoge CO concentraties zal zuurstoftekort zich dan ook eerst manifesteren bij organen met een hoge zuurstofbehoefte (hersenen, hart, enz.).

2.4.6

Vorming van SO2 en impact op de omgeving

Zwaveldioxide wordt gevormd doordat zwavel, dat bijna steeds in de brandstof aanwezig is, oxideert gedurende het verbrandingsproces. Het is dan duidelijk dat de concentratie van zwaveldioxide in de uitlaatgassen afhankelijk is van de zwavelinhoud in de brandstof. 21

SO2 is een kleurloos gas met een irriterende geur. Het is zeer wateroplosbaar en heeft een zuur karakter. Bij inademing is SO2 irriterend en bij hoge concentraties kan het ademhalingsproblemen (veranderingen in de longfunctie) veroorzaken, vooral dan bij personen die lijden aan astma of chronische longziekten. SO2 heeft bovendien ook nadelige effecten op de vegetatie door de rechtstreekse opname van SO2 door de planten en is ook in belangrijke mate (samen met NOx ) medeverantwoordelijk voor de verzuring van het milieu. Tenslotte is zwaveldioxide in belangrijke mate verantwoordelijk voor een versnelde verwering van historische gebouwen of steen in het algemeen en voor metaalcorrosie.

22

Hoofdstuk 3 Emissiereductietechnieken Door de steeds groeiende druk vanwege de lokale en internationale wetgeving, dienen motorfabrikanten nieuwe uitdagingen aan te gaan om de emissies van hun motoren steeds verder te reduceren. Om hun concurrentiële positie hierbij niet in het gedrang te laten komen, trachten ze met innovatieve ideeën en met een zo laag mogelijke extra kostprijs steeds aan de emissienormen te blijven voldoen. Tegenwoordig vormen in dieselmotoren NOx en partikels de belangrijkste polluenten (in dieselmotoren werkt men steeds met een luchtovermaat wat de CO-emissies, die het gevolg zijn van onvolledige verbranding, sterk doet verminderen). Dit hoofdstuk tracht daarom een overzicht te geven van de vandaag de dag aangewende technieken om de emissies van dieselmotoren, met nadruk op NOx en partikels, te doen reduceren. Waar een benzinemotor een beroep kan doen op de betrouwbare driewegkatalysator om zijn schadelijke uitlaatgascomponenten (CO, HC en NOx ) met zeer grote efficiëntie om te zetten in onschadelijke componenten, ligt dit voor de dieselmotor heel wat moeilijker. Aangezien het dieselverbrandingsproces zeer complex is, is het verminderen van de verschillende verbrandingsproducten ingewikkelder dan op het eerste zicht zou lijken. Zo zal de reductie van één schadelijke uitlaatgascomponent door aanpassing van een motorparameter niet noodzakelijk de productie van alle schadelijke uitlaatgascomponenten tegelijkertijd doen afnemen. Algemeen zal bijvoorbeeld de uitstoot aan partikels, die bij de dieselmotor voor het grootste deel uit roet bestaan, omgekeerd evenredig variëren met de NOx -emissies en zal men bijgevolg een compromis moeten aanvaarden tussen de uitstoot van deze twee componenten (P M/N Ox trade-off ). Om de verschillende schadelijke componenten van de uitlaatgassen te verminderen heeft men verschillende mogelijkheden en technologieën voorhanden. Deze technieken kan men naargelang de plaats in het motorsysteem (aanzuiggedeelte, in de cilinder of in het uitlaatgedeelte) onderverdelen in drie grote groepen: • Voorbehandeling of pre-treatment: Hierbij zal men de verschillende toevoer23

stromen (brandstof -en luchttoevoer) naar de verbrandingskamer ontdoen van de basiselementen die na de verbranding aanleiding kunnen geven tot schadelijke componenten. • In-cilinder of primaire maatregelen: Dit vormt een grote groep methodes die de productie van de verschillende uitlaatgascomponenten tracht te verminderen door optimalisatie van motorparameters zoals kleppentiming, brandstofinjectie, enz. • Uitlaatgasnabehandeling of secundaire maatregelen: Methodes die onder deze noemer vallen zullen een reductie in emissies beogen door ze (chemisch) weg te laten reageren of door de componenten op te vangen vooraleer ze in de omgeving worden geloosd. Hierbij dient echter opgemerkt te worden dat de productie van de schadelijke uitlaatgascomponenten binnenin de motor onverminderd door gaat.

3.1

Voorbehandeling

Bij de voorbehandeling worden de basisproducten voor de vorming van NOx uit de brandstof gehaald. Voor fossiele brandstoffen kan een denitratie gebeuren van de brandstof. Dieselbrandstof bevat tot 0.1% N die bij normale verbranding integraal tot NOx omgezet wordt wat ongeveer correspondeert met 0.6 g/kWh extra NOx -uitstoot. De zogenaamde residuele brandstoffen, zoals Marine Diesel Oil (MDO), daarentegen bevatten 0.3 à 0.4% N. Deze denitratie is echter moeilijk praktisch realiseerbaar en wordt niet op grote schaal toegepast. Ook de aangezogen lucht zou gedenitreerd kunnen worden, maar dit is zeer kostelijk (volledige scheidingsinstallatie) en wordt daarom in de praktijk nauwelijks toegepast.

3.2

Motorinterne maatregelen

Zoals in paragraaf 2.4.2 (Vorming van stikstofoxides) aangehaald, is vooral de cilindertemperatuur en de verblijftijd in de vlamzone gedurende de verbrandingsslag bepalend voor de vorming van NOx . Bijgevolg zullen alle maatregelen die de piektemperatuur in de cilinder doen dalen, een gunstig effect hebben op de NOx -uitstoot. De verlaging van de verbrandingstemperatuur en -druk gaat echter gepaard met een daling van het motorrendement en verhoging van de roet/partikeluitstoot. Bovendien is de vermindering van partikeluitstoot van dieselmotoren direct gerelateerd met de mengingsgraad van de ingespoten diesel met de lucht. Zoals te zien is op figuur 2.3, is de roetvorming vooral uitgesproken in de brandstofrijke zone, en zal dus een vermindering van de brandstofrijke zone door een betere menging van het brandstof-lucht mengsel bijgevolg de roetuitstoot positief doen verminderen. 24

Naast het rendement van de dieselmotor bij de verschillende reductiemethoden, dient men ook het specifiek brandstofverbruik (SFC of Specific Fuel Consumption) en uiteraard de kost van elk systeem in acht te nemen bij de keuze van een geschikte reductiemethode. Deze selectie komt dus in feite neer op een optimalisatieprobleem van een multi-variabele (kost, rendement, SFC, verschillende emissies,...) functie.

3.2.1

Ademhaling

4 kleppen per cilinder De vorm van het inlaatsysteem van de motor is, naast het injectiesysteem, zeer belangrijk om een goede mengselvorming te bekomen. Door per cilinder vier kleppen te gebruiken bij DI dieselmotoren, kan de injector centraal en verticaal geplaatst worden. Hierdoor wordt een asymmetrische verbranding vermeden en worden minder NOx en partikeldeeltjes gevormd. Het maximum koppel kan worden verhoogd omdat een groter volumetrisch rendement wordt gehaald. Het gebruik van twee inlaatkleppen heeft het meer gecontroleerde gebruik van werveling (swirl ) aangemoedigd, met één helico¨ıdale inlaatpoort en één rechte of tangentiale inlaatpoort voor grote luchtdebieten bij hoge motorsnelheid, wanneer de nood aan swirl minder is. De luchtovermaat kan dus verhoogd worden wat gunstig is voor de uitstoot van NOx en partikeldeeltjes. Ook de vorm van de zuiger is zeer belangrijk voor de wervelbeweging in de cilinder. Een zuiger met een holte geeft naar het einde van de compressieslag een aanzienlijke versterking van de wervelbeweging. Een goede controle van de wervelbeweging is essentieel voor de beheersing van de uitlaatgasemissies. Een versterking van de wervel zal de menging en dus ook de verbrandingssnelheid verhogen. Dit heeft een positief invloed op het brandstofverbruik en op de uitstoot van partikels, HC en CO. Door de hogere verbrandingsnelheid zijn de temperaturen in de cilinder hoger en zal de uitstoot van NOx echter toenemen. Door de sterkere werveling nemen de ladings- en warmteverliezen echter wel toe. Oplading Om de energie in de uitlaatgassen te benutten en hiermee het koppel en vermogen te verhogen past men op bijna alle moderne dieselmotoren turbo-oplading toe. Dieselmotoren zijn hiervoor beter geschikt dan benzinemotoren omdat de uitlaatgassen minder warm zijn, de luchtdebieten minder variëren, het kleiner toerentalbereik en het ontbreken van een smoorklep. Een turbo heeft niet enkel een gunstig effect op het vermogen, maar eveneens op de emissies. Door hogere inlaatdruk treedt er een grotere massa lucht binnen in de verbrandingskamer, dus kan enerzijds het koppel verhogen en anderzijds kan eenzelfde 25

vermogen geleverd worden met een hogere luchtfactor. Dit laatste effect zorgt voor een hoger rendement en een vermindering van de partikel- en NOx -uitstoot. Dankzij de hoge compressiedrukken en temperaturen zal het ontstekingsuitstel significant afnemen. De partikeluitstoot vermindert dus omdat een hogere turbo-druk tot een hogere luchtdensiteit in de cilinder leidt waardoor er een betere meename van de lucht in de brandstofstraal tot stand komt en er dus initieel minder roet gevormd wordt. Bovendien is er op het einde van de verbranding meer zuurstof aanwezig in de verbrandingskamer om de resterende roet te oxideren. Aangezien er minder roet gevormd wordt en een betere oxidatie ervan plaatsvindt, kunnen we dus concluderen dat een toename van de turbo-druk een vermindering van de roetuitstoot tot gevolg heeft. Op basis van het feit dat de NOx -uitstoot exponentieel toeneemt met de temperatuur van de verbrandingsgassen volgens het Zeldovich mechanisme, zou men verwachten dat bij een verhoging van de turbo-druk de NOx -emissies zouden toenemen. Dit is echter niet het geval, aangezien er een grotere massa lucht in de verbrandingskamer dient opgewarmd te worden waardoor de resulterende temperatuur lager ligt en dus bijgevolg ook minder NOx gevormd wordt. Een grote turbo kan veel lucht leveren bij hoge druk, wat resulteert in een hoog maximaal vermogen en een hoog maximaal koppel. Het nadeel van een grote turbo is de ’turbo lag’: er is tijd nodig voor de turbo om op snelheid te komen en bij lage toerentallen is de drukverhoging beperkt door stromingsafscheiding aan de compressorschoepen (de pompgrens). Hierdoor is het geleverde koppel laag bij lage toerentallen. Een kleine turbo heeft een hoge drukverhouding bij kleine debieten en reageert sneller. Het nadeel van een kleine turbo is de beperkte drukverhoging bij hoge debieten door wrijvingsverliezen en choking in de compressor (stroming bereikt de geluidssnelheid). Hierdoor is er maar een beperkte vermogenstoename bij hoge toerentallen.

De nieuwe dieselmotoren maken daarom gebruikt van turbo’s met variabele schoepen, de zogenaamde Variable Nozzle Turbines (VNT-turbo, zie figuur 3.1). De instelling van de inlaatschoepen kan gebeuren door een vacu¨ um (via gestuurde magneetkleppen) of een elektrisch servomechanisme. Dit laatste heeft als voordeel de dynamische eigenschappen en de nauwkeurige werking, bijvoorbeeld voor synchronisatie van twee turbo’s van beide cilinderbanken bij een V-motor. Een VNT-turbo zorgt zowel voor een hoger steady state koppel bij lage toerentallen als voor een sneller transiënt antwoord. Het is eveneens mogelijk een hoger maximaal vermogen te halen omdat de turbo groter kan gekozen worden. Bij lage toerentallen staan de schoepen bijna dicht, zodat de gassnelheid toeneemt en turbinetoerental snel zal toenemen. De ECU (Electronic Control Unit) bepaalt de stand van de schoepen aan de hand van verschillende parameters, zoals lucht26

Figuur 3.1: Variable Nozzle Turbine: open (boven) en gesloten (onder) stand van de schoepen

debiet, toerental, luchttemperatuur, luchtdruk, enz. De stand van de schoepen bepaalt naast de oplaaddruk ook het EGR-debiet en de uitlaatgastegendruk. Dit EGR-debiet wordt afgetapt voor de turbine en na de compressor gemengd met de inlaatlucht (zie ook paragraaf 3.2.3). Verder onderzoek wordt besteed aan de complexe controle-algoritmen, de weerstand tegen hoge temperaturen (tot 800 o C) en de robuustheid van het verstelmechanisme. Er is namelijk gevaar voor blokkering van het mechanisme door roet. Een nog hoger rendement kan verkregen worden door meer energie uit de uitlaatgassen te halen en de motor te ’boosten’ naar hogere bmep. Het brandstofverbruik van een motor wordt vooral bepaald door het rendement bij deellast. Een hoog opgeladen motor met kleinere cilinderinhoud moet bij hogere belastingen (hogere bmep) werken als een even krachtige motor met grotere cilinderinhoud (downsizing). Om met EGR aan de toekomstige emissienormen te voldoen zijn zeer grote luchtdebieten nodig. Met grote turbo’s zijn grote drukverhoudingen te verwezenlijken, maar hierbij zal het transiënt gedrag van de motor verslechteren. Deze twee tegenstrijdige doelstellingen kunnen bereikt worden met een 2-traps oplading [9]. Een grote lage-druk turbo en een kleine hoge-druk turbo worden hier in serie geplaatst, met een bypass over de hoge-druk turbo. Vooral bij zeer hoge oplaaddrukken (drukverhouding > 3,5) is het rendement groter met een 2-traps oplading. 27

Figuur 3.2: Principeschema 2-traps oplading

Bij lage toerentallen is de bypass volledig gesloten en wordt de volledige drukverhouding bijna uitsluitend gerealiseerd door de kleine hoge-druk compressor. Bij middelhoge en hoge toerentallen wordt een deel van de uitlaatgassen geleid door de bypass van zodra de gewenste druk is bereikt. Deze uitlaatgasenergie gaat dan naar de lage-druk turbine. De oplaaddruk wordt dus gecontroleerd door de bypassklep. De compressoren worden uitgebaad in een efficiënter bedrijfspunt dan het geval is bij een enkele VNT-turbo, waarbij de compressor dicht tegen de pompgrens aan werkt. De grote turbo wordt gedimensioneerd voor het maximum vermogen dat de motor moet halen, zonder dat er veel rekening gehouden wordt met de werking bij lage toerentallen. Dit wordt opgevangen door de kleine turbo. De hoge-druk turbine kan ook een VNT type zijn zodat het EGR-debiet hiermee kan gecontroleerd worden. De zeer hoge oplaaddruk maakt een bmep mogelijk van 30 bar waardoor de verbrandingsdruk oploopt tot 200 bar en meer. Dit stelt extreme eisen aan de mechanische sterkte van het motorblok. De mechanische en thermische belasting van het motorblok is bij dieselmotoren de beperkende factor die de maximale graad van oplading bepaalt. Bij benzinemotoren is klop de beperkende factor voor oplading. Een veel gebruikte technologie om vermogen en rendement te verbeteren bij Heavy Duty dieselmotoren is turbocompounding. Er wordt na de uitlaatgasturbine een vermogenturbine geplaatst, die via een mechanische overbrenging rechtstreeks vermogen levert aan de krukas of via een dynamo elektrisch vermogen levert. Hoewel de emissies in g/uur nagenoeg onveranderd blijven, is er toch een emissiereductie door de toename van vermogen, aangezien de richtlijnen maximale waarden voor specifieke emissies voorschrijven in g/kWh. Het rendement van dit systeem is laag (10 - 20%), maar het levert toch een 28

vermogenswinst van 10% op. Bij vollast betekent dit een brandstofbesparing van ruim 10% en bij 50% belasting ongeveer 5%. Intercooling Om de vulling van de motor te verhogen en daarmee ook het volumetrisch rendement, wordt er een intercooler of tussenkoeler geplaatst na de turbo. De densiteit van de gecomprimeerde inlaatlucht wordt hierdoor verhoogd. Naast dit gunstig effect op het vermogen en rendement, heeft intercooling ook een positief effect op de emissies. De NOx -uitstoot zal afnemen door de lagere temperatuur van het brandstof-lucht mengsel. De partikeluitstoot zal eveneens afnemen door de hogere luchtfactor (meer lucht door de grotere densiteit) bij een gelijkblijvend brandstofdebiet. Ook de thermische belasting op zowel motor als uitlaatgasturbine vermindert.

3.2.2

Injectietechnologie

Aanpassing van de injectiedruk Eén van de methoden om het mengproces te verbeteren is door een hogere injectiedruk toe te passen. Dit komt doordat hogere injectiedrukken resulteren in een betere meename van de lucht in de brandstofstraal (verbeterde air entrainment) door de hogere turbulentie en penetratie van de brandstofstraal in de verbrandingskamer. Een verhoogde injectiedruk resulteert echter ook in een vluggere slijtage van de verstuiver aangezien er bij grote drukval over de verstuiver (brandstof)cavitatie optreedt [10].

Figuur 3.3: Verbetering van het mengproces bij hoge injectiedrukken waarbij cavitatie kan optreden

Bovendien zorgt een toename van injectiedruk voor een toename van de ge¨ınjecteerde brandstofmassa gedurende het ontstekingsuitstel, aangezien het ge¨ınjecteerde brandstofdebiet proportioneel toeneemt met de vierkantswortel van de injectiedruk [11]. Dit zorgt voor een intensere voorgemengde verbrandingsfase met een snelle stijging van de cilinderdruk tot gevolg.

29

Een toename van injectiedruk doet de totale verbrandingstijd ook afnemen aangezien de betere atomisatie van de brandstofstraal de warmtevrijgave gedurende de voorgemengde verbrandingsfase en gedurende het eerste deel van de diffusieverbrandingsfase doet toenemen [12]. De invloed van stijging in injectiedruk op NOx , roet en specifiek brandstofverbruik wordt nu besproken: • NOx : Zoals reeds vermeld zal bij hogere injectiedrukken de warmtevrijgave gedurende de voorgemengde verbrandingsfase en het begin van de diffusieverbrandingsfase sneller gebeuren. Dit zorgt voor een snelle stijging van cilinderdruk en -temperatuur wat op zijn beurt de NOx vorming promoot volgens het Zeldovich mechanisme (zie paragraaf 2.4.2). • Roet: Bij hogere injectiedrukken zal het verbeterde mengproces ervoor zorgen dat de roetuitstoot zal afnemen doordat de brandstofrijke zones in de brandstofdruppels in omvang zullen afnemen (zie figuur 2.3). Bovendien zal het verbeterde mengproces gedurende het diffusieverbrandingsproces ook een positieve bijdrage leveren aan de oxidatie van het roet dat gedurende het begin van de verbranding gevormd is. Ook zal meer brandstofmassa vroeger (in het verbrandingsproces) opbranden bij verhoging van injectiedruk, met hogere verbrandingstemperaturen en dus roetoxidatie tot gevolg. Dit alles resulteert dus in een daling van de roetuitstoot. • Specifiek brandstofverbruik: Het effect van de injectiedruk op het SFC is tweeerlei. Enerzijds zal de toename van injectiedruk maar tot stand kunnen komen door een groter vermogensverbruik van de injectiepomp(en), terwijl anderzijds de snellere verbranding juist een vermogenstoename tot stand brengt. Over het algemeen zal dus een verhoging van injectiedruk (bij constante ge¨ınjecteerde brandstofmassa) een toename in uitgaand vermogen genereren, wat bijgevolg het specifiek brandstofverbruik sterk zal doen afnemen.

De zoektocht naar injectiesystemen die hogere injectiedrukken toelaten, heeft geleid tot twee concurrerende systemen: • Common-Rail (CR): Sinds zijn introductie in 1997 wordt ze vandaag de dag vaak toegepast in moderne dieselmotoren (figuur 3.4). Het grootste voordeel dat dit systeem met zich meebrengt, is dat de injectiedruk onafhankelijk is van de motorsnelheid en belasting waarbij injectietijdstip, -duur en -verloop nauwkeurig gecontroleerd worden over het hele werkingsgebied. Wat betreft de emissies is er enerzijds een zeer hoge injectiedruk mogelijk bij lage toerentallen wat gunstig is voor het koppel en de partikeluitstoot. Anderzijds heeft een common-rail systeem eerder 30

een ’rechthoekig’ injectieverloop dat ten opzichte van dat van een pompverstuiver (’driehoekig’ door de drukopbouw) nadelig is voor de NOx uitstoot omdat er meer brandstof wordt ingespoten tijdens het ontstekingsuitstel. Dit laatste kan gedeeltelijk gecompenseerd worden door het toepassen van meerdere injecties per cyclus bij een common-rail systeem (zie verder injectieverloop). Een common-rail systeem bestaat grosso modo uit vier onderdelen: de brandstofrail, de radiale hoge druk zuigerpomp, de injectoren en de ECU. De brandstofrail, die in eerste instantie werkt als een accumulator, wordt onder druk gezet door de hogedruk pomp waarbij de maximale druk in de brandstofrail voor de huidige tweede generatie systemen ongeveer 1600 bar bedraagt. Deze druk wordt gestuurd door de ECU en dit onafhankelijk van de motorsnelheid. Van zodra de injector via een elektrisch signaal door de ECU wordt bekrachtigd, opent een in de injector ingebouwd magneetventiel en wordt de brandstof onder hoge druk rechtstreeks geinjecteerd in de verbrandingskamer waarbij de ge¨ınjecteerde brandstofhoeveelheid bepaald wordt door de openingsduur van de elekromagnetische injector. Tenslotte vermelden we nog dat er recent ook een nieuwe generatie van injectoren op de markt gebracht zijn waarbij de magneetklep vervangen is door een piëzo-elektrische actuator die een preciezere injectietiming toelaat en de reactietijd van het globaal systeem aanzienlijk verbetert. Deze laatste evolutie leidt dan ook tot een significante daling van NOx en PM emissies zonder verhoging van het brandstofverbruik.

Figuur 3.4: Common-rail injectiesysteem (Bosch)

• Pompverstuivers of Unit Injector Systems: Deze klasse van dieselinjectiesystemen combineren de pomp, de magnetische klep en de brandstofverstuiver in één enkele component (figuur 3.5). Elke cilinder is voorzien van een dergelijk element. 31

De afwezigheid van hogedruk brandstofleidingen tussen de pomp en de injector zorgt voor een compact design dat hoge injectiedrukken toelaat tot meer dan 2000 bar. De pompwerking in de verstuiver komt tot stand via een tuimelaar die aangedreven wordt door de nokkenas. Hierbij wordt de brandstof geleid naar de overstroomleiding totdat de elektronische motorsturing de magneetklep beveelt om de stroming om te leiden naar de verstuiver waar de drukopbouw kan beginnen. Deze actie heeft dan ook tot gevolg dat het inspuitmoment volledig bepaald is aangezien de verstuiver opent bij een bepaalde druk. Zoals eerder aangehaald heeft dit systeem een ’driehoekig’ injectieverloop waarbij de injectiedruk aan het einde van de injectie wegvalt waardoor de kans op nadruppelen vermindert. Vandaag de dag zijn er uitvoeringen beschikbaar waarbij de druk hydraulisch wordt opgebouwd (Hydraulic Electronic Unit Injection of HEUI ) zodat injectietiming, -verloop en -druk onafhankelijk zijn van motorsnelheid en nokprofiel.

Figuur 3.5: Unit injector systeem en inbouw (Bosch)

Bovendien speelt de keuze van verstuivers ook een grote invloed op het mengproces. Hier komen we uitgebreid op terug in hoofdstuk 7 bij de experimentele uitwerking van het eindwerk. Aanpassing van de injectietiming Het inspelen op het tijdstip van injectie (uitgedrukt in graden krukhoek) in een dieselmotor vormt een effectieve manier om de NOx en de partikeluitstoot onder controle te krijgen, maar heeft ook een sterke invloed op het specifiek brandstofverbruik. Wanneer de timing gewijzigd wordt, vindt het verbrandingsproces plaatst over een andere krukhoek periode. 32

Zo zal een vervroeging van het inspuiten van de brandstof in de verbrandingskamer ervoor zorgen dat de maximale druk en de gemiddelde temperatuur gedurende de compressieslag dichter bij het bovenste dode punt zullen plaatsvinden. Bijgevolg zal de maximale druk en piektemperatuur veel hoger zijn dan wanneer het verbrandingsproces plaatsvindt gedurende de daaropvolgende expansieslag (na het bovenste dode punt). Dit laatste, een langere verbranding gedurende de expansieslag, kan men bekomen door het injectiebegin uit te stellen, wat resulteert in een verlaging van de in-cilinder temperatuur en wat op zijn beurt aanleiding geeft tot een lagere vorming van NOx . Maar de verlaagde temperatuur zal er anderzijds voor zorgen dat de verbranding slechter verloopt en waardoor dus de partikeluitstoot zal toenemen (PM/NOx trade-off ). Men dient echter op te merken dat de vertraging van de injectie gelimiteerd is aangezien de luchttemperatuur gedurende de expansie weer daalt waardoor het ontstekingsuitstel zal toenemen of in het slechtste geval het verbrandingsproces zelfs niet op gang komt (misfire). Aanpassing van het injectieverloop De ontwikkelingen van nieuwe elektronisch gestuurde injectiesystemen zoals het commonrail en unit injector systeem, bieden de mogelijkheid om meerdere brandstofinjecties per cyclus te laten plaatsvinden. Dit heeft tot gevolg dat het injectieverloop nauwkeurig gecontroleerd kan worden (injection rate shaping) om zo het rendement positief te beinvloeden samen met een reductie van verbrandingsgeluid. Pilootinjectie of voorinspuiting bekomt men door eerst een kleine brandstofhoeveelheid in de verbrandingskamer te spuiten voordat de werkelijke hoofdinjectie plaatsvindt. Dit heeft als voordeel dat de temperatuur bij het begin van de hoofdinjectie hoger is, wat het ontstekingsuitstel en dus de voorgemengde verbrandingsfase vermindert. Een reductie van de voorgemengde verbrandingsfase resulteert in een lagere maximale druk en bijgevolg in een lagere piektemperatuur, maar ook in lagere mechanische verliezen en vermindering van het verbrandingsgeluid. Wat betreft de NOx -emissies zal deze door de lagere piektemperatuur dalen. Voor de roetuitstoot is pilootinjectie echter nadelig aangezien er minder tijd is voor de diffusie van de brandstof, wat tot gevolg heeft dat er meer lokale brandstofrijke zones zullen zijn en waardoor er dus meer roet gevormd zal worden. Daar waar pilootinjectie de NOx -uitstoot vermindert, verlaagt na-injectie de PM emissies. Dit is omdat na-injectie het verbrandingsproces verder uitbreidt gedurende de expansieslag, wat de temperatuurdaling uitstelt en de turbulentie in de verbrandingskamer doet toenemen, wat op zijn beurt roetoxidatie in de hand werkt. Er is aangetoond dat bij kleine dieselmotoren na-injectie de roetuitstoot kan doen reduceren tot 50%, waarbij de NOx uitstoot nagenoeg constant blijft en waarbij het specifiek brandstofverbruik licht toeneemt [13].

33

3.2.3

Exhaust Gas Recirculation (EGR)

Uitlaatgasrecirculatie speelt vandaag de dag een belangrijke rol bij de reductie van NOx emissies in kleinere dieselmotoren (figuur 3.6). Het EGR systeem bestaat uit een pijp die de uitlaat verbindt met de aanzuig van de motor waarbij het terugstroomdebiet van de rookgassen geregeld wordt door de zogenaamde EGR-klep gestuurd door de ECU (voorgeprogrammeerde kaart van de verschillende klepstanden in functie van toerental en belasting). Men maakt nog een onderscheid tussen gekoelde en ongekoelde EGR indien de rookgassen al dan niet extern worden gekoeld (beter volumetrisch rendement).

Figuur 3.6: Principeschema van hoge druk EGR (A) waarbij rookgassen rechtstreeks (ongekoeld) vanaf de uitlaatklep teruggeleid worden naar de luchtinlaat en lage druk EGR (B) waarbij de uitlaatgassen gerecirculeerd worden nadat ze zijn gereinigd door de katalysator en de partikelvanger

EGR wordt uitgedrukt aan de hand van het volumepercentage van het aangezogen mengsel dat effectief van de rookgassen afkomstig is (EGR rate) dat berekend wordt als volgt

%EGR = 100.

%CO2 (aanzuig) − %CO2 (atmosf eer) %CO2 (aanzuig) ≈ 100. %CO2 (uitlaat) − %CO2 (atmosf eer) %CO2 (uitlaat)

(3.1)

Onderzoekers hebben aangetoond dat een reductie van 30 tot 75 % in NOx -emissies kan bekomen worden bij gebruik van 5 tot 25% EGR en dit in een breed belastingsbereik [14, 15]. De reden hiervoor is dat EGR de piektemperatuur doet afnemen, wat een grote invloed heeft op de NO-vorming in de verbrandingskamer. In deze context worden drie factoren vaak aangehaald bij de verklaring van het effect van EGR op NOx , namelijk

34

toename van het ontstekingsuitstel, toename van de warmtecapaciteit en de verdunning van de aangezogen lucht met de inerte rookgassen [16]. Aangezien de rookgassen zich grotendeels inert gedragen zullen ze niet actief deelnemen aan het verbrandingsproces, maar nemen ze een bepaald volume in dat normaal gezien (dit is bij een motor zonder EGR) gereserveerd is voor het brandstof-luchtmengsel. Hierdoor vertragen de uitlaatgassen het verbrandingsproces (ontstekingsuitstel neemt toe), net zoals bij het uitstellen van de injectie (zie paragraaf 3.2.2). De toename van de warmtecapaciteit van het brandstof-uitlaatgas-luchtmengsel impliceert dat er meer warmte nodig is om het tot een bepaalde temperatuur op te warmen. Bijgevolg zal het toepassen van EGR voor een belangrijke temperatuursreductie zorgen dat de vorming van NO sterk onderdrukt. De verdunning van de aangezogen lucht betekent bovendien dat er minder O2 -moleculen aanwezig zijn wat de oxidatie van stikstof ook negatief be¨ınvloedt. EGR heeft echter ook nadelen doordat ze slijtage aan de cilinderwand en de PM, CO en HC emissies doet toenemen. Aangezien EGR de gemiddelde verbrandingstemperatuur en de zuurstofconcentratie in het brandstof-uitlaatgas-luchtmengsel doet afnemen, zal de temperatuurafhankelijke oxidatie van NO, roet, CO en KWS verminderen. De CO-, KWS- en roetemissies nemen echter sterk toe bij hogere belastingen aangezien de vermindering van zuurstofconcentratie ten gevolge van EGR bij hoge belastingen sterk tot uiting komt. De toename van slijtage aan de cilinderwand is het gevolg van de abrasie door de partikels aanwezig in het aangezogen mengsel en de aanwezigheid van sulfaten (zuur) in het gerecirculeerde deel, wat de neiging heeft om de smeerolie af te breken [16, 14]. Tenslotte vermelden we nog dat het tragere verbrandingsproces bij gebruik van het EGRsysteem ervoor zorgt dat de brandstof trager en later verbrandt met een slechter motorrendement (en dus een toename in SFC) tot gevolg. Bij hogere EGR percentages zal het verbrandingsproces meer tijd in beslag nemen.

3.2.4

Voorgemengde verbranding met zelfontsteking

Naast de vooruitgang die de laatste decennia geboekt is in het milieuvriendelijker maken van reeds gevestigde motorconcepten (zoals de dieselmotor en de benzinemotor), wordt er hiernaast ook veel onderzoek gedaan naar nieuwe concepten. Het meest onderzochte en meest belovende alternatief is gebaseerd op een proces waarbij de verbranding ingeleid wordt door zelfontsteking, steunend op een homogeen mengsel van lucht en brandstof (Homogeneous Charge Compression Ignition of HCCI ). Principieel is een HCCI motor een combinatie van een vonkontstekingsmotor (aangezien ze beide gebruik maken van een voorgemengd brandstof-luchtmengsel) én van een compressieontstekingsmotor omdat ze beide afhankelijk zijn van zelfontsteking om het verbrandingsproces te initiëren. Hoewel

35

het HCCI verbrandingsproces reeds lange tijd gekend is, vond het geen wijdverspreide toepassing in de motorenindustrie. De laatste decennia echter heeft het veel aandacht gekregen omwille van de emissieproblematiek, en in het bijzonder de NOx uitstoot, van conventionele motoren. Daar waar een HCCI motor met benzine als brandstof vooral een verbetering van het motorrendement beoogt (geen nood aan een smoorklep), heeft een diesel HCCI motor vooral een verbetering van de emissies als doel. Vandaar dat we ons hierna enkel beperken tot de diesel HCCI motor. In eerste instantie wordt er gedurende de compressieslag diesel ge¨ınjecteerd in de verbrandingskamer, al dan niet in meer stappen wat voor een betere menging met de lucht zorgt. Gedurende de compressieslag bereikt het mengsel de temperatuur en druk waarop zelfontsteking van de brandstof zal doorgaan. Aangezien het mengsel homogeen en arm (λ > 1) is, zal de verbranding simultaan over de gehele verbrandingskamer plaatsvinden. Afhankelijk van de homogeniteit van het mengsel zijn (hoge temperatuur) stoichiometrische verbrandingszones die noodzakelijk zijn voor NOx -vorming en brandstofrijke gebieden die noodzakelijk zijn voor roetvorming klein in aantal (of zelfs niet) aanwezig. Dit betekent dus dat de NOx- en roetuitstoot van dergelijke diesel HCCI motoren zeer laag is in vergelijking met conventionele dieselmotoren.

3.2.5

Watergebaseerde technieken

Het toevoegen van water(damp) aan het verbrandingsproces zorgt in eerste instantie voor een verlaging van de vlamtemperatuur gedurende het verbrandingsproces. Dit resulteert in een verlaagde NOx -formatie, maar be¨ınvloedt echter ook de CO- en PM-emissies en het specifiek brandstofverbruik. Aan de hand van het mechanisme van Zeldovich waarbij betrekking 3.2 geldt, kan men aantonen dat de corresponderende NOx reductie een (theoretisch) negatief exponentieel verloop (in functie van de water-brandstof verhouding) kent zoals getoond in figuur 3.7. Zoals men kan zien worden de grootste reducties in NOx uitstoot bereikt bij de lage water-brandstof verhoudingen (grotere helling). −E∆Tc (Tc − ∆Tc ) K = exp K0 R K de reactiesnelheidsconstante bij watertoevoeging in m3 /kmol.s K0 de reactiesnelheidsconstante zonder watertoevoeging Tc de verbrandingstemperatuur ∆Tc de verandering in verbrandingstemperatuur t.g.v. de watertoevoeging E de activeringsenergie voor de NO vormingsreactie R de universele gasconstante

36

(3.2)

Figuur 3.7: Het theoretisch verloop van de NOx reductie bij watergebaseerde technieken

Fuel Water Emulsification (FWE)1 Deze methode is gebaseerd op het inspuiten van een mengsel van brandstof en water (onder de vorm van microscopische fijne waterdruppels) in de verbrandingskamer met een belangrijke verbetering van de verschillende emissies tot gevolg. De effectiviteit van de reductie wordt in belangrijke mate bepaald door de brandstofviscositeit, de waterinhoud (meestal uitgedrukt in volume/massapercentage), de motorbelasting en hoe goed het water gemengd is met de brandstof. Dit laatste wordt beschreven aan de hand van de waterdruppeldiameter distributie en de gemiddelde waterdruppelgrootte. Met de huidige technieken zoals ultrasoon homogenisatie systemen kan men emulsies produceren met waterdruppelgroottes tot één micron. Zoals elke emissiereductietechnologie vereist FWE een meerkost voor de motor waarbij het bovendien gepaard gaat met een 1,5% stijging in SFC. Aangezien de NOx -vorming sterk afhankelijk is van de temperatuur en de verblijftijd in de verbrandingskamer, zal het in de brandstof vervatte water (verdampings)warmte absorberen gedurende de verbranding met een vermindering van de piektemperatuur en NOx -uitstoot tot gevolg. Vele fabrikanten van FWE systemen beweren dat er een algemeen verband bestaat tussen de NOx -reductie enerzijds en de water-brandstof anderzijds: men zou voor elke procent toename in water-brandstof verhouding een 1% afname in NOx -uitstoot bekomen, tot een bovengrens van 50%. FWE is het meest effectief voor NOx -reductie bij hoge belastingen aangezien het water-brandstof mengsel voor een groter ontstekingsuitstel (en daarmee meer brandstof in de verbrandingskamer) zorgt dan bij lage belastingen. De microscopische druppels die in een brandstofdruppel vervat zijn, hebben ook tot gevolg dat bij het verdampen in de verbrandingskamer ze ervoor zorgen dat een brandstofdruppel 1

Deze methode kan ook opgevat worden als een voorbehandelingstechniek in plaats van een motorinterne maatregel

37

uit elkaar getrokken wordt. Dit laatste zorgt voor een toename in vrije druppeloppervlakte wat een volledigere verbranding in de hand werkt met een daling van CO- en PM-emissies als directe symptomen. Reeds in de jaren tachtig werd deze techniek veelvuldig gebruikt bij stationaire traaglopende dieselmotoren voor elektriciteitsproductie. De laatste jaren vindt ze ook meer en meer toepassing in scheepsdieselmotoren. Hierbij dient men echter te vermelden dat FWE een bijkomende watertank vereist wat bij kleine schepen door plaatsgebrek een probleem kan vormen. Voor de experimentele resultaten van FWE op ABC’s 12VDZC1000-166-A verwijzen we naar hoofdstuk 7. Direct Water Injection (DWI) DWI technologie maakt gebruik van het rechtstreeks injecteren van zuiver water in de verbrandingskamer om de NOx -vorming tegen te werken. Net als alle andere watergebaseerde technieken gebeurt dit door de reductie van de verbrandingstemperatuur door warmte absorptie van het water. Een voordeel van DWI ten opzichte van FWE is dat bij directe injectie het water-brandstof percentage kan aangepast worden aan de (transiënte) werkingscondities, bijvoorbeeld bij koude opstart. Dit laat toe om afhankelijk van het belastingspunt het optimale water-brandstof percentage in te stellen om zo de efficiëntie van de motor te verbeteren. Bij de praktische uitvoering onderscheiden we twee systemen, namelijk een parallel en een gecombineerd brandstof-water injectiesysteem (stratificatie van water in brandstof), zoals getoond in figuur 3.8. Het parallelle systeem maakt gebruik van twee hogedrukpompen (voor water en brandstof) en een speciale injector voorzien van twee naalden, één voor het water en één voor de brandstof. Bij de stratificatie van het water in de brandstof wordt er gebruik gemaakt van een systeem waarbij beide flu¨ıda door dezelfde verstuiver worden gestuwd. Het principeschema van het gecombineerd injectiesysteem is in figuur 3.9 getoond. Merk op dat men voor het watertoevoersysteem geen hoge-drukpomp meer nodig heeft. Men onderscheid twee werkingstoestanden, namelijk de toestand waarbij er water ’geladen’ wordt in de brandstofstraal (figuur 3.9a) en de injectietoestand (figuur 3.9b). Alhoewel dit systeem een besparing van een waterinjector met zich meebrengt, dient voor de aanpassing van de water-brandstof verhouding toch een complexere elektronische uitrusting gebruikt te worden.

38

Figuur 3.8: Het parallelle DWI systeem met de twee-naald verstuiver (links) en de hogedruk waterunit (rechts)

Figuur 3.9: Het principeschema van het DWI systeem met de stratificatie van het water in de brandstof

39

Humid Air Motor (HAM)

2

Het HAM systeem, soms ook wel Combustion Air Saturation System (CASS) genoemd, is gebaseerd op hetzelfde principe als de andere watergebaseerde technologieën: de aanwezigheid van water vermindert de NOx -vorming in de cilinder (een mogelijke uitvoering is getoond in figuur 3.10). Het verschil zit in het feit dat bij dit systeem het water reeds volledig verdampt en goed gemengd is in de verbrandingslucht bij het binnentreden van de verbrandingskamer. Aangezien de verdamping van water energie vereist en de temperatuur van de gecomprimeerde lucht, bij waterinjectie na de compressor, bijgevolg afneemt, kan het HAM systeem de intercooler vervangen. De aanwezigheid van waterdamp wijzigt de thermodynamische eigenschappen van de verbrandingslucht. Zo zal de gesatureerde lucht ongeveer een dubbel zo grote warmtecapaciteit hebben ten opzichte van droge lucht. Dit laat bijgevolg toe om meer warmte gedurende de compressie te absorberen om zo de vorming van NOx te verminderen. Bovendien zorgt de aanwezigheid van waterdamp voor een verdunning van de verbrandingslucht. Dit betekent dat de zuurstofconcentratie in de cilinder afneemt, met een verminderde neiging tot NOx -vorming tot gevolg. Een ander voordeel van dit systeem is de afwezigheid van zogenaamde ’hot spots’ in de cilinder door de goede menging van het waterdamp en de verbrandingslucht, wat bijdraagt tot een uniform verbrandingsproces.

Figuur 3.10: Het werkingsprincipe van een Humid Air Motor (Wartsila)

3.2.6

De Millercyclus

In figuur 3.11 wordt het kringproces van de Atkinsoncyclus in duale uitvoering getoond. De expansie loopt hierbij verder dan het beginvolume bij de start van de compressie (4 - 4’). De cyclus vervolgt door een isochore expansie van 4’ - 4” en sluit met een isobare afkoeling 4” - 1. Door deze verdere expansie vergroot het oppervlak omsloten in het 2

Deze methode kan ook beschouwd worden als een voorbehandelingstechniek, maar is voor de overzichtelijkheid in deze paragraaf opgenomen

40

pV-diagram waardoor de arbeid stijgt voor eenzelfde warmtetoevoer. James Atkinson was een Brit die reeds in 1886 het expansieverlies van de Ottomotor had opgemerkt, en daarom een efficiëntere viertaktmotor ontwikkelde. De originele Atkinsonmotor had een dubbele slag, met een langere expansieslag dan de compressieslag waarbij de krukas aan de helft van het motortoerental draaide. De kinematische uitwerking van dit dubbelslagmechanisme is tamelijk omslachtig en heeft eigenlijk nooit een bevredigende oplossing gevonden. Het belangrijkste voordeel van een motor gebaseerd op deze cyclus is het feit dat men hogere rendementen kan bereiken aangezien men de ge¨ındiceerde arbeid per cyclus doet toenemen. De extra arbeid die kan onttrokken worden uit de uitlaattoestand 4, kan bijvoorbeeld worden berekend via de netto warmtewisseling, I w1−4−40 −400 =

T ds = cv (T4 − T1 ) − cv (T40 − T400 ) − cp (T400 − T1 )

(3.3)

of via de netto arbeidswisseling,

I P dv = cv (T4 − T40 ) − (cp − cv )(T400 − T1 ) V40 1 = cv T4 1 − k−1 − T2 (cp − cv )(αv − 1) met αv = αv V1

w1−4−40 −400 =

(3.4)

Figuur 3.11: De Atkinson cyclus in het P - v diagram en het T - s diagram van een ideaal gas

Het idee van Atkinson werd door de Amerikaan Raplh Miller (1890-1967) overgenomen. Miller ging terug naar het eenvoudig kruk-drijfstang-mechanisme en realiseerde de langere expansieslag door tijdens de compressieslag de inlaatklep van de motor extra lang open te houden (patent in 1947). Het later sluiten van de inlaatklep (meestal na 20 tot 30% van 41

de compressieslag) wordt vooral toegepast bij vonkontstekingsmotoren en heeft als gevolg dat een deel van het aangezogen mengsel de verbrandingskamer terug zal verlaten langs de inlaatklep. Hierbij vermelden we nog dat indien de fasering van de inlaatklep veranderlijk is men op deze manier de belasting bij vonkontstekingsmotoren kan regelen waardoor de smoorklep kan weggelaten worden. Wanneer we de expansieverhouding definiëren als rv = v1 /v2 dan is de werkelijke compressieverhouding gelijk aan αv rv met αv = v10 /v1 < 1. Met deze definities in het achterhoofd bekomt men voor een Millercyclus in Otto uitvoering een pV-verloop zoals getoond in figuur 3.12 en een rendementsverloop in functie van de compressieverhouding zoals getoond in figuur 3.13.

Figuur 3.12: De Millercyclus in Otto uitvoering in het P - v diagram en het T - s diagram van een ideaal gas

Figuur 3.13: Het rendement van de Millercyclus in functie van de compressieverhouding met de reductieparameter αv = v10 /v1 als parameter

Ook bij dieselmotoren kan de Millercyclus toegepast worden. Hierbij komt dit neer op het vervroegd sluiten van de inlaatklep (dus bBDC) zodat de aangezogen lucht in 42

eerste instantie expandeert, en dus afkoelt, voordat de compressie van start gaat. Deze afkoeling zorgt ervoor dat de gemiddelde temperatuur in de verbrandingskamer gedurende daaropvolgende compressie, verbranding en expansie lager is in vergelijking met de conventionele kleppentiming. Wat betreft emissies zorgt de lagere verbrandingstemperatuur voor minder NOx -uitstoot en een verminderde oxidatie van de roetdeeltjes in de expansieslag. Men dient echter op te merken dat indien de oplaaddruk niet verhoogd wordt, de vulling van de motor slechter is aangezien de inlaatklep vroeger sluit. Dit heeft tot gevolg dat de brandstof-luchtverhouding afneemt ten opzichte van een conventionele dieselmotor.

3.3

Nabehandeling

Voor conventionele vonkontstekingsmotoren is vandaag de dag de driewegkatalysator dé nabehandelingstechniek bij uitstek. De driewegkatalysator heeft als doel om HC en CO te oxideren tot CO2 en H2 O. Deze actie wordt gepromoot door het gebruik van platina (Pt) of palladium (Pd). Naast de oxidatie is er ook een reductie van NOx naar N2 . Deze reactie wordt gepromoot door rhodium (Rh) en in bepaalde werkingspunten ook door Pd en palladium-lanthaan-verbindingen. Deze katalysator heeft een optimaal werkingspunt bij stoichiometrische verbranding (λ ≈ 1, benzinemotor). Om het verbrandingsproces stoichiometrisch te laten verlopen, maakt men gebruik van de zogenaamde lambda-sonde die de zuurstofgraad in de uitlaat meet zodanig dat het motormanagementsysteem het brandstofdebiet indien nodig kan bijsturen (traag proces). Nabehandeling bij motoren die bij een arm brandstof-luchtmengsel (λ > 1) werken, zoals dieselmotoren, is echter moeilijker te realiseren. Om aan de steeds strengere wetgeving (zie hoofdstuk 4) te voldoen dient men dieselmotoren te voorzien van verschillende sequentiële systemen zoals oxidatiekatalysatoren, DeNOx -katalysatoren, partikelfilters,... Alhoewel de omzettingsgraad van de verschillende systemen (waar we hierna verder op zullen ingaan) goed tot uitstekend is, zijn er nadelen verbonden aan het gebruik van dergelijke systemen zoals een belangrijke verhoging van de kost (katalysatoren maken meestal gebruik van dure edele metalen) en gewicht. Deze nadelen liggen aan de basis van de wens van motorfabrikanten om het verbrandingsproces volledig onder controle te krijgen om de afhankelijkheid van nabehandelingssystemen te reduceren. Hierbij dient men echter op te merken dat in nabije toekomst het gebruik van nabehandelingstechnieken onvermijdelijk zal zijn omwille van de zeer strenge emissierichtlijnen.

3.3.1

Oxidatiekatalysator

Oxidatiekatalysatoren werden voor het eerst ge¨ıntroduceerd bij vonkontstekingsmotoren in de jaren zeventig. Na decennia van ontwikkeling bereikt men hiermee vandaag de 43

dag omzettingsgraden tot 90%, waarbij HC- en CO-emissies voor een groot deel worden geoxideerd tot water en CO2 . Alhoewel dieselmotoren typisch veel minder CO en KWS emitteren dan vonkontstekingsmotoren (omwille van werking met een zuurstofoverschot en de daarmee corresponderende nagenoeg volledige verbranding), dienen alle in Europa verkochte dieselpersonenwagens sinds 1996 voorzien te zijn van deze katalysator. Bovendien oxideert een diesel oxidatiekatalysator (Diesel Oxidation Catalyst of DOC ) ook de oplosbare organische fractie van de deeltjesuitstoot (Soluble Organic Fraction of SOF ), waardoor de totale partikeluitstoot vermindert met 20 tot 30% [17]. Deze vermindering is het grootst bij gemiddelde belasting aangezien bij lage belastingen de uitlaatgastemperatuur niet hoog genoeg is om de katalysator te activeren en bij hoge belastingen de SOF fractie van de deeltjes laag is. Hierbij dient echter opgemerkt te worden dat de zeer kleine partikels, die het meest schadelijk zijn voor de gezondheid, niet worden gereduceerd. De reactievergelijkingen die hierbij optreden kunnen we algemeen voorstellen als

m m )O2 −→ nCO2 + H2 O 4 2 1 CO + O2 −→ CO2 2

Cn Hm + (n +

(3.5) (3.6)

Het optimale temperatuurbereik voor een oxidatiekatalysator ligt tussen de 250 en 450 o C. Beneden de onderste grens, ook de light-off temperature genoemd, is de efficiëntie zeer laag, wat bijgevolg de plaatsing van de katalysator in het systeem zeer belangrijk maakt. Indien de afstand hiervan tot de motor te groot is, zullen de reeds relatief koude dieseluitlaatgassen verder afkoelen waardoor de tijd nodig om de katalysator tot werkingstemperatuur te brengen te groot of zelfs helemaal niet bereikt wordt. Bij temperaturen boven de 450 o C, zal de in de dieseluitlaatgassen aanwezige zwaveldioxide geoxideerd worden tot zwaveltrioxide wat vervolgens kan reageren met water tot sulfaten en zwavelzuur om zo dus de PM-emissies te doen toenemen.

1 SO2 + O2 −→ SO3 2 SO3 + H2 O −→ H2 SO4

(3.7) (3.8)

Binnen deze groep van nabehandelingstechnieken onderscheidt men ook een speciale partikel oxidatiekatalysator (Particulate Oxidation Catalyst) die vandaag de dag steeds meer toepassing vindt. Deze is voorzien van een groter volume en speciale stromingskanalen om de verblijftijd te vergroten en reduceert de partikelemissies via roetoxidatie tot op een bepaald niveau. Alhoewel in de meeste gevallen de oxidatie van roet met zuurstof te hoge reactietemperaturen vergt (1ste en 2e vergelijking hieronder), kan de aanwezigheid 44

van NO2 in de uitlaatgassen ook roet doen oxideren en dit bij lagere temperaturen (3e en 4e vergelijking hieronder) [17, 18]. Verschillende POC fabrikanten (zoals het Finse Ecocat Oy) menen dat men hiermee hogere efficiënties zou bereiken wat betreft reductie van partikelemissies in vergelijking met conventionele DOC. Het voordeel van deze katalysator in vergelijking met een partikelfilter is dat het vrij doorstroomd wordt en onderhoudsvrij is. C(s) + O2 (g) −→ COx (g) > 500 − 600 o C C(s) + Ocat (g) −→ COx (g) > 300 o C Ocat : zuurstof geabsorbeerd op katalysator C(s) + NO2 (g) −→ COx (g) + NO(g) + N2 (g) > 230 − 300 o C C(s) + NO2cat (g) −→ COx (g) + NO(g) + N2 (g) > 200 o C NO2cat : stikstofdioxide geabsorbeerd op katalysator

3.3.2

Dieselpartikelfilter

Zoals de naam reeds doet vermoeden, verwijdert een dieselpartikelfilter (Diesel Particulate Filter of DPF ) partikels uit de rookgassen door filtratie met een zeer hoge (verwijderings)efficiëntie tot 99% voor roetuitstoot (zie figuur 3.14). Aangezien het gevaar van verstopping van dergelijke filter groot is, wat een verhoging van de uitlaatgastegendruk en brandstofverbruik tot gevolg kan hebben, dient de filter in staat te zijn zichzelf te regenereren. Regeneratie betekent in deze context dat het roet van tijd tot tijd dient verwijderd te worden door oxidatie tot CO2 . Continue regeneratie is voor de meeste filters niet mogelijk aangezien de uitlaattemperatuur meestal beneden de 500 à 600 o C ligt (vereiste temperatuur voor zelfontsteking van de deeltjes). Daarom dient men soms zijn toevlucht te nemen tot externe regeneratiesystemen. Deze regeneratiesystemen die gebruik maken van bijvoorbeeld branders en elektrische verwarming om de vereiste temperatuur te bekomen, brengen echter enkele nadelen met zich mee: grotere plaatsinname, meer kosten en toename in brandstofverbruik, waardoor ze minder aantrekkelijk worden voor wijdverspreide toepassingen. In sommige systemen zal men na welbepaalde intervallen de injectietiming en de injectiehoeveelheid wijzigen, waarbij bovendien bij het uitdrijven van de rookgassen extra brandstof wordt ge¨ınjecteerd (na-injectie) om dan ter hoogte van de oxidatiekatalysator op te branden. Dit brengt een temperatuursstijging met zich mee en laat dus regeneratie van de achterliggende dieselpartikelfilter toe (actief systeem met reductie van het brandstofrendement). Bij andere regeneratiesystemen maakt men gebruik van brandstofadditieven die het regeneratieproces verbeteren door de ontstekingstemperatuur van het roet te doen afnemen tot 350 − 450 o C (passief systeem, relatief laag brandstofverbruik). Uiteraard dient men deze additieven bij te vullen op bepaalde tijdsintervallen die uiteraard afhankelijk zijn van het brandstofverbruik. Het regeneratieproces dient al het roet te verwijderen, anders bestaat de mogelijkheid dat 45

de ’oude’ roetpartikels grafiet en pyrolitisch koolstof zouden vormen, wat de levensduur van de DPF sterk doet reduceren [19]. Deze onvolledige roetverwijdering is sterk uitgesproken bij het gebruik van brandstofadditieven voor regeneratie, waardoor deze DPF na een bepaalde werkingsperiode (bij personenwagen na 150.000 km) uit dienst genomen dient te worden voor een ’schoonmaakbeurt’.

Figuur 3.14: Een dieselpartikelfilter (Volkswagen)

Een andere gebruikte techniek voor regeneratie (getoond in figuur 3.15) maakt gebruik van het zogenaamde CRT principe (Continuously Regenerating Trap) waarbij de ontstekingstemperatuur van het roet sterk gereduceerd wordt door gebruik te maken van de in een oxidatiekatalysator gevormde NO2 , uit de oxidatie van NO, stroomopwaarts van de partikelfilter. Uiteraard zorgt de oxidatiekatalysator samen met de oxidatie van NO voor een drastische vermindering van de HC en CO concentraties in de uitlaatgassen. Voor een goede werking van het CRT principe (grote omzettingsgraad van PM) dient de verhouding van NOx tot de partikeluitstoot minimaal 25 te zijn, waarbij bovendien zwavelarme brandstof (10-50 ppm) gebruikt moet worden (wegens sulfaatvorming en verstopping van de filter). De belangrijkste voordelen van het CRT-systeem zijn hieronder opgesomd: • Reductie van de uitstoot van de gasvormige emissies (CO en KWS) met meer dan 90%. • Reductie van de uitstoot van de kankerverwekkende roetdeeltjes emissies met meer dan 90% voor het volledige spectrum aan roetdeeltjes-afmetingen (1000 nm, 100 nm, 20 nm). 46

Figuur 3.15: Principeschet van de CRT

• Vermindering van de typische dieselgeur door de katalytische werking. • Het is een continu werkend systeem zonder manuele tussenkomst. • De opbouw gebeurt zeer eenvoudig en snel daar de CRT de knalpot vervangt. • Het onderhoud is zeer eenvoudig en snel daar enkel de roetfilter moet gereinigd worden (geen elektronica, geen additief). • Het systeem heeft een lange levensduur.

3.3.3

Selective Catalytic Reduction (SCR)

Het selectief katalytisch reductiesysteem maakt gebruik van een reducerende stof om de in de dieseluitlaatgassen (oxiderende atmosfeer) aanwezige NOx te doen reduceren to N2 volgens één van de volgende reacties:

NO + NO2 + 2NH3

2N2 + 3H2 O > 150 − 300 o C

−→

(3.9a)

4NO + O2 + 4NH3

−→

4N2 + 6H2 O

(3.9b)

2NO2 + O2 + 4NH3

−→

3N2 + 6H2 O

(3.9c)

6NO + 4NH3

−→

5N2 + 6H2 O

(3.9d)

6NO2 + 8NH3

−→

7N2 + 12H2 O

(3.9e)

47

Zoals uit bovenstaande vergelijking blijkt heeft ammoniak (NH3 ) een reducerende werking, maar aangezien ammoniak giftig is en een moeilijk handelbare stof vormt (corrosief), werd er door motorfabrikanten bij transporttoepassingen voor een ureumoplossing geopteerd. In tegenstelling tot ammoniak is ureum ([NH2 ]2 CO) minder agressief en opgebouwd uit 32,5% ammoniak en 67,5% gedemineraliseerd water, waarbij bovendien voor een goede werking van het systeem (vermijden verstopping katalysator) de oplossing zeer zuiver dient te zijn. Zelfs bij het gebruik van zeer zuiver ureum dient men toch nog de SCRkatalysator op regelmatige basis te reinigen. Dit heeft er toe geleid dat binnen Europa een standaardisatie op gang gekomen is voor dit product (DIN V 70070 norm) dat onder de merknaam AdBlue ge¨ıntroduceerd is door Heavy-Duty motorfabrikanten (trucks, bussen bijvoorbeeld). Het principeschema van het SCR-systeem wordt getoond in figuur 3.16. Zoals men kan zien maakt dit systeem gebruik van verschillende extra componenten wat de hoge installatiekosten ervan verklaart. Bovendien merken we nog op dat AdBlue in een afzonderlijke tank wordt opgeslagen naast de dieseltank en dus niet aan de brandstof zelf toegevoegd wordt (geen additief zoals meestal gedacht wordt).

Figuur 3.16: Selective Catalytic Reduction system (Bosch)

In eerste instantie wordt de ureumoplossing aangezogen vanuit de AdBlue tank en met lucht gemengd in de supply module om dan vervolgens als aërosol in het uitlaatgas gedoseerd ingespoten te worden. De juiste dosering gebeurt op commando van de ECU die de ingangssignalen van de supply module genereert. Bij AdBlue injectie in de oxiderende atmosfeer van de uitlaatgassen vindt er echter een omvorming van de ureumoplossing in ammoniak plaats (waarvoor een zekere weglengte nodig is die afhankelijk is van de 48

gassnelheid en de turbulentiegraad van het gas) via volgende reacties:

[NH2 ]2 CO

−→

HNCO + HO2

NH3 + HNCO > 200 o C −→

NH3 + CO2

(3.10a) (3.10b)

Deze reacties kunnen bovendien versneld worden in een hydrolyse katalysator, wat de omzettingsgraad bij lagere uitlaatgastemperaturen verbetert. In de SCR-katalysator vindt dan de eigenlijke conversie van NOx naar N2 plaats volgens vergelijkingen 3.9. De prestaties van deze katalysator kunnen verbeterd worden door een oxidatiekatalysator voor het SCR-systeem te plaatsen. Bovendien schakelt men nog na de SCR-katalysator een extra oxidatiekatalysator die dient om de restfractie ammoniak (de zogenaamde ammonia slip) in de uitlaatgassen te doen oxideren (is giftig en zorgt voor verzuring van het milieu!).

Figuur 3.17: Principeschets Oxidatiekatalyator + SCR + ’Clean up’ katalysator

Het SCR-systeem heeft als belangrijkste voordelen dat met deze katalysewijze omzettingsgraden worden gehaald tussen 80 en 95% wat betreft NOx -uitstoot en dat het geen periodiek rijke werking van de motor vereist, wat het brandstofrendement zou doen afnemen (in tegenstelling tot de NOx -trap, zie paragraaf 3.3.4). Een belangrijk nadeel van dit systeem is echter dat men periodisch het ureum dient bij te tanken. Ook de meerkost van het systeem omwille van de verschillende vereiste onderdelen (AdBlue tank, supply module, SCR-katalysator,...) vormt een nadeel. De aanwezigheid van zwavel in de brandstof (en dus rookgassen) kan reageren met de reducerende stof om ammoniumsulfaat te vormen bij lage uitlaatgastemperaturen. Am49

moniumsulfaat kan de SCR-katalysator doen vervuilen wanneer de motor gedurende een lange periode op lage belasting draait en dient men dus ten allen tijde te vermijden. Om deze reden dient er de mogelijkheid te worden voorzien om de injectie van het ureum te doen stoppen, dus ook de NOx -reductie, bij lage motorbelastingen. Een alternatief hiervoor is het gebruik van een brandstof met laag zwavelgehalte. Naast een reactie met de in de uitlaatgassen vervatte NOx , kan ammoniak ook reageren met zuurstof met de vorming van NO (volgens vergelijking 3.11) wat uiteraard dient vermeden te worden aangezien juist omwille van deze emissie de katalysator aangewend wordt.

4NH3 + 5O2

−→

4NO + 6H2 O

(3.11)

De benodigde ruimte van een extra AdBlue tank (minimaal 1/20 van de brandstoftank) zorgt ervoor dat het gebruik van dit systeem in personenwagens niet aan de orde is aangezien dit ten koste zou moeten gaan van passagiers- en kofferruimte. Daarom vindt het SCR-systeem vooral toepassing bij zware dieselmotoren, zoals trucks en bussen. De uitlaatgastemperaturen van zware dieselmotoren echter kunnen sterk variëren naargelang de belastingstoestand wat betekent dat er geen voldoende hoge werkingsgraad kan bereikt worden door één katalysatormateriaal. Daarom wordt de SCR-katalysator getrapt uitgevoerd: • Bij lage temperaturen (T < 200 o C) zorgt platina voor het plaatsvinden van de reactie. • Bij een matige temperatuur (200 < T < 300 o C) wordt een oxide (V2 O5 , WO3 of TiO2 ) gebruikt. • Bij hogere temperaturen (T > 300 o C) valt een zeolietstructuur te verkiezen (een zeoliet is een gehydrateerd aluminiumsilicium mineraal met een open kristalstructuur). De SCR-technologie (al dan niet met gebruik van zuiver ammoniak) heeft al reeds lange tijd toepassing gevonden bij de nabehandeling van de rookgassen bij elektriciteistcentrales werkend op fossiele brandstoffen. Ook in scheepsdieselmotoren (zowel middelsnellopende als traaglopende motoren) wordt dit systeem soms aangewend om de NOx -uitstoot te beperken (alhoewel de huidige richtlijn nog zonder nabehandeling haalbaar is). Op dit moment komt SCR sterk op bij heavy-duty voertuigen om de nieuwe modellen te laten voldoen aan de nieuwe emissierichtlijnen.

50

3.3.4

NOx -adsorber en DeNOx -katalysator

Diesel NOx -trap (DNT)/NOx -adsorber De NOx -adsorber, ook NOx -trap genoemd, wordt nu al enkele jaren bij arm mengsel DI benzinemotoren gebruikt, maar vindt nu ook meer en meer toepassing bij dieselmotoren. De conventionele driewegkatalysator bij benzinemotoren kan geen NOx -reductie doorvoeren onder arme condities (λ > 1). Deze katalysator adsorbeert en slaat NO2 op. Aangezien er bij acceleratie in combinatie met een arme verbranding veel NO gevormd wordt in de cilinder dient men het eerst te doen oxideren tot NO2 vooraleer deze kan geabsorbeerd worden door de NOx -trap. Daarvoor kan men bijvoorbeeld gebruik maken van een oxidatiekatalysator dicht tegen de motor gemonteerd, maar ook de NOx -trap voorzien van een platina coating biedt hiervoor een oplossing. Voor de eigenlijke opslag zorgen aardalkali materialen zoals BariumOxide (BaO) (meest gebruikt, zie figuur 3.18) en K2 CO3 . De adsorber heeft een beperkte adsorptiekracht en dient dus geregeld geregenereerd te worden. Dit wordt gerealiseerd door de motor naast perioden van arme verbranding kortstondig stoichiometrisch tot rijk te laten draaien. De duur van een cyclus hangt af van de emissies van de motor en van de opslagcapaciteit. In de praktijk wordt momenteel gestreefd naar een opslagperiode van 60 tot 120 seconden. Om te detecteren wanneer de opslagcapaciteit bereikt is, wordt een NOx -sensor gebruikt. Deze meet de hoeveelheid NOx na de katalysator. Wanneer de NOx -concentratie te groot wordt, geeft de sensor een signaal. Bij een rijke brandstofpuls (λ ≤ 1) komt de opgeslagen NO2 vrij als NO waarbij de vrijgelaten NO snel gereduceerd wordt tot N2 . We bekomen dus volgende reacties: Zuurstofrijke werking: −→

2NO + O2 4NO2 + 2BaO + O2

2NO2

−→

2Ba(NO3 )2

oxidatie

(3.12)

opslag

(3.13)

vrijlating

(3.14)

reductie

(3.15)

Stoichiometrische of zuurstofarme werking: 2Ba(NO3 )2

−→

NO + HC/CO

2BaO + 4NO + 3O2

−→

CO2 + H2 O + N2

DeNOx -katalysator/Lean-NOx katalysator Deze katalysator maakt gebruik van een zeolietische coating die een reducerende microomgeving creëert zodat het op een continue wijze NO omzet in N2 en O2 . De reducerende

51

Figuur 3.18: Schematische werking van een NOx -adsorber

stof is hierbij de koolwaterstoffen die in de uitlaatgassen voorkomen waardoor bijgevolg de globale reductiereactie er als volgt uitziet:

HC + NOx + O2

−→

CO2 + H2 O + N2

(3.16)

Verschillende katalysatormaterialen zoals edele metalen (platina) en basische metalen (koper) kunnen aangewend worden om deze reactievergelijking 3.16 te stimuleren. Bij dieselmotor zijn er echter in de uitlaatgassen onvoldoende koolwaterstoffen aanwezig om de reactievergelijking 3.16 voldoende te laten doorgaan, wat bijvoorbeeld kan verholpen worden door extra brandstof in te spuiten. Het grootste nadeel van de DeNOx -katalysator is dat er hiermee vandaag de dag slechts omzettingsgraden bereikt kunnen worden rond de 30%. Ten gevolge van de lage omzettingsgraden van deze katalysator wordt ze dikwijls in combinatie met EGR gebruikt. Een voorbeeld hiervan zie je in figuur 3.19.

3.3.5

Plasma behandeling van uitlaatgassen

Een plasma bestaat uit een geladen mengsel van atomen, vrije radicalen, elektronen en ionen waarbij de aanwezigheid van de vrije radicalen ervoor zorgen dat plasma een zeer reactief medium vormt. Plasma wordt vaak geproduceerd door ionisatie van een gas tussen twee elektrodes dat met behulp van een sterk elektrisch veld opgewekt wordt. In eerste instantie genereert dit veld elektronen om ze daarna te doen versnellen. Deze elektronen impacteren met neutrale moleculen in de uitlaatgassen om deze te doen ioniseren en dus uiteindelijk vrije radicalen te creëren (plasma). Het onderwerpen van een gas aan een sterk elektrisch veld kan aanleiding geven tot twee ’vormen’ van plasma, namelijk thermisch en koud (niet-thermisch) plasma. In thermisch plasma heerst er een thermisch evenwicht tussen alle deeltjes waarbij hoge temperaturen bekomen worden aangezien het inputvermogen nagenoeg volledig omgezet wordt in warmte. Bij koud plasma wordt het gas bij lage 52

Figuur 3.19: Werkingschema van een DeNOx -katalysator in combinatie met EGR

temperaturen gehouden meestal door een uitbating bij lage drukken. Deze lage drukken resulteren in een daling van de botsingsfrequentie waardoor de energieherverdeling van de deeltjes minder efficiënt is. Het is vooral niet-thermisch plasma dat gebruikt wordt als nabehandelingstechniek aangezien deze veel lagere elektrische velden en vermogensinput vereist om de ionisatie van het gas tot stand te brengen. De chemische reductie van NOx door de generatie van stikstofatomen in een plasma ontlading in dieseluitlaatgassen is echter energetisch gezien niet gunstig aangezien hiervoor een groot gedeelte van het motorvermogen dient gereserveerd te worden. Vandaar dat men deze techniek combineert met katalysatormaterialen om zogenaamde plasma-assisted catalytic (PAC) reductiesystemen te bekomen. Deze systemen bieden de mogelijkheid om zowel NOx -emissies als de partikeluitstoot te doen reduceren. In een twee trappensysteem worden eerst de koolwaterstoffen omgevormd tot zogenaamde plasma geactiveerde koolwaterstoffen (door zuurstof- en OH-radicalen) waarbij deze dan op hun beurt de oxidatie van NO in NO2 promoten. In een tweede fase wordt de gevormde NO2 omgezet in het onschadelijke N2 met behulp van de plasma geactiveerde koolwaterstoffen (PAC’s) als reducerende stof en een katalysator. De reactievergelijkingen zien er dan als volgt uit:

53

NO2 + PAC0 s

(3.17)

N2 + H2 O + CO2 + H2 O

(3.18)

plasma + NO + HC + O2 katalysator + NO2 + P AC 0 s

−→

−→

De omzettingsgraad van bovenstaande vergelijkingen is afhankelijk van het niveau van de koolwaterstoffen aanwezig in de uitlaatgassen, de keuze van het katalysatormateriaal (meestal edele metalen zoals platina) en het beschikbaar vermogen om het plasma op te wekken. Alhoewel deze nabehandelingstechniek zich nog in een onderzoeksfase bevindt, zijn de eerste bevindingen zeer positief: reductie van NOx uitstoot met meer dan 90% (ongeveer vergelijkbaar met SCR) en een vermindering van partikelemissies met meer dan 70 % [20].

54

Hoofdstuk 4 Emissienormen 4.1

Uitlaatgas emissienormen

Emissienormen leggen een maximumgrens vast voor de hoeveelheid milieuverontreinigende stoffen die in de uitlaatgassen van motoren toegestaan zijn. De eerste emissienormen werden ingevoerd in 1959 in California, VS, om de uitstoot van CO en HC van benzinemotoren te controleren. Tot op vandaag de dag worden wereldwijd inwendige verbrandingsmotoren gereglementeerd. De gereglementeerde dieselemissies bevatten volgende componenten: • Partikels of stofdeeltjes (PM), gemeten via gravimetrische methodes. In sommige gevallen is rookopaciteitsmeting door middel van optische methodes toegestaan. • Stikstofoxides (NOx ), samengesteld uit stikstofmonoxide (NO) en stikstofdioxide (NO2 ). Andere oxides van stikstof die aanwezig zijn in de uitlaatgassen, zoals distikstofoxide (N2 O), zijn niet opgenomen in de normen. • Koolwaterstoffen (HC), ofwel in de vorm van totale koolwaterstoffen (THC), ofwel als niet-methaan koolwaterstoffen (NMHC). In sommige gevallen wordt in plaats van twee limieten, één gecombineerde limiet voor HC + NOx gebruikt. • Koolstofmonoxide (CO). Emissies van een motor worden gemeten met behulp van testcycli. Deze testcycli zijn dan ook een belangrijk onderdeel van de emissienormen. Hiermee kan men verifiëren of wel degelijk voldaan is aan de opgelegde normen, zorgt men ervoor dat de metingen reproduceerbaar zijn en simuleert men reële werkingscondities van de motor. De emissies worden uitgedrukt in gram vervuilende stof per eenheid van mechanisch vermogen geleverd door de motor (g/kWh). Afhankelijk van de variatie in toerental en in belasting, spreekt 55

men over steady-state analyse of transiënte analyse. Bij de steady-state cyclus blijven het toerental en belasting constant binnen een modus. Als dit voor iedere modus is opgemeten, wordt de globale uitstoot berekend aan de hand van een gewogen gemiddelde van de testmodi. Bij een transiënte analyse treden acceleraties, deceleraties, veranderingen in belasting en in snelheid op in de testcyclus. Vervolgens worden monsters genomen van de uitlaatgassen in plastic zakken. Ook kunnen de uitlaatgassen direct opgemeten worden via meetapparatuur met een zeer snelle respons (continue meting). Het is belangrijk op te merken dat indien men motoren wil vergelijken, enkel metingen van eenzelfde cyclus met elkaar kunnen worden vergeleken. Het is de taak van de fabrikant om te voldoen aan de normen, opgelegd door de milieubeschermende instanties. Alvorens op de markt te kunnen worden gebracht, moeten de motorgroepen of -families gecertificeerd worden.

4.2

Motorgroepen en -families

Als een motorfabrikant verschillende motoren produceert van variërende grootte en toepassing, mogen deze worden opgedeeld in families en groepen. Motoren die in grote hoeveelheden worden geproduceerd, kunnen worden onderverdeeld in motorfamilies. De motoren die in kleine hoeveelheden worden geproduceerd, worden onderverdeeld in motorgroepen. Bij definities zijn families een verzameling van motoren met dezelfde ontwerpparameters en wordt er verwacht dat deze gelijkaardige uitlaatemissies karakteristieken zullen hebben. Wanneer een motorfamilie getest wordt, zal de motor worden geselecteerd waarvan men de slechtste emissies verwacht. Dit vermindert het aantal testen van individuele motoren nodig om een certificaat te bekomen. Bij definitie is een motorgroep een verzameling van motoren die nood hebben aan een verschillende afstelling en wijzigingen om te zorgen dat aan de emissienormen wordt voldaan in bedrijf. Voor verdere details over het familie- en groepsconcept verwijzen we naar de Europese richtlijnen.

4.3

ISO 8178

De ISO 8178 norm is een internationale norm die tot stand is gekomen voor non-road toepassingen. De norm wordt gebruikt voor het certificiëren van motoren in vele landen (waaronder VS, EU en Japan). Afhankelijk van de wetgeving, wordt de testcyclus gedefinieerd zoals die voorgeschreven zijn in de ISO 8178 norm. In sommige gevallen wordt in de wetgeving een testcyclus gespecificeerd die equivalent is met de ISO 8178 norm, zoals bijvoorbeeld in de EPA (Environmental Protection Agency) wetgeving in de VS. De ISO 8178 is een verzameling van vele steady-state testcycli ontworpen voor verschillende klassen van motoren en installaties. Elke testcyclus stelt een reeks van verschil56

lende steady-state modi voor met verschillende gewichtsfactoren. De specifieke modi en gewichtsfactoren voor B-type (11 modi) testcycli zijn hieronder weergegeven in (figuur 4.1). De norm bevat ook A-types cycli met 13 modi.

Figuur 4.1: Gewichtsfactoren van B-type ISO 8178 testcycli. Opmerkingen: 1) Het motorkoppel wordt uitgedrukt in het percentage van het maximaal koppel bij een gegeven toerental. 2) De zogenaamde ’rated speed’ komt overeen met het nominaal toerental. 3) De zogenaamde ’intermediate speed’ correspondeert met het maximaal motorkoppel.

57

4.4

De Europese normen

De eerste Europese wetgeving omtrent emissies van non-road (of off-road ) installaties werd afgekondigd op 16 december 1997 (Richtlijn 97/68/EC). Deze wetgeving werd ingevoerd in twee stappen: Stage I werd in praktijk gebracht in 1999 en Stage II tussen 2001 en 2004, afhankelijk van het vermogen van de motor. De installaties opgenomen in de norm waren onder andere industriële boorplatformen, compressoren, bulldozers, non-road trucks, graafmachines, vorkheftrucks, sneeuwruimers, mobiele kranen, enz. Land- en bosbouwtractoren hadden dezelfde emissienormen, maar verschillende invoeringsdata (Richtlijn 2000/25/EC). Motoren gebruikt in schepen, locomotieven, vliegtuigen en stationaire generatoren waren niet opgenomen in de Stage I/II normen. Op 2 december 2002, aanvaardde het Europees Parlement Richtlijn 2002/88/EC en wijzigde zo de non-road Richtlijn 97/68/EC door toevoegen van normen voor kleine motoren met een vermogen kleiner dan 19kW. De Richtlijn Stage II werd eveneens uitgebreid om dusdanig ook motoren met contante snelheid te omvatten in de norm. Emissienormen Stage III/IV voor non-road motoren werden in het Europees Parlement goedgekeurd op 21 april 2004 (Richtlijn 2004/26/EC) en voor landen bosbouw tractoren op 21 februari 2005 (Richtlijn 2005/13/EC). Stage III wordt van kracht tussen 2006 en 2013, Stage IV vanaf 2014. Deze richtlijn bevat nu wel normen voor locomotieven en motoren van schepen voor binnenvaarttoepassingen. De Stage III/IV wetgeving is enkel geldig voor nieuwe voertuigen en installaties. Vervangingsmotoren voor machines die reeds in gebruik zijn (behalve voor locomotieven en binnenvaart schepen) moeten enkel voldoen aan de limieten die van kracht waren toen de originele motor geplaatst werd. EU non-road emissienormen specifiëren meestal twee implementatie data: • Een type goedkeuringsdatum, waarna alle nieuw goedgekeurde types aan de normen moeten voldoen • Een marktplaatsingsdatum (of eerste registratiedatum), waarna alle nieuwe motoren die op de markt gebracht worden aan de normen moeten voldoen. De data in de volgende tabellen zijn marktplaatsingsdata. In de meeste gevallen, treden de type goedkeuringsdata één jaar vroeger in werking. Er wordt meestal ook een uitverkoopsperiode van twee jaar voorzien. Regulerende overheidsinstanties in de EU, VS en Japan werden onder druk gezet door de fabrikanten om wereldwijd emissienormen te harmoniseren, om de ontwikkeling van 58

motoren en het certificeren ervan efficiënter te maken voor de verschillende markten. Stage I/II limieten werden gedeeltelijk met de wetgeving van de VS geharmoniseerd en Stage III/IV limieten met de US Tier 3/4 normen.

4.4.1

Stage I/II normen

Stage I en II emissies mogen de waarden in de figuur 4.2 niet overschrijden. De Stage I emissies zijn waarden zonder enige nabehandeling van de rookgassen.

Figuur 4.2: EU Stage I/II emissienormen voor non-road dieselmotoren

De emissies worden gemeten op de C1 testcyclus volgens ISO 8178 en uitgedrukt in g/kWh. De brandstof die gebruikt wordt in Stage I/II tijdens het testen mag slechts 0,1 tot 0,2 gewichtsprocent zwavel bevatten.

4.4.2

Stage III/IV normen

Stage III normen, die verder ingedeeld worden in Stage IIIA en Stage IIIB, en Stage IV normen voor non-road dieselmotoren zijn weergegeven in de figuren 4.3, 4.4, 4.5. Deze limieten zijn geldig voor alle dieselmotoren met het aangeduide vermogen voor alle toepassingen behalve aandrijving van locomotieven en binnenvaartschepen.

Stage IIIB introduceert een PM limiet van 0,025 g/kWh. Dit is een reductie van 90% ten opzichte van Stage II. Om aan deze grenzen te kunnen voldoen moeten de motoren zeker uitgerust worden met partikelfilters. Stage IV reglementeert de NOx uitstoot streng, namelijk 0,4 g/kWh, waardoor het gebruik van NOx -nabehandeling nodig zal zijn. Om de emissies in reële omstandigheden te kunnen voorstellen, werd een nieuwe transiënte test procedure, de NRTC (de non-road transient cycle) ontwikkeld in samenwerking met 59

Figuur 4.3: Stage IIIA emissienormen voor non-road dieselmotoren

Figuur 4.4: Stage IIIB emissienormen voor non-road dieselmotoren

Figuur 4.5: Stage IV emissienormen voor non-road dieselmotoren

60

het Amerikaanse EPA. De NRTC wordt twee keer doorlopen: één keer met een koude start en één keer met een warme start. Als eindresultaat wordt een gewogen gemiddelde van beide genomen, waarbij 10% voor de koude start en 90% voor de warme start wordt gerekend. Deze nieuwe testen zullen samen met de vroegere steady-state testen (ISO 8178 C1, NRSC: non-road steady cycle) uitgevoerd worden. • De NRTC zal gebruikt worden voor het meten van partikels voor Stage IIIB en IV van alle motoren, behalve deze met constante snelheid. Naargelang de keuze van de fabrikant, mag NRTC ook gebruikt worden voor Stage IIIA en voor gasvormige verontreiniging in Stage IIIB en IV. • De NRSC zal gebruikt worden voor Stage I, II en IIIA voor motoren met constante snelheid, evenals voor gasvormige verontreiniging in Stage IIIB en IV.

Schepen voor binnenvaart In tegenstelling tot de Stage I/II normen, omvatten de Stage IIIA normen eveneens motoren die gebruikt worden in schepen voor de binnenvaart (zie figuur 4.6). De motoren worden ingedeeld in categorieën volgens het slagvolume per cilinder en het netto vermogen. De categorieën en de normen zijn in overeenstemming met de Amerikaanse normen voor motoren in scheepvaarttoepassingen.

Figuur 4.6: Stage IIIA emissienormen voor binnenvaart schepen

Spoorwegtractie motoren Wat betreft de spoorwegtractie, werden Stage IIIA en IIIB normen aangepast voor motoren met een vermogen boven 130kW voor het aandrijven van locomotieven (R, RL, RH) en motorwagens (RC) ( zie figuren 4.7 en 4.8). 61

Figuur 4.7: Stage IIIA emissienormen voor locomotieven *) HC = 0.4 g/kWh en NOx = 7.4 g/kWh voor motoren met P ≥ 2000 kW en D ≥ 5 liter/cilinder

Figuur 4.8: Stage IIIB emissienormen voor locomotieven

Stage III/IV normen zullen een technische revisie ondergaan eind 2007, welke de technische haalbaarheid van de normen zal bepalen. Men zal dan gepaste aanbevelingen voorstellen die de limieten verruimen of vernauwen.

4.5 4.5.1

De internationale normen IMO

De IMO of International Maritime Organization is een instantie van de Verenigde Naties die werd opgericht om de veiligheid in de scheepvaart te bevorderen. In ”the Internal convention on the prevention of Pollution from ships”, gekend als de MARPOL 73/78, zijn alle verontreinigingsregels opgenomen. MARPOL Annex VI die verbeterd werd in 1997, omvat ”Regulations for the Prevention of Air Pollution from ships”, waarin de limieten voor NOx en zwaveloxide emissies in de uitlaatgassen van schepen zijn opgenomen en verbiedt eveneens de doelbewuste uitstoot van ozonverminderende substanties. Annex VI werd van kracht op 19 mei 2005 en is van toepassing (met terugwerkende kracht) op nieuwe motoren met een vermogen groter dan 130kW in schepen, geplaatst vanaf 1 januari 2000 en op motoren die na deze datum grondige wijzigingen ondergaan hebben. De wetgeving is ook van toepassing op vaste en drijvende zeilwerken en op boorplatformen (behalve uitstoot t.g.v. de exploitatie en/of bewerking van zeebodem mineralen). Annex VI omvat geen regulering omtrent de emissies van broeikasgassen. In november 2003 werd voorstel A.963(23) aangepast in verband met het IMO beleid rond de reductie van uitstoot van broeikasgassen. 62

Annex VI emissienormen De Annex VI emissienormen limiteren de uitstoot van NOx door dieselmotoren van 9,8 tot 17 g/kWh, afhankelijk van de maximum snelheid van de motor (zie figuur 4.9). Verdere technische bijzonderheden met betrekking tot NOx uitstoot, zoals controle methodes, zijn opgenomen in de verplichte ”NOx Technische code”, dewelke aanvaard werd onder de naam van ”Resolutie 2”.

Figuur 4.9: MARPOL Annex VI NOx Emissiegrenzen

Annex VI reglementering legt tevens een bovengrens van 4,5 massaprocent zwavel op voor stookolie. Er bestaan speciale bepalingen voor brandstofkwaliteit in ”SOx emissie gecontroleerde zones”, waar de stookolie gebruikt op schepen niet meer dan 1,5 massaprocent zwavel mag bedragen. In het geval het gehalte meer dan 1,5 massaprocent bedraagt, moeten de schepen voorzien zijn van een uitlaatgaszuiveringssysteem of eventueel een andere methode om de SOx uitstoot te limiteren tot maximum 6 g/kWh. De Baltische zee is bijvoorbeeld volgens het 1997 Protocol een SOx emissie gecontroleerde zone. In 2000 werd een voorstel ingediend om ook de Noordzee hierin op te nemen. De uitstoot van de motor wordt getest door middel van verschillende ISO 8178 cycli (zoals E2, E3 voor propulsie motoren, D2 voor hulpmotoren met constant toerental en C1 voor hulpmotoren met variabele snelheid en belasting). De testen worden uitgevoerd met destilaat dieselbrandstof, hoewel voornamelijk residuële brandstoffen gebruikt worden in werkelijke condities. Annex VI verbiedt tevens de doelbewuste uitstoot van stoffen die de ozonlaag aantasten, zoals halogenen en chloor-fluor-koolwaterstoffen (CFK’s). Deze installaties zijn verboden op schepen, maar nieuwe installaties met waterstof-chloor-fluor-koolwaterstoffen (HCFK’s) zijn toegelaten tot 1 januari 2020. Bovendien verbiedt Annex VI het verbranden van verontreinigd verpakkingsmateriaal en polychloorbifenylen (PCB’s). Het naleven van de voorwaarden van Annex VI wordt via regelmatige inspecties en metingen gecontroleerd. Indien aan de voorschriften is voldaan krijgen de schepen een Internationaal ” Luchtvervuilings Preventie Certificaat”, dat dan tot vijf jaar geldig is. Volgens de ”NOx Technische code” zijn de eigenaars van de schepen (en niet de constructeur van de motor) verantwoordelijk voor het naleven van de voorschriften.

63

4.5.2

Stationaire motoren - Gothenburg Protocol

Achtergrond Het Protocol ter verminderen van de verzuring, eutrofiëring (het te rijk aan voedsel ” worden voor waterplanten) en ozon op grondniveau” werd getekend in 1999 in Gothenburg, Zweden, en werd van kracht op 17 mei 2005. Het was een uitbreiding van de Genève conventie van de VN in 1979 van grensoverschrijdende luchtvervuiling. De voornaamste bepalingen van het Protocol zijn de volgende: • De bovengrens voor uitstoot van vier milieuverontreinigende stoffen werd aangepast tot 2010, namelijk zwavel, NOx , vluchtige organische componenten (VOC’s) en ammoniak. Verschillende bovengrenzen (in ton/jaar) werden aangepast voor verschillende landen, afhankelijk van de gevolgen voor milieu en gezondheid enerzijds en emissiereductiekosten anderzijds. Als het Protocol volledig is doorgevoerd zou de uitstoot in Europa in vergelijking met 1990 teruggedrongen moeten zijn tot 63% voor zwavel, tot 41% voor NOx , tot 40% voor VOC en tot 17% voor ammoniak. • De grenswaarden voor specifieke bronnen van emissies zoals verbrandingsfabrieken, elektrische centrales, cementfabrieken of droogkuis werden opgesteld. Naast deze specifieke bronnen van emissies, werden ook grenzen voor NOx uitstoot van stationaire motoren opgesteld. • Het maximum zwavelgehalte werd gespecificeerd voor stookoliebrandstoffen op 0,2% in juli 2000 en op 0,1% vanaf januari 2008. Het Protocol werd getekend door een aantal Europese landen, Canada en de VS. In de meeste gevallen hebben Canada en de VS verschillende emissiereductievoorschriften. Emissienormen NOx emissiegrenzen voor stationaire motoren voorgeschreven door de Gothenburg Protocol zijn voorgesteld in onderstaande figuur (voor alle landen toepasbaar behalve Canada en de VS). NOx wordt gespecificeerd als NO2 equivalent. Concentraties worden uitgedrukt bij standaard temperatuur- en drukcondities (273,15 K en 101,3 kPa) en bij een referentie zuurstofgehalte van 5%. De grenzen zijn niet geldig voor motoren die minder dan 500 uur per jaar draaien. Het starten, stoppen en het onderhoud van het materiaal zijn hierin niet inbegrepen. Het halen van de grenzen door het verlagen van de uitlaatconcentratie door verdunning is niet toegestaan. Het Protocol schrijft ook vereisten voor controle en verslaggeving voor. 64

Figuur 4.10: NOx Emissienormen voor nieuwe stationaire motoren

4.5.3

Kyoto-protocol

Ter volledigheid halen we het verdrag van Kyoto nog kort aan dat in 1997 opgesteld is ter vermindering van de globale uitstoot van broeikasgassen. Met het verdrag zijn industrielanden overeengekomen om de uitstoot van broeikasgassen - o.a. koolstofdioxide (CO2 ), methaan (CH4 ), lachgas (N2 O) en een aantal fluorverbindingen - in 2008-2012 met gemiddeld 5% te verminderen ten opzichte van het niveau in 1990. De reductiepercentages verschillen van land tot land, naarmate economische kracht - economisch zwakkere landen krijgen lagere reductiepercentages - en huidige uitstoot (en ook wat bereidwilligheid). De VS moet 7% inboeten, Japan 6% en de Europese Unie 8%. De EU heeft vervolgens de emissiereducties per lidstaat bepaald, in overleg met die lidstaten. De percentages lopen ver uiteen: Luxemburg moet zijn uitstoot met 28% verminderen terwijl Portugal zijn uitstoot met 27% mag laten stijgen. Nederland moet 6% minder uitstoten, België 7,5%. In het Kyoto-protocol werd vastgelegd dat de deelnemende landen ook een deel van hun reductie mogen omzetten in maatregelen in het buitenland, aangezien sommige milieugunstige maatregelen daar goedkoper te realiseren zijn dan in eigen land. Ook kunnen landen emissierechten (uitstootrechten) van andere landen kopen, om zo reductietekorten (en dus een overtreding van het verdrag) te vermijden. De bossen in eigen land kan men ook laten meetellen als reductie. Er was vooropgesteld dat het verdrag pas in werking treedt als de parlementen van 55 landen, die samen 55 procent van de uitstoot van broeikasgassen veroorzaken, het hebben bekrachtigd. De Europese Unie, toen bestaande uit 15 landen, heeft het Verdrag begin 2002 bekrachtigd. Daarmee waren nog 40 handtekeningen nodig. De VS echter hebben het overeengekomen verdrag niet ondertekend uit vrees voor de schade die het aan de Amerikaanse economie zou toebrengen. We dienen echter wel op te merken dat verschillende Amerikaanse staten (zoals Californië) toch nog afzonderlijk iets trachten te doen om de uitstoot te verminderen. Rusland heeft lang getwijfeld over de ratificatie van het 65

verdrag, maar heeft uiteindelijk toch ingestemd. Omdat hiermee een meerderheid van de landen het verdrag had geratificeerd is het, 7 jaar na de overeenkomst in Kyoto, wereldwijd in werking getreden.

4.6

Andere belangrijke normen voor ABC

Omdat we niet alle normen kunnen behandelen, beogen we in dit hoofdstuk enkel de normen te beschrijven die voor ABC van groter belang zijn. Zo is er in de Verenigde Staten de EPA. Deze normen komen in grote mate overeen met de Europese normen. Binnen de EPA is er ook nog het Bleu Sky project. Dit zijn zeer strenge normen voor NOx en partikeluitstoot, maar de deelname hieraan is volkomen vrijwillig. Voor verder details hierover verwijzen we naar het EPA zelf of andere bronnen [21]. Verder zijn er nog verschillende internationale en Europese organisaties die de overheden informeren rond technologische ontwikkelingen en haalbaarheden van milieumaatregels, evenals kost-efficiëntie van bepaalde strategiën en producten. Voorbeelden hiervan zijn Euromot (European Association of Internal Combustion Engine Manufacturers), UIC (Union Internationale Chemins de fer ) en CER (Community of European Railways). Deze organisaties geven advies en doen aanbevelingen om een zo redelijk mogelijke compromis te bekomen tussen overheden en constructeurs. Een laatste belangrijke aanpassing aan de Europese norm is de invoering van de DF (deterioration factor ). Aangezien motoren hun gehele levensduur aan de emissienormen moeten voldoen, voert men een factor in die rekening houdt met slijtage/verslechtering van de motor. Deze DF is een factor die een beeld moet geven van de emissies van de motor op het einde van zijn levensduur. Voor motoren van Stage IIIA, Stage IIIB en Stage IV, voor binnenvaart en voor locomotieven komt dit neer op een nuttige levensduur of EDP (emission durability period of emissie duurzaamheid periode) van 10000 uren en algemeen voor dieselmotoren met een vermogen van meer dan 37kW van 8000 uren. We zullen hier verder nog enkele normen verduidelijken die van groter belang zijn binnen ABC zoals de Vlarem en de CCR normen.

4.6.1

Stationaire motoren - Vlarem

Vlarem staat voor het Vlaams reglement betreffende de milieuvergunning [22]. In het besluit van de Vlaamse regering van 1 juni 1995 houdende algemene en sectorale bepalingen inzake milieuhygiëne worden voor vast opgestelde motoren met inwendige verbranding, al dan niet voor elektriciteitsproductie, algemene emissiegrenswaarden beschreven. Hiertoe behoren dieselmotoren, gasmotoren, gas- en stoomturbine-installaties. Er wordt 66

hierbij ook een onderscheid gemaakt voor motoren met 360 of meer bedrijfsuren per jaar en motoren met minder dan 360 bedrijfsuren per jaar. Voor dieselmotoren worden de emissiegrenswaarden bepaald in massa per volume in de droge rookgassen uitgedrukt in mg/N m3 uitgaande van een zuurstofgehalte in de rookgassen van 5 volumepercent. Limietwaarden voor stationaire dieselmotoren met 360 of meer bedrijfsuren per jaar worden weergegeven in figuur 4.11

Figuur 4.11: Vlarem emissiegrenswaarden voor stationaire dieselmotoren met 360 of meer bedrijfsuren per jaar

De concentraties in de rookgassen van stof, SOx , NOx , CO en O2 moeten continu worden gemeten met meetapparatuur goedgekeurd door een erkend milieudeskundige. Voor SO2 zijn continue metingen niet vereist indien zwavelarme brandstoffen verbrand worden of wanneer het SO2 -gehalte kan berekend worden op basis van zwavelgehalte van de brandstof. Voor stof is dit eveneens niet vereist indien men voornamelijk gasvormige brandstoffen gebruikt. De continue metingen kunnen vervangen worden door discontinue metingen en/of berekeningen (minimum jaarlijks) volgende een code van goede praktijk. Voor stationaire dieselmotoren met minder dan 360 bedrijfsuren per jaar worden de limietwaarden weergegeven in figuur 4.12

Figuur 4.12: Vlarem emissiegrenswaarden voor stationaire dieselmotoren met minder dan 360 bedrijfsuren per jaar

4.6.2

Schepen voor binnenvaart - CCR

De Centrale Commissie voor de Rijnvaart (CCR) legt emissienormen op aan een kleine groep landen (de Rijnoeverstaten en België) die allen een groot belang hebben bij de bin67

nenvaart [23]. Deze gelden voor motoren die ge¨ınstalleerd zijn aan boord van vaartuigen of die ingebouwd zijn in zich aan boord bevindende werktuigen. Van koolstofmonoxide, koolwaterstoffen, stikstofoxide en deeltjes mogen met betrekking tot het nominaal vermogen Pn en het nominaal toerental n, de waarden in figuur 4.13 niet overschreden worden (fase 1). Deze waarden werden gekozen op basis van de Europese Richtlijn 97/68/EG Stage I en de IMO-code.

Figuur 4.13: Grenswaarden door de CCR vastgesteld voor fase 1 (vanaf 1 januari 2002)

Voor fase 2 werden de waarden vastgelegd op basis van de Europese Richtlijn 97/68/EG Stage II. Deze waarden worden weergegeven in figuur 4.14.

Figuur 4.14: Grenswaarden door de CCR vastgesteld voor fase 2 (vanaf 1 januari 2008)

68

Hoofdstuk 5 Meetinstrumenten voor emissies 5.1

Meetmethodes

Emissie analyse instrumenten kunnen in twee categorieën worden opgedeeld: extractieve en niet-extractieve meetinstrumenten. Bij extractieve systemen is er nood aan bijkomende installaties om het monster van de uitlaatgassen te verwerken. De kost van dergelijke installaties kan significant zijn, maar ze hebben wel het voordeel dat ze eenvoudig te bedienen, te kalibreren en te onderhouden zijn en dat ze in een afgezonderde ruimte kunnen worden geplaatst met een gecontroleerde atmosfeer. Verder kan het extractieve systeem gebruikt worden om uitlaatgassen van meerdere motoren te controleren. Niet-extractieve systemen meten de emissies zonder uitlaatgassen uit het opneemsysteem te onttrekken, zoals de naam zelf aangeeft. Deze systemen gebruiken voornamelijk infrarode en ultraviolette technieken. Het voordeel van deze technieken is dat ze in vele gevallen draagbaar zijn en een snelle respons hebben, maar ze zijn moeilijker te kalibreren. Vooraleer emissies kunnen opgemeten worden, moeten de uitlaatgassen bemonsterd worden. In de meeste gevallen gebeurt de monstername uit verdunde uitlaatgassen. Verdunning van uitlaatgassen kan gebeuren in een volledige stroming dilutietunnel, zoals het CVS (Constant Volume Sample) systeem dat veel gebruikt wordt voor gereglementeerde testen, of in een partiële stroming dilutietunnel. De verdunning is zeer belangrijk om een representatieve meting te bekomen. Verliezen of veranderingen van eigenschappen van het monster kan tot significante fouten leiden.

5.1.1

Chemieluminescentie

Chemieluminescentie detector (CLD) of HCLD (Heated Chemiluminescence Detector ) wordt als de (aanvaarde) standaard beschouwd voor het opmeten van NOx . De tech69

nische code, die de reglementaire methode voor het opmeten voorschrijft, staat immers alleen het gebruik toe van CLD of HCLD voor het opmeten van NOx -emissies. Het te analyseren gas wordt in een reactiekamer met ozon geleid. Dit ozon wordt geproduceerd door een hoogspanningsontlading in zuurstof. Voor het meten van NOx wordt de lichtenergie gefilterd om interferentie door andere gassen te elimineren, zoals CO en SO2 en ethylkoolwaterstoffen, en wordt dan versterkt door een fotovermenigvuldiger om een signaal evenredig met de NO concentratie te leveren. Om de totale concentraties NOx te meten, wordt het gas door een roestvrije of molybdeen oven op hoge temperatuur geleid, waar NO2 wordt ontbonden in NO en O2 . De NO2 concentratie is het verschil tussen NOx en NO resultaten. De CLD heeft een continue voorraad van zuivere droge lucht nodig, anders zal het meetinstrument beschadigd worden. Indien in de toekomst alternatieve methodes ontwikkeld worden om NOx op te meten, moet eerst de technische code aangepast worden om officiële metingen met die methodes mogelijk te maken.

5.1.2

Infrarood meetinstrumenten

Infrarood meetinstrumenten zijn niet-extractieve toestellen. Moleculen bestaande uit twee verschillende atomen (CO, NO, CO2 , NO2 ,...) absorberen, in tegenstelling tot gassen met twee identieke atomen (H2 , O2 , N2 ,...), infrarode straling door de ontvangen lichtenergie om te zetten in vibraties en rotaties van de moleculen. Dit kan dan gedetecteerd worden in de vorm van warmte. Het spectrum dat gebruikt wordt ligt tussen 0,75 en 30 µm. Voor verbrandingsgassen worden instrumenten gebruikt zonder spectrale verstrooiing, die men NDIR (Non-dispersive infrared ) noemt. In plaats van gebruik te maken van een monochromator (prisma of raster) om het licht af te zonderen, maakt men gebruik van de totale absorptie over een gegeven golflengte. NDIR wordt gebruikt voor het meten van CO, NO, CO2 , NO2 , SO2 en KWS, maar in motortoepassingen vooral voor CO en CO2 . De nauwkeurigheid van de metingen is sterk afhankelijk van de kalibratie en de methode is zeer gevoelig voor drukverschillen. Om simultaan en selectief een mengsel van componenten te analyseren kan men gebruik maken van FTIR (Fourier Transform Infrared ) methodes. Deze methode geeft goede resultaten voor het meten van CO, NO, CO2 en NO2 , maar is niet geschikt voor lange ketens KWS.

5.1.3

Ultraviolet meetinstrumenten

UV meetinstrumenten worden vooral gebruikt voor het meten van SO2 en komen voor in extractieve en niet-extractieve vorm. Deze toestellen zijn niet geschikt voor het opmeten van NOx .

70

5.1.4

Ionisatie methodes

Als koolstofcomponenten in een niet-ge¨ıoniseerde waterstofvlam ge¨ıntroduceerd worden dan zullen zich ionen vormen die kunnen gedetecteerd worden in de vorm van een elektrische stroom tussen een elektrode op 100 tot 300 V en de verbrande stof als tweede elektrode. Dit is het principe van een FID (Flame Ionisation Detector ) meetinstrumenten. Deze toestellen worden gebruikt voor het meten van KWS, koolstofcomponenten inbegrepen. Voor het analyseren van uitlaatgassen van een dieselmotor moeten de leidingen verwarmd worden om condensatie van koolwaterstoffen te vermijden. Niet-methaan koolwaterstoffen worden gemeten door chromatografische scheiding en aftrekken van methaan van de totale koolwaterstoffen.

5.1.5

Elektrochemische methodes

Coulometrische methodes gebaseerd op elektrolyse worden vooral aangeraden voor het analyseren van SO2 . Deze methode wordt ook gebruikt als de te bepalen component een verandering in elektrische weerstand veroorzaakt bij absorptie in een oplossing, voornamelijk bij zure en basische gassen. Elektrochemische cellen zijn beschikbaar voor verschillende gassen aanwezig in dieseluitlaatgassen, waaronder CO, NO en O2 . Vele draagbare toestellen maken hiervan gebruik. Deze meetinstrumenten zijn doorgaans minder nauwkeurig dan andere methodes en zijn niet toegelaten voor wettelijk voorgeschreven emissie testprocedures.

5.1.6

Partikeldeeltjes methodes

Partikeldeeltjes vormen een complexe emissie die volgens verschillende manieren gekarakteriseerd kan worden, zoals massa, aantal, grootte verdeling, oppervlak, enz. De verschillende karakteristieken kunnen bepaald worden via collectieve en in-situ metingen. Het is hier niet de bedoeling om een gedetailleerde studie weer te geven van alle mogelijk meetmethodes, maar enkel om een algemeen beeld te schetsen van de huidige technieken. Voor meer uitleg verwijzen we naar [21, 24, 25]. Collectieve methodes Hierbij worden PM-emissies bepaald door middel van een gravimetrische analyse van partikels opgevangen op een monsternamefilter. Een andere mogelijkheid is het monster te analyseren gebruik makend van thermische massa analyse (bijvoorbeeld coulometrisch analyse). Een aantal andere eigenschappen kunnen hierbij eveneens geanalyseerd worden, zoals oppervlakte of biologische activiteit. Collectieve, in het bijzonder gravimetrische,

71

analyses zijn de meest voorkomende methodes, maar ondervinden toch een aantal moeilijkheden wanneer moderne lage emissie dieselmotoren moeten getest worden. In-situ methodes Hierbij wordt de partikeluitstoot bepaald in de aërosole fase, typisch van verdunde uitlaatgasmonsters. Verscheidende toestellen werden ontwikkeld om partikelgrootte en grootte verdeling te meten, zoals MOUDI (micro-orifice uniform deposit impactor ), ELPI (electrical low pressure impactor ), SMPS (scanning mobility particle sizer ) en andere [25]. Deze instrumenten maken gebruik van de aërodynamische of elektrische mobiliteitsprincipes. Er zijn ook toestellen ontwikkeld voor het meten van andere partikeleigenschappen, zoals massa, oppervlakte of verschillende optische eigenschappen. Rookopaciteit methodes Deze instrumenten meten optische eigenschappen van dieselrook. Dit levert een indirecte manier voor het meten van diesel partikeluitstoot. Hierin zijn er twee groepen: opaciteitsmeters, welke de rook in de uitlaatgassen analyseren, en rooknummer meters, welke de roetuitstoot evalueren op een filterpapier. Correlaties zijn ontwikkeld om de massa van de partikeluitstoot te schatten aan de hand van opaciteitsmetingen. Meten van diesela¨ erosol Hierbij worden de partikels gecollecteerd op een monsternamefilter, gevolgd door een gravimetrische analyse. De partikelgrootte wordt dan bepaald aan de hand van monstername standaarden. Verschillende gespecialiseerde monstername en analyse technieken werden ontwikkeld voor de ondergrondse mijnbouw [21]. Chemische methodes De organische fractie van dieselpartikels ( Soluble Organic Fraction of SOF) worden gemeten nadat de filters gewassen zijn om de partikels te verwijderen. Het SOF bevattende concentraat kan dan verder geanalyseerd worden op polycyclische aromatische koolwaterstoffen en op de biologische activiteit. Het oplosmiddel wordt verwijderd door een destillaat op lage temperatuur met een inert gas. De SOF kan ook opgemeten worden via vacu¨ um sublimatie, een veel snellere methode, welke de organische fractie geeft door verschil in massa. Het nadeel van deze laatste methode is dat chemische en biologische analyse niet mogelijk is. Er moet ook veel zorg besteed worden aan het grondig kuisen van de sublimatie-oven. 72

5.2

Metingen volgens de ISO-norm

Officiële metingen moeten verlopen volgens ISO 8178-1 (1996). We zullen dit hier zeer beknopt beschrijven. Metingen binnen ABC gebeuren via gespecialiseerde gehomologeerde meetbedrijven zoals de frima Wissenschaftlich-Technisches Zentrum fr Motorenund Maschinenforschung gGmbh, of kortweg WTZ, gevestigd te Roβlau, Duitsland.

5.2.1

Gasanalyse

Analyse van CO en CO2 moet gebeuren met het NDIR absorptie-type. Voor O2 moet dit met paramagnetische detectie (PMD), met Zirkoniumdioxide (ZRDO) of met elektrochemische detectie (ECS). Koolwaterstoffen moeten worden geanalyseerd met HFID met verwarmde sensoren en leidingen om een temperatuur van 190 ± 10 o C te behouden. De analyse van NOx moet gebeuren met CLD of met HCLD, met een NO2 /NO omvormer als de meting gebeurt op droge gassen. CO2 , CO en O2 worden gemeten in de droge uitlaatgassen na de condensatie van het water. NOx - en HC-analyse gebeuren echter in de hete natte uitlaatgasstroom. De meetinstrumenten moeten, zo vaak als voorgeschreven volgens de norm, worden geijkt met een ijkgas, zoals stikstof en zuurstof. De meetsonde moet zich stroomafwaarts bevinden, op een afstand van 0,5 m of drie maal de diameter van de uitlaatpijp, en ver genoeg van de collector geplaatst worden zodat de metingen representatief zijn voor de emissies van alle cilinders. Anderzijds moet de uitlaatgastemperatuur nog minimaal 70 o C bedragen, zodat de meetsonde zich dicht genoeg bij de motor moet bevinden.

5.2.2

Partikelmeting

Huidige reglementeringen bepalen de monstername van uitlaatgassen en gravimetrische methodes voor het wegen van de partikeluitstoot van dieselmotoren. Dit gebeurt door het gewichtsverschil van een filterpapier voor een monster gebaseerd op het CVS-principe te wegen. Verdunning is noodzakelijk om condensatie van water te vermijden, maar condensatie van SOF op de monsternamefilter toe te laten. Eerder dan de verdunning ratio te specificeren, mag de uitlaatgastemperatuur op de monsternamefilter niet hoger zijn dan 51,7 o C. Verder wordt er vastgelegd dat de temperatuur van de lucht voor verdunning 25±5 o C bedraagt. De diameter van de primaire dilutietunnel moet klein genoeg zijn om turbulente stroming te veroorzaken en voldoende lang zijn om een volledige menging te hebben tussen uitlaatgassen en verdunningslucht. Om de massa van de partikels te meten heeft men een systeem om de partikels op te vangen, filters, een mircogram-weegschaal en een meetkamer met geconditioneerde temperatuur en vochtigheid nodig. De filters moeten minstens een diameter van 47 mm hebben 73

om een minimale vlekdiameter van 37mm te bekomen. Deze filters worden meestal vervaardigd uit glasvezel. De meest gebruikte filtermethode maakt gebruik van twee filters per meting. Eén primaire filter en één reservefilter worden op minimum 100 mm van elkaar in serie geplaatst. Deze filters mogen dan apart of samen gewogen worden. De meetkamer moet een temperatuur hebben van 22 ± 3 o C en een relatieve vochtigheid van 45 ± 8%. De kamer moet stofvrij zijn om te vermijden dat stofdeeltjes op de filters zouden terechtkomen. De weegschaal moet een nauwkeurigheid van 20 µg hebben voor filters met een diameter groter dan 70 mm en een nauwkeurigheid van 2 µg voor filters met een diameter kleiner dan 70 mm. Tijdens de metingen moeten de eigenschappen van de brandstof van de motor voldoen aan de ISO 8217 norm (1996). Zolang de regelgeving vooropstelt om de partikelemissies af te leiden uit de totale massa van de opgevangen deeltjes, moeten de metingen gebeuren volgens de hiervoor beschreven methode. Als in toekomstige regelgevingen (wat ongetwijfeld zal komen) de grootte en/of aantal partikeldeeltjes bepalend worden, zal deze methode niet meer volstaan. Deze gedachte steunt op het feit dat de kleinste deeltjes het meest schadelijk zijn, maar wel het minst wegen. Recente studies over de grootteverdeling van partikels hebben aangetoond dat verblijftijd en gastemperatuur een grote impact kunnen hebben op de nucleatie en de vorming van nanopartikels [24]. Om genormeerde metingen te bekomen, zullen de condities en dimensies van het dilutie systeem strikter gespecificeerd moeten worden. Dan is er nog de vraag of de condities in het dilutie systeem een goede nabootsing is van de dilutie van de uitlaatpijp in de atmosfeer. Dit is waarschijnlijk niet het geval dus zal men zich naar andere methodes moeten wenden.

5.3

De verschillende leveranciers en offertes

Om voor een motor een certificaat te halen moeten de emissies opgemeten en geanalyseerd worden volgens de normen van ISO-8178. De meettoestellen die binnen ABC gebruikt worden, voldoen niet aan deze normen. Hiervoor wordt dan beroep gedaan op het meetbureau WTZ. Er is interesse binnen ABC om deze metingen zelf te kunnen uitvoeren waardoor de nodige apparatuur dan wel aangekocht moet worden. Om na te gaan of dit financieel een interessante oplossing is, werd gevraagd om na te gaan hoeveel de huidige kostprijs van dergelijke meetapparatuur bedraagt. We hebben hiervoor tientallen leveranciers van emissie-meettoestellen gecontacteerd met de vraag of men toestellen levert die meetmethodes toepassen zoals voorgeschreven door de ISO 8178 norm en bovendien naar een eventuele offerte. Voor de gasanalyse diende het toestel NOx , HC, CO2 , CO en O2 te kunnen opmeten. Daarnaast heeft ABC ook nood aan een toestel dat de partikeluitstoot kon evalueren en analyseren. AVL, FEV, Horiba, Kelma en NOVA-MMB zijn de meest geschikte leveranciers rekening 74

houdend met onze vereisten. Hierbij biedt Kelma de goedkoopste oplossing, maar de koolwaterstoffen worden niet opgemeten volgens het (H)FID principe (enkel via FTIR) en waarbij ze enkel over apparatuur beschikken voor het opmeten van stof. Van FEV hebben we geen informatie over de gasanalyse apparatuur ontvangen. Figuur 5.1 geeft een overzicht met een schatting van de kostprijs.

Figuur 5.1: Overzicht leveranciers van gasanalyse- en partikelmeting-toestellen (prijzen van eind 2005)

Deze toestellen zijn relatief duur, vragen ook veel onderhoud en moeten op regelmatige tijdstippen geijkt worden. Het lijkt dan ook niet onmiddellijk aangewezen om hierin te investeren, tenzij binnen ABC het aantal testen per jaar aanzienlijk zou toenemen. Indien men toch zou willen investeren is NOVA-MMB de meest interessante keuze.

5.4

Gebruikte meettoestellen en meetprotocol

Om emissies te meten volgens ISO 8178-1 (1996) van hun dieselmotoren doet ABC beroep op WTZ. Het testlaboratorium van WTZ werd ook aanvaard door het Ministerie van Verkeer en Infrastructuur op basis van de accreditatie van WTZ bij de DAP, Deutsches Akkreditierungssystem Prufwesen Gmbh, waardoor WTZ ook door BELTEST wordt erkend voor de meetprocedures. De gasvormige emissies werden bepaald in een partiële uitlaatgasstroming, welke opgenomen werd door een sonde voor monstername met meerdere gaten geplaatst in de uitlaatpijp na de turbo. De analyse-apparatuur was verbonden met de sonde via een verwarmde filter en een verwarmde gasleiding (lengte 8 m, temperatuur van 190 o C). Terwijl CO-, CO2 - en O2 -emissies opgemeten werden na condensatie van water (koeltemperatuur van 4 o C) in de droge uitlaatgassen, gebeurde de analyse van NOx en HC in warme natte uitlaatgassen. De NOx -emissies werden hierbij bepaald met Model 955 van Beckman Industrial. Dit toestel heeft een meetbereik tot 2000 ppm en een maximum afwijking van 0,2%. De CO-, CO2 -, O2 -emissies werden opgemeten met de URAS 10E van Hartmann & Braun, met respectievelijke meetbereiken 0-1000 ppm, 0-10 vol% en 0-25 vol% en maximale afwijkingen 75

van -0,5%, 1,2% en -0,8%. Voor de koolwaterstoffen werd de Micro FID 100 van dezelfde fabrikant Hartmann & Braun gebruikt met een meetbereik van 0-400 ppm en maximale afwijking van 1,0%. Deze toestellen werden samengebouwd in één meetkast (zie figuur 5.2).

Figuur 5.2: De gasanalyse meetinstrumenten die gebruikt worden door het Duits studiebureau WTZ

Partikeluitstoot werd bepaald in een verdunde partiële uitlaatgasstroming door de partikels op te vangen op een paar filters. De meergatige monsternamesonde met inwendige diameter van 6 mm werd stroomafwaarts geplaatst van de eerste sonde. Voor de verbinding van de sonde met de meetapparatuur werd gebruik gemaakt van een 3 m lange pijp die verwarmd werd tot een temperatuur van 200 o C. Een microgram weegschaal werd gebruikt om de filters te analyseren. Voor de partikeluitstoot werd de Microtrol 5 van NOVA-MMB gebruikt (zie figuur 5.3). Dit meetapparaat heeft een meetbereik van 8 kg/h en een maximale afwijking van minder dan 1%. De meting van het Bosch-rookgetal gebeurde door een sonde (Diesel smoke tester pump) in de uitlaatpijp waardoor uitlaatgassen werden aangezogen. Dit geeft enkel een waarde aan de zwartheid van de uitlaatrook. De roetpartikels worden opgevangen met een filter. Daarna werd aan de hand van een optische sensor enkel een waarde gegeven aan de 76

Figuur 5.3: De Microtrol 5 van NOVA-MMB

zwartheid of opaciteit van de uitlaatrook van 0 tot 9,9 (Bosch Unit). 0 komt overeen met een zuiver filterpapier en bij 10 wordt het licht volledig geabsorbeerd op het filterpapier. Hiervoor wordt de Bosch Diesel Smoke Evaluator gebruikt. Voor iedere meting moet het nulpunt opnieuw ingesteld worden. Dit gebeurt door de optische sensor verticaal op een stapel van minimum vijf zuivere filterpapieren te duwen en de reset-knop langdurig in te duwen tot 0,0 op het scherm verschijnt en dan los te laten. Het gebruikte filterpapier moet bovenop minimum drie andere filterpapieren geplaatst worden en de optische sensor wordt opnieuw verticaal op de stapel geduwd. Bij het ingedrukt houden van de meetknop wordt dan het Bosch-rookgetal weergegeven op het scherm. Het is belangrijk om de optische sensor verticaal te houden en stevig op de stapel filterpapieren te houden om een juiste meetwaarde te bekomen.

Figuur 5.4: De Testo 342-3 met infraroodprinter en rookgassondes

ABC beschikt over het meettoestel Testo 342-3 (zie figuur 5.4) voor het meten van O2 -, CO-, NO- en CO2 -concentraties in uitlaatgassen. De temperatuur van de rookgassen kan hiermee eveneens opgemeten worden. Het meetprincipe voor O2 , CO en NO zijn elektrochemische cellen en de CO2 -concentratie wordt bepaald aan de hand van de opgemeten O2 -concentratie en de geselecteerde brandstof in het apparaat. Het toestel moet regelmatig gecontroleerd worden op lekdichtheid van de sonde, condensaatfilter, aanzuigslang 77

en schroefaansluiting. De omgevingstemperatuur moet tussen de 4 en de 40 o C liggen, anders zal het apparaat niet werken. Temperaturen van -40 tot 1200 o C kunnen opgemeten worden met een resolutie van 0,1 o C en een maximale afwijking van 0,5 o C tussen 0 en 100 o C en van ±0,5% vanaf 1000 o C. Dit gebeurt door een thermo-element Type K (NiCr-Ni). O2 -concentraties van 0 tot 21 vol% met een resolutie van 0,1 vol% en een maximale afwijking van ±0,2 vol% kunnen gemeten worden. CO-concentraties van 0 tot 20000 ppm met een maximale afwijking van ±20 ppm van 0 tot 400 ppm en van ±5% van 400 tot 20000 ppm worden opgemeten. En voor NO is er een meetbereik van 0 tot 3000 ppm met een resolutie van 1 ppm en een maximale afwijking van ±5 ppm van 0 tot 100 ppm, ±5% van 100 tot 2000 ppm en ±10% van 2000 tot 3000 ppm. De CO2 -concentraties worden digitaal berekend uit de O2 -concentraties aan de hand van volgende formule: CO2 = CO2max21(21−O2 ) ; CO2max is hierbij een waarde afhankelijk van de keuze van het brandstoftype, maar kan ook willekeurig ingesteld worden. De waarde die hier gebruikt werd was 15,5 vol%. Om het toestel correct te gebruiken, moet de rookgassonde gespoeld worden met verse lucht. Dit gebeurt automatisch bij het opstarten, waarna het toestel overgaat tot kalibratiefase. Dit duurt ongeveer 70 seconden. Als de motor voldoende lang gedraaid heeft op zijn belastingspunt en alle temperaturen en drukken gestabiliseerd zijn, mag de pomp gestart worden en de rookgassonde in het rookgaskanaal gestoken worden. Wanneer de meetwaarden zich stabiliseren (ongeveer na 60 seconden) mag de pomp gestopt worden. De opgemeten waarden kunnen dan draadloos afgedrukt worden via de infraroodprinter. Na iedere meting dienen de meetcellen met frisse lucht gespoeld te worden tot het O2 percentage opnieuw minder dan 20% bedraagt en CO- en NO-gehalte minder dan 50 ppm. Het toestel kan ook opnieuw gekalibreerd worden met behulp van een proefgas. Hierdoor worden de celcoëfficiënten aangepast. Verder is het ook algemeen belangrijk voor verdere verwerking van gegevens dat de omgevingsomstandigheden opgenomen worden, voornamelijk atmosfeerdruk en omgevingstemperatuur in de buurt van de proefstand.

5.5

Foutenanalyse: Testo 342-3 ten opzichte van WTZ

Om een idee te hebben van de prestaties van het Testo-meettoestel van ABC hebben we alle opgemeten waarden van dit toestel vergeleken met deze van WTZ. Hiervoor hebben we gebruik gemaakt van de testen die plaats gehad hebben in maart 2006 (zie ook bijlage B). Aangezien alle ijkingsrapporten en analysecertificaten werden voorgelegd, kunnen we er van uitgaan dat alle meetwaarden van WTZ voldoen aan een zekere nauwkeurigheid.

78

In figuur 5.5 worden de respectievelijke waarden van de NOx -uitstoot in ppm opgemeten door WTZ en door het Testo-toestel van ABC tegenover elkaar uitgezet. Hieruit blijkt dat het Testo-toestel meestal een hogere waarde opmeet dan de toestellen van WTZ. Dit verschil bedroeg voor deze reeks metingen ongeveer 23%. Indien de meetwaarden gebruikt worden van het Testo-toestel, zal het resultaat van een cyclus in g/kWh met grote waarschijnlijkheid ook hoger liggen. Uit het vergelijken van de resultaten bij gebruik van de Testo-waarden en de resultaten van WTZ blijkt dat de overschatting toch maar ±10% bedraagt voor de E2- en E3-cyclus. De reden dat het verschil in het resultaat in g/kWh kleiner is dan bij de meetwaarden in ppm, zit in de berekening van het uitlaatgasdebiet. Het uitlaatgasdebiet, dat door ons berekend werd met de formule van Brettschneider, is namelijk 5% lager dan de waarde van WTZ (zie figuur 5.6). Voor de F-cyclus variëert het verschil tussen +5% en -5%. Deze schommelingen zijn te wijten aan het feit dat bij lage NOx -waarden, vooral dus bij ralenti, het Testo-meettoestel een lagere waarde aangeeft dan deze van WTZ. Aangezien de gewichtsfactor bij ralenti voor de F-cyclus 60% bedraagt, weegt dit toch zwaar door op het eindresultaat. Om de luchtfactor te berekenen met de formule van Brettschneider (zie paragraaf 6.3.1) worden trouwens al de opgemeten waarden van NOx , CO, CO2 en O2 samen met de brandstofeigenschappen gebruikt. De afwijkingen van al deze waarden worden daarin eveneens opgenomen en hebben dus ook een invloed op de resultaten.

Figuur 5.5: Waarden voor NOx -uitstoot in ppm in de x-as opgemeten door WTZ en in de y-as opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten

Deze analyse kan herhaald worden voor de metingen van CO, CO2 en O2 . 79

Figuur 5.6: Waarden voor uitlaatgasdebiet in kg/h in de x-as berekend door WTZ en in de y-as berekend met formule van Brettschneider (met Testo-waarden); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de berekende uitlaatgasdebieten

Voor de CO-uitstoot zien we een afwijking van -10% van de waarden van het Testo-toestel ten opzichte van opgemeten waarden van WTZ. Dit wordt weergegeven in figuur 5.7. Uit de resultaten, zie hoofdstuk 7 (Metingen en resultaten), blijkt wel dat de waarden van de CO-uitstoot ver onder de voorgeschreven normen liggen. Dus ondanks de te lage waarden is er nog voldoende speling om aan de voorschriften te voldoen. Het uiteindelijke verschil in g/kWh van onze waarden en deze berekend door WTZ bedraagt dan ongeveer -24% aangezien het verschil in opgemeten waarden vergroot wordt door het -5% verschil op het uitlaatgasdebiet. Voor CO2 - en O2 -waarden in vol% zien we respectievelijk een verschil van ongeveer -3,5% en -2% ten opzichte van opgemeten waarden van WTZ.

80

Figuur 5.7: Waarden voor CO-uitstoot in ppm in de x-as opgemeten door WTZ en in de yas opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten

Figuur 5.8: Waarden voor CO2 -uitstoot in volume% in de x-as opgemeten door WTZ en in de y-as opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten

81

Figuur 5.9: Waarden voor 02 -uitstoot in volume% in de x-as opgemeten door WTZ en in de y-as opgemeten door ABC (Testo 342-3); de punt-streeplijn is y = x; de volle lijn is de lineaire interpolatie van de meetpunten

Aan de hand van de voorgaande analyse kunnen we met grotere betrouwbaarheid gebruik maken van metingen die gebeurd zijn met de Testo 342-3. We weten dan dat we voor de NOx -uitstoot een lichte overschatting van ongeveer 10% maken voor de E2- en E3-cyclus en dat voor een F-cyclus deze waarde toch kan variëren maar binnen een redelijke marge van +5% en -5% blijft. Voor de CO-uitstoot komen voor alle cycli lagere waarden uit dan deze opgemeten door WTZ. We moeten er dus mee rekening houden dat als we deze waarden gebruiken, dat de werkelijk waarde ongeveer 24% hoger zal liggen. Voor de benadering van de PM-uitstoot via de opgemeten Bosch Units (zie hoofdstuk 6.5) zien we dat er met de gewogen waarden van WTZ er toch een enorm groot verschil. Deze methode is in de meeste gevallen een te ruime schatting van partikeluitstoot. Een meer nauwkeurige en meer betrouwbare methode dringt zich hier op vooral voor het analyseren van de F-cyclus waar onze schattingen soms meer dan dubbel zo hoog zijn als de werkelijk opgemeten waarden. Voor het analyseren van trends, zoals zal toegepast worden in hoofdstuk 7, is deze methode wel geschikt.

82

Hoofdstuk 6 Gegevensevaluatie en berekeningen Voor het verwerken van de meetgegevens hebben we gebruik gemaakt van een elektronisch rekenblad in Excel. We zullen hier de verschillende belangrijke elementen ervan toelichten.

6.1

Instellingen van de motor

Eerst noteren we het type, de nummers, het nominaal toerental en het nominaal vermogen van de motor. Daarnaast noteren we de gegevens voor het brandstofsysteem. Verder zijn er nog gegevens over de turbo-oplader, de intercooler, de luchtfilter, het olie- en watercircuit en de regelaar. Deze laatste gegevens zijn voornamelijk standaard, vandaar dat we hier niet verder zullen op ingaan en voor verdere details verwijzen naar ABC. We zullen het brandstofsysteem meer in detail bespreken. De invloed van deze verschillende instellingen zullen we behandelen in hoofstuk 7 over metingen en resultaten. De injector (de verstuiver) Binnen ABC gebruikt men verschillende types verstuivers. Deze hebben niet alleen een verschillend aantal gaatjes, maar ook een verschillende diameter. De meest gebruikte types voor de DZC-motorfamilie zijn de volgende: • De HL150T44H van Bryce heeft een spuithoek van 150 o , een diameter van de gaatjes van 0,44 mm en 8 gaatjes per verstuiver (zie figuur 6.1). • De HL150T38L van Bryce heeft een spuithoek van 150 o , een diameter van de gaatjes van 0,38 mm en 10 gaatjes per verstuiver. • De DOP150T1230 van Motorpal heeft een spuithoek van 150 o , een diameter van de gaatjes van 0,30 mm en 12 gaatjes per verstuiver. 83

Figuur 6.1: De 8-gaatjes verstuiver van Bryce.

De openingsdruk De openingsdruk wordt standaard ingesteld op 275 bar maar kan aangepast worden (zie figuur 6.2). Door moer (1) los te draaien, dan schroef (2) te verdraaien, deze schroef nadien vast te houden en de moer opnieuw vast te draaien kan men de openingsdruk op een andere waarde instellen. Op deze manier kan de openingsdruk op 245 bar worden afgesteld. (1)

(2)

Figuur 6.2: Aanpassen van de openingsdruk

84

Het begin van injectie De injectorpomp wordt aangedreven door een klepstoter-constructie van een injectienok geplaatst op de nokkenas (zie figuur 6.3). Deze klepstoter-constructie bestaat uit een klepstoter (1), een nokvolger (2) (of een lagerbus), een as (3) en een verhard tussenstootkussen of tussenknop (4). De open neergaande beweging van de klepstoter geeft, door middel van een klepstoterstang (5) en een verhard stootkussen (6), een stuwkracht op de pomp. De gecombineerde lengte van de klepstoterstang en stootkussen (5+6) is regelbaar door gebruik te maken van onderlegplaatjes (7) om het begin van injectie in te stellen. Er zijn hiervoor verschillende diktes beschikbaar van 0,5 mm tot 1,0 mm. Het verwijderen van onderlegplaatjes betekent een verlating van begin van injectie. Het vergroten van de dikte of plaatjes toevoegen betekent een vervroegd begin van injectie. Er wordt wel aangeraden het aantal onderlegplaatjes zo klein mogelijk te houden. Een verandering van 0,1 mm van de onderlegplaatjes geeft een verandering van ongeveer 0,5 o krukhoek.

Figuur 6.3: Aanpassen van het begin van injectie

De injectoren brandstofpomp Er worden injectiepompen in lijn gebruikt, dus voor iedere cilinder is er een injectiepomp die de nodige hoeveelheid brandstof levert bij iedere slag. Deze zijn standaard binnen ABC van Bryce, type FCVAB200B. Bij openingsdrukken van 245 bar worden vaak pompen van NMBS gebruikt. De pomp bestaat uit een zuiger bewegend in een cilinder. De 85

zuiger past nauwkeurig in de cilinder zodat geen speciale afdichting nodig is. Het lek dat toch optreedt, is gewenst voor de smering. De zuigers van de verschillende pompen worden aangedreven door een nokkenas, welke op zijn beurt aangedreven wordt door de nokkenas van de kleppen of de krukas. De hoeveelheid ingespoten brandstof wordt geregeld door middel van een regelstang, die de zuiger doet roteren rond zijn as. De brandstof wordt toegevoerd langs een opening in de cilinder en kan overlopen langs een tweede opening (de overstroomleiding). Bij de persslag worden deze openingen afgesloten en wordt de brandstof langs de persklep naar de injector gestuurd. De persslag eindigt als de persruimte boven de zuiger door de schroefvormige uitsparing met de overstroomleiding in verbinding is. Door het verdraaien van de zuiger wordt het einde van de persslag en dus ook het brandstofdebiet veranderd. Tenslotte vermelden we nog dat de brandstofpomp van de producent Steimel is.

6.2

Brandstofeigenschappen

Aangezien de brandstofkwaliteit een zeer belangrijke rol speelt bij de emissies van een inwendige verbrandingsmotor, zullen we de samenstelling van de brandstof die gebruikt is bij de metingen op de proefbank kort toelichten. Het spreekt voor zich dat een brandstof met een laag zwavel- en stikstofgehalte enerzijds gunstiger is wat betreft respectievelijk SOx - en NOx -emissies, maar brengt anderzijds een hoger kostenplaatje met zich mee (kostprijs neemt evenredig toe met de zuiverheid van de brandstof). De zwavel- en stikstofgehalte vormen samen met de massadichtheid, viscositeit, vlampunt, asgehalte, watergehalte,... de brandstofkarakteristieken die afhankelijk van de toepassing binnen welbepaalde grenswaarden dienen te liggen, zoals opgelegd door de wetgeving, om een zekere kwaliteit te verzekeren. Zo wordt bijvoorbeeld de kwaliteit van loodvrije benzine en diesel voor transporttoepassingen gereguleerd door respectievelijk NBN EN 228 en NBN EN 590. De limietwaarden voor de verschillende brandstofkarakteristieken voor brandstof van stationaire motoren (die dezelfde is als voor huisbrandolie) vindt men terug in de Belgische norm NBN T52-716. Tenslotte merken we nog op dat ook de verschillende meetmethodes van de brandstofkarakteristieken genormeerd zijn; het zwavelgehalte bijvoorbeeld moet worden opgemeten zoals beschreven in NBN-T52-050. Enkele belangrijke typische waarden van de gebruikte dieselbrandstof zijn in tabel 6.1 getoond samen met de grenswaarden zoals voorgeschreven door de Belgische norm. Wat betreft de massafracties van de gebruikte dieselbrandstof kunnen we tabel 6.2 opstellen.

86

Gebruikte gasolie Zwavelgehalte

NBN T52-716

Eenheid

0,18

max. 0,2

M assadichtheid bij 15 C

0,864

0,820-0,88

kg/l

V iscositeit bij 20 o C

5

max. 6

mm2 /s

W atergehalte

50

max. 200

mg/kg

Asgehalte

0,01

-

% m/m

V erbrandingswaarde

42,85

-

% MJ/kg

o

% m/m

Tabel 6.1: Typische brandstofkarakteristieken van gasolie gebruikt voor stationaire motoren.

C % H % S % O % water % Diesel

86,2

13,6

0,15

0

0,05

Tabel 6.2: De brandstofsamenstelling uitgedrukt in massafracties H, C, S, O en watergehalte.

6.2.1

Stoichiometrische luchthoeveelheid

Alhoewel in werkelijkheid de verbranding in een verbrandingsmotor nooit volmaakt1 is, is het toch nuttig om theoretisch benodigde luchthoeveelheid te beschouwen die nodig is voor de verbranding van één kilogram brandstof samengesteld uit c kg koolstof, h kg waterstof, o kg zuurstof en s kg zwavel. Deze theoretische of stoichiometrische luchthoeveelheid wordt uitgedrukt in kilogram lucht per kilogram brandstof en kan aan de hand van formule 6.1 bepaald worden. Met behulp van de verschillende massafracties getoond in tabel 6.2, bekomen we voor Ls een waarde van 14,6. 100 Ls = 23, 3

32 c + 8h − o + s 12

(6.1)

Eens de stochiometrische luchthoeveelheid gekend is, kan men gemakkelijk de werkelijke toegevoerde luchthoeveelheid per kilogram brandstof Lw bepalen met behulp van de luchtfactor λ (of de rijkheid Φ):

Lw = λLs = Φ= 1

1 λ

Ls Φ

(6.2) (6.3)

De verbranding is volmaakt indien alle brandbare bestanddelen tot de eindtrap van hun oxidatie gebracht worden. Bij een volmaakte verbranding bevatten rookgassen aldus uitsluitend CO2 , H2 O, N2 en O2 eventueel een kleine hoeveelheid SO2 en zeer kleine fracties van andere gassen.

87

6.2.2

Brandstofverbruik en rendement

De brandstoftank wordt op een weegschaal geplaatst en in een bepaald tijdsinterval wordt het gewichtsverlies opgemeten. Samen met de overloop kan men hieruit het totale brandstofverbruik (m ˙ b ) in kg bepalen met volgende formule: h Mb −m ˙ overloop · ρ T

m ˙b=

(6.4)

met • Mb = gewicht van de verbruikte brandstof (kg) • T = gemeten tijdsinterval (uur) • m ˙ overloop = overloop (dm3 /h) • ρ = 0,85 kg/dm3 , soortelijk gewicht van de brandstof (diesel) Hieruit kunnen we dan het specifiek brandstofverbruik afleiden in g/kW h: SF C =

m ˙b P

(6.5)

met • m ˙ b = brandstofverbruik (g/h) • P = mechanische belasting (kW ) Het rendement kan dan berekend worden aan de hand van volgende formule: η=

P m ˙ b · Hu

met • P (kW ) • m ˙ b in (kg/s) • Hu = 42850 (kJ/kg), (onderste) verbrandingswaarde van de brandstof

88

(6.6)

6.3

Uitlaatgasdebiet

Op basis van het behoud van massa, kan men concluderen dat het totale uitlaatgasdebiet de som is van het brandstofdebiet enerzijds en het aangezogen luchtdebiet anderzijds in de veronderstelling dat er geen restgassen en lekken zijn (blow-by effect wordt dus niet in rekening gebracht). Alhoewel het brandstofdebiet, en de daarmee corresponderende SFC, op de proefbank gemakkelijk kon opgemeten worden, lag het veel moeilijker om het luchtdebiet op te meten aangezien de juiste meetinstrumenten niet voorhanden waren. Omdat deze parameter een zeer belangrijke rol speelt in de uiteindelijke bepaling van de verschillende emissies (in g/kWh weliswaar), dienden we aan de hand van de opgemeten rookgassamenstelling (in ppm of volumeprocent) toch een accuraat beeld te kunnen vormen van het aangezogen luchtdebiet. Hiervoor werden twee methodes geselecteerd die achteraf werden vergeleken met referentiemetingen uitgevoerd door het Duits studiebureau WTZ. Beide methodes, die in de literatuur gekend zijn onder de formule van Brettschneider en de zuurstofbalansmethode, trachten in eerste instantie vanuit de rookgassamenstelling een waarde te bekomen voor de luchtfactor, gedefinieerd als de werkelijke luchtbrandstofverhouding tot de stoichiometrische lucht-brandstofverhouding, om dan daaruit het luchtdebiet en tenslotte het uitlaatgasdebiet af te leiden volgens vergelijking 6.7 en 6.8.

m ˙ l = λLs m ˙b

(6.7)

m ˙ exh = m ˙ l+m ˙b

(6.8)

• m ˙ l = Luchtdebiet (kg/h) • λ = Luchtfactor • Ls = Stoichiometrische luchthoeveelheid (kg lucht/kg brandstof ) • m ˙ b = Brandstofdebiet (kg/h) • m ˙ exh = Uitlaatgasdebiet (kg/h)

6.3.1

Formule van Brettschneider

De methode van Brettschneider voor de bepaling van de luchtfactor aan de hand van de opgemeten rookgassamenstelling vereist enkele basisveronderstellingen [26]: • Bij de ladingswisseling mag geen verse lucht in de uitlaatleiding terechtkomen.

89

• De uitlaatgassen mogen geen vaste koolstofdeeltjes bevatten wat dus impliceert dat alle brandstof minstens een begin van verbranding ondergaat. • De motor draait in regimetoestand. Deze methode vertrekt van een globale verbrandingsreactie van een fossiele brandstof die een balans voorstelt van de hoeveelheden C, H, O en N atomen in de reagerende- en reactieproducten:

CHy + (n)O2 + (3, 76n)N2

−→ (a)CO2 + (1 − a − 6c)CO + (b)H2 O

+

(c)C6 H14 + (d)NO + (y/2 − b − 7c)H2 + [n − a − (1 − a − 6c)/2 − b/2 − d/2]O2 +

(6.9)

(3, 76n − d/2)N2 waarbij • index y = de verhouding van het aantal atomen waterstof tot èèn koolstofatoom voor de brandstof • ( ) = het aantal mol van de desbetreffende component voor 1 mol brandstof • C6 H14 = een algemene voorstelling van de onverbrande koolwaterstoffen De uitdrukking voor de luchtfactor bevat naast de concentraties van de verschillende rookgascomponenten ook enkele parameters die onder andere betrekking hebben op de brandstofsamenstelling en de luchtvochtigheid. Stellen we in eerst instantie de verschillende massa-aandelen van koolstof, waterstof, zuurstof en water die vervat zijn in de brandstof voor door respectievelijk c, h, o en w, dan bekomt men voor deze parameters gebruikmakend van waarden zoals vermeld in tabel 6.2. Ocv =

2 × o × 12, 011 =0 c × 32

Hcv =

Wcv =

w × 12, 011 = 0, 00039 c × 18, 016

µ=

K = 3, 5

2 × h × 12, 011 = y = 1, 87997 c × 2, o16

Mlucht = 1, 608 MH2 O

x∼ = 0, 006

Hierbij is µ de verhouding van de molaire massa van lucht tot die van water, x de luchtvochtigheid van de aangezogen lucht in kg waterdamp/kg droge lucht en K de reactieevenwichtsconstante van de watergasreactie (vergelijkingen 6.10 en 6.11) die voor de formule van Brettschneider gelijk gesteld wordt aan 3,5. De parameter Wcv brengt het watergehalte aanwezig in de brandstof in rekening. 90

CO2 + H2 * ) CO + H2 O

K=

(6.10)

(CO)(H2 O) (CO2 )(H2 )

(6.11)

Nu alle parameters gedefinieerd zijn kunnen we overgaan tot de formule van Brettschneider die op basis van de rookgassamenstelling een benadering van de luchtfactor oplevert:



  λ= 

 21 . CO/CO2  21 + 50µx K + CO/CO2

(6.12)

 Hcv K NO CO Ocv Wcv CO/CO2 (CO2 + CO) + −  CO2 + 2 + O2 + 4 K + CO/CO2 2 2 2 K + CO/CO2    −  Ocv  Hcv Hcv Ocv − 1− 1+ − . (CO2 + CO + C) 2 2 4 2 

met • CO de concentratie aan koolstofmonoxide in volumeprocent • NO de concentratie aan stikstofmonoxide in volumeprocent • CO2 de concentratie aan koolstofdioxide in volumeprocent • O2 de concentratie aan zuurstof in volumeprocent • C de concentratie aan onverbrande koolwaterstoffen in volumeprocent Alhoewel de concentratie aan onverbrande koolwaterstoffen tijdens de proeven met het Testo-toestel van ABC niet kunnen opgemeten worden, zijn ze bij dieselmotoren klein en zullen we ze dan verder ook niet beschouwen.

6.3.2

Zuurstofbalansmethode

Een andere methode om het uitlaatgasdebiet te bepalen is door gebruik te maken van de hoeveelheid O2 of CO2 in de uitlaatgassen. De concentraties van O2 en CO2 worden opgemeten in vol%. Aan de hand van deze waarden kan de luchtfactor λ bepaald worden. Met c en h respectievelijk massa% C en massa% H in de brandstof en als het zuurstof- en zwavelgehalte in de brandstof verwaarloosd wordt, kan het massaevenwicht uitgeschreven worden als volgt: 91

cm ˙ bC+hm ˙ b H + λ Ls m ˙ b 0, 232 O2 + λ Ls m ˙ b 0, 768 N2 44 18 −→ c m ˙b CO2 + h m ˙b H2 O + (λ − 1) Ls m ˙ b 0, 232 O2 + λ Ls m ˙ b 0, 768 N2 (6.13) 12 2 met m ˙ b het brandstofdebiet en Ls de stoichiometrische luchthoeveelheid. Verder geldt, rekening houdend met de massafracties uit tabel 6.2, dat 1kg Brandstof = c kg C + h kg H =

=

c kg h kg C+ H kg kg 12 1 kmol kmol 0, 14 kg 0, 86 kg C+ H kg kg 12 1 kmol kmol

(6.14)

= 0, 0717 kmol C + 0, 140 kmol H Uit deze vergelijking kan dan het vol% C en het vol% H van de brandstof afgeleid worden 0, 0717 = 0, 3386 0, 0717 + 0, 140 0, 140 vol% H = = 0, 6614 0, 0717 + 0, 140 vol% C =

(6.15) (6.16)

H 0, 6614 van de brandstof is dan = 1,95. C 0, 3386 Met gebruik van de notatie CH1,95 kan men schrijven

De volumetrische verhouding

1, 95 0, 7905 1, 95 ) O2 + λ (1 + ) N2 4 0, 2095 4 1, 95 1, 95 0, 7905 1, 95 −→ CO2 + H2 O + (λ − 1) (1 + ) O2 + λ (1 + ) N2 (6.17) 4 4 0, 2095 4

CH1,95 + λ (1 +

Uit laatste vergelijking kan dan het vol% O2 en het vol% CO2 van de droge rookgassen

92

in de uitlaatgassen afgeleid worden 1, 95 ) 4 vol% O2 = 1, 95 0, 7905 1 + (λ − 1)(1 + )+λ (1 + 1,95 ) 4 4 0, 2095 1 vol% CO2 = 0, 7905 1, 95 1, 95 )+λ (1 + ) 1 + (λ − 1)(1 + 4 0, 2095 4 (λ − 1)(1 +

(6.18)

(6.19)

Uit één van deze twee lineaire vergelijkingen in λ kan de luchtfactor berekend worden indien de waarde van het vol% O2 of van CO2 in de uitlaatgassen opgemeten is. Er is een klein verschil (± 1,5%) tussen de waarde bekomen via het vol% O2 en deze via het vol% CO2 . Dit is te wijten aan het verwaarlozen van zwavel en zuurstof in de brandstof, of dus de benadering van c en h.

6.3.3

Verificatie uitlaatgasdebiet

We hebben deze methodes kunnen controleren aan de hand van vroegere metingen op de 6DZC en 8DZC motoren. Hieruit bleek dat het verschil met waarden opgemeten door het Duitse studiebureau WTZ minder dan 2% bedroeg. Motor

Zuurstofbalans Brettschneider

6DZC

-1,94%

-1,25%

8DZC

-1,69%

-1,55%

Tabel 6.3: Het procentueel verschil tussen waarden van WTZ en formule van Brettschneider en zuurstofbalans methode

Het verschil tussen de formule van Brettschneider en de WTZ is kleiner dan voor de zuurstofbalans methode. Vandaar onze voorkeur voor laatstgenoemde methode, naast het feit dat de formule van Brettschneider met veel meer factoren (zoals vochtigheid aangezogen lucht en watergehalte brandstof) rekening houdt.

6.4

Berekening van de gasemissies

Net zoals verschillende zaken wat betreft de emissieproblematiek, is de analyse en berekening van de uitlaatgasstroom van interne verbrandingsmotoren ook in de nationale en internationale wetgeving opgenomen. Alhoewel deze richtlijnen, afhankelijk van toepassingsgebied en uitgaand vermogen, lichtjes van elkaar verschillen, geldt er voor stationaire 93

motoren min of meer één standaard berekeningsmethode’. Concreet hebben we voor de berekening van de NO, CO en CO2 emissies (uitgedrukt in g/kWh) ons gebaseerd op de IMO richtlijn zoals beschreven in Marpol/CONF.3/34. Deze berekening onderscheidt drie stappen: in eerste instantie wordt een droog/nat correctiefactor uitgerekend, om dan een NOx -correctie door te voeren vooraleer men dan uiteindelijk de verschillende uitlaatgasemissies kan bepalen.

6.4.1

Droog/nat-correctie

Indien niet reeds op natte basis is gemeten, dient de gemeten concentratie worden omgezet in die voor nat gas met behulp van de volgende formule: conc(nat) = Kw × conc(droog)

(6.20)

waarbij voor het ruwe uitlaatgas Kw =

m ˙b 1 − FF H m ˙ ldrg

FF H =

Kw2 =

Ha =

− Kw2

1, 969 m ˙b 1+ m ˙ lnat

(6.21)

(6.22)

1, 608.Ha 1000 + (1, 608.Ha )

(6.23)

6, 22.Ra .pa pB − pa .Ra .10−2

(6.24)

waarin • m ˙ b = Brandstofdebiet (kg/h) • m ˙ ldrg = Luchtmassastroom bij de inlaat op droge basis (kg/h) • m ˙ lnat = Luchtmassastroom bij de inlaat op natte basis (kg/h) • Ha = Absolute vochtigheidsgraad van de inlaatlucht (g water/kg droge lucht) • Ra = Relatieve vochtigheid van de inlaatlucht (%) • pa = Verzadigde dampdruk van de inlaatlucht (kP a) • pB = Totale buitenluchtdruk (kP a) 94

waarbij voor de inlaatlucht Kw = 1 − Kw2

(6.25)

Aangezien in ons geval de emissiemetingen reeds op natte basis zijn gebeurd, is deze paragraaf louter informatief.

6.4.2

NOx -correctie

Aangezien de NOx -emissies afhangen van de toestand van de omgevingslucht, moet de NOx -concentratie worden gecorrigeerd naar de omgevingsluchttemperatuur en -vochtigheid met behulp van de factor KH uit onderstaande formules. Algemeen geldt voor dieselmotoren: KH =

1 1 + A(Ha − 10, 71) + B(Ta − 298)

(6.26)

waarin • A = 0, 309 × m ˙ b /m ˙ ldrg − 0, 0266 • B = −0, 209 × m ˙ b /m ˙ ldrg − 0, 00954 • m ˙ b /m ˙ ldrg = Brandstof/luchtverhouding (op basis van droge lucht) • Ha = Absolute vochtigheidsgraad van de inlaatlucht (g water/kg droge lucht) • Ta = Temperatuur van de lucht (K) Voor dieselmotoren met een intercooler geldt volgende alternatieve formule:

KH =

1 1 − 0, 012(Ha − 10, 71) − 0, 00275(Ta − 298) + 0, 00285(TSC − TSCref )

(6.27)

waarin • TSC = Luchttemperatuur na de tussenkoeler (K) • TSCref = Een referentietemperatuur van de lucht die met een zeewatertemperatuur van 25 o C correspondeert (K). Deze temperatuur dient gespecifieerd te worden door de motorfabrikant. Aangezien de ABC motoren waarop metingen zijn uitgevoerd allen voorzien zijn van een tussenkoeler, werd de NOx -correctie doorgevoerd met behulp van vergelijking 6.26. De referentietemperatuur die in deze formule voorkomt werd op 309 K vastgelegd. 95

6.4.3

Bepaling specifieke uitlaatgasemissies

In eerste instantie dient voor elke uitlaatgascomponent bij elke belastingstoestand (voor de E2-cyclus bijvoorbeeld zijn dit 25%, 50%, 75% en 100% koppel bij nominaal toerental) de concentratie (in vol% of ppm) gecorrigeerd te worden volgens vergelijking 6.21 (indien die niet nat opgemeten is), waarbij de opgemeten NOx concentratie ook nog eens vermenigvuldigd moet worden met de waarde uit vergelijking 6.27. Uit de gecorrigeerde concentratie van elke uitlaatgascomponent kan men dan de daarmee corresponderende gas(massa)debiet bepalen aan de hand van volgende vergelijking: m ˙ gas = u × conc(nat) × m ˙ exh

(6.28)

waarin m ˙ exh = Uitlaatgasdebiet (kg/h) en u afhankelijk is van de uitlaatgascomponent: Gas

NOx

u

0,001587 0,000966

conc

ppm

CO

ppm

CH

CO2

0,000479

15,19 11,05

ppm

vol%

O2

vol%

Tabel 6.4: De coëfficiënt u voor de verschillende uitlaatgascomponenten

Tenslotte kan de specifieke emissie (g/kWh) voor elk van de uitlaatgascomponenten op de volgende wijze worden berekend: Pn ˙ gasi × W Fi i=1 m Afzonderlijk gas = P n i=1 Pi × W Fi

(6.29)

Hierbij stelt W Fi de wegingsfactor van de i-de belastingstoestand en Pi de daarmee corresponderend uitgaand vermogen. Deze wegingsfactoren en het aantal belastingstoestanden hangt af van de testcyclus waarin de motor beproefd wordt (zie ook hoofdstuk 4). In figuur 6.4 vindt U een samenvatting van de belangrijkste testcycli (voor ABC) samen met hun wegingsfacoren zoals die tijdens de metingen werden ingesteld.

6.5

Bepaling roetuitstoot

Partikeluitstoot kan opgemeten worden volgens twee verschillende principes. Die beide methodes kunnen wel een verschillend resultaat geven. Volgens de ISO-norm moet voor dieselmotoren de dilutie-tunnel methode gebruikt worden, in tegenstelling tot de ruweuitlaatgas methodes van gewone krachtcentrales. Het verschil is het mengen van lucht in de uitlaatgassen om atmosferische condities en temperaturen te simuleren op de filter waar de partikeldeeltjes worden opgevangen. Aangezien deze condities heel belangrijk zijn 96

Figuur 6.4: Overzicht van de belangrijkste testcycli samen met de wegingsfactoren

voor de hoeveelheid materiaal dat condenseert op de partikels, moeten de condities of de methode van opmeten steeds gespecificeerd worden bij de waarde van de partikeluitstoot. Het andere principe is het meten van rook en opaciteit. Metingen kunnen uitgevoerd worden aan de hand van fractionele monstername of met in-uitlaat instrumenten. De meest voorkomende methodes voor het meten van rook geven volgende eenheden: de Bosch Smoke Number (op een schaal van 0 tot 10) en het Bacharach Smoke Number (op een schaal van 0 tot 9). Deze twee getallen drukken de graad van zwartheid uit van een stuk wit filterpapier, waardoor een zeker volume uitlaatgassen is gepasseerd. De Hartridge Smoke Value (in % Hartridge), Ringelmann Number (op een schaal van 0 tot 5) en ander instrumenten om opaciteit te meten drukken het percentage licht uit dat verdwijnt als het door een zekere weglengte van uitlaatgassen wordt gestuurd. Dit betekent dat zowel partikeldeeltjes als gasvormige moleculen bijdragen tot de opgemeten waarde. Men kan ook de rookpluim van de uitlaat vergelijken met een schaal van verschillende grijswaarden. Deze methode is in zekere mate subjectief en sterk be¨ınvloed door plaatselijke atmosferische omstandigheden. ABC beschikt niet over een dilutie-tunnel en bijhorende apparatuur om de partikeluitstoot in g/h op te meten. Ze beschikken wel over de Bosch Diesel Smoke Evaluator (zie paragraaf 5.4). Dit geeft ons dan het Bosch Smoke Number van de uitlaatgassen bij een bepaald belastingpunt en toerental van de motor. Daarnaast is er op www.dieselnet.com een online rekenmachine beschikbaar die uit de opaciteit en temperatuur van de rookgassen de roetdensiteit berekent in mg/m3 . Figuur 6.5 geeft hiervan een voorbeeld. De formules achter deze rekenmachine konden we niet bemachtigen aangezien hiervoor een lidmaatschap op de website van Dieselnet vereist was. 97

Figuur 6.5: De online rekenmachine op www.dieselnet.com/calculator; bij het ingeven van opaciteitswaarde, lichtpadlengte en temperatuur van de rookgassen wordt de roetdensiteit automatisch berekend

Een eerste probleem hierbij was dat we enkel beschikten over Bosch Units, maar de Hartridge Smoke Opacity percentages nodig hebben. Een tweede probleem was dat we de light path length niet kenden; dit is de lengte van de cilinder waarin uitlaatgassen aanwezig zijn en waardoor een lichtbundel wordt gestuurd. Voor het eerste probleem zijn we op zoek gegaan naar een verband tussen Bosch units en Hartridge percentages. Dit hebben we terug gevonden in een onderzoeksrapport van MIRA [27]. In figuur 6.6 is het verband tussen beide eenheden weergegeven. In figuur 6.7 worden deze waarden in een tabel weergegeven. Uit het voorgaande konden we dus de Hartridge percentages berekenen aan de hand van de opgemeten Bosch waarden. Er restte ons enkel nog het lichtpad te bepalen. Hiervoor hebben we gebruik gemaakt van metingen die in 2001 plaatsvonden voor het certificiëren van de 8DZC motor. Bij deze metingen werd de partikeluitstoot opgemeten door zowel WTZ (in g/kWh) als door ABC zelf (in Bosch units). Aan de hand van de online rekenmachine, waarbij alle gegevens gekend waren (zie figuur 6.5) behalve het lichtpad, waren we in staat om een schatting te maken van het lichtpad om zo de partikeluitstoot die opgemeten was door ABC in Bosch Units te laten overeenkomen met de waarden die door WTZ waren opgemeten. Hiervoor moest de roetdensiteit omgezet worden in roetemissies aan de hand van volgende formule: kg g roetdensiteit( 3 ) · uitlaatgasdebiet( ) g m h roetemissie( ) = kg h dichtheid rookgassen( 3 ) m

98

Figuur 6.6: Verband tussen Hartridge en Bosch rookmetingen. De gebroken lijn stelt de spreidingsband van ±7 Hartridge units; de waarden werden opgemeten van zes verschillende motoren

De densiteit van de uitlaatgassen werd hierbij eveneens opgemeten en had een gemiddelde waarde van 1,3556 kg/m3 . Na enig rekenwerk bekwamen we als schatting van het lichtpad een waarde van 15 cm. Alle parameters die vereist zijn om gebruik te kunnen maken van de online rekenmachine van Dieselnet waren dan gekend. Hierbij dient wel opgemerkt te worden dat deze methode verfijnd kan worden naargelang meer metingen van partikeluitstoot en Bosch-waarden beschikbaar zijn, om de schatting van de lengte van het lichtpad accurater te maken.

99

Figuur 6.7: Verband tussen Hartridge en Bosch rookmetingen

6.6

Rekenblad emissies

Bovenstaande paragrafen en formules werden in een Excel rekenblad opgenomen om de verwerking en evaluatie van de emissies te vergemakkelijken. Hieronder zie je een voorbeeld van het resultaat van één meting op de 16VDZC gebaseerd op de testcyclus E2. In eerste instantie zijn de verschillende motorinstellingen aangegeven (zie figuur 6.8), maar ook de juiste samenstelling van de brandstof, de daarvan afgeleide parameters van Brettschneider en de correctiefactor u voor de verschillende uitlaatgascomponenten zijn opgenomen in het rekenblad (figuur 6.9). Voor elk van de vier (of drie bij de F cyclus) belastingspunten (in dit geval een E2-cyclus) zijn vervolgens de atmosfeeromstandigheden opgemeten, maar ook de corresponderende inleesgegevens wat betreft het brandstofverbruik (figuur 6.10). In figuur 6.11 zien we dat, voor elk belastingspunt, de verschillende opgemeten emissies (in ppm of vol%) uiteraard ook opgenomen zijn in het rekenblad, om daaruit met de formule van Brettschneider (vergelijking 6.12) de luchtfactor te berekenen. 100

Figuur 6.8: Motorinstellingen

Figuur 6.9: Samenstelling van de brandstof, de parameters van Brettschneider en de correctiefactor u

101

Figuur 6.10: Opgemeten atmosfeeromstandigheden, de vier belastingspunten (E2 cyclus) en inleesgegevens brandstofverbruik

Figuur 6.11: De opgemeten emissies en de bepaling van de luchtfactor λ

102

Dan werden achtereenvolgens brandstofverbruik (vergelijking 6.4), rendement (vergelijking 6.6), specifiek brandstofverbruik (vergelijking 6.5), uitlaatgasdebiet (vergelijking 6.8) en absolute luchtvochtigheid (vergelijking 6.24) voor elke belastingstoestand berekend:

Figuur 6.12: Algemene berekeningen die de bepaling van de specifieke emissies voorafgaan

Om dan tenslotte de verschillende emissies in g/kW h uit te rekenen volgens vergelijkingen 6.28 - 6.29:

Figuur 6.13: De specifieke uitlaatgasemissies NOx , roet, CO en CO2

Tenslotte vermelden we nog dat de uigewerkte rekenbladen van de meetresultaten die in hoofdstuk 7 worden behandeld voor de 16VDZC, de 12VDZC en de 8DZC terug te vinden zijn in respectievelijk bijlage C, bijlage D en bijlage E.

103

Hoofdstuk 7 Metingen en resultaten 7.1

16VDZC-1000-166A

Voor de 16VDZC werden in september 2005 vier verschillende instellingen getest op twee verschillende cylci, namelijk E2 en E3. Figuur 7.1 geeft hiervan een overzicht. Als in dit hoofdstuk bijvoorbeeld gesproken wordt over instelling A-1 dan wordt deze bedoeld met als verstuiver HL150T44H (8-gaatjes verstuiver), met een openingsdruk van 275 bar, met begin van injectie 20 o krukhoek bTDC en zonder uitlaatdiafragma. We kunnen nu alle cycli van het zelfde type onderling gaan vergelijken om zo te bepalen welke instellingen de meest geschikte zijn in functie van de emissies en het brandstofverbruik van de motor. Voor de E2-cyclus wil dat zeggen dat we de emissiewaarden van de instellingen A-1 en A-2 met elkaar kunnen vergelijken en voor de E3-cyclus de instellingen A-2, A-3 en A-4. De waarden van de verschillende emissies werden hierbij opgemeten met de toestellen van ABC. De resultaten hiervan zijn samengevat in figuur 7.2. De waarden voor NOx , CO en CO2 werden opgemeten met de Testo 342-3. De waarden voor PM werden geschat met behulp van de Bosch Diesel Smoke Evaluator. De HCuitstoot werd hier niet opgemeten. In maart 2006 werden opnieuw testen uitgevoerd. De emissies werden toen mede opgemeten door WTZ. Bij verdere besprekingen zullen we dan ook deze waarden van WTZ gebruiken. Er werden toen vier verschillende instellingen getest op verschillende cycli. Figuur 7.3 geeft hiervan een overzicht. We kunnen de instellingen B-1 en B-2 met elkaar vergelijken voor de E2, E3 en F-cyclus. Voor alle instellingen werd de F-cyclus opgemeten, dus kunnen al deze instellingen met elkaar worden vergeleken. Alle waarden van de emissies in figuur 7.4 werden opgemeten door de meetapparatuur van WTZ. 104

Figuur 7.1: De geteste instellingen van de 16VDZC in september 2005 en de opgemeten cycli

Figuur 7.2: Waarden in g/kWh van emissies en specifiek brandstofverbruik van de proeven in september 2005

Figuur 7.3: De geteste instellingen van de 16VDZC in maart 2006 en de opgemeten cycli

Figuur 7.4: Waarden in g/kWh van emissies en specifiek brandstofverbruik van de proeven in maart 2006

105

7.1.1

(NOx + HC)-uitstoot

E2-cyclus Uit de testen van de instellingen A-1 en A-2 (zie figuur 7.1) kunnen we duidelijk de invloed van de verstuiver bestuderen voor een E2-cyclus. De 8 gaatjes verstuiver (HL150T44H) werd vervangen door de 12 gaatjes verstuiver (DOP150T1230). De diameter van de gaatjes daalt hierbij van 0,44 mm naar 0,30 mm. De openingsdruk wordt op 275 bar en het begin van injectie op 20 o krukhoek bTDC gehouden. Uit onderzoek van Hyundai Heavy Industries Co. blijkt dat als het aantal gaatjes toeneemt en de diameter van de gaatjes constant gehouden wordt, de injectiedruk en snelheid zal afnemen en dus de impuls van de ingespoten brandstof afneemt [28]. De brandstof botst pas later op de zuigerkop waardoor er een betere verbranding is en dus hogere piektemperaturen bereikt worden. De NOx -uitstoot zal bijgevolg stijgen. Indien de diameter van de gaatjes afneemt en het aantal gaatjes constant blijft is er een stijging van injectiesnelheid en een afname van hoeveelheid ingespoten brandstof. Deze afname van massa is groter dan de toename in snelheid, dus zal de impuls van de ingespoten brandstof dalen. Door de afname van de massa brandstof en de minder diepe penetratie in de beginfase van injectie zal de piektemperatuur lager zijn. De NOx -uitstoot zal bijgevolg dalen. Gezien het feit dat we hier met een relatief grote wijziging van diameter te maken hebben, kunnen we verwachten dat de invloed van de diameter van de gaatjes zal overwegen op die van het aantal gaatjes (want meer gaatjes bij gelijk blijvende diameter van de gaatjes heeft meer NOx -uitstoot tot gevolg). Uit de experimentele resultaten blijkt dat er een daling is van de NOx -uitstoot van 15%, zoals getoond in figuur 7.5. Door enkel het wijzigen van de verstuiver kan de norm Stage IIIA voor (NOx + HC)-uitstoot dus met grote waarschijnlijkheid gehaald worden aangezien het Testo-toestel een overschatting geeft van de NOx -uitstoot van ongeveer 23% (zie paragraaf 5.5). Hierbij dient wel opnieuw te worden opgemerkt dat HC-uitstoot niet werd opgemeten, waardoor deze overschatting toch iets kleiner wordt. Bij de overgang van B-1 naar B-2 (zie figuur 7.3) werden drie instellingen gewijzigd. De daling van de openingsdruk van 275 bar naar 245 bar en het verlaten van het begin van injectie van 21 o naar 16 o krukhoek bTDC hebben beide een positieve invloed op de NOx -uitstoot (zie 3.2.2 over injectietechnologie). Bij de verstuiver is de invloed weer tweevoudig. Het aantal gaatjes daalt van 10 naar 8, wat een positieve invloed heeft op de NOx -uitstoot. De diameter van de gaatjes neemt wel toe van 0,38 mm naar 0,44 mm, wat een negatieve invloed heeft op de NOx -uitstoot. We verwachten dus een grote daling van de NOx -uitstoot en dus ook van de (NOx + HC)-uitstoot, aangezien de HC-uitstoot hiervan slecht een kleine fractie is (10% bij B-1 en 5% bij B-2). Uit de opgemeten waarden blijkt een daling van ongeveer 24% waardoor zeker onder de norm Stage IIIA gebleven wordt, zoals getoond in figuur 7.6.

106

Figuur 7.5: Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1, A-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus

Figuur 7.6: Waarden van (NOx + HC)-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus

107

Uit het voorgaande kunnen we besluiten dat voor de E2-cyclus een openingsdruk van 245 bar en een begin van injectie van 16 o krukhoek bTDC de beste maatregels zijn om de (NOx + HC)-uitstoot zo laag mogelijk te krijgen. In functie van deze (NOx + HC)-uitstoot lijkt ook de 12 gaatjes verstuiver de beste keuze. E3-cyclus We zullen nu de drie E3-cycli uit de eerste metingen bestuderen. Tussen instellingen A-2 en A-3 is er verlaging van openingsdruk van 275 bar naar 245 bar en een verlating van injectie van 20 o naar 15 o krukhoek bTDC. Hier zien we experimenteel iets minder dan 20% afname van NOx -uitstoot en wordt de norm Stage IIIA hoogstwaarschijnlijk gehaald (zie figuur 7.7). Tussen instellingen A-3 en A-4 werd de verstuiver vervangen van 12 gaatjes naar 10 gaatjes en een diafragma geplaatst in de uitlaat met een diameter van 250 mm. De 12 gaatjes en 10 gaatjes verstuiver hebben respectievelijk een diameter van de gaatjes van 0,30 mm en 0,38 mm. Uit de metingen blijkt opnieuw een daling van NOx -uitstoot van ongeveer 10% bovenop de daling door de vorige aanpassingen van de instellingen (zie figuur 7.7).

Figuur 7.7: Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3, A4 en de Europese norm voor de E3-cyclus

In de twee E3-cycli met instellingen B-1 en B-2 werden alle instellingen gewijzigd, zoals reeds bij de E2-cyclus besproken. We zien hier eveneens een daling van (NOx + HC)uitstoot. Voor de E3-cyclus bedraagt deze 22%. De norm wordt in dit geval maar nipt gehaald zoals getoond in figuur 7.8. 108

Figuur 7.8: Waarden van (NOx + HC)-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E3-cyclus

De beste instellingen voor lage NOx -uitstoot is opnieuw zoals bij de E2-cyclus, een openigsdruk van 245 bar en een begin van injectie van 16 o krukhoek bTDC. Het uitlaatdiafragma zorgt ook voor een daling van NOx -uitstoot, maar in welke mate is niet duidelijk omdat het effect van de 12 gaatjes naar 10 gaatjes verstuiver niet geanalyseerd is geweest. De 8-gaatjes verstuiver lijkt minder geschikt dan de 12-gaatjes verstuiver. F-cyclus Bij de tweede serie proeven werden vier F-cycli opgemeten. Bij de instellingen B-1 en B-2 werden opnieuw drie parameters gewijzigd zoals reeds beschreven bij E2- en E3-cyclus. We zien hier opnieuw een daling van NOx -uitstoot. Deze daling bedraagt bijna 29%, maar de NOx -uitstoot blijft desondanks nog ruim boven de norm Stage IIIA (zie figuur 7.9). Anderzijds stijgt de HC-uitstoot tot bijna 4 keer de toegelaten waarde (zie figuur 7.10). Deze hoge HC-uitstoot is vooral te wijten aan de slechte verbranding bij ralenti (de gewichtsfactor bedraagt hier 60%). Bij de twee laatste instellingen B-3 en B-4 is er een verlating van begin van injectie van 16 o tot 13 o krukhoek bTDC en de diameter van het diafragma in de uitlaat bedroeg 265 mm. Opnieuw is er een daling van de NOx -uitstoot maar slecht een 8% en blijft nog steeds boven de toegestane waarde van 7,4 g/kWh (zie figuur 7.11). De HC-uitstoot stijgt, waardoor de norm Stage IIIA die al niet gehaald wordt met instelling B-3, nog meer overschreden wordt bij instelling B-4 tot ongeveer 1,5 keer de toegestane waarde (zie figuur 7.12).

109

Figuur 7.9: Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus

Figuur 7.10: Waarden van HC-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus

110

Figuur 7.11: Waarden van NOx -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus

Figuur 7.12: Waarden van HC-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus

111

Hieruit kunnen we concluderen dat voor alle geteste F-cycli de norm Stage IIIA voor NOx - en HC-uitstoot niet gehaald wordt. Wij verwachten dat dit ook niet mogelijk zal zijn met enkel interne maatregelen van de motor en men dus de uitlaatgassen zal moeten nabehandelen of watergebasseerde reductietechnieken (FWE) moet aanwenden (zie paragraaf 7.3).

7.1.2

CO-uitstoot

Uit alle testen blijkt dat de CO-uitstoot altijd ver onder de norm Stage IIIA blijkt te liggen. We zullen dit hier dan ook slechts kort behandelen. E2-cyclus We vergelijken opnieuw eerst de twee E2-cylci uit de eerste proeven, dus met instellingen A-1 en A-2. We verwachten een stijging van CO-uitstoot door een minder goed verbrandingsproces. Uit de resultaten blijkt dan ook dat er een stijging is van meer dan 50%, maar waarmee men nog ruim onder de norm Stage IIIA blijft (zie figuur 7.13).

Figuur 7.13: Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1, A-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus

Uit de twee E2-cycli met instellingen B-1 en B-2 blijkt dat de CO-uitstoot ongeveer constant blijft zoals weergegeven in figuur 7.14.

112

Figuur 7.14: Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus

Aangezien de CO-uitstoot ver beneden de voorgeschreven norm Stage IIIA blijft voor een E2-cyclus, is dit niet bepalend voor de keuze van de instellingen. E3-cyclus De metingen tonen voor de eerste twee E3-cycli met instellingen A-2 en A-3 dat de COuitstoot stijgt met 25%, maar er wordt opnieuw ruim onder de norm Stage IIIA gebleven. Uit de vergelijking van volgende twee E3-cycli met instellingen A-3 en A-4, blijkt er een daling van CO-uitstoot van ongeveer 10%. Deze resultaten worden getoond in figuur 7.15). Uit de twee E3-cycli van de tweede reeks proeven zien we een stijging van 22% wat wijst op een slechtere verbranding (zie figuur 7.16). Aangezien de CO-uitstoot ver beneden de voorgeschreven norm Stage IIIA blijft voor een E3-cyclus, is dit niet bepalend voor de keuze van de instellingen.

113

Figuur 7.15: Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3, A-4 en de Europese norm voor de E3-cyclus

Figuur 7.16: Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E3-cyclus

114

F-cyclus De metingen van de eerste twee F-cylci met instellingen B-1 en B-2 zien we een stijging van CO-uitstoot van 31% (zie figuur 7.17).

Figuur 7.17: Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus

Bij de twee F-cycli met het uitlaatdiafragma van 265 mm (B-3 en B-4) zien we een stijging van 10% door het verlating van injectie van 16 o naar 13 o krukhoek bTDC (zie figuur 7.18).

Figuur 7.18: Waarden van CO-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus

Aangezien de CO-uitstoot ook hier beneden de voorgeschreven norm Stage IIIA blijft voor 115

een F-cyclus is dit niet bepalend voor de keuze van de instellingen.

7.1.3

PM-uitstoot

E2-cyclus Uit het vergelijk van instellingen A-1 en A-2 kunnen we de invloed op de partikeluitstoot van de 8- en 12-gaatjes verstuiver. Aangezien het aantal gaatjes toeneemt van 8 naar 12 en de diameter van de gaatjes afneemt van 0,44 mm naar 0,30 mm verwachten we dat dit een negatieve invloed heeft op de partikeluitstoot [28]. De waarde van de partikeluitstoot werd hier geschat via de opgemeten Bosch Units. In figuur 7.19 worden deze geschatte waarden weergegeven. We zien een duidelijk stijging, maar er wordt verwacht dat de norm Stage IIIA zal gehaald worden.

Figuur 7.19: Geschatte waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1, A-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus

Bij de overgang van instellingen B-1 naar B-2 is er een verlaging van openingsdruk en een verlating van injectie wat een negatief effect heeft op de partikeluitstoot. De verstuiver werd hierbij ook veranderd: van 10 gaatjes naar 8 gaatjes met respectievelijke diameters 0,38 mm en 0,44 mm. We verwachten voor de 8-gaatjes verstuiver een gunstigere partikeluitstoot dan voor de 10-gaatjes verstuiver. Uit de experimenteel opgemeten waarden (figuur 7.20) blijkt een stijging van de partikeluitstoot van bijna 8%. Deze waarden werden opgemeten door WTZ via de gravimetrische methoden. Voor de E2-cyclus wordt voor iedere geteste instelling ruim onder de norm Stage IIIA gebleven, dus de partikeluitstoot is hier niet bepalend voor de keuze van de instellingen. 116

Figuur 7.20: Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E2-cyclus

E3-cyclus Eerst zullen we de overgang van instellingen A-2 naar A-3 bespreken. De verlaging van openingsdruk en verlating van injectie zorgt voor een hogere patikeluitstoot. Het verschil in verstuiver tussen A-3 en A-4, plus het plaatsen van een uitlaatdiafragma met diameter van 250 mm zou eveneens zorgen voor een verhoogde partikeluitstoot. Dit wordt bevestigd door de geschatte waarden uit de proeven (zie figuur 7.21). We verwachten wel dat de norm Stage IIIA gehaald zal worden.

Figuur 7.21: Geschatte waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3, A-4 en de Europese norm voor de E3-cyclus

117

Voor de E3-cycli met instellingen B-1 en B-2 werden dezelfde parameters gewijzigd als reeds besproken bij de E2-cyclus. Uit de metingen van WTZ zien we hier eveneens een stijging van de partikeluitstoot. Deze stijging is groter dan bij de E2-cyclus, namelijk 27%, maar er wordt ruim onder de voorgeschreven norm Stage IIIA gebleven.

Figuur 7.22: Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de E3-cyclus

Ook hier is er geen limitering voor de instellingen als we enkel kijken naar de partikeluitstoot. F-cyclus De partikeluitstoot werd ook opgemeten door WTZ voor de vier F-cycli. Uit de instellingen B-1 en B-2 kunnen we zien dat er ook voor de F-cyclus een stijging is van de partikeluitstoot. Deze stijging bedraagt 36%. Bij de instellingen B-2 zien we wel dat er slechts 5% speling is met de norm Stage IIIA (figuur 7.23). Door de instellingen B-3 en B-4 te vergelijken zien we duidelijk de invloed van verlating van injectie van 16 o naar 13 o krukhoek bTDC bij een openingsdruk van 245 bar, de 8gaatjes verstuiver en een uitlaatdiafragma van 265 mm. We verwachten een stijging van de partikeluitstoot. Uit de opgemeten waarden blijkt dat deze stijging ongeveer 5% bedraagt. Hierdoor is er geen speling meer met de norm Stage IIIA en lijkt deze instelling B-4 toch niet aangewezen (figuur 7.24). Om een zo laag mogelijke partikeluitstoot te bekomen voor de F-cyclus is het best de instelling B-1 te gebruiken. Bij de andere instelling is er weinig speling met de voorgeschreven normwaarde. 118

Figuur 7.23: Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1, B-2 en de Europese norm voor de F-cyclus

Figuur 7.24: Waarden van PM-uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3, B-4 en de Europese norm voor de F-cyclus

119

7.1.4

CO2 -uitstoot en specifiek brandstofverbruik (SFC)

Een laatste belangrijk element is het brandstofverbruik, meer bepaald het specifiek brandstofverbruik, SFC. De CO2 -uitstoot wordt niet gelimiteerd in de Europese norm. Deze uitstoot van CO2 is zuiver bepaald door het brandstofverbruik. Dus indien er een toename is van SFC zal de CO2 -uitstoot eveneens stijgen. Het zo laag mogelijk houden van het brandstofverbruik heeft dus voordelen voor het milieu en voor de consument. E2-cyclus Aangezien er een trade-off is tussen NOx -uitstoot en SFC [28], kunnen we bij overgang van instelling A-1 naar A-2 een stijging verwachten van SFC aangezien we eerder bij de NOx -uitstoot een daling geconstateerd hadden. Uit het opgemeten brandstofverbruik bij de ingestelde vermogens blijkt dat er een stijging is van het SFC van ongeveer 1,4% (figuur 7.25).

Figuur 7.25: Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-1 en A-2 voor de E2-cyclus

Ook bij overgang van instelling B-1 naar B-2 werd voor de E2-cyclus een daling van NOx uitstoot bekomen. Er is hier dan ook een stijging van SFC van ongeveer 2,6% (figuur 7.26). Om het specifiek brandstofverbruik zo laag mogelijk te houden is het best dat de openingsdruk op 275 bar en begin van injectie op 21 o krukhoek bTDC ingesteld wordt, met de 10-gaatjes verstuiver (instelling B-1).

120

Figuur 7.26: Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1 en B-2 voor de E2-cyclus

E3-cyclus Bij verlaging van openingsdruk en verlating van injectiebegin bij overgang van instelling A-2 naar A-3, verwachten we een stijging van SFC door verlies aan energie-efficiëntie. De opgemeten stijging bedraagt bijna 5% (figuur 7.27). Indien we bovenop deze wijzigingen nog de 12-gaatjes verstuivers vervangen door 10-gaatjes verstuivers en een uitlaatdiafragma met diameter 250 mm plaatsen dan zien we toch nog een kleine daling van 1% (figuur 7.27). Bij deze metingen valt wel op te merken dat de CO2 -uitstoot daalt terwijl SFC stijgt indien we metingen A-2 en A-3 met elkaar vergelijken. Het omgekeerde doet zich voor bij het vergelijken van instellingen A-3 en A-4. Daar stijgt de CO2 -uitstoot terwijl SFC daalt. Dit is vermoedelijk te wijten aan meetfouten. Als we instellingen B-1 en B-2 met elkaar vergelijken dan zien we een stijging van het SFC van 4,4% door het verlies aan energie-efficiëntie (figuur 7.28). Uit het voorgaande kunnen we opnieuw concluderen dat bij 275 bar openingsdruk, 21 o krukhoek bTDC injectiebegin en de 10-gaatjes verstuiver, we het laagste specifiek branstofverbruik hebben.

121

Figuur 7.27: Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen A-2, A-3 en A-4 voor de E3-cyclus

Figuur 7.28: Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1 en B-2 voor de E3-cyclus

122

F-cyclus Opnieuw verwachten we bij het vergelijken van instellingen B-1 en B-2 een stijging van SFC. Deze bedraagt in dit geval 3,1% (zie figuur 7.29).

Figuur 7.29: Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-1 en B-2 voor de F-cyclus

Bij de laatste instellingen B-3 en B-4 zien we een verdere stijging van het brandstofverbruik indien het injectiebegin nog verder verlaat wordt en de diameter van het uitlaatdiafragma verkleind wordt (zie figuur 7.30). Opnieuw is 275 bar openingsdruk, 21 o injectiebegin voor TDC en de 10-gaatjes verstuiver de beste keuze in functie van SFC.

123

Figuur 7.30: Waarden van specifiek brandstof verbruik (SFC) en CO2 -uitstoot in g/kWh voor instellingen B-3 en B-4 voor de F-cyclus

124

7.2

Algemene besluiten

Voor de E2-cyclus voldoen instellingen A-2 en B-2 aan alle voorgeschreven normen. Als gekeken wordt naar het specifiek brandstofverbruik, dan krijgt instelling A-2 wel de voorkeur. Voor E2-cycli stellen we de motor dus het best in op 275 bar openingsdruk, begin van injectie op 20/21 o krukhoek bTDC en de 12-gaatjes verstuiver (DOP150T1230). Voor de E3-cyclus voldoen instellingen A-3, A-4 en B-2. Bij instellingen B-2 ligt de opgemeten waarden voor (NOx + HC)-uitstoot heel dicht bij de voorgeschreven norm en aangezien de motor onderhevig is aan slijtage lijkt deze instelling toch niet zo interessant. Voor de E3-cycli stellen we de motor dus het best in op 245 bar openingsdruk, begin van injectie op 20 o /21 o krukhoek bTDC en de 12-gaatjes verstuiver (DOP150T1230) of de 10-gaatjes verstuiver (HL150T38L). Voor de F-cyclus voldoet geen enkele van de geteste instellingen aan de norm Stage IIIA voor NOx -uitstoot en HC-uitstoot. Hier lijkt het dus niet mogelijk om aan de normen te voldoen door enkel motorinterne maatregels. Opmerking: invloed diameter uitlaatdiafragma Als we instelling B-2 en B-3 met elkaar vergelijken dan kunnen we de invloed bestuderen van het verkleinen van de diameter van het uitlaatdiafragma bij een openingsdruk van 245 bar, een begin van injectie van 21 o krukhoek bTDC en de 8-gaatjes verstuiver. De diameter werd verkleind van 295 mm naar 265 mm. We zien hierbij dat er een lichte stijging is van NOx -uitstoot van 1,2%, van CO2 -uitstoot van 1,3% en van SFC van 1,3%. De HC-uitstoot neemt hierbij af met 65%. Ook de CO-uitstoot neemt af met 5% terwijl de PM-uitstoot ongeveer constant blijft. Deze bevindingen kunnen gedeeltelijk verklaard worden door aan te nemen dat de uitlaatdiafragma voor een tegendruk zorgt waardoor de oplading van de motor kleiner zal zijn. Een lagere turbodruk leidt bijgevolg dan ook, zoals behandeld in paragraaf 3.2.1, tot een lager rendement (toename SFC) en een verhoging van NOx -uitstoot. Daar waar men zou verwachten dat de PM-emissies zou stijgen ten gevolge van de lagere turbodruk, stellen wij vast dat ze (ongeveer) constant blijft.

125

7.3

12VDZC-1000-166A

Voor de specifieke motoreigenschappen en de standaardinstellingen van deze 12 cilinder motor in V-formatie verwijzen we naar bijlage D.1. Het betreft hier een motor met een nominaal toerental van 1000 rpm en een uitgaand vermogen van 2640 kW. Op deze motor werd dan ook de eerste testen uitgevoerd volgens het wateremulsificatieprincipe (zie paragraaf 3.2.5). Samengevat kan men stellen dat de opstelling als volgt is: de brandstofpomp op de motor levert enerzijds brandstof aan de FWE-module, waarbij simultaan het water aangezogen wordt door de module uit een tank (om directe aansluiting met het waternet te vermijden). De module mengt dan beide fluida volgens een in te stellen mengverhouding om dan de emulsie in de verbrandingskamer in te spuiten. Aangezien de module voorzien is van een filter van 5 micron werd de duplex filter aanwezig op de motor niet in het circuit geplaatst. Hierbij werd het systeem door het Duits studiebureau FMC (Fiedler Motoren GmbH) geleverd waarvan de voornaamste eigenschappen hieronder zijn opgesomd.

Figuur 7.31: De module die gebruikt werd voor de FWE testen bij de 12VDZC motor.

• De FWE-unit kan wateremulsies leveren met een mengverhouding tot 50% voor een motor met uitgaand vermogen groter dan 1350 kW. • Het gecirculeerde massadebiet bedraagt ongeveer 500 l/h. • De brandstoftoevoer gebeurt met behulp van de brandstofpomp op de motor en waarbij het aangezogen water door de unit op een druk van 14 bar wordt gebracht. • Deze emulsificatie unit vereist een brandstofkwaliteit gelijkwaardig aan gasolie of MDO (met een max. brandstoftemperatuur van 50 tot 60 o C). 126

• De unit is ook voorzien van een ECU die het watergehalte van de emulsie1 kan aanpassen om vooraf bepaalde waarden voor NOx - en roetuitstoot te bekomen. • Zoals eerder vermeld kan uiteraard ook de mengverhouding gevarieerd worden.

7.3.1

Vermogenverlies ten gevolge van FWE

Het is gemakkelijk te begrijpen dat een mengsel van water en brandstof een lagere calorische verbrandingswaarde heeft dan een zelfde hoeveelheid pure brandstof. Dit heeft tot gevolg dat er een vermogenverlies optreedt wanneer men gebruik maakt van een FWE systeem om de emissies onder controle te houden. Om het vermogenverlies ten gevolge van FWE in kaart te brengen voor de V12 motor, werd eerst het nominaal vermogen (2640 kW) ingesteld (maar niet constant gehouden!) waarna de mengverhouding gevariëerd werd van 0% (pure diesel) ⇒ 10% ⇒ 20% ⇒ 30% ⇒ 35%. De verwachtingen werden hierbij duidelijk bevestigd met behulp van de opgemeten waarden (zie figuur 7.32), waarbij de eerste meting bij vollast en bij een watergehalte van 0% (pure diesel), als referentie werd genomen: zo stemt een emulsie met 35 vol% H2 O met een vermogenverlies van 1040 kW (39,4%). Voor de uitgebreide berekeningen verwijzen we naar bijlage D.2.1.

Figuur 7.32: Het vermogenverlies ten gevolge van de brandstof-water emulsificatie techniek in functie van het watergehalte van de emulsie. 1

Het watergehalte van de emulsie of mengverhouding wordt hier gedefinieerd als een volumepercentage %H2 O = 100 ×

W ater [l] W ater [l] + Diesel [l]

127

7.3.2

Experimentele resultaten bij 50% Pnom

De volgende resultaten zijn bekomen door de V12 motor op een vast belastingspunt te beproeven waarbij het watergehalte van de emulsie gradueel werd verhoogd van 0% ⇒ 5,74% ⇒ 10,4% ⇒ 18,6% ⇒ 20% ⇒ 24% ⇒ 30%. Het vaste belastingspunt lag op (ongeveer) 50% van het nominaal vermogen en bij nominaal toerental; praktisch betekent dit dus een uitgaand vermogen van 1300 kW bij 1000 rpm. Bovendien merken we nog op dat de eerste meting bij een watergehalte van 0 % (pure diesel) steeds als referentiemeting werd genomen en dat men de gedetailleerde berekeningen kan terugvinden in bijlage D.2.2. NOx -uitstoot Zoals in paragraaf 3.2.5 uitgelegd, zou men kunnen verwachten dat gedurende de verbranding het in de brandstof vervatte water (verdampings)warmte zal opnemen om zo een verlaging van de piektemperatuur op te leveren. Deze verlaging in piektemperatuur is des te groter naarmate het watergehalte van de emulsie toeneemt en gaat gepaard met een reductie in NOx -uitstoot. Deze verwachtingen werden bevestigd door de meetresultaten (figuur 7.33 en 7.34):

Figuur 7.33: Het verloop van de relatieve NO-uitstoot in functie van het watergehalte van de emulsie.

Men kan duidelijk zien in de figuur 7.34 dat de invloed van het watergehalte op de NOx uitstoot het meest uitgesproken is (steilste helling) bij emulsies met een watergehalte tussen de 6 ` a 18%. Hierbij bekomt men NOx -reducties tot 9,5%. CO-uitstoot De microscopische druppels die in een brandstofdruppel vervat zijn, hebben ook tot gevolg dat bij het verdampen in de verbrandingskamer ze ervoor zorgen dat een brandstofdruppel 128

Figuur 7.34: Het absoluut verloop van de NO-uitstoot in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie.

uit elkaar getrokken wordt. Dit laatste zorgt voor een toename in vrije druppeloppervlakte wat een volledigere verbranding in de hand werkt met een daling van CO-emissies als directe symptomen. Ook dit vindt men terug in de metingen (figuren 7.35 en 7.36):

Figuur 7.35: Het verloop van de relatieve CO-uitstoot in functie van het watergehalte van de emulsie.

Uit deze metingen kan men concluderen dat bij een watergehalte van ongeveer 6% reeds een relatieve daling van 36% in CO uitstoot bekomt om in de daarop volgende 24% (=30%6%) toename van het watergehalte slechts een 24% (=64%-40%) daling in CO-uitstoot op te leveren.

129

Figuur 7.36: Het absoluut verloop van de CO-uitstoot in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie.

Roetuitstoot De FWE emissiereductietechniek zorgt zoals eerder vermeld in een toename van het vrije druppeloppervlakte en dus voor een betere verbranding. Dit vertaalt zich niet alleen in een daling van de CO-uitstoot, maar ook in de vermindering van de roetuitstoot. Ook dit wordt bevestigd door de meetresultaten (figuren 7.37 en 7.38)

Figuur 7.37: Het verloop van de relatieve roetuitstoot in functie van het watergehalte van de emulsie.

Hier dienen we echter op te merken dat bij een watergehalte van 5,74% de roetuitstoot halveert en bij 18,6% de roetuistoot stagneert op een waarde van 0,036 g/kWh (ongeveer één tiende van de oorspronkelijke waarde); een verdere stijging van het watergehalte heeft geen verdere invloed op de roetuitstoot.

130

Figuur 7.38: Het absoluut verloop van de roetuitstoot in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie.

Specifiek brandstofverbruik Alhoewel we uit figuur 7.39 kunnen afleiden dat het specifiek brandstofverbruik praktisch niet be¨ınvloed wordt door de FWE emissiereductietechniek (nagenoeg constante waarde van 224,4 g/kWh, behalve voor het 4e meetpunt is dit 225,3 g/kWh), stijgt ze zeer sterk bij watergehalten groter dan 20 %. Uit figuur 7.40 zou men geneigd zijn te denken dat bij 20 vol% H2 O er een meetfout is opgetreden, maar niets is minder waar: door de kubische interpolatie tussen de meetpunten is er een ’dipje’ in de curve, alhoewel het specifiek brandstofverbruik daar ook 224,2 g/kWh bedraagt.

Figuur 7.39: Het verloop van de relatieve SFC in functie van het watergehalte van de emulsie.

131

Figuur 7.40: Het absoluut verloop van de SFC in g/kWh in functie van het watergehalte van de emulsie.

7.3.3

Experimentele resultaten bij 25% Pnom en Pnom

Om het effect van het FWE systeem bij andere belastingspunten in kaart te brengen zijn er metingen uitgevoerd enerzijds bij vollast en nominaal toerental (2600 kW en 1000 rpm) en anderzijds bij 25% Pnom en nominaal toerental (650 kW en 1000 rpm). Hier werd weer het watergehalte van de emulsie gevarieerd van 0% → 8,1% ⇒ 14,6% bij vollast en van 0% ⇒ 8,1% ⇒ 14,6% bij 25% Pnom , met als doel de invloed hiervan op de verschillende emissies en het brandstofverbruik te onderzoeken. De resultaten hiervan zijn grafisch voorgesteld in figuur 7.41, waarvan de berekeningen opgenomen zijn in bijlage D.2.3. Bij vollast kunnen we duidelijk bevestigen dat FWE het meest effectief is voor NOx reductie bij hoge belastingen (zoals reeds aangehaald in paragraaf 3.2.5): bij een watergehalte van 14,6% bekomen we bij vollast een 20% reductie in NOx -uitstoot, daar waar bij een uitgaand vermogen van 50% Pnom (figuur 7.33) men slechts ±7% NOx -reductie bekomt. Alhoewel de reductie van de roetuitstoot bij vollast vergelijkbaar is in relatieve waarden met die bij 50% Pnom (figuur 7.37), valt wel op dat de CO-uitstoot daarentegen een minimum vertoont. Door de beperking van het aantal meetpunten, valt dit ’minimum’ hier bij een watergehalte van 8,1% (zie figuur 7.41 bovenaan). Ook stellen we een lichte daling van het specifiek brandstofverbruik bij vollast vast bij toenemend watergehalte van de emulsie. Bij beproeving van de motor op 25% van het nominaal vermogen zien we ook duidelijk dat bij toenemend watergehalte de reductie van roetuitstoot iets hoger is (dan bij vollast), terwijl de NOx -reductie minder uitgesproken is (dan bij vollast). Ook valt op dat nu niet alleen de CO-uitstoot een minimum vertoont, maar ook de NOx -uitstoot. Door 132

het beperkt aantal meetpunten, stellen we vast dat dit ’minimum’ overeenstemt met een watergehalte van 11% (zie figuur 7.41 onderaan).

7.3.4

Ontstekingsuitstel ten gevolge van FWE

Naast het bovenstaande dient men er ook rekening mee te houden dat bij toename van het watergehalte van de emulsie men een groter ontstekingsuitstel (en daarmee meer brandstof in de verbrandingskamer) induceert, wat op zijn beurt een grotere drukvariatie per eenheid krukhoek meebrengt (dp/dα). Aangezien dit tot te grote mechanische belastingen zou kunnen leiden met schade van de motor tot gevolg, dient men dit ten alle tijde te vermijden. Tijdens de proeven is dit dan ook duidelijk gebleken: • Bij een watergehalte van 30% werd er een drukstijging van 6,82 bar/ o krukhoek waargenomen op 1750 kW (∼ 67%Pnom ). • Bij een watergehalte van 30% werd er een drukstijging van 8,1 bar/ o krukhoek waargenomen op 1300 kW (∼ 50%Pnom ). • Bij een watergehalte van 35,8% werd er een drukstijging van 7,56 bar/ o krukhoek waargenomen op 1600 kW (∼ 61%Pnom ).

7.3.5

Algemene conclusies

Vooraleer we naar de verschillende emissies gaan kijken, merken we op dat wat betreft de mechanische belasting van de verbrandingskamers, het watergehalte liefst zo ’laag’ mogelijk dient gekozen te worden. Bovendien merken we ook op dat bij deellast en bij éénzelfde watergehalte er toch nog een grote variatie mogelijk is in (dp/dα) (zie vorige paragraaf). Uit paragraaf 7.2.2 weten we dat wat betreft de NOx -uitstoot bij 50% Pnom we best een watergehalte tussen de 6 en 18 vol% kiezen. Aangezien de reductie van NOx bij vollast effectiever verloopt en aangezien de gewichtsfactor bij vollast iets groter is dan bij ’halflast’ (in E2 of E3 toch: 0,2 t.o.v 0.15 ) zou men hierbij een watergehalte kiezen dat liefst zo hoog mogelijk is, maar nog steeds binnen de hiervoor vernoemde grenzen ligt. Een keuze van het watergehalte uit het interval 15% ⇒ 18% lijkt ons mooie resultaten op te leveren en de DZC-motoren zeker de normen te doen halen. Ook de roetuitstoot zal dan onder de wettelijk toegelaten waarden blijven, terwijl de CO-uitstoot nooit een probleem heeft gevormd bij deze motorgroep. Het specifiek brandstofverbruik zal hierbij weinig be¨ınvloed worden.

133

Figuur 7.41: Resultaten van metingen uitgevoerd enerzijds bij vollast en nominaal toerental (2600 kW en 1000 rpm) en anderzijds bij 25% Pnom en nominaal toerental (650 kW en 1000 rpm).

134

7.4

8DZC-1000-183A

Binnen ABC wordt er ook onderzoek verricht naar het milieuvriendelijker maken van deze 8 cilinder motor in lijn die bovendien een groot deel van de jaarlijkse productie vormt. Behalve een uitgaand vermogen van 1945 kW heeft deze motor een nominaal toerental van 1000 rpm en vormt ze de zogenaamde parent engine van de DZ-motorgroep waarvan de specifieke motoreigenschappen en de standaardinstellingen opgesomd zijn in bijlage E.1. Om deze motor in de toekomst te doen voldoen aan de strenger wordende wetgeving, en in het bijzonder de eerst volgende Europese richtlijn Stage IIIA, werd de invloed van verlating van injectie op deze motor onderzocht. In eerste instantie werd deze motor beproefd in een E3-cyclus met de standaardinstellingen zijnde een SOI van 20o krukhoek bTDC, een 10 gaatjes verstuiver met een openingsdruk van 275 bar. Vervolgens werd dezelfde motor weer in een E3-cyclus belast nu met als enige gewijzigde motorparameter het begin van injectie: deze werd verlaat van 20o naar 15o krukhoek bTDC. Hierbij werden dan de verschillende emissies telkens opgemeten en vergeleken. De bekomen resultaten worden in de volgende paragrafen besproken waarbij we bovendien voor de uitgebreide metingen en berekeningen verwijzen naar bijlage E.2. Vooraleer over te gaan tot de resultaten, hernemen we kort de limietwaarden van de verschillende emissies van de richtlijn Stage IIIA specifiek toegepast op de 8DZC-1000183A motor. Aangezien het hier gaat om een DZ-motor heeft ze een cilinderdiameter van 256 mm en een slag van 310 mm en dus bijgevolg een verplaatsingsvolume per cilinder van 15,95 dm3 . Dit laatste zorgt ervoor dat deze motor, samen met het feit dat het uitgaand vermogen beperkt is tot 1945 kW binnen de V 2 : 2 categorie van de richtlijn Stage IIIA valt met als grenswaarden (zie figuur 4.6, hoofdstuk 4): Stage III A Limietwaarde (g/kW h)

CO NOx + HC

PM

5,0

0,5

8,7

Tabel 7.1: Stage IIIA toegepast op de 8DZC met een uitgaand vermogen P <3300 kW en verplaatsingsvolume per cilinder 5 < D < 15 dm3 gebaseerd op testcycli E2 of E3 volgens ISO 8178.

7.4.1

Experimentele resultaten en bespreking

Het effect van verlating van begin van injectie op de emissies werd reeds besproken in paragraaf 3.2.2, hoofdstuk 3. Samengevat kunnen we stellen dat verlating van SOI enerzijds een daling van de NOx -uitstoot met zich meebrengt omwille van een verlaagde in-cilinder piektemperatuur en anderzijds aanleiding geeft tot een slechtere verbranding dat zich in een verhoogde specifiek brandstofverbruik, CO- en roetuitstoot vertaalt. Deze 135

verwachtingen werden ook experimenteel bevestigd (zie tabel 7.2). Hierbij merken we nog op dat voor deze resutltaten de motor beproefd werd volgens de E3-cyclus. Emissies (g/kWh)

bij 20o

bij 15o

Norm: Stage IIIA

NOx + HC

10,34

8,75

8,7

CO

1,15

1,3

5,0

PM

0,23

0,339

0,5

CO2

689,77

702,33

-

SFC

204,35

207,26

-

Tabel 7.2: Experimetele resultaten van verlating van injectie bekomen op de 8DZC met een 10 gaatjes verstuiver met een openingsdruk van 275 bar.

Hierbij kan men dus duidelijk concluderen dat bij een verlating van het begin van injectie van 20o naar 15o krukhoek (bTDC) men de ’NOx +HC’-emissies kan terugbrengen tot een waarde die reeds dicht bij de norm ligt (verschil van 0,05 g/kWh). Zoals men zou verwachten kan men hierbij dus ook concluderen dat de CO- en PM-emissies toenemen, maar waarbij echter de norm nog steeds gehaald wordt. Zoals men ook in tabel 7.2 kan zien gaat dit gepaard met een stijging van SFC (en dus met een toename van CO2 -uitstoot) alhoewel men kan opmerken dat deze toename aanvaardbaar blijft. Dit alles betekent dus dat voor de 8DZC verlating van injectie een effectieve manier vormt om de toekomstige richtlijnen te halen en dit echter met een aanvaardbare ’bestraffing’ wat betreft brandstofverbruik. Hierbij dient men echter wel op te merken dat voor locomotieftoepassingen (de F-cyclus dus waarvoor andere normwaarden vooropgesteld zijn) en voor de E2-cyclus (’constant toerental’) de invloed van de verlating van begin van injectie op de emissies verder dient onderzocht te worden.

136

Hoofdstuk 8 Biobrandstoffen 8.1

Inleiding

Aangezien fossiele brandstofvoorraden niet onuitputtelijk zijn en het miljoenen jaren duurt vooraleer ze opnieuw gevormd zijn, beseft de internationale gemeenschap meer en meer dat men alternatieven dient te zoeken. Eén van deze alternatieven kan men terugvinden in de zogenaamde biobrandstoffen. Aangezien deze brandstof duurzaam is, biedt het veelbelovende toekomstperspectieven. Biobrandstoffen zijn brandstoffen op basis van hernieuwbare, veelal biologisch afbreekbare grondstoffen. Een biobrandstof wordt bijgevolg gewonnen uit plantaardig of dierlijk materiaal. Zo kunnen oliën en vetten en daarvan afgeleide producten als biobrandstoffen worden ingezet. Vóór de ontdekking van fossiele brandstof (turf, bruinkool, steenkool, aardolie en aardgas) gebruikte men alleen maar biobrandstof (hout, houtskool, plantaardige olie of dierlijk vet) en op veel plekken ter wereld worden deze energiedragers nog steeds gebruikt. Aangezien gewassen steeds weer opnieuw geoogst kunnen worden en deze planten tijdens hun groei zonlicht gebruiken voor het opslaan van koolstofdioxide, zal men bij het verbranden van biobrandstoffen een (ongeveer) even grote CO2 hoeveelheid uitstoten als door de gewassen tijdens hun leven opgenomen is. Doordat er ruim 100 jaar hoofdzakelijk gebruik wordt gemaakt van fossiele brandstoffen, zijn infrastructuur en verbruikers daarop ingericht. Om bio-energie gemakkelijk toepasbaar te maken moet het als energiedrager op dezelfde manier te gebruiken zijn als aardolieproducten, aardgas of steenkool. Daartoe wordt de grondstof omgezet in een vast, vloeibaar of gasvormig product met een hoge energiedichtheid. Zo zijn er verschillende methoden om uit plantaardig en/of dierlijk materiaal een brandstof te winnen die gebruikt kan worden zoals men dat van fossiele brandstof gewend is: • Alcoholische vergisting: Vergisting is een vrij beproefd proces dat al zeer lang 137

wordt toegepast om plantaardige grondstoffen om te zetten in vloeibare of gasvormige brandstoffen. Het is een biologisch omzetting, die in de vrije natuur ook veel voorkomt. Zo ontstaat er bij vergisting van suikers ethanol (alcohol). In Brazilië rijden veel auto’s op ethanol. Deze ethanol wordt gewonnen uit vergist sap van suikerriet m.b.v. destillatie. • Ana¨ erobe vergisting: Bij een andere anaërobe vergisting van organisch materiaal ontstaat biogas (methaan). Dit proces wordt toegepast bij zuivering van rioolwater en bij de verwerking van mest. Met het vrijgekomen biogas wordt bijvoorbeeld een warmte-kracht koppeling (WKK) gestookt, die elektriciteit en warmte produceert. Na zuivering kan het biogas ook aan het aardgasnet worden geleverd. • Pyrolyse: Pyrolyse is een van de oudste methoden. Het was lange tijd de enige manier om methanol te winnen uit bijvoorbeeld hout, met houtteer of -olie en houtskool als nevenproducten. Pyrolyse is ook het proces waarmee de houtgasgenerator werkte, waarmee men tijdens de Tweede Wereldoorlog auto’s op hout en turf liet rijden (vanwege benzineschaarste). Door middel van pyrolyse kan biobrandstof gewonnen worden uit gewassen en gewasresten, maar ook diermeel kan hiervoor gebruikt worden. R • Het Carbo-V -proces: Dit proces verloopt in twee stappen. In een eerste stap wordt bij ongeveer 450 o C de biomassa omgezet in cokes en een teerhoudend gas. Vervolgens wordt de cokes gemalen. In de tweede stap wordt bij ongeveer 1500 o C het teerhoudende gas omgezet in een gas dat bestaat uit kleinere moleculen. Dit gas wordt gebruikt voor het verhitten van de gemalen cokes, waardoor deze ook omgezet wordt in gas. Na het zuiveren van dit gas is het vergelijkbaar met aardgas.

R • Het HTU -proces: Dit proces is, simpel voorgesteld, te vergelijken met de vorming van aardolie, maar dan veel sneller. Biomassa wordt, vermengd met water, verhit tot ongeveer 350 o C bij een druk van ongeveer 160 bar, gedurende zo’n 15 minuten. Hierbij ontstaat een drab die vergelijkbaar is met ruwe aardolie. Na het verwijderen van het vast residu wordt het oliën- en vetbevattend product geëxtraheerd met een organisch opmiddel zoals chloroform, tetra of hexaan. Na het afdampen van de extractievloeistof wordt de olie verkregen. Omdat het proces in water plaatsvindt gelden er weinig eisen voor de grondstof. Deze hoeft bijvoorbeeld niet droog te zijn, zodat er een ruime keuze is uit allerlei reststromen van organisch afval. Het vormt daarom een uitstekend alternatief voor composteren. Bij composteren komt net zoveel CO2 vrij als bij verbranding, maar wanneer het materiaal, in plaats van te composteren, wordt omgezet in bruikbare brandstof is er nuttige arbeid uit te halen.

138

8.2

Structuur en nomenclatuur van glyceriden

Oorspronkelijk betekende de naam ’vet’ alles wat met een apolair organisch oplosmiddel geëxtraheerd kon worden uit biologisch materiaal. Hiertoe behoorden naast de triglyceriden, de gewassen en de fosfolipiden, ook de terpenen, de stero¨ıden en bepaalde vitaminen. Tegenwoordig bestaat er een veel beter inzicht in de structuur en de biologische oorsprong van al deze verbindingen waardoor oliën en vetten tegenwoordig gedefinieerd worden als esters van glycerol en vetzuren. Ze worden in levende organismen gevonden en vervullen daarin een functie als brandstof, als opslagplaats van energie, als component in membranen, als warmte isolator, als schokdemper en als oplosmiddel voor vitamines. Het verschil tussen een vet en een olie ligt in de aggregatietoestand bij kamertemperatuur en, in mindere mate, in de herkomst. Vetten zijn vaste stoffen en meestal van dierlijke herkomst, oliën zijn vloeibaar en meestal van plantaardige afkomst. Zoals men kan zien in figuur 8.1 zijn in de meeste oliën de hydroxylgroepen (OH − groep) van glycerol veresterd met vetzuren, maar in de natuur komen ook kleine hoeveelheden mono- en diglyceriden voor.

Figuur 8.1: Structuur van oliën en vetten

Wat betreft de nomenclatuur van vetzuren merken we op dat deze die van de carbonzuren volgt. Een carbonzuur met 16 koolstofatomen wordt hexadecaanzuur genoemd. Als in deze koolstofketen een (16:1), twee (16:2) of drie (16:3) dubbele bindingen voorkomen, dan spreekt men van respectievelijk een hexadeceenzuur, een hexadecadieenzuur en een hexadecatrieenzuur. De positie van een dubbele binding wordt aangegeven met het teken ∆x , met als index het nummer van het koolstofatoom waaraan de dubbele binding uitgaat. Triviale namen, afgeleid van de natuurlijke oorsprong van het vet, worden veel gebruikt voor de vetzuren. Tenslotte merken we nog op dat wanneer er dubbele bindingen aanwezig zijn in de alkylketen, men van een onverzadigde vetzuur spreekt. Aangezien plantaardige oliën over het algemeen een hoge viscositeit, een lage vloeibaarheid bij lage temperaturen en een laag cetaangetal (∼ 35) hebben, zal men vaak (zeker niet altijd) deze natuurlijke grondstof eerst chemisch bewerken vooraleer men deze als biobrandstof aanwendt (zie ook volgende paragraaf). Deze chemische bewerking bestaat erin om 139

Figuur 8.2: Esterificatie van Triglyceride: Reactiemechanisme

glyceriden onder invloed van een zuur of base met methanol of ethanol te veresteren, waarbij naast glycerol, de methyl- of ethylesters van de vetzuren ontstaan. Hierbij opteert men meestal voor methanol omdat dit de goedkoopste alcohol is, hoewel ethanol of iso-propanol eventueel een biodiesel zouden kunnen genereren met betere brandstofeigenschappen. Het proces verloopt volgens het algemene mechanisme voor een zuur- of basegekatalyseerde verestering. Alhoewel een viscositeit verlaging, die noodzakelijk is om een slechte verbranding in een verbrandingsmotor en operationele problemen (door afzettingen) te vermijden , kan worden bekomen op verschillende manieren (microemulsificatie, verdunning met dieselbrandstof, pyrolyse), is het veresteren toch de meest gebruikte methode. Onder invloed van een kataylysator bekomen we dus het volgende reactiemechanisme (zie ook figuur 8.2):

1 Oliemolecule (Triglyceride) + 3 CH3 OH

140

−→

3 Methylesters + Glycerol

(8.1)

8.3

PPO en Biodiesel

PPO (Pure Plantaardige Olie) is een biobrandstof afkomstig uit koudgeperste oliehoudende zaden, zoals koolzaad, zonnebloempitten, palmpitten, enz. PPO is dus biochemisch opgeslagen zonne-energie en bevat ongeveer 9.2 KWh per liter. De olie wordt verkregen door het persen van de zaden of pitten. Rudolf Diesel liet in 1900 zijn eerste dieselmotoren al op pinda-olie lopen. Bovendien merken we nog op dat plantaardige oliën, met btrekking tot het volume, een vergelijkbare energetische waarde hebben als fossiele diesel. Zoals reeds vermeld kan men door esterificatie van de vetzuren en vrije vetzuren uit PPO een biobrandstof bekomen die van betere kwaliteit is en om de kwaliteit van fossiele dieselbrandstof (uit petroleum bekomen) beter te benaderen; men spreekt van biodiesel. De grondstof voor biodiesel wordt voornamelijk verkregen uit koolzaad en raapzaad, maar kan ook uit zonnebloemolie, palmolie of sojaolie en zelfs vetten komen. Qua stofeigenschappen kunnen we concluderen dat biodiesel en gewone dieselbrandstof grote overeenkomsten vertonen: biodiesel heeft een vergelijkbaar of zelfs hoger cetaangetal dan gewone diesel (∼ 50), de dichtheid is iets hoger, de calorische waarde, de energie-inhoud per liter iets lager (32.500 kJ/l tegenover 35.700 kJ/l) en de viscositeit iets hoger (hoewel de viscositeit al een stuk lager ligt dan bij onveresterde plantaardige olie). Alhoewel in principe een verbrandingsmotor kan draaien op 100% biodiesel, wordt ze vaak toegepast in een mengvorm met uit aardolie verkregen diesel. De benaming die men er aan geeft is dan B20 bij 20% bijmenging. Het voordeel van biodiesel ten opzichte van pure plantaardige olie is dat de viscositeit ervan goed overeenkomt met die van conventionele dieselolie. Het gebruik van PPO in een verbrandingsmotor vereist echter aanpassingen aan het brandstofsysteem. Zo worden er andere verstuivers gemonteerd (in sommige gevallen zelfs een andere injectiepomp) en wordt het injectiemoment gewijzigd. In de meeste gevallen wordt er gebruik gemaakt van een zogenaamd 2-tanksysteem in combinatie met brandstofverwarming om de viscositeit van de PPO te verlagen, zodat de originele verstuivers en injectiepomp gehandhaafd blijven (die immers ontworpen waren voor diesel). Er wordt dan gestart op diesel en als de motor op bedrijfstemperatuur is, wordt er overgeschakeld op PPO. De warmte van de motor wordt benut om de PPO te verwarmen, waardoor de viscositeit hiervan daalt. PPO is namelijk meer visceus dan diesel en wordt daarom met een koude motor minder goed verbrand. Op bedrijfstemperatuur is de verbranding van PPO goed. Door de geringe verschillen in brandstofkwaliteit, kan biodiesel in gewone dieselmotoren gebruikt worden zonder aanpassing van de motorafstelling. Het is tevens mengbaar met fossiele dieselbrandstof. Er worden maar weinig aanpassingen van de huidige motortechnologieën gevergd. Echter voor permanent biodieselgebruik moeten brandstofleidingen en pakkingen van een materiaal zijn dat zich niet laat aantasten door methanol. Na verloop 141

van tijd kunnen deze materialen opzwellen en kunnen er lekken ontstaan. Om die reden zal het nodig zijn een aantal dichtingen en brandstofleidingen te vervangen door zogenaamde biodieselbestendige materialen als polyamide (PFA) of fluorrubber (VITON). Bij common-raildieselmotoren zijn de ’alternatieve oliën’ niet aan te bevelen vanwege de complexe inspuittechniek. Om de viscositeit te verlagen, vooral ’s winters om opstartproblemen te vermijden, kan 0,15 procent aceton, of 1 procent gewone benzine worden toegevoegd. In de zomer kan worden uitgegaan van een mengsel van 80 procent PPO en 20 procent diesel. In de winter moet niet meer dan ’50/50’ worden gebruikt. Aanbevolen wordt eerst diesel te tanken en bij warme motor de PPO erbij te mengen.

8.4

Milieuvoordeel

Het belangrijkste milieuvoordeel van biodiesel is dat de grondstof (PPO, pure plantaardige olie) biologisch afbreekbaar is, niet giftig is en geen zwavel en aromaten bevat. De belangrijkste drijfveer voor het gebruik van biodiesel tegenwoordig is de verlaging van de globale CO2 uitstoot. De CO2 emissies in de uitlaatgassen liggen bij biodiesel op hetzelfde niveau als bij gewone diesel. De hoeveelheid CO2 die vrijkomt bij de verbranding van biodiesel, is echter ongeveer gelijk aan de hoeveelheid CO2 die vooraf uit de atmosfeer is opgenomen bij de groei van het gewas (gewoonlijk koolzaad). Er dient wel rekening mee gehouden te worden dat de productie van biodiesel en zijn grondstoffen (bv. koolzaad, methanol) bijkomende CO2 emissies met zich meebrengt waardoor het niet meer uitgesloten is dat biodiesel minder milieubelastend is dan gewone brandstof. Wat betreft emissies merken we het volgende op; dieselmotoren die gevoed worden met biodiesel halen qua gereglementeerde emissies gelijkaardige resultaten als bij bedrijf op fossiele diesel. In het algemeen gebeurt de verbranding bij biodiesel iets vollediger (wegens de aanwezigheid van zuurstofatomen in de molecule). Hierdoor liggen de emissies van koolstofmonoxide (CO), koolwaterstoffen (HC) en roetdeeltjes (PM) 20 tot 30% lager. Het effect op deeltjesemissies (PM) hangt sterk af van de technologie. Vooral de aanwezigheid van een oxidatiekatalysator is hierbij belangrijk. Bij afwezigheid van een oxidatiekatalysator is de massauitstoot van deeltjes bij biodiesel even hoog of iets lager dan bij diesel. Het toevoegen van een oxidatiekatalysator heeft bij biodiesel veel meer effect dan bij diesel. Testen hebben aangetoond dat een oxidatiekatalysator de roetdeeltjes afkomstig van biodiesel ongeveer voor 50% afbreekt, de deeltjes afkomstig van fossiele diesel worden voor ongeveer 20% gereduceerd. De kleur van de uitlaatgassen verschilt sterk naargelang de brandstof. Bij gebruik van diesel zijn de roetdeeltjes zwart; bij biodiesel zijn de deeltjes eerder licht van kleur. Bij gebruik van biodiesel hebben de uitlaatgassen

142

mogelijkerwijze een barbecuegeur. Deze geur wordt sterk gereduceerd bij aanwezigheid van een oxidatatiekatalysator. Aan de andere kant zijn de NOx -emissies iets hoger.

8.5 8.5.1

Wetgeving Biodiesel

Opdat biodiesel als een volwaardig product de fossiele olie zou mogen vervangen moet het aan tal van voorwaarden voldoen. Op 14 februari 2003 bracht het Europees Comitè voor de Standaardisatie (CEN) de Europese standaard uit voor biodiesel; de zogenaamde ’European Standard EN 14214 - Automotive fuels - Fatty acid methyl esters (FAME) for diesel engines - Requirement and test methods’. De richtlijn van de Europese Unie ter bevordering van het gebruik van biobrandstoffen (2003/30/EC) wil de vervanging in de hand werken van een steeds groter aandeel van de benzine en dieselolie die in de lidstaten wordt verkocht, door biobrandstoffen. Ze stelt daartoe progressieve streefcijfers voorop voor het vervangingspercentage in de transportsector. Zo moet het aandeel biobrandstoffen minstens 2% van het globale brandstofverbruik in die sector bedragen in 2005, 5,75% in 2010, en 20% en in 2020, waarbij die percentages berekend zijn op energetische basis. Die streefcijfers zijn indicatief en niet verplicht, maar toch moeten de lidstaten de Commissie informeren over de maatregelen die ze getroffen hebben om ze te realiseren. Dit zou betekenen dat er ongeveer 9,3 miljoen ton biodiesel zou moeten geproduceerd worden in 2010. Dit is ongeveer 3,7 miljoen hectare koolzaad of suikerbieten. Daar staat tegenover dat er ongeveer 5,6 miljoen hectare braakliggende landbouwgrond in Europa is, waarvoor de EU landbouwers vergoed worden om vooral niets te produceren. De richtlijn betreffende de belasting op energieproducten (2003/96) heeft op haar beurt de bedoeling de lidstaten toe te staan de accijnzen op biobrandstoffen geheel of gedeeltelijk op te heffen zonder hen daartoe te verplichten. Omdat de prijs van biobrandstoffen nog altijd nagenoeg twee keer zo hoog is als die van equivalente petroleumproducten, kan het economische evenwicht van die ’landbouwbrandstoffen’ momenteel alleen maar bereikt worden dankzij fiscale steunmaatregelen van de overheden van de landen die het gebruik van die brandstoffen willen bevorderen. In tabel 8.1 staan de accijnzen die betaald moeten worden op diesel en biodiesel in België en in een aantal andere Europese landen. De kostprijs voor de productie van biobrandstoffen ligt hoger dan deze van fossiele brandstoffen. In de meest optimistische situatie kan er een productiekost van 0,5 à 0,6 e per liter biodiesel uit koolzaad voorop gesteld worden. De waardering van de bijproducten van biodiesel (glycerol, koolzaadkoek) kan de kostprijs wel drukken. De reserves fossiele 143

Land

Diesel (e/l) Biodiesel (e/l)

Belgi¨ e

0,33

0,33

Duitsland

0,4704

0

N ederland

0,3658

0

F rankrijk

0,4169

0,0869

Spanje

0,27

0

Zweden

0,36

0

P olen

0,245

0

Tabel 8.1: Accijnzen op diesel en biodiesel in enkele Europese landen (1/1/04)

brandstoffen zullen verder leeg raken en zal de olieprijs nog doen stijgen. Uit een Nederlandse studie blijkt dat de ontwikkeling van de omzettingstechnieken en de productie van biobrandstoffen een grote vlucht neemt, nadat een accijnsvrijstelling of verlaging ingevoerd werd. Dit is met andere woorden een primaire voorwaarde om van start te kunnen gaan. Ook de verplichte inmenging van biobrandstoffen in diesel zou kunnen bijdragen tot een verhoging van het gebruik van biobrandstoffen. Er is ook nog geen afspraak voor welke biobrandstoffen deze vrijstelling dan zou gelden. Men weet ook nog niet of dit voor pure biobrandstof geldt of voor biobrandstoffen in bijmenging. In het laatste geval moet men nog beslissen voor welk(e) percentage(s) men de vrijstelling zou toekennen. Bovendien, indien er een accijnsreductie wordt doorgevoerd, moet er een gegarandeerde duur zijn voor welke deze standhoudt.

8.5.2

Pure Plantaardige Olie

Ook PPO is toegevoegd als officiële biobrandstof. Als men op deze biobrandstof wil rijden, zal men dezelfde taks moeten betalen zoals op diesel, zelfs indien het gaat over gebruikte frituurolie. Dit blijkt uit de brief over de belastingen en invorderingen op alternatieve brandstoffen. Artikel 3 van de Wet van 22 oktober 1997 betreffende de belasting van energieproducten en elektriciteit stelt dat taks moet betaald worden op o.a. de volgende producten: sojaolie, grondnotenolie, olijfolie, palmolie, zonnebloemzaad-, saffloer- en katoenzaadolie, kokosolie (kopraolie), palmpitten- en babassunotenolie, koolzaad-, raapzaaden mosterdzaadolie, andere dierlijke en plantaardige vetten en oliën. Artikel 4 van dezelfde wet stelt dat de energieproducten waarvoor in artikel 7 (van dezelfde wet) geen tarief betreffende accijnzen is vastgesteld en die bestemd zijn voor gebruik of verkoop als motor- of verwarmingsbrandstof, worden belast tegen het tarief van de gelijkwaardige motor- of verwarmingsbrandstof, naargelang het gebruik dat ervan gemaakt wordt. Aangezien voor de hierboven vermelde producten geen tarief is voorzien in ar144

tikel 7 van de wet van 22 oktober 1997 betreffende de belasting van energieproducten en elektriciteit, dienen deze producten, indien gebruikt als motorbrandstof, belast te worden tegen het tarief van de gelijkwaardige motorbrandstof. De wet stelt dus duidelijk dat de accijnzen op deze producten moeten betaald worden. Een overtreding op vermelde bepalingen wordt, op basis van artikel 25 van vermelde wet, bestraft met een geldboete van 500 tot 5.000 e. In geval van herhaling wordt de geldboete verdubbeld. Bij het gebruik van ’geheime brandstoftanks’ wordt het betrokken voertuig in beslag genomen en ’verbeurd’ verklaard.

8.6

Marktsituatie

In België en Nederland, en ook in andere landen, wordt, nu de brandstofprijzen zo snel stijgen, er meer en meer geexperimenteerd met biodiesel en andere mengsels. Het mengen van slaolie of gebruikte frituurolie, met gewone diesel in een verhouding van 20% - 80% krijgt toenemende belangstelling. Gezien de grote overeenkomst met fossiele dieselbrandstof, kan de huidige distributie- en opslaginfrastructuur tevens ingezet worden voor biodiesel (mits de brandstofleidingen ’biodieselbestendig’ zijn). In België zijn er geen tankstations waar biodiesel verkrijgbaar is, maar kan wel als chemisch product (methylester) aangekocht worden. Vooraleer dit product in een verbrandingsmotor kan gebruikt worden, moeten eerst accijnzen betaald worden, die evenveel bedragen als bij fossiele dieselbrandstof (zie tabel 8.1). Zoals eerder reeds vermeld ligt de basiskost van biodiesel tussen 0,5 en 0,6 e per liter. Wanneer tevens accijnzen en BTW ingerekend worden, komt dit neer op een totaalprijs van 1 à 1,2 e per liter. Dat is heel wat meer dan de prijs die de consument vandaag de dag moet betalen voor gewone diesel. Om de competitiviteit van biodiesel te verhogen, is accijnsvrijstelling noodzakelijk. Sedert 12 juli 2005 heeft België een fiscale wetgeving die een defiscalisering van biocomponenten mogelijk maakt, waardoor de vermenging van biocomponenten in klassieke brandstoffen economisch haalbaar wordt. De meerkosten om die brandstoffen te produceren zouden gecompenseerd worden door een vermindering van de accijnzen op biobrandstoffen, die evenwel om redenen die verband houden met budgettaire neutraliteit, gefinancierd wordt met een verhoging van de accijnzen op niet-gemengde fossiele brandstoffen. In beide gevallen zal de maximumprijs hoger liggen dan nu. Tot op heden is de wet nog niet toegepast, en moeten de uitvoeringsmodaliteiten (datum van inwerkingtreding, teruggavemodaliteiten van de accijnzen op biobrandstoffen, offerteaanvraag voor biocomponenten, stabiel juridisch kader dat de nodige bescherming biedt tegen fraude, enz.) nog worden bepaald. De oliemaatschappijen hebben voor de uitwerking van die uitvoeringsmodaliteiten diverse voorstellen gedaan aan de autoriteiten, en zijn

145

bereid het nodige te doen in de productie en distributie van biobrandstoffen, zodra die modaliteiten klaar zijn en door de autoriteiten gepubliceerd zijn. Heel recent (8 februari 2006) heeft de Europese Commissie een ambitieuze EU-strategie inzake biobrandstoffen goedgekeurd met tal van mogelijke op de markt gebaseerde, wetgevingsen onderzoeksmaatregelen om de productie van brandstoffen uit landbouwproducten te bevorderen. Het document zet drie hoofddoelstellingen uiteen: bevordering van biobrandstoffen in zowel de EU als in ontwikkelingslanden, voorbereiding van het grootschalige gebruik van biobrandstoffen door deze qua kosten concurrerenter te maken, en onderzoeksinspanningen naar brandstoffen van de tweede generatie te versterken en ondersteuning van ontwikkelingslanden waar de productie van biobrandstoffen een duurzame economische groei zou kunnen stimuleren. Dit initiatief heeft tot doel om Europa minder afhankelijk te maken van ingevoerde fossiele brandstoffen, om de broeikasgasemissies terug te dringen, om nieuwe afzetmogelijkheden voor landbouwers te voorzien en tenslotte om in diverse ontwikkelingslanden nieuwe economische perspectieven te creëren. In Duitsland en Oostenrijk daarentegen wordt biodiesel (100%) op relatief grote schaal toegepast en is daar bij zo’n 1700 tankstations commercieel verkrijgbaar als aparte voertuigbrandstof. In Frankrijk kan diesel gekocht worden met een toevoeging van max. 5% biodiesel. Om de prijs van biodiesel te drukken, wordt tevens gezocht naar alternatieve grondstoffen zoals afgedankte frituuroliën of dierlijke vetten (zie paragraaf 8.7.1). Tenslotte merken we nog op dat voor dit hoofdstuk verschillende bronnen geraadpleegd zijn en indien nodig meer informatie kan opgezocht worden; hiervoor verwijzen we de lezer graag naar [29, 30, 31, 32, 33, 34].

8.7

Experimentele resultaten

De toegenomen aandacht voor biobrandstoffen is ook duidelijk merkbaar binnen ABC. Voor verschillende klanten zijn de voorbije jaren reeds testen uitgevoerd op een aantal biobrandstoffen met als hoofddoel de emissies hierbij te onderzoeken. Deze biobrandstoffen zijn meestal afgedankte oliën en vetten zoals gebruikte frituurolie, slachtafvalvet, beendervet, varkensvet aangezien de kost van dergelijke ’biobrandstoffen’ laag ligt, maar ook ruwe en geraffineerde palmolie, enz. Het is zeker niet onze bedoeling om met deze korte paragraaf alle emissiemetingen op biobrandstoffen binnen ABC zijn uitgevoerd, uitgebreid te bespreken, maar wel kort het belang aan te geven van biobrandstoffen als alternatief en het effect hiervan op de emissies. Daarom zullen we hierna vooral de nadruk leggen op de bekomen resultaten van enkele testen op biobrandstoffen die uitgevoerd zijn op motoren van ABC. Een uitgebreid onderzoek hieromtrent is zeker de moeite waard en lijkt ons wegens het toenemend belang 146

van biobrandstoffen essentieel voor ABC om een marktaandeel hierin te bemachtigen.

8.7.1

Proeven op de 6DZC

Op deze motor, met een uitgaand vermogen van 1065 kW en een nominaal toerental van 750 rpm, werden voor verschillende biobrandstoffen de NOx - en CO-emissies opgemeten, waarbij bovendien deze emissies omgerekend zijn naar ’aantal gram per kubieke meter bij 5% O2 ’. Deze zogenaamde volume-emissies worden gespecificieerd bij een referentie zuurstofpercentage in de uitlaatgassen, meestal 5% of 15%. Een verband tussen uitlaatgasemissies uitgedrukt in ppmv en in g/m3 bekomt men door gebruik te maken van volgende formule

ppmv =

U itlaatgasemissie (g/m3 ) × 1000 Dichtheid emissie (kg/m3 )

(8.2)

waarbij de dichtheid van de verschillende emissies als volgt gekozen worden: • NOx : 2,035 kg/m3 • CO: 1,249 kg/m3 • CO2 : 1,964 kg/m3 • HC: 0,616 kg/m3 • SO2 : 2,926 kg/m3 Ook een conversie tussen ppmv (of g/m3 ) bij X% O2 naar ppmv (of g/m3 ) bij Y% O2 is mogelijk: g/m3 bij Y % O2 = g/m3 bij X% O2 ×

20, 9 − Y 20, 9 − X

(8.3)

Tenslotte merken we nog op dat in de resultaten die in de volgende paragraaf behandeld worden er gerekend is met een elektrisch rendement van 0,97. Vergelijkende metingen tussen diesel, ’Brai’ en ’Pitch’ als brandstof ’Brai’ en ’Pitch’ zijn commerciële namen voor een mengsel van plantaardige oliën en dierlijke vetten dat ontwikkeld is door het bedrijf Oleon nv. met hoofdzetel te Ertvelde, Gent. Dit bedrijf is gespecialiseerd in het omzetten van natuurlijke vetten en oliën in ’oliechemische’ producten zoals bijvoorbeeld vetzuren en esters. Alhoewel er weinig informatie binnen ABC terug te vinden is over de precieze samenstelling van ’Pitch’ en 147

Figuur 8.3: Densiteit en viscositeit in functie van de temperatuur van het destillatie residue ’pitch’

’Brai’, kan men uit figuur 8.3 opmaken dat bijvoorbeeld voor ’pitch’ wel degelijk een opwarming vereist is (van ongeveer 110 o C) om de viscositeit ervan tot een gunstige waarde terug te brengen om als brandstof in een dieselmotor dienst te kunnen doen. Let ook op de (onderste) verbrandingswaarde van de biobrandstof die in vergelijking met gewone dieselbrandstof langs de lage kant ligt. Vermogen (kWe)

NOx (g/m3 bij 5% O2 ) CO (g/m3 bij 5% O2 )

500

4,6

0,16

750

4,35

0,2

1000

4,45

0,2

1100

4,48

0,22

Tabel 8.2: NOx - en CO emissies bij het het gebruik van gewone dieselbrandstof.

Wat betreft emissies kan men uit tabel 8.2-8.4 duidelijk zien dat er enkel op deellast een stijging van NOx bekomen wordt en dit van een grootteorde van 6%. De CO-emissies nemen voor zowel ’Pitch’ als ’Brai’ af, maar aangezien deze emissie niet doorslaggevend is bij het behalen van de richtlijnen voor dieselmotoren bestuderen we ze verder niet. Uit tabel 8.5 kunnen we bovendien concluderen dat het verschil in calorische waarde van de verschillende brandstoffen duidelijk terug te vinden is in het specifiek brandstofverbruik van de motor. Bovendien kunnen we zien dat wat betreft het SFC het destillatieresidu ’Pitch’ beter presteert (hogere calorische waarde) dan ’Brai’ bij vollast.

148

Vermogen (kWe)


500

4,8

0,15

750

4,38

0,14

1000

4,41

0,13

1100

4,50

0,11

Tabel 8.3: NOx - en CO emissies bij het het gebruik van ’Brai’ als brandstof.

Vermogen (kWe)


500

4,83

0,22

750

4,37

0,14

1000

4,51

0,11

1100

4,53

0,16

Tabel 8.4: NOx - en CO emissies bij het het gebruik van het destillatieresidu ’Pitch’ als brandstof.

Vermogen (kWe)

’Brai’ (g/kWh) ’Pitch’ (g/kWh) Diesel (g/kWh)

500

232,4

233,3

206,0

750

229,2

225,0

200,0

1025

224,9

222,2

198,0

Tabel 8.5: Specifiek brandstofverbruik bij het gebruik van ’Pitch’, ’Brai’ en gewone diesel als brandstof.

149

Varkensvet De opgemeten emissie bij het gebruik van varkensvet, dat door een slachthuis ter beschikking gesteld werd, als brandstof zijn samengevat in tabellen 8.6-8.7 waarbij weer gewone dieselbrandstof als referentie genomen werd (tabel 8.6). Weer kan men opmerken dat vooral bij vollast en bij 500 kWe belasting de NOx -uitstoot vermindert, maar bij andere belastingen lichtjes toeneemt. Vermogen (kWe)


251

3,93

0,26

509

3,19

0,17

773

2,86

0,23

1035

3,81

0,22

Tabel 8.6: NOx - en CO emissies bij het het gebruik van gewone dieselbrandstof.

Vermogen (kWe)


500

3,58

0,84

750

4,09

0,20

1000

3,95

0,12

1100

3,57

0,16

Tabel 8.7: NOx - en CO emissies bij het het gebruik van varkensvet als brandstof.

Bovendien kan men uit tabel 8.8 duidelijk afleiden dat het ’draaien’ op varkensvet ook een hoger brandstofverbruik met zich meebrengt en dit omwille van de merkelijk lagere calorische waarde van varkensvet in vergelijking met dieselbrandstof. Bij vollast bijvoorbeeld is er een verschil van 27,5 g/kWh waarbij echter de kost van het varkensvet uiteraard veel lager ligt. Of men hierbij al dan niet een economisch voordeel uit kan halen, dient men uiteraard het specifiek brandstofverbruik in acht te nemen. Maar ook het belastingspunt waarin de motor (vooral) zal beproefd worden (meestal vollast bij gebruik als generatorsets) speelt hierbij een rol aangezien bij hogere belastingen het rendement uiteraard stijgt met een lager specifiek brandstofverbruik tot gevolg. Alhoewel de roetuitstoot niet werd opgemeten, kon men toch bij het ’draaien’ op varkensvet een wit-blauwe rookpluim opmerken (die bij gewone diesel niet aanwezig was) en die nogal vettig leek te zijn. Het gevaar bestaat dus dat deze rookpluim afzettingen op uitlaatkleppen, een eventuele katalysator kan veroorzaken, wat uiteraard niet gewenst is. Dit impliceert dat er een frequente reiniging noodzakelijk zal zijn.

150

Vermogen (kWe)

Verbruik varkensvet (g/kWh) Verbruik Diesel (g/kWh)

251

237,8

231,0

509

230,8

209,0

773

229,5

204,0

1035

227,5

200,0

Tabel 8.8: Specifiek brandstofverbruik bij het gebruik van varkensvet en gewone diesel als brandstof.

Tenslotte vermelden we nog dat er ook een lichte ’barbecuegeur’ op een afstand van de uitlaat werd waargenomen en dat de opwarming van het varkensvet ook zorgde voor een sterke geurhinder. Deze geurhinder dient zoveel mogelijk beperkt te worden door bijvoorbeeld een oxidatiekatalysator.

151

Hoofdstuk 9 Eindbesluit en perspectieven 9.1

Besluit

Eén van onze eerste taken van dit jaar was om een marktonderzoek uit te voeren, betreffende meetinstrumenten voor rookgasanalyse, door verschillende leveranciers te contacteren en offertes aan te vragen. Al vlug bleek dit geen gemakkelijke taak te zijn omwille van de zeer technische meetmethodes die hiervoor gebruikt worden, groot aantal marktspelers en waarbij bovendien niet alle meettoestellen conform waren met de ISO 8178 norm. Na meer dan 20 leveranciers gecontacteerd te hebben, konden we een voorstel doen aan het management van ABC over een meettoestel (zie hiervoor paragraaf 5.3) dat, wat betreft prijs-kwaliteit verhouding, ons zeer positief leek. Aangezien dit een grote investering vergt voor ABC, wel tot 200000 euro, konden we verwachten dat deze beslissing niet overhaast kon genomen worden. Nu dit academiejaar bijna op z’n einde is, heeft het management hiervoor een budget (ruim voldoende om het voorgestelde toestel aan te kopen) opzij gezet, wat ons uiteraard veel plezier doet. Ons eerste taak hebben we dus met succes volbracht. Wat betreft de 16VDZC motor kunnen we concluderen dat voor de E2- en E3-cyclus men louter met motorinterne maatregelen aan de eerst volgende Europese emissierichtlijnen (Stage IIIA) kan voldoen. Hierbij dient men echter wel op te merken dat vanaf Stage IIIB, die een reductie van partikeluitstoot beoogt van 0,2 naar 0,025 g/kWh, het gebruik van partikelfilters noodzakelijk zal zijn. Ook de daarop volgende richtlijnen, Stage IV is zeker niet te halen zonder uitlaatgasnabehandeling wat betreft NOx -uitstoot. Voor de F-cyclus daarentegen lijkt het ons niet mogelijk om enkel met aanpassingen van het type verstuiver, openingsdruk van de verstuiver en de injectietiming de limietwaarden vooropgesteld door Stage IIIA te halen. Hierbij kan in eerste instantie de reeds geteste FWE reductietechniek een oplossing bieden. Andere methoden die misschien op langere termijn (Stage IIIB en Stage IV) betere oplossingen vormen zijn bijvoorbeeld het toepassen van de Millercyclus 152

(waarnaar volop onderzoek wordt gedaan binnen ABC), SCR of NOx -trap. De experimentele resultaten van de FWE reductiemethode op de 12VDZC waren zeer positief waardoor deze methode, mede door zijn lage kostprijs, een grote kanshebber vormt als emissiereductietechniek voor ABC. Hiermee bekomt men bij vollast bij 15 vol% H2 O ongeveer een 20% reductie in NOx -uitstoot en 75% reductie in roetuitstoot zonder het specifiek brandstofverbruik significant te wijzigen. Bovendien stellen we hierbij voor om het volumepercentage water best tussen de 15 en 18 vol% in te stellen om een aanvaardbaar compromis tussen verlies aan vermogen en reductie van emissies te bekomen. Uit de testen op de 8DZC waarbij een injectieverlating werd doorgevoerd van 20 o naar 15 o krukhoek (bTDC), bleek duidelijk dat hiermee de EU richtlijn Stage IIIA (voor deze motor) waarschijnlijk kan worden gehaald. Voor de volgende stadia van de Europese emissierichtlijnen zal men echter wel gebruik moeten maken van uitlaatgasnabedandelingstechnieken. Het toestel waarmee tot nog toe de emissies werden opgemeten binnen ABC (Testo 342-3 ) werd tenslotte vergeleken met geijkte meettoestellen met als resultaat dat men hiermee een overschatting van de NOx -emissies (22,8%), een onderschatting van de CO-emissies (-0,11%) en de CO2 - en O2 -meetwaarden ook lichtjes onderschat worden (2 à 3%).

9.2

Slot

Tot slot van deze scriptie willen we graag benadrukken welke leerrijke ervaring dit project voor ons is geweest. Opgedane kennis, praktische ervaring en de samenwerking met ABC zijn slechts enkele van de positieve aspecten die ons zullen bijblijven.

153

Bijlage A Het principe van de dieselmotor In een inwendige verbrandingsmotor, zoals een Ottomotor (benzine- of gasmotor) en een dieselmotor, vindt de verbranding van de brandstof plaats binnenin de motor. In het geval van dieselmotoren dienen we een onderscheid te maken tussen een directe injectie van de brandstof in de verbrandingskamer (Direct Injection of DI ) of een injectie in een voorkamer, die in verbinding staat met de hoofdverbrandingskamer (Indirect Injection of IDI ). In het laatste geval start de verbranding in de voorkamer en zal onder invloed van de drukverhoging de brandstof en de verbrandingsgassen naar de hoofdverbrandingskamer gedreven worden. Een conventionele Ottomotor maakt gebruik van een vonkontsteker of bougie om de verbranding te initiëren (Spark Ignition Engine), terwijl in een dieselmotor de ontsteking eerder het resultaat is van de verhoogde druk en temperatuur ten gevolge van de gecomprimeerde lucht (Compression Ignition Engine). Een zuiger die in verbinding staat met een kruk-drijfstang mechanisme beweegt op en neer in een cilinder en zet op die manier de thermische energie die vrijkomt bij de verbranding om in mechanische energie. Een beweging van de zuiger startend van de bovenste positie, ook het bovenste dode punt (BDP) genoemd, naar de laagst mogelijke positie (het onderste dode punt of ODP), of vice versa, heet een slag of tact. Posities tussen deze extreme punten worden aangegeven in graden krukhoek (α), met het bovenste dode punt als nul graden krukhoek. Een volledige arbeidscyclus houdt, naast de brandstofinjectie en verbranding, ook het verversen van de cilinderinhoud, zowel verbrandingsgassen uitdrijven als verse lucht aanzuigen, in. Men spreekt bijgevolg van 2-tact motor indien deze cyclus twee slagen van de zuiger inneemt of dus één volledige rotatie van de krukas. Neemt de volledige arbeidscyclus twee volledige rotaties van de krukas in of dus 4 slagen van de zuiger, dan spreekt men van een 4-tact motor. In dit laatste geval onderscheidt men vier stappen corresponderend met de 4 slagen: het aanzuigen van lucht in de cilinder via de inlaatklep (figuur A.1A), de compressie van de aangezogen ingesloten lucht (figuur A.1B), de arbeidsslag door de 154

verbranding van de ge¨ınjecteerde brandstof (figuur A.1C) en tenslotte het uitdrijven van de verbrandingsgassen via de uitlaatklep (figuur A.1D)

Figuur A.1: De 4-tact Dieselcyclus

Dieselmotoren hebben een hoger rendement in vergelijking met benzinemotoren (Ottomotoren) vooral omwille van de hogere compressieverhouding (dit is verhouding van het volume van de cilinder met de zuiger in zijn laagste stand tot het volume van de ruimte die overblijft als de zuiger geheel bovenaan staat) en de afwezigheid van een regelklep en daarmee corresponderende ladingsverliezen gedurende de aanzuigslag. De ideale gascyclus (beschouwd in een druk-volume en een temperatuur-entropie diagram) van een dieselmotor en benzinemotor lijken sterk op elkaar met als groot verschil dat bij de Dieselcyclus de warmte vrijgesteld bij de verbranding bij constante druk toegevoerd wordt, terwijl voor een Ottocyclus dit bij constante volume gebeurt. De verschillende fasen van de Ottocyclus zijn dan bijgevolg (figuur A.2a): • 1-2: Isentropische compressie 155

Figuur A.2: De Ottocyclus in het pV-diagram en het Ts-diagram van een ideaal gas

• 2-3: Warmtetoevoer bij constant volume • 3-4: Isentropische expansie • 4-1: Warmtevrijgave bij constant volume Hierbij wordt het thermodynamisch rendement gegeven door η = 1 − (1−γ)

(A.1)

: de compressieverhouding γ : de verhouding van de specifieke warmtecapaciteit bij constante druk tot dat bij constant volume De verschillende fasen van de Dieselcyclus zijn (figuur A.3a): • 1-2: Isentropische compressie • 2-3: Warmtetoevoer bij constant druk • 3-4: Isentropische expansie • 4-1: Warmtevrijgave bij constant volume Hierbij wordt het thermodynamisch rendement gegeven door η = 1 − (1−γ) .

βγ − 1 γ.(β − 1) 156

β=

V3 V2

(A.2)

Figuur A.3: De Dieselcyclus in het pV-diagram en het Ts-diagram van een ideaal gas

De hoger beschreven kringprocessen van Otto en Diesel zijn ge¨ıdealizeerde kringprocessen die in feite sterk afwijken van de reële kringprocessen die zich afspelen in benzine- en dieselmotoren. De zogenaamde duale cyclus die eigenlijk een combinatie vormt van de twee theoretische cycli is een betere benadering die nog steeds zuiver thermodynamisch kan worden beschreven. Deze duale cyclus vermijdt de hoge theoretische piekdrukken die optreden in een Ottocyclus, en vermijdt de zeer hoge compressieverhoudingen die bij de Dieselcyclus nodig zijn om een hoog rendement te halen. Het duale kringproces wordt getoond in figuur A.4. Deze cyclus start met een isentrope compressie (1-2 in figuur A.4). De verhitting bestaat uit een isochore opwarming (2-3’) en een verdere isobare opwarming (3’-3). De isentrope expansie (3-4) gevolgd door een isochore afkoeling (4-1) sluiten de cyclus. Het thermodynamisch rendement van deze cyclus is gelegen tussen het rendement van de Otto- en Dieselcyclus. In een dieselmotor kan de snelle warmte vrijgave van de voorgemengde fase van de verbranding beschouwd worden als warmtetoevoer bij constant volume, terwijl de diffusieverbrandingsfase kan beschouwd worden als warmtetoevoer bij constante druk (zie hoofdstuk 2).

157

Figuur A.4: De duale cyclus in het pV-diagram en het Ts-diagram van een ideaal gas

158

Bijlage B Foutenanalyse WTZ en Testo 342-3

Figuur B.1: Meetwaarden die gebruikt zijn voor de bepaling van de relatieve fout van het Testo meettoestel ten opzichte van de meetwaarden zoals opgemeten door de Duitse firma WTZ

159

Bijlage C Motoreigenschappen van de 16DZC C.1

De motor in detail

160

161

ESSENTIAL PROPERTIES OF THE ENGINES WITHIN THE DZ-GROUP

1.

Description of the engine

1.1 1.2

Manufacturer: Engine's codenumber given by the manufacturer:

Anglo Belgian Corporation 16DZC-900-135; 16DZC-900-150; 16DZC-900-166. 16DZC-1000-135; 16DZC-1000-150; 16DZC-1000-166.

1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8

Cycle: Bore: Stroke: Number and cylinder configuration: Content: Nominal power: Nominal speed:

4-stroke, single acting 256 mm 310 mm 16 - cylinders in V 255,2 liters See group of engines list

1.9 1.10 1.11 1.12

Speed at max. torque: Volumetric compression ratio: Description of the combustion system: Drawings of the combustion chamber and the head of the piston:

See group of engines list 12,1/1 self-ignition, direct, mechanically injected with one pump/cylinder. See drawing

1.13

Minor surface of the cross-section of the in- and outletgates:

3959 mm²

1.14 1.14.1 1.14.1.1 1.14.1.2 1.14.1.3 1.14.1.4

Cooling system: Liquid cooling: Nature of the liquid: Circulation pumps: Properties or trade-mark and type: Transmission ratio of the drive:

1.14.2 1.14.2.1 1.14.2.2 1.14.2.3 1.15 1.15.1 1.15.2

Air-cooling: Ventilator: Properties or trade-mark and type: Transmission ratio of the drive: Temperatures allowed by the manufacturer: Water-cooling: Max. temperature at outlet: Air-cooling: reference-point: Max. temperature at reference-point:

Water (H2O) Yes ABC HT : 2 LT : 1,25 None / / 85°C 45°C

1.15.3

Max. inlettemperature at the outlet of the intermediate air-cooler:

75°C (depending on ambient temperature)

1.15.4

Max. exhaust temperature at the connection of the exhaustpipe and the outher flange of the exhaust manifold:


1.15.5 1.16 1.16.1

Lubricating oil temperature

80°C 90°C

max:

Pressure charging Trade-mark:

emergency stop: 95°C

Yes KBB

1.16.2

type:

M 40

1.16.3

Description of the system:

Axial turbine with radial compressor

intermediate air-cooler:

Yes

1.16.4 1.17

Inletsystem: Max. allowable inlet-underpressure at nominal speed and at full load:

1,5

kPa

1.18

Outletsystem: Max. allowable outletcounterpressure at nominal speed and at full load:

2,5

kPa

2.

Other features in order to reduce emissions: Description and/or diagram:

None

162

3.

Fuel delivery:

3.1 3.2 3.2.1 3.2.1.1 3.2.1.2 3.2.1.3 3.2.1.4 3.2.1.4.1 3.2.2 3.2.2.1 3.2.2.2 3.2.3 3.2.3.1 3.2.3.2

Fuelpump: Pressure: Injection system: Pump: Trade-mark: Type: Quantity of injection: Injection timing: Adjustement of the injection timing: Injection piping: Length: Inner diameter: Injection nozzle: Trade-mark: Type:

3.2.3.3 3.2.4 3.2.4.1 3.2.4.2 3.2.4.3 3.2.4.4 3.2.4.5 3.3 3.3.1 3.3.2 3.3.3

Nozzle opening pressure: Governor: Trade-mark: Type: Limiting overspeed: Max. speed at no load: Idling speed: Cold-starting arrangement: Trade-mark: Type: Description:

Workpressure: 250 kPA tolerance: 50 kPa

BRYCE FCVAB 200B 0670 see group of engines list 20° BTDC As result of schimms we can adjust the injection timing. Nova Swiss 189 mm 4 mm BRYCE MDO-application : HL150 T38 L748 P8 TUG-application : HL150T44H718P5 HFO-application : XHL150 T44 H795 P5 27500 kPa

Tolerance: 250kPa

WOODWARD UG 8 115% of nominal speed 110% of nominal speed 330 rpm ABC Pneumatic One start valve at 30 bar per cylinder.

Valve setting:

4. 4.1

Inlet: Openingsangle before top dead centre (=BTDC):

70° ( 0,118mm lifting)

Closingangle after bottom dead centre (ABDC):

40° ( 0,118mm lifting) 0,2 mm 20,4 mm

Cold exhaust valve clearance: Valve lifting: Outlet:

4.2

Openingsangle before bottom dead centre (=BBDC):


Closingangle after top dead centre (=ATDC):

55° ( 0,168mm lifting) 0,15 mm 20,5 mm 115° 2°30' BTDC - lifting 16mm

Cold exhaust valve clearance: Valve lifting: Valve overlap: Reference:

163

C.2

Emissiemetingen met 8 gaatjes verstuiver, 275 bar openingsdruk, 20o bT DC SOI

164

Test cycle E2 Cycle weight factor

0,15

0,15

0,5

0,2

Measurements Ambient temperature (K) Ambient pressure (kPa) Relative humidity (%) Load (%) Load (kWmech) Speed (%) Speed (rpm) Fuel mass (kg) Fuel measuring time (min) Overflow (cm³/h) Saturation pressure (kPa) Air temp. after cooler (°C)

308 101,9 55 25 883,25 100 1000 50 14,43 160 5,5766 30

308 101,9 55 50 1766,5 100 1000 60 9,9 600 5,5766 38

308 101,9 55 75 2649,75 100 1000 100 11,47 1560 5,5766 50

308 101,9 55 100 3533 100 1000 110 9,82 2140 5,5766 60

350,3 14,4 153 4,9 0,003122 537 1,05 3,16 2,99527

394,5 13,6 79,5 5,5 0,001445 730,5 0,6 2,825 2,68357

364,9 13,9 47,5 5,25 0,000905 749 0,2 2,96 2,80392

361,6 13,7 41,5 5,35 0,000776 848 0,1 2,88 2,74570

207,76 35,7 235,23 9296,070 2,5822 19,3030

363,13 40,9 205,56 14594,530 4,0540 19,3030

521,78 42,7 196,92 21888,047 6,0800 19,3030

670,28 44,3 189,72 27547,592 7,6521 19,3030

7922,29 1,1733 10,913 11,303

16919,49 1,1427

26017,51 1,0998

37072,89 1,0663

Emission measurement with Testo 342-3 (TÜV approved) Exh. gas temperature (°C) O2 (%) CO (ppm) CO2 (%) CO/CO2 NO (ppm) Sootindex (Bosch Unit) Airfactor (measured) Airfactor (calculated with Brettschneider)

General Calculation Fuel consumption (kg/h) η (%) Spec. fuel consumption (g/kWh) Exhaust gas flow (kg/h) Exhaust gas flow (kg/s) Absolute humidity (g/kg)

Specific NOx emission (according IMO) Nox emission at each load (g/h) IMO correction factor NOx with IMO correction (g/kWh) NOx limitation = 45.n-0.2 (g/kWh)

Specific soot emission Soot emission at each load (g/h) 457,844 400,931 196,324 122,920 Specific soot emissions in testcycle conditions (g/kWh) 0,104 calculated with calculator from DieselNet: light path = 15cm

Specific CO emission (according IMO) CO emission at each load (g/h) CO emissions in testcycle conditions (g/kWh)

1373,94 0,452

1120,82

1004,33

1104,36

691915,78 661,680

1219300,01

1745517,04

2238696,40

Specific CO2 emission (according IMO) CO2 emission at each load (g/h) CO2 emissions in testcycle conditions (g/kWh)

165

C.3


166


0,15

0,15

0,5

0,2


306 101,9 55 25 883,25 100 1000 50 14,2 720 4,9880 32

307 101,9 55 50 1766,5 100 1000 60 9,63 4800 5,2752 38

307 101,9 55 75 2649,75 100 1000 100 11,35 5250 5,2752 50

308 101,9 55 100 3533 100 1000 110 9,44 6000 5,5766 64

356,7 14,4 137,5 4,9 0,002806 571 0,7 3,16 2,99627

390,7 13,8 172 5,35 0,003215 640 1,225 2,92 2,75172

360,0 14,3 105 5 0,002100 601 0,725 3,11 2,94465

371,0 13,8 128,5 5,35 0,002402 665 0,525 2,92 2,75367

210,66 35,2 238,50 9428,539 2,6190 17,2090

369,75 40,1 209,31 15228,818 4,2302 18,2290

524,17 42,5 197,82 23065,717 6,4071 18,2290

694,05 42,8 196,45 28605,372 7,9459 19,3030

8543,93 1,1254 9,181 11,303

15467,61 1,1227

21999,78 1,0812

30188,82 1,0535






1252,35 1,008

2530,30

2339,56

3550,81

701775,62 671,799

1237592,73

1751841,17

2324658,48


167


0,15

0,15

0,5

0,2


302 101,9 55 25 883,25 63 630 40 12,5 280 3,9704 28

304 101,9 55 50 1766,5 80 800 60 9,77 2920 4,4540 34

306 101,9 55 75 2649,75 91 910 80 8,86 4960 4,9880 44

306,5 101,9 55 100 3533 100 1000 100 8,05 6480 5,1298 68

412,2 12,1 64 6,55 0,000977 1470 0,2 2,36 2,26266

439,2 12,6 237 6,2 0,003823 803 1,7 2,485 2,37992

376,8 14,4 108 4,95 0,002182 666 0,75 3,11 2,97277

384,6 13,6 87 5,5 0,001582 797,5 0,6 2,82 2,68369

191,76 38,7 217,11 6528,386 1,8134 13,6215

365,99 40,6 207,19 13086,697 3,6352 15,3214

537,54 41,4 202,87 23874,996 6,6319 17,2090

739,83 40,1 209,41 29736,226 8,2601 17,7124

15230,01 1,0738 10,905 11,303

16677,18 1,0841

25234,49 1,0836

37635,13 1,0165



Specific NOx emission (according IMO) Nox emission at each load (g/h) IMO correction factor NO x emissions with IMO correction (g/kWh) NOx limitation = 45.n-0.2 (g/kWh)

Specific soot emission Soot emission at each load (g/h) Soot emissions in testcycle conditions (g/kWh)

58,556 1039,041 826,380 816,893 0,305 calculated with calculator from DieselNet: light path = 15cm


403,61 0,928

2996,09

2490,83

2499,09

649538,55 690,323

1232478,98

1795172,87

2484313,02

Specific CO2 emission (according IMO) CO2 emission at each load (g/h) CO 2 emissions in testcycle conditions (g/kWh)

168

C.4


169


0,15

0,15

0,5

0,2


304,4 101,9 55 25 883,25 63 630 40 9,4 600 4,5566 30

306,5 101,9 55 50 1766,5 80 800 80 8,05 3000 5,1298 34

307,5 101,9 55 75 2649,75 91 910 120 16,39 5400 5,4241 46

307 101,9 55 100 3533 100 1000 160 13,17 6200 5,2752 64

470,3 12,0 248 6,6 0,003758 930 1,3 2,335 2,23534

435,6 13,4 256,2 5,65 0,004535 640 1,9 2,75 2,60792

369,5 14,4 103 4,9 0,002102 571,5 0,7 3,16 2,99800

382,0 13,7 111,5 5,35 0,002084 589 0,4 2,88 2,74119

254,81 29,1 288,49 8573,119 2,3814 15,6833

593,72 25,0 336,10 23206,595 6,4463 17,7124

434,70 51,2 164,05 19467,376 5,4076 18,7590

723,66 41,0 204,83 29693,806 8,2483 18,2290

12653,15 1,1042 8,885 11,303

23570,47 1,1275

17656,34 1,1040

27756,08 1,0365






2053,85 1,144

5743,38

1936,97

3198,29

859489,51 673,045

1991671,21

1448976,29

2413111,67


170

C.5

Emissiemetingen met 10 gaatjes verstuiver, 245 bar openingsdruk, 15o bT DC SOI en met een 250 mm ø uitlaatdiafragma

171


0,15

0,15

0,5

0,2


300 101,9 55 25 883,25 63 630 60 15,8 120 3,5332 24

305 101,9 55 50 1766,5 80 800 80 12,87 1720 4,7144 34

306 101,9 55 75 2649,75 91 910 120 13,16 2440 4,9880 42

307 101,9 55 100 3533 100 1000 160 13,06 3120 5,2752 56

485,8 11,0 25 7,35 0,000340 856 1,65 2,1 2,02156

485,7 12,0 82 6,7 0,001224 752,5 1,5 2,32 2,21511

432,3 13,2 142 5,8 0,002448 606 1,2 2,68 2,54103

430,4 13,3 163,5 5,7 0,002868 463,5 1,15 2,71 2,57829

227,75 32,6 257,85 6951,548 1,9310 12,0923

371,50 39,9 210,30 12389,436 3,4415 16,2406

545,04 40,8 205,69 20771,235 5,7698 17,2090

732,42 40,5 207,31 28310,731 7,8641 18,2290

9443,48 1,0596 7,928 11,303

14795,68 1,1005

19976,15 1,0904

20824,65 1,0615






167,88 1,026

981,39

2849,23

4471,43

776116,02 704,338

1260910,11

1829987,32

2451228,05


172

C.6


173


0,15

0,15

0,5

0,2


301 102,4 44 25 900 100 1000 40 11,45 3000 3,7463 31

298 102,4 45 50 1800 100 1000 60 9,67 2760 3,1385 34

298 102,5 45 75 2700 100 1000 80 9,05 2960 3,1385 42

296 102,5 48 100 3600 100 1000 100 8,5 3000 2,7828 46

350,9 14,4 151 4,85 0,003113 886,5 0,55 3,18 3,01832

383,8 14,0 95,5 5,2 0,001837 962,5 0,5 2,98 2,82708

360,0 14,2 62,5 5,05 0,001238 900 0,5 3,07 2,90926

361,2 13,9 70,5 5,25 0,001343 845 0,25 2,945 2,79709

207,06 36,5 230,06 9334,126 2,5928 10,1763

369,94 40,9 205,52 15643,707 4,3455 8,6987

527,87 43,0 195,51 22955,688 6,3766 8,6901

703,33 43,0 195,37 29433,871 8,1761 8,2128

13131,95 1,0164 11,590 11,303

23895,57 0,9819

32787,61 0,9603

39471,26 0,9399






1361,53 0,612

1443,18

1385,95

2004,53

687659,05 661,985

1235665,09

1760919,36

2347277,65


174


0,15

0,15

0,5

0,2


301 102,4 41 25 900 63 630 30 9,02 2240 3,7463 32

301 102,4 40 50 1800 80 800 60 10,28 2440 3,7463 35

298 102,4 40 75 2700 91 910 80 9,15 2900 3,1385 36

296 102,5 48 100 3600 100 1000 100 8,5 3000 2,7828 46

432,0 11,4 104 7,1 0,001465 2645 0,15 2,19 2,10268

449,6 12,3 116,5 6,45 0,001806 1637 0,15 2,4 2,29748

381,8 13,7 84 5,4 0,001556 1038 0,2 2,88 2,72903

361,2 13,9 70,5 5,25 0,001343 845 0,25 2,945 2,79709

197,65 38,3 219,61 6267,138 1,7409 9,4719

348,12 43,4 193,40 12028,529 3,3413 9,2374

522,13 43,4 193,38 21331,567 5,9254 7,7202

703,33 43,0 195,37 29433,871 8,1761 8,2128

26307,03 1,0048 13,334 11,303

31249,14 0,9935

35139,62 0,9654

39471,26 0,9399






629,62 0,632

1353,68

1730,93

2004,53

675904,58 655,551

1178501,11

1749743,09

2347277,65


175

Test cycle F Cycle weight factor

0,6

0,15

0,25


301 102,4 40 0 0 40 400 1 4,5 440 3,7463 34

303 102,4 41 35 1260 70 700 40 8,7 2440 4,2062 30

296 102,5 48 100 3600 100 1000 100 8,5 3000 2,7828 46

103,1 19,6 292,5 1 0,029250 166,5 0,1 16,335 13,94502

464,0 11,3 101,5 7,15 0,001420 2405,5 0,1 2,165 2,08439

361,2 13,9 70,5 5,25 0,001343 845 0,25 2,945 2,79709

12,96 0,0 2652,197 0,7367 9,2374

273,79 38,7 217,29 8608,123 2,3911 10,6546

703,33 43,0 195,37 29433,871 8,1761 8,2128

700,80 0,9963 13,569 11,303

32861,75 1,0311

39471,26 0,9399




Specific soot emission Soot emission at each load (g/h) 15,172 38,410 330,860 Specific soot emissions in testcycle conditions (g/kWh) 0,090 calculated with calculator from DieselNet: light path = 15cm


749,39 0,989

844,02

2004,53

40286,88 689,834

934915,33

2347277,65


176

C.7


177


0,15

0,15

0,5

0,2


301 102,2 39 25 900 100 1000 40 10,91 600 3,7463 32

301 102,2 40 50 1800 100 1000 60 9,48 960 3,7463 38

301 102,3 40 75 2700 100 1000 80 8,92 1560 3,7463 46

298 102,3 40 100 3600 100 1000 100 8,33 1800 3,1385 44

365,6 14,5 145,5 4,8 0,003031 497,5 0,55 3,205 3,04387

383,9 14,1 67,5 5,1 0,001324 664,5 0,5 3,05 2,88211

359,4 14,3 39,5 5 0,000790 690 0,2 3,115 2,94159

368,8 13,9 41,5 5,25 0,000790 664,5 0,35 2,945 2,79716

219,47 34,5 243,86 9975,701 2,7710 9,0210

378,93 39,9 210,52 16328,423 4,5357 9,2558

536,79 42,3 198,81 23597,032 6,5547 9,2466

718,76 42,1 199,66 30080,180 8,3556 7,7279

7876,14 0,9994 8,957 11,303

17219,33 0,9853

25839,46 0,9636

31721,40 0,9447






1402,11 0,429

1064,69

900,39

1205,88

727348,29 676,649

1264946,62

1792194,55

2398819,17


178


0,15

0,15

0,5

0,2


303 102 36 25 900 63 630 30 8,8 300 4,2062 34

303 102 37 50 1800 80 800 60 8,98 660 4,2062 38

303 102,1 37 75 2700 91 910 80 8,95 1560 4,2062 38

298 102,3 40 100 3600 100 1000 100 8,33 1800 3,1385 44

452,6 11,7 396 6,9 0,005739 1117 1 2,25 2,14496

452,9 12,6 149 6,25 0,002384 971,5 0,55 2,485 2,36696

389,4 13,7 51 5,4 0,000944 814 0,15 2,88 2,72895

368,8 13,9 41,5 5,25 0,000790 664,5 0,35 2,945 2,79716

204,29 37,0 226,99 6603,753 1,8344 9,3730

400,33 37,8 222,41 14238,701 3,9552 9,6373

534,99 42,4 198,14 21856,413 6,0712 9,6278

718,76 42,1 199,66 30080,180 8,3556 7,7279

11706,33 1,0034 10,133 11,303

21952,81 0,9952

28234,51 0,9951

31721,40 0,9447






2526,17 0,592

2049,43

1076,78

1205,88

692145,93 679,899

1351786,68

1792794,17

2398819,17


179


0,6

0,15

0,25


303 101,8 37 0 0 40 400 1 4,55 220 4,2062 34

303 101,9 36 35 1260 70 700 40 8,38 420 4,2062 32

298 102,3 40 100 3600 100 1000 100 8,33 1800 3,1385 44

114,6 19,6 142 1,05 0,013524 61 0,35 16,025 13,49207

478,9 11,7 385,5 6,9 0,005587 1048,5 1,2 2,245 2,14486

368,8 13,9 41,5 5,25 0,000790 664,5 0,35 2,945 2,79716

13,00 0,0 2574,488 0,7151 9,6566

286,04 37,0 227,02 9245,909 2,5683 9,3823

718,76 42,1 199,66 30080,180 8,3556 7,7279

249,23 1,0069 9,156 11,303

15384,91 1,0093

31721,40 0,9447






353,15 0,946

3443,11

1205,88

41061,80 706,798

969072,99

2398819,17


180

C.8


181


0,6

0,15

0,25


301 100,9 62 0 0 40 400 3 13,65 280 3,7463 34

299 101 59 35 1260 70 700 40 8,15 480 3,3307 44

298 101 58 100 3600 100 1000 100 8,31 1280 3,1385 54

127,8 19,4 168,5 2,1 0,008024 73,5 0,25 7,5 7,21572

500,9 11,6 590,5 6,95 0,008496 1006 1,75 2,225 2,12213

394,5 13,6 50 5,5 0,000909 674 1,05 2,82 2,67819

12,95 0,0 1377,490 0,3826 14,6556

294,07 36,0 233,39 9407,886 2,6133 12,3423

720,93 42,0 200,26 28918,585 8,0329 11,4161

160,68 1,0653 8,972 11,303

15019,90 0,9995

30932,42 0,9589






224,22 1,183

5366,47

1396,77

43940,56 715,651

993195,19

2416003,19


182

C.9


183


0,6

0,15

0,25


303 100,8 42 0 0 40 400 1 4,68 300 4,2062 42

303 100,8 48 35 1260 70 700 40 8,15 540 4,2062 48

301 100,8 58 100 3550 100 1000 80 6,6 1800 3,7463 58

182,9 19,5 107 2 0,005350 74 0,4 7,78 7,57917

507,6 11,5 597,5 7,05 0,008475 894 2,35 2,215 2,09609

402,5 13,5 54,5 5,55 0,000982 599,5 1,55 2,78 2,65021

12,57 0,0 1403,409 0,3898 11,0955

294,02 36,0 233,35 9294,441 2,5818 12,7129

725,74 41,1 204,43 28814,960 8,0042 13,7031

164,81 1,0013 8,187 11,303

13186,75 1,0036

27414,74 0,9818






145,06 1,181

5364,61

1517,02

42635,58 726,604

995337,02

2429230,83


184

Bijlage D Motoreigenschappen van de 12DZC D.1

De motor in detail

185

186


1.


1.1 1.2


Anglo Belgian Corporation 12DZC-900-135; 12DZC-900-150; 12DZC-900-166. 12DZC-1000-135; 12DZC-1000-150; 12DZC-1000-166.

1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8


4-stroke, single acting 256 mm 310 mm 12 - cylinders in V 191,4 liters See group of engines list

1.9 1.10 1.11 1.12



1.13


3959 mm²

1.14 1.14.1 1.14.1.1 1.14.1.2 1.14.1.3 1.14.1.4


1.14.2 1.14.2.1 1.14.2.2 1.14.2.3 1.15 1.15.1 1.15.2



1.15.3



1.15.4



1.15.5 1.16 1.16.1


80°C 90°C

max:



Yes KBB

1.16.2

type:

M 40

1.16.3




Yes

1.16.4 1.17


1,5

kPa

1.18


2,5

kPa

2.


None

187

3.

Fuel delivery:

3.1 3.2 3.2.1 3.2.1.1 3.2.1.2 3.2.1.3 3.2.1.4 3.2.1.4.1 3.2.2 3.2.2.1 3.2.2.2 3.2.3 3.2.3.1 3.2.3.2


3.2.3.3 3.2.4 3.2.4.1 3.2.4.2 3.2.4.3 3.2.4.4 3.2.4.5 3.3 3.3.1 3.3.2 3.3.3


4.



Tolerance: 250kPa


Valve setting: 4.1




40° ( 0,118mm lifting) 0,2 mm 20,4 mm


4.2






188

D.2

Wateremulsiemetingen op de V12

189

D.2.1

Vermogenverlies door FWE

190

191

D.2.2

Experimentele resultaten bij 50% Pnom

192

193

D.2.3

Experimentele resultaten bij 25% Pnom en Pnom

194

195

Bijlage E Motoreigenschappen van de 8DZC E.1

De motor in detail

196

197


1.


1.1 1.2


Anglo Belgian Corporation 8DZC-900-135-A/K; 8DZC-900-150-A/K; 8DZC-900-166-A/K. 8DZC-1000-135-A/K; 8DZC-1000-150-A/K;8DZC-1000-166-A/K; 8DZC-1000-175-A/K; 8DZC-1000-183-A/K.

1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8


4-stroke, single acting 256 mm 310 mm 8 - cylinders in line 127,648 liters See group of engines list

1.9 1.10 1.11 1.12



1.13


3959 mm²

1.14 1.14.1 1.14.1.1 1.14.1.2 1.14.1.3 1.14.1.4


1.14.2 1.14.2.1 1.14.2.2 1.14.2.3 1.15 1.15.1 1.15.2



1.15.3



1.15.4



1.15.5 1.16 1.16.1


80°C 90°C

max:



Yes KBB

1.16.2

type:

M 40

1.16.3




Yes

1.16.4 1.17


1,5

kPa

1.18


2,5

kPa

2.


None

198

3.

Fuel delivery:

3.1 3.2 3.2.1 3.2.1.1 3.2.1.2 3.2.1.3 3.2.1.4 3.2.1.4.1 3.2.2 3.2.2.1 3.2.2.2 3.2.3 3.2.3.1 3.2.3.2


3.2.3.3 3.2.4 3.2.4.1 3.2.4.2 3.2.4.3 3.2.4.4 3.2.4.5 3.3 3.3.1 3.3.2 3.3.3


4.



Tolerance: 250kPa


Valve setting: 4.1




40° ( 0,118mm lifting) 0,2 mm 20,4 mm


4.2






199

E.2

Emissiemetingen met SOI gelijk aan 20o bT DC

200


0,15

0,15

0,5

0,2


310 102 17 25 486,25 63 630 10 6,1 120 6,2246 40

313 102 15 50 972,5 80 800 25 7,6 540 7,3183 50

315 102 15 75 1458,75 91 910 40 8,15 720 8,1364 66

316 102 15 100 1945 100 1000 30 4,3 1200 8,5742 80

380,0 12,9 94,74 6,04 0,001569 1271 0,4 … 2,45708

410,0 13,5 162,1 5,57 0,002910 790,6 0,6 … 2,64751

380,0 14,1 116,1 5,16 0,002250 704,9 0,5 … 2,85835

435,0 13,0 217,2 5,94 0,003657 689 0,9 … 2,48569

98,26 41,6 202,07 3624,1290 1,0067 6,5204

196,91 41,5 202,48 7810,3481 2,1695 6,7669

293,87 41,7 201,45 12560,9574 3,4892 7,5326

417,58 39,1 214,70 15576,5270 4,3268 7,9431

7310,147 0,9721 9,024 11,303

9799,505 0,9561

14051,645 0,9286

17032,044 0,9016





65,686 214,560 286,051 652,214 0,236 calculated with calculator from DieselNet: light path = 15


331,676 1,190

1223,011

1408,744

3268,192

332505,139 689,772

660820,274

984532,867

1405448,225


201

E.3

Emissiemetingen met SOI gelijk aan 15o bT DC

202


0,15

0,15

0,5

0,2


307,15 101,5 18 25 486,25 63 630 5 3,2 0 5,3195 44

307,15 101,5 16 50 972,5 80 800 20 5,93 0 5,3195 52

305,15 101,5 16 75 1458,75 91 910 20 4 0 4,7546 66

302,15 101,5 16 100 1945 100 1000 40 5,57 0 4,0050 74

370,0 13,2 112 5,81 0,001928 984 0,4 … 2,54746

400,0 13,8 146 5,32 0,002744 676 0,7 … 2,76670

375,0 14,4 120 4,9 0,002449 608 0,7 … 3,00156

430,0 13,2 245 5,8 0,004224 599 1,3 … 2,54331

93,75 43,6 192,80 3581,585 0,9949 5,9236

202,36 40,4 208,08 8378,824 2,3275 5,2598

300,00 40,9 205,66 13450,569 3,7363 4,6971

430,88 37,9 221,53 16435,031 4,5653 3,9519

5593,03 0,9478 7,771 11,303

8988,90 0,9209

12978,40 0,8787

15623,35 0,8489





64,913 269,964 433,374 932,771 0,339 calculated with calculator from DieselNet: light path = 15


387,50 1,341

1181,72

1559,19

3889,68

316088,81 702,325

677099,48

1001139,28

1447959,12


203

Bibliografie [1] G.M. Faeth. Current status of droplet and liquid combustion. Prog. Energy Combust. Sci. 3, pages 191–224, 1977. [2] J.B. Heywood. Internal Combustion Engine Fundamentals. McGraw-Hill Book Company, 1988. [3] J. Rife and J.B. Heywood. Photographic and performance studies of diesel combustion with a rapid compression machine. SAE paper No. 740948, 1974. [4] H.H. Chui, H.K. Kim, and E.J. Croke. Internal group combustion of liquid droplets. Proc. 19th Symposium (Int’l) on Combustion, pages 971–980, 1982. [5] J.E. Dec. A conceptual model of DI diesel combustion based on laser-sheet imaging. SAE paper No. 970873, 1997. [6] F. Tao, D.E. Foster, and R.D. Reitz. Soot structure in a conventional non-premixed diesel flame. SAE Technical Paper 2006-01-0196, 2006. [7] S. Thomas and M. Zalbowitz. Fuel cells and green power. Report Los Alamos National Laboratory, 1998. [8] J.A. Miller and C.T. Bowman. Mechanism and modelling of nitrogen chemistry in combustion. Prog. Energy Combust. Sci. 15, pages 287–338, 1989. [9] W.L. Sturm. Development and testing of a hd diesel engine with two-stage turbocharging. Aachener Kolloquium Fahrzeug- und Motortechnik 2000, 2000. [10] C. Soterio, R. Andrews, and M. Smith. Diesel injection laser light sheet illumination of cavitation in orifices. Mech E paper C529/018/98 Conference Combustion Engines and Hybrid Vehicles, April 1998. [11] Y. Wakuri, M. Fujii, T. Amitani, and R. Tsuneya. Studies on the penetration of fuel sprays in a diesel engine. Bull. of the JSME, No. 9, 13, 1960. [12] M. Badami, P. Nuccio, and G. Trucco. Influence of injection pressure on the performance of a di diesel engine with a common rail fuel injection system. SAE paper No. 1999-01-0193, 1999. 204

[13] J. Benajes, S. Molina, and J. Garcia. Influence of pre- and post-injection on the performance and pollutant emissions in a hd diesel engine. AE Paper 2001-01-0526, 2001. [14] N. Uchida, Y. Daisho, T. Saito, and H. Sugano. Combined effects of EGR and supercharging on diesel combustion and emissions. SAE Paper 930601, 1993. [15] D. Montgomery and R. Reitz. Six-mode cycle evaluation of the effect of EGR and multiple injections on particulate and nox emissions from a d.i. diesel engine. SAE Paper 960316, 1996. [16] D. Pierpont, D. Montgomery, and R. Reitz. Reducing particulate and nox using multiple injections and EGR in a DI diesel. SAE Technical Paper 950217, 1995. [17] M. Lassen and R. Evans. No more catty remarks. Engine Technology International, June 2002. [18] R. Lylykangas and T. Maunula. Particle oxidation catalyst for heavy duty diesel engines. Auto Technology, October 2002. [19] P. Macaudiere and T. Seguelong. European diesel focus. Engine Technology International, January 2004. [20] D.E. Hughes and R. McAdams. Non-thermal plasma for marine diesels. Conseil international des machines ` a combustion (CIMAC) congress, 2001. [21] http://www.dieselnet.com. [22] T i t e l II van het Vlarem; besluit van de Vlaamse Regering van 1 juni 1995 houdende algemene en sectorale bepalingen inzake milieuhygiëne. 1995. [23] Abgasvorschriften f¨ ur neue motoren in der rheinschifffahrt, kapitel 8a: Emission von gasförmigen schadstoffen und luftverunreinigenden partikeln von Dieselmotoren. [24] H. Burtscher. Tailpipe particulate emission measurement for diesel engines. 2001. [25] P.O. Witze. Diagnostic for the measurement of particulate mattter emissions from reciprocating engines. Comodiar, 2002. [26] R. Sierens. Berekening van de luchtfactor van een benzinemotor aan de hand van de opgemeten rookgassamenstelling. Revue M tijdschrift, 28:261–270, 1984. [27] A.E. Dodd and Z. Holubecki. The measurement of diesel exhaust smoke. Mira Research Report No. 1965/10, 1965.

205

[28] H.Y. Wook, Y.K. Joo, H.K. Dong, D.K. Ki, and S.H. Ji. Optimization of fuel injection nozzles for the reduction of NOx emissions in medium-speed marine diesel engines. 2003. [29] http://www.petrolfed.be/dutch/dossiers/biobrandstoffen.htm. [30] http://nl.wikipedia.org/wiki/biodiesel. [31] http://www.emis.vito.be. [32] http://www.biodiesel.org. [33] http://www.eu-milieubeleid.nl. [34] C. Blommaert and T. Vernaillen. Het gebruik van koolzaadolie en gebruikte frituurolie voor transportdoeleinden. 2005. [35] M.F. Russell, G. Greeves, and N. N. Guerrassi. More torque, less emissions and less noise. SAE Technical Paper 2000-01-0942, 2000. [36] F. Bedford, C. Rutland, P P. Dittrich, A. Raab, and F. Wirbeleit. Effects of direct water injection on di diesel engine combustion. SAE Technical Paper 2000-01-2938, 2000. [37] C. Argachoy and A.P. Pimenta. Phenomenological model of particulate matter emission from direct injection diesel engines. journal of Brazilian Soc. of Mech. Sci. and Eng., XXVII:266–273, July. [38] A. Numata, Y. Nagae, T. Kumagai, and S. Osafune. Increase of thermal efficiency and reduction of NOx emissions in DI diesel engines. Mitsubishi Heavy Industries Technical Review, 38:136–140, October. [39] R. Morgan, M Gold, J. Wrayand, and S. Whelan. A study of the formation and break-up of a diesel spray for HSDI diesel engine combustion systems. The Fifth International Symposium on Diagnostics and Modeling of Combustion in Internal Combustion Engines, pages 526–534, July. [40] L. Goldsworthy. Design of ship engines for reduced emissions of oxides of nitrogen. 2002. [41] D.A. Langer, N.K. Petek, and E.A. Schiferl. Maximizing the effectiveness of water blended fuel in reducing emissions by varying injection timing or using aftertreatment device. 2001. [42] D. Paro. Development of the sustainable engine. Conseil international des machines a combustion (CIMAC) congress, 2001. ` 206

[43] A. Al-Sened and E.R. Karimi. Strategies for nox reduction on heavy duty engines. Conseil international des machines ` a combustion (CIMAC) congress, 2001. [44] U. Schlemmer-kelling and M. Rautenstrauch. The new low-emission heavy fuel oil engines of caterpillar motoren. Conseil international des machines ` a combustion (CIMAC) congress, 2001. [45] Chr. Philipp, A. Schneemann, M. Willmann, and M. Kurreck. Advanced optimisation of common-rail diesel eninge combustion. Conseil international des machines à combustion (CIMAC) congress, 2001. [46] P. Eilts and H.-J. Borchsenius. Available NOx emission reduction techniques costs, benefits and field experience. Conseil international des machines ` a combustion (CIMAC) congress, 2001.

207

Emissieverlaging door motorinterne maatregelen van snellopende (scheeps)dieselmotoren

Recommend Documents