Onderzoek naar alternatieve brandstoffen: Ontwerp van een constant volume verbrandingskamer en studie van synthesegas

Onderzoek naar alternatieve brandstoffen: Ontwerp van een constant volume verbrandingskamer en studie van synthesegas Steven Moerman

Promotoren: prof. dr. ir. Roger Sierens, prof. dr. ir. Sebastian Verhelst Begeleider: ing. Thomas Vercammen (ABC) Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van Burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur

Vakgroep Mechanica van stroming, warmte en verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Roger Sierens Faculteit Ingenieurswetenschappen Academiejaar 2007-2008

VOORWOORD In dit voorwoord wens ik alle mensen te bedanken die mij geholpen hebben bij het onderzoek dat geleid heeft tot dit afstudeerwerk.

In de eerste plaats wil ik mijn promotoren prof. dr. ir. Roger Sierens en prof. dr. ir. Sebastian Verhelst bedanken voor het verstrekken van dit interessante onderwerp, voor de talrijke tips, suggesties en kritische opmerkingen die zeer nuttig waren voor het realiseren van dit afstudeerwerk.

Ook mijn dank aan Rudy Desmet die mij heeft bijgestaan bij het praktische ontwerp van GUCCI, voor zijn vele concrete tips en aanwijzingen, voor de talloze gesprekken over oringen, schroefdraden, draaibanken, freesmachines en noem maar op.

Ik wil ook René Janssens bedanken voor zijn hulp en suggesties bij het praktische deel van dit afstudeerwerk en voor zijn talloze verhalen gaande van lagers van versnellingsbakken tot elektronische diagnose-apparatuur.

Ik wens de directie van de firma Anglo Belgian Corporation te bedanken voor de middelen die zij ter beschikking stellen om deze opstelling te vervaardigen. Tevens wens ik ook ir. Lieven Vervaeke en ing. Thomas Vercammen van dit bedrijf te bedanken om mij bij te staan bij het maken van dit afstudeerwerk, voor hun kritische zin en voor al hun tijd die ze tussen hun werk door, voor mij konden vrijmaken.

Tot slot, maar niet in het minst, dank ik mijn ouders en mijn vriendin Cindy voor hun steun en toeverlaat tijdens de soms moeilijke dagen.

Steven Moerman, juni 2008.

De toelating tot bruikleen De auteur geeft de toelating deze scriptie voor consultatie beschikbaar te stellen en delen van de scriptie te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichting de bron uitdrukkelijk te vermelden bij het aanhalen van resultaten uit deze scriptie. De gegevens met betrekking tot ABC zijn strikt confidentieel en mogen niet worden vermenigvuldigd en/of openbaar gemaakt zonder voorafgaande schriftelijke toestemming van ABC.

De auteur,

Steven Moerman

Contactadres: Anglo Belgian Corporation nv (ABC) Wiedauwkaai 43 9000 GENT Tel.: +32 9 267 00 34

juni 2008

Onderzoek naar alternatieve brandstoffen: Ontwerp van een constant volume verbrandingskamer en studie van synthesegas Steven Moerman Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur Academiejaar 2007-2008 Promotoren: prof. dr. ir. Roger Sierens en prof. dr. ir. Sebastian Verhelst Faculteit Ingenieurswetenschappen Universiteit Gent Vakgroep Mechanica van Stroming, Warmte en Verbranding Voorzitter: prof. dr. ir. Roger Sierens

Samenvatting Het eerste deel handelt over houtgas als biobrandstof voor zuigermotoren. Door de stijgende kostprijs komen biobrandstoffen steeds meer in het daglicht te staan. Vooral voor energieopwekking onder de vorm van warmte en elektriciteit (WKK) is het gebruik van houtgas geschikt. In het inleidend hoofdstuk wordt de geschiedenis van het gebruik van houtgas evenals het potentieel voor de huidige energievoorziening toegelicht. Hoofdstuk 2 beschrijft de technieken om het hout om te zetten tot houtgas. Hierbij worden eveneens de eisen omschreven waaraan het gas moet voldoen om te kunnen gebruikt worden in verbrandingsmotoren. Hoofdstuk 3 handelt specifiek over de verbranding van houtgas in de zuigermotor. Dit zowel in vonkonstekingsmotoren als in dual-fuel motoren. Er wordt ook beschreven welk wetenschappelijk onderzoek hierop reeds verricht is. Meer specifiek wordt dan de verbranding van houtgas in ABC-motoren bekeken volgens het dual-fuel principe.

In hoofdstuk 4 worden de besluiten van dit eerste deel geformuleerd

Het tweede deel van deze scriptie beschrijft uitvoerig het ontwerp van de nieuwe proefopstelling GUCCI. Deze proefstelling is nodig voor verder fundamenteel onderzoek naar de verbranding van hoofdzakelijk biobrandstoffen. Hoofdstuk 5 vergelijkt de verschillende mogelijke opstellingen met elkaar. Voor- en nadelen worden tegen elkaar afgewogen en er wordt uiteindelijk gekozen voor een ‘constant volume bom’. Hoofdstuk 6 beschrijft dan meer specifiek alle mogelijkheden van een bom. Het geeft een overzicht weer van verschillende wetenschappelijke onderzoeken die gebeurt zijn met behulp van een bom. Hoofdstuk 7 beschrijft de verschillende types bommen: cilinder, sfeer en kubus. De voor- en nadelen van elke geometrie worden besproken. Hoofdstuk 8 is een zeer uitgebreide beschrijving van de Ghent University Combustion Chamber I (GUCCI). Deze opstelling is ontworpen op maat van de ABC-motoren. Alle ontwerpkeuzes worden uitvoerig omschreven en voorzien van de nodige berekeningen. Hoofdstuk 9 beschrijft het inspuitsysteem met éénmalige injectie dat zal nodig zijn om metingen met diesel en alternatieve brandstoffen uit te voeren op maat van ABC. Het volledige systeem berust op het inspuitsysteem van de ABC-motoren. Hoofdstuk 10 omvat de besluitvorming van de proefopstelling. Hoofdstuk 11 sluit deze scriptie af met een overzicht van het werk dat in de toekomst nog kan verricht worden. Trefwoorden: biobrandstoffen

houtgas,

synthesegas,

dual-fuel,

constant

volume

bom,

diesel,

Development of a Test Facility to Investigate Diesel Spray, Combustion and Emission Formation Steven Moerman Supervisors: prof. dr. ir. Roger Sierens and prof. dr. ir. Sebastian Verhelst Abstract: For further fundamental research of the combustion process in marine diesel engines a new test facility is developed. There is still insufficient information concerning the characteristics of spray, combustion and emissions formation. Using this new experimental setup will allow to create or improve spray, combustion and emission models that are compatible with the engine on which the design is based. Keywords: Constant volume bomb, GUCCI, experimental facility

I. INTRODUCTION Due to the stronger regulations concerning emissions of ships, locomotives and cogeneration plants, there is a need for further improvement of the present engines. Advanced research is needed to create optimum emissions with a minimum of after treatment systems such as particulate filters and SCR (Selective Catalytic Reduction). Even EGR (Exhaust Gas Recirculation) is eliminated as NOX-improvement system because it leads to elevated fuel consumption. If none of these systems can be used, there is a need for an optimal combustion leading to minimal emissions. Profound examination of the combustion process will be needed to create a theoretical base from which the practical process can be improved. To allow a fundamental, theoretically based investigation of the overall combustion process in medium speed diesel engines an experimental setup will be needed to develop different models for spray formation, combustion and formation of exhaust gasses and particles. Therefore a constant volume bomb (CVB) [1-6] or ~ vessel or ~ rig or ~ combustion chamber (CVCC) - A CVB will be designed. This is a closed vessel with constant volume in which combustion can occur. Optimal combustion conditions can be created because temperature and pressure can be set independently, although in a limited range. There are no moving elements and extensive optical access is possible. Moreover there is the possibility to create optical access in different directions. Self ignition conditions can be created in different ways: heating up the bomb to temperatures similar at those during the compression stroke (>600K) or by using a pre-combustion to create elevated pressures and temperatures (by e.g. hydrogen combustion [7]).

 Optical access to all regions of interest: 3 optical directions are preferred.  It should resist pressures as those that are expected in medium speed ABC diesel engines (13MPa). For research on smaller engines and future minded, the design pressure is set to 35MPa.  The bomb must be heated up to 200°C to establish good start conditions for combustion.  It must be applicable for non reacting investigations as well with combustion.  There should be a system to gain high pressures and temperatures to simulate the conditions at the end of the compression stroke. At these conditions the fuel can self ignite.  Injection must occur, using unmodified marine injectors running on different types of marine fuels. The most commonly used ones such as the constant volume vessel designs; are largely limited in terms of their actual dimensions and the pressure and temperature levels applicable. What is missing, is an experimental facility representative of the actual combustion system in medium speed marine diesel engines, capable of operating at high pressures and temperatures and of running on actual marine fuels. III. CONCEPT INJECTOR PLACEMENT - For the investigation of incylinder phenomena, the availability of optical access obviously plays a key role. The size of the optical access will be determined by the maximum spray length that needs to be investigated. When multi-hole injectors are used, the maximum capacity can be obtained by studying only one spray with the others being deviated. In case of big spray cone angles and circular glasses being used, the diameter of the optical access can be halved. Figure 1 illustrates the placement of an injector with a 150° spray cone.

II. REQUIREMENT SPECIFICATION When looking at the different types of experimental facilities that have been or are still being used for the investigation of spray phenomena, it is apparent that none of them is fulfilling the requirements towards such advanced validation setup. The new setup requires the following specifications to be compatible with the medium speed marine engines:

Figure 1: Concept: multi-hole injector placement

COMBUSTION - One possibility to reach proper initial conditions in constant volume chambers is the application of an internal pre-combustion of hydrogen. Figure 2 schematically shows the principle of a premixed hydrogen combustion, followed by the diesel injection and combustion after a certain pressure and temperature level decrease. Hydrogen is used in terms of the absence of soot after the precombustion [7]. Because of the knowledge of hydrogen combustion and the known safety requirements we determined that the use of hydrogen pre-combustion would be the best option.

Figure 2: pre-combustion

1. Mixture under pressure, start of combustion by spark ignition. 2. End of pre-combustion, maximum pressure and temperature reached. 3. By cooling down temperature and pressure decreases. At preliminary known pressure and temperature the injection of diesel will start 4. End of diesel combustion. Pressure and temperature in point 3 can be manipulated by setting the amount of combustible gases and the pressure of the mixture in point 1.

dummies can contain sensors or heat cartridges if needed. The design of de main body also includes eight diagonal holes in which different measurement equipment can be placed. To execute combustion there are already two holes occupied, a spark plug is needed to ignite the mixture and secondly a pressure transducer is needed to determine the exact moment of injection. CONCLUSION A new experimental facility has been developed for allowing the optical investigation of spray, combustion and emissions formation at conditions typical of the combustion system in medium speed diesel engines. It consists of a constant-volume combustion chamber with dimensions representative of a typical ABC engine. The original ABC diesel injection system has been used. The design of its core components such as the combustion chamber and the injection system involved careful considerations with respect to the intended use for experimental investigations, as well as to the functionality and handling of the setup. Special attention has been given to the selection of the most suitable materials. The concept and design have been clearly confirmed by means of simulations of the structure- mechanical behavior. The key asset of this new facility must be seen in its versatility: Not only allows it the application of a large range of initial and boundary conditions, both for reactive and non-reactive investigations, it is also prepared for the operation on virtually all kinds of customary fuels.

1.

2.

IV. DESIGN Using the technique as shown in figure 1, the circular optical access diameter is 150mm according to the spray length. Applying a margin of 5mm gives the internal volume of 160³mm³ or 4.096 l. The bomb consists of a main body on which, using thread connections, different elements will be fixed. The design of the combustion chamber is displayed in figure 3. It has a cubic combustion chamber with a side of 160mm.

3.

4.

5.

6.

Figure 3: Front and section view of GUCCI

The six openings with diameter 150mm are used for injector placement (1 opening), inlet, exhaust and over pressure valve (1 opening), one or two pairs of windows (2 opposite openings). Any remaining opening is filled with a dummy. The

7.

REFERENCES Pickett, L.M. en D.L. Siebers, Soot in diesel fuel jets: effects of ambient temperature, ambient density, and injection pressure. Combustion and Flame, 2004. 138(1-2): p. 114-135. Bougie, B., M. Tulej, T. Dreier, N.J. Dam, J.J. Ter Meulen, en T. Gerber, Optical diagnostics of diesel spray injections and combustion in a high-pressure high-temperature cell. Applied Physics B-Lasers and Optics, 2005. 80(8): p. 1039-1045. Musculus, M.P.B. en L.A. Pickett, Diagnostic considerations for optical laser-extinction measurements of soot in high-pressure transient combustion environments. Combustion and Flame, 2005. 141(4): p. 371-391. Tse, S.D., D.L. Zhu, en C.K. Law, Optically accessible high-pressure combustion apparatus. Review of Scientific Instruments, 2004. 75(1): p. 233-239. Bradley, D., R.A. Hicks, M. Lawes, C.G.W. Sheppard, en R. Woolley, The measurement of laminar burning velocities and Markstein numbers for iso-octane-air and iso-octane-n-heptane-air mixtures at elevated temperatures and pressures in an explosion bomb. Combustion and Flame, 1998. 115(1-2): p. 126-144. Wang, Y., G. Shu, C. Yang, Y. Ju, en K. Zhao, Combustion Process of Diesel Spray in High Temperature Air. 1995. Klein-Douwel, R.J.H., P.J.M. Frijters, L.M.T. Somers, W.A. de Boer, en R.S.G. Baert, Macroscopic diesel fuel spray shadowgraphy using high speed digital imaging in a high pressure cell. Fuel, 2007. 86(12-13): p. 1994-2007.

INHOUDSOPGAVE DEEL I:

SYNTHESEGAS IN VERBRANDINGSMOTOREN ................ 1

HOOFDSTUK 1 : Inleiding .................................................................................. 1 HOOFDSTUK 2 : Conversie van biomassa ....................................................... 4 2.1

Technieken ................................................................................................................. 4

2.2

Vergassing.................................................................................................................. 5

2.3

Pyrolyse ...................................................................................................................... 8

HOOFDSTUK 3 : Verbranding van synthesegas in verbrandingsmotoren .. 10 3.1

Verschil tussen synthesegas en andere gasvormige brandstoffen .................. 10

3.2

Eerder onderzoek (1944-1999) ................................................................................ 12

3.3

Huidig onderzoek (2000-2008) ................................................................................ 13

3.4

Synthesegas in compressieontstekingsmotoren ................................................ 15

3.5

Verbrandingsproces in dual-fuel motoren ............................................................ 15

3.5.1

Situering ..................................................................................................................... 15

3.5.2

Ontsteking .................................................................................................................. 16

3.5.3

Inspuitogenblik ........................................................................................................... 17

3.5.4

Inspuithoeveelheid ..................................................................................................... 18

3.5.5

Ontstekingsuitstel ....................................................................................................... 19

3.5.6

Verloop van de verbranding ....................................................................................... 20

3.5.7

Geïndiceerd rendement ............................................................................................. 23

3.6

Synthesegas in ABC-motoren ................................................................................ 24

HOOFDSTUK 4 : BESLUIT ................................................................................ 28

DEEL II: CONSTANT VOLUME BOM ................................................ 29 HOOFDSTUK 5 : Constant volume bom, verantwoording ............................. 29 5.1

Doel van de opstelling............................................................................................. 29

5.2

Snelle Compressie Machine ................................................................................... 30

5.3

Shock tube................................................................................................................ 31

5.4

Continue stroom opstelling .................................................................................... 33

5.5

Constant Volume Bom ............................................................................................ 33

HOOFDSTUK 6 : Meetmogelijkheden met een bom ....................................... 36 6.1

Inspuitpatroon van dieselachtige brandstoffen ................................................... 36

6.2

Verbranding van dieselachtige brandstoffen ....................................................... 37

6.3

Verbranding van benzine en zijn alternatieven .................................................... 38

6.4

Verbranding van gasvormige brandstoffen .......................................................... 38

HOOFDSTUK 7 : Bomgeometrieën .................................................................. 40 7.1

Cilinder en schijf ...................................................................................................... 40

7.2

Sfeer .......................................................................................................................... 41

7.3

Kubus ........................................................................................................................ 42

HOOFDSTUK 8 : Ghent University Combustion Chamber I GUCCI ............. 44 8.1

Eisen van de opstelling ........................................................................................... 44

8.2

Geometrie van de verbrandingskamer .................................................................. 45

8.2.1

Vorm en grootte.......................................................................................................... 45

8.2.2

Bepalen van de afmetingen ....................................................................................... 47

8.3

Optische toegang..................................................................................................... 48

8.3.1

Concept ...................................................................................................................... 48

8.3.2

Materiaal ..................................................................................................................... 49

8.3.3

Geometrie van de vensters ........................................................................................ 52

8.3.4

Afdichting .................................................................................................................... 54

8.3.5

Vensterhouder ............................................................................................................ 56

8.3.6

Eindige elementen berekening ................................................................................... 58

8.3.7

Bevestiging van het venster op de houder ................................................................. 61

8.3.8

Berekening van de schroefdraad van de vensterhouder ........................................... 62

8.3.9

Overige elementen van de vensterhouder ................................................................. 66

8.4

Meetkanalen ............................................................................................................. 67

8.5

Opwarming en isolatie ............................................................................................ 71

8.6

Toevoer van lucht en/of gasmengsels .................................................................. 72

8.7

Rookgasafvoer en overdrukbeveiliging ................................................................ 74

8.8

Vacuüm zuigen......................................................................................................... 75

8.9

Inspuiten van benzine ............................................................................................. 75

8.10

GUCCI - eindresultaat.............................................................................................. 76

8.11

Menging en turbulentie ........................................................................................... 78

8.12

Vonkontsteking ........................................................................................................ 78

8.13

Metingen ................................................................................................................... 79

8.13.1

Optisch ....................................................................................................................... 79

8.13.2

Temperatuur ............................................................................................................... 79

8.13.3

Druk ............................................................................................................................ 79

HOOFDSTUK 9 : Dieselinspuitsysteem ........................................................... 81 9.1

Eisen aan het inspuitsysteem ................................................................................ 81

9.2

Inbouw van de injector in GUCCI ........................................................................... 81

9.3

Behouden van één nevel......................................................................................... 86

9.4

Inspuitpomp ............................................................................................................. 87

9.5

Aandrijving van de inspuitpomp ............................................................................ 88

9.5.1

Concept ...................................................................................................................... 88

9.5.2

Bepalen van de inertie van het vliegwiel .................................................................... 89

9.5.3

Lagering ..................................................................................................................... 91

9.5.4

Berekening van de lageras ........................................................................................ 94

9.5.5

Aandrijving van de nokkenas ..................................................................................... 95

9.6

Systeem voor eenmalige inspuiting ...................................................................... 95

9.7

GUCCI met inspuitsysteem..................................................................................... 98

HOOFDSTUK 10 : Besluit ................................................................................. 99 HOOFDSTUK 11 : Toekomstperspectieven .................................................. 100

BIJLAGEN .......................................................................................... 101

1

DEEL I: SYNTHESEGAS IN VERBRANDINGSMOTOREN

HOOFDSTUK 1 :

Inleiding

Omwille van de schaarse brandstoffen tijdens de Tweede Wereldoorlog heeft men toen een nieuwe toepassing van benzinemotoren ontwikkeld. Benzinemotoren werden gebouwd of omgebouwd om te functioneren op synthesegas1. Dit is het gas dat bekomen wordt door verbranding van hout met zuurstofgebrek. Er wordt geschat dat tijdens WO II meer dan zeven miljoen voertuigen in Europa, Australië, Zuid-Amerika en de Pacific-eilanden houtgas als brandstof hadden (cfr figuur 1 t.e.m. figuur 3). Deze motoren waren hoofdzakelijk vonkontstekingsmotoren met lage compressieverhouding werkend op houtskool- of uit ander biomassa afgeleid gas [1].

Figuur 1: VW Kübel (WO II)

Figuur 2: Mercedes-Benz vrachtwagen

Figuur 3: Tractor

Recentelijk komen gasvormige brandstoffen meer en meer in de belangstelling omwille van hun kleinere CO2-uitstoot in vergelijking met vloeibare brandstoffen. Om de uitstoot van broeikasgassen tot een minimum te herleiden worden biobrandstoffen alsmaar meer toegepast. Onder deze categorie valt ook de energieproductie door middel van houtgas. Omwille van de grote installatie om houtgas te produceren wordt deze techniek niet meer in

1

Synthesegas: NL: houtgas, synthesegas; E: woodgas, syngas, producer gas, air gas, blue gas; D: Holzgas

Synthesegas in verbrandingsmotoren

2

voertuigen toegepast. Een nieuwe toepassing heeft houtgas echter gevonden in elektriciteitsproductie met WKK2-installaties.

De verbranding van houtgas met minimale emissies en maximaal rendement is de sleutel tot succes. Tegenwoordig wordt aardgas massaal toegepast in WKK-installaties omwille van de grote beschikbaarheid op tal van locaties. Evenzo wordt biogas uit industrieel en organisch afval vaak gebruikt als biobrandstof voor energieopwekking. Het genereren van biogas uit organisch afval gebeurt door een biologisch omzettingsproces (vergisting of fermentatie) wat zich beperkt tot niet-lignocellulosehoudende massa. Een thermochemische omzetting (vergassing of pyrolyse) kan elke organische massa converteren tot een biogas. De biogassen door fermentatie en vergassing verschillen echter sterk in samenstelling. De term biomassa omvat zowel basisproducten, zoals bvb. hout, als restproducten die afkomstig zijn uit de landbouw, zoals bvb. rijstschilfers en uitgeperst suikerriet. Het resulterende gas, gekend als synthesegas, kan gebruikt worden als brandstof in een verbrandingsmotor, hetzij een zuigermotor of een gasturbine. Het verkrijgen van energie uit biomassa door vergassing is niet enkel economisch aantrekkelijk, het heeft ook een goede invloed op het milieu. Groene energie wint aan populariteit in Europa, en wordt door verschillende overheden financieel aangemoedigd. De technologie van biomassa vergassing bestaat reeds meer dan 70 jaar en een deel van het onderzoek toen verricht is goed gedocumenteerd door het Solar Energy Research Institute [2]. Na de Tweede Wereldoorlog raakte de technologie al snel vergeten omwille van de hoge beschikbaarheid van goedkope petroleum en anderzijds kreeg men ook op technologisch vlak motorproblemen door het hoge teergehalte in het gas. Tijdens de oliecrisis was er terug sporadisch interesse in biomassa vergassing. Globale interesse is recentelijk gegroeid door de milieuproblematiek rond broeikasgassen.

2

WKK: Warmte Kracht Koppeling. Produceren van thermische en elektrische energie met behulp van een

verbrandingsmotor


3

De sterk stijgende olieprijzen hebben een sterke impact op de industriële economie waardoor verschillende olie invoerende landen onder druk komen te staan om andere brandstoffen zoals houtgas te gebruiken. In Indië is houtgas heel populair bij de bevolking, her en der staan zelfgemaakte generatoren zodat de inwoners in hun eigen elektriciteit kunnen voorzien (zie figuur 4). Door deze verhoogde interesse werken recentelijk tal van onderzoeksinstellingen aan verbeteringen van het systeem.

Figuur 4: generator met bijhorende vergasser


HOOFDSTUK 2 : 2.1

4

Conversie van biomassa

Technieken

Biomassa kan op verscheidene manieren aangewend worden om energie te produceren. Volledigheidshalve worden alle technieken kort toegelicht, de technieken met een gasvormige fractie worden vervolgens uitvoerig besproken. Onderstaand schema geeft de theoretische mogelijkheden van de conversietechnieken voor biomassa weer. Deze zijn allen uitvoerbaar, sommigen zeer goed, andere op een dusdanig traag tempo dat ze commercieel niet aantrekkelijk zijn.

biologische processen

BIOMASSA

thermochemische processen

fysische processen

Omzetting / bewerking verdichten drogen verkleinen drogen Persen

Stockeerbare tussenproducten

Energievorm

pellets, balen, briketten stukhout, haksel, zaagmeel etc. plantaardige olie

verbranding vergassing

synthesegas

pyrolyse verestering

gassen, oliën, cokes, methanol

alcoholische fermentatie

ethanol

biogasfermentatie

biogas

thermische, elektrische en mechanische energie

Figuur 5: Conversietechnieken voor biomassa

Deze verschillende processen kunnen tot volgende basisprocédés teruggebracht worden: 1. Verbranding: organisch-biologische stoffen worden bij een temperatuur tussen de 800°C en 1300°C verbrand. De warmte die vrijkomt en afgegeven wordt aan een medium, wordt omgezet in mechanische arbeid, elektriciteit of nuttige warmte in


5

een stoommotor, een stoomturbine, een Stirlingmotor of ORC 3 of gewoon gebruikt als nuttige warmte. 2. Vergassing: de biomassa wordt vergast op een temperatuur tussen de 700°C en 900°C en met een geringere luchtovermaat dan bij verbranding. Het stookgas wordt vervolgens ofwel verbrand in een verbrandingsmotor of gasturbine, ofwel in een verbrandingskamer waar het de warmte afgeeft aan een medium die op zijn beurt een stoomturbine of Stirlingmotor aandrijft, ofwel wordt het gas omgezet naar een transporteerbare brandstof vb. methanol. 3. Pyrolyse: de biomassa wordt bij een temperatuur tussen de 350°C en 700°C omgezet naar pyrolyse-olie, pyrolyse-gas en een restant vaste stof, dit bij een zeer kleine hoeveelheid luchtovermaat. De pyrolyse-olie kan dan gebruikt worden in een dieselmotor of gasturbine; of kan als grondstof dienen voor petrochemie. 4. Vloeibaar maken van biomassa: onder hoge druk (100-200 bar) wordt biomassa bij een temperatuur van 250°C tot 350°C met behulp van een katalysator of door omestering en extractie omgezet in een vloeibare brandstof. 5. Vergisting: biomassa wordt bij een lage temperatuur (<100°C) via bacteriële weg afgebroken tot biogas met ca. 50 tot 60% methaan. Nog een andere manier is gebruik te maken van schimmels om de biomassa om te zetten in ethanol. Zowel biogas als ethanol kunnen gebruikt worden in verbrandingsmotoren. Verbranding, vergassing, pyrolyse en productie van vloeibare brandstof gebeuren bij hoge temperatuur en worden omschreven als thermochemische processen. Onderling verschillen deze processen enerzijds omwille van de omzettingstemperatuur en anderzijds door de hoeveelheid gebruikt oxidatiemiddel.

Enkel de relevante technieken, vergassing en pyrolyse zullen verder worden besproken.

2.2

Vergassing

Bij vergassing met lucht wordt een laagcalorisch stookgas geproduceerd bestaande uit CO, CO2, CnHm, H2, H2O en N2 met een verbrandingswaarde van 4 tot 8.5 MJ/Nm³. Bij gebruik van zuivere zuurstof ontstaat een gas met een hogere calorische waarde (8.5 MJ/Nm³ < Hu < 21 3

ORC: Organic Rankine Cyclus. Omzettingsprocedé om uit thermische energie op lage temperatuur,

mechanische energie te winnen.


6

MJ/Nm³) het zgn. synthesegas (CO + H2), dat mogelijk ook als grondstof voor de chemische industrie kan worden gebruikt. In tabel 1 is een gemiddelde samenstelling van het stookgas uit verschillende soorten vergassers gegeven: Tabel 1: gaseigenschappen uit verschillende vergassers [3] Vergasserstype

Eenheid

Vast-bed-reactor tegenstroom meestroom

Wervelbed Circulerend (statisch)

wervelbed

grootte installatie

kWth

1000

700

90

16000

vochtgehalte

m%

52

6

14

15

H2

Vol %

14

21

9,3

14,8

CO

Vol %

20

22,5

15,8

15,4

CO2

Vol %

10

11,5

16,7

15,0

CH4

Vol %

2,5

1,5

3,8

4,2

CnHm

Vol %

1,6

2,0

N2

Vol %

52,8

39,6

4,4

5,0

calorische waarde

MJ/Nm³

4,9

5,6

Vergassen heeft vergeleken met verbranden een aantal voordelen: 

De te reinigen gashoeveelheid is aanzienlijk kleiner dan bij verbranding (circa 3 x).



Met vergassen kan een hoog elektrisch rendement worden bereikt door het gereinigde gas in een STEG4 toe te passen en de vergassingsinstallatie daarmee te integreren. Hierop is in internationaal verband het onderzoek gericht. Ook bij verbranding van gereinigd gas in een stoomketel kan in principe een hoger elektrisch rendement worden behaald dan in een houtverbrandingsinstallatie.

Vergassen heeft echter ook een aantal nadelen ten opzichte van verbranden: 

De vergassingstechniek voor hout is in ontwikkeling alsook de perifere processen rond het vergassen zoals de stookgasreiniging.



De gasmotoren en gasturbines noodzakelijk voor elektriciteitsproductie, hebben reeds een verregaande ontwikkeling en verbetering achter de rug maar zijn vooral toegespitst op fossiele brandstoffen. Deze zijn echter nog niet volledig aangepast en/of

4

geoptimaliseerd

STEG: Steenkool en gascentrale

naar

typische

stookgassamenstellingen

van


7

biomassavergassing. Aangezien het aantal vergassers op biomassa niet zo enorm groot zal zijn, zal de aanpassing van deze machines aan stookgas eerder beperkt zijn. Er zal eerder een omgekeerde beweging nodig zijn nl. een opwerking van het stookgas tot een kwaliteit die bruikbaar is voor de standaard machines. 

De verbetering van de kwaliteit van het stookgas is momenteel nog een constante zorg van vergassingsinstallaties. Het grote probleem bij vergassing is het stofgehalte en de teervorming. Deze parameters zijn afhankelijk van het soort vergasser. In tabel 2 zijn de vervuilingsgraden naargelang de toegepaste techniek weergegeven: Tabel 2: Stof- en teergehalte bij verschillende vergassers [3] Vast-bed-reactor

Wervelbed*

tegenstroom

meestroom

statisch circulerend

Stofgehalte range

g/Nm³

0,1 - 3

0,02 - 8

1 - 400

8 - 100

gemiddelde

g/Nm³

1

1

4

20

range

g/Nm³

10 - 150

0,01 - 6

1 - 23

1 - 30

gemiddelde

g/Nm³

50

0,5

12

8

Teergehalte

* Gegeven waarden voor wervelbed zijn na cycloon.

Om stookgas te kunnen gebruiken in een gasmotor of gasturbine is er een stookgasreiniging nodig. De voorwaarden voor benutting in de verschillende systemen zijn weergegeven in tabel 3. Tabel 3: Gasvereisten voor motoren [3] Eisen

voor Stofgehalte Partikelgrootte Teergehalte Alkaligehalte**

stookgas*

mg/Nm³

μm

mg/Nm³

Gasmotor

< 50

< 10

< 100

Gasturbine

< 30

<5

< 100

mg/Nm³

< 0,24

* Deze waarden zijn schattingen, afhankelijk van de bron kunnen deze verschillen ** Alkaligehalte is Na+K

De toegestane stof- en teergehalten in deze tabel zijn duidelijk veel lager dan de waarden die gegeven worden in tabel 2. Een goede gasreiniging is dus noodzakelijk voor het gebruik in een gasmotor of gasturbine.


8

Voor de afscheiding van stof bestaan er reeds veel gekende en uitvoerig geteste technieken. Met het verwijderen van teren uit stookgas is er echter heel wat minder ervaring en teren kunnen de verwijdering van stof negatief beïnvloeden.

2.3

Pyrolyse

In afwezigheid van lucht wordt de biomassa tot 300 à 700 °C opgewarmd, waarbij thermische ontbinding van de organische fractie optreedt tot een gasvormige, vloeibare en vaste fractie. De vaste fractie (cokes) wordt daarna verder omgezet door vergassing of verbranding.

Figuur 6: Schema van snelle pyrolyse van biomassa met typische opbrengst aan gas, pyrolyse olie en cokes in gewichtsprocent gegeven de ingezette biomassa.

Pyrolyse van lignocellulosehoudend materiaal resulteert in een mengsel van brandbare gassen, pyrolyse-olie en kool. De onderlinge verhouding van die producten wordt bepaald door de reactieparameters (temperatuur, verwarmingssnelheid en verblijftijd). Flash pyrolyse bij gematigde reactietemperatuur geeft tot 80 gewichts % aan pyrolyse-olie. De pyrolyse-olie heeft een calorische waarde van ongeveer 19 MJ/kg. Deze ruwe bio-olie kan direct verbrand worden in een stoomketel, motor of turbine. Ook de samenstelling van de pyrolysecokes, -olie en –gassen zijn afhankelijk van de verschillende reactieparameters. In tabel 4 is de samenstelling gegeven van pyrolysecokes en pyrolysegas na flash-pyrolyse van berkenhout op 800°C, waarbij de stukgrootte van het hout tussen de 0.8 en 1mm was en de verblijftijd 1.4 seconde.


9

Tabel 4: Samenstelling pyrolysegas na flash-pyrolyse van berkenhout van 0.8-1 mm groot bij 800°C [4] Pyrolysegas H2 (vol%ds)

16,9

CH4 (vol%ds)

16,2

C2H2 C2H4 (vol%ds)

6,2

C2H6 (vol%ds)

0,3

Benzeen (vol%ds)

1,2

Tolueen (vol%ds)

0,2

CO2 (vol%ds)

8,3

CO (vol%ds)

50,7

Twee voordelen van pyrolyse zijn de volgende: 

Het belangrijkste voordeel van pyrolyse-olie, hoewel het energetisch niet optimaal is, is dat de brandstofproductie gescheiden is van de elektriciteitsopwekking. Een mogelijke toepassing zou zijn de productie van pyrolyse-olie in grootschalige installaties en gebruik ervan als brandstof voor transport of voor energieproductie in stationaire hoogwaardige stookinstallaties.



Een ander belangrijk voordeel is de mogelijkheid van het recupereren van materiaal of elementen. Voor houtafval is dit slechts weinig van toepassing.

De technologie heeft echter een aantal nadelen: 

Pyrolyse is een techniek die nog volop in onderzoek en ontwikkeling is. Niet alleen de optimalisatie van het proces is noodzakelijk (uitschakelen van een aantal ongewenste karakteristieken zoals lage thermische stabiliteit, corrosiviteit), maar er wordt ook onderzoek gedaan naar het verbeteren van de kwaliteit van de bio-olie.



Er zijn strenge voorwaarden verbonden aan de in te zetten biomassa: de stukgrootte mag niet groter zijn dan 6 mm en de vochtigheidsgraad van het hout moet kleiner zijn dan 10%.



Bij het ontwerp van de reactor moet rekening gehouden worden met de hete pyrolyse-oliedampen die zeer reactief zijn en zeer snel kunnen omgezet worden naar gas. Daarom moet de verblijftijd van deze gassen kleiner dan 1 s zijn.



Het omzettingsrendement van biomassa naar pyrolyse-olie ligt tussen de 40% en 60%. Met de gekende motoren of gasturbines komt de totale energiebalans op een elektrisch rendement ten opzichte van de brandstof van 20% tot maximaal 30%.


HOOFDSTUK 3 :

10

Verbranding van synthesegas in

verbrandingsmotoren 3.1

Verschil tussen synthesegas en andere gasvormige brandstoffen

Synthesegas uit biomassa bestaat typisch uit 18 tot 20% H2, ongeveer evenveel CO, 2% CH4, 12-15% CO2 en 48-50% N2. De onderste verbrandingswaarde varieert tussen 4.5 en 4.9 MJ/kg bij een sociometrische lucht-brandstofverhouding van 1.25 ±0.05 (massaverhouding) [5]. Enkele eigenschappen tussen synthesegas en andere gasvormige brandstoffen worden met elkaar vergeleken in tabel 5. Wanneer de verbranding in zuigermotoren bekeken wordt, is

de

vergelijking

met

methaan

de

best

passende.

Dit

omdat

de

meeste

verbrandingsmotoren op gas functioneren op gasmengsels dicht bij puur methaan (aardgas) of aangelengd methaan (biogas of afvalgas). De vlamgrenzen en de brandbaarheid van methaan en synthesegas komen goed overeen. De laminaire verbrandingssnelheid bij Φ = 1 is echter 30% hoger bij synthesegas in vergelijking met methaan (CH4). Dit verschil wijst erop dat de ontsteking later zal moeten gebeuren om op hetzelfde ogenblik een drukpiek te krijgen. Deze hogere laminaire verbrandingssnelheid is een gevolg van de aanwezigheid van waterstofgas in het mengsel. Tabel 5 : Vergelijking synthesegas met andere gasvormige brandstoffen [6-8] Brandstof

Onderste

Lucht-brandstof

Mengsel

verbrandingswaarde

verhouding bij Φ=1

MJ/kg

Φ

[MJ/kg (MJ/Nm³)]

[massa (mol)]

[MJ/Nm³]

H2

121 (10.8)

34.4 (2.38)

3.41 (3.2)

0.01

7.17

65

75

270

2400

0.67

CO

10.2 (12.7)

2.46 (2.38)

2.92 (3.8)

0.34

6.80

12

23

45

2400

0.67

CH4

50.2 (35.8)

17.2 (9.52)

2.76 (3.4)

0.54

1.69

2.5

14

35

2210

1.00

C3H8

46.5 (91.3)

15.6 (23.8)

2.80 (3.7)

0.52

2.26

-

-

44

2250

1.17

C4H10

45.5 (117.7)

15.4 (30.9)

2.77 (3.7)

0.59

2.63

-

-

44

2250

1.20

Synthesgas

5.0 (5.6)

1.35 (1.12)

2.12 (2.6)

0.47

1.60

10.3

12

50

1800

0.87

Arm

SL (limiet) [cm/s]

Rijk

Arm

Rijk

SL

Vlamtemperatuu

Molverhoudin

Φ=1

bij

r

g

[cm/s]

(piek) [K]

Met Synthesegas: 20% H2 + 20%CO + 2% CH4 + inerte gassen

Zoals elke andere gasvormige brandstof kan synthesegas gebruikt worden voor motoren met inwendige verbranding op voorwaarde dat het gas voldoende zuiver is zodat er geen afzettingen ontstaan in de verbrandingskamer. Deze brandstof is echter geruime tijd nauwelijks gebruikt omwille van twee neveneffecten: Enerzijds had men de neiging tot


11

zelfontbranding bij hogere compressieverhoudingen, anderzijds is het maximaal vermogen kleiner door de lagere energie-inhoud van synthesegas-luchtmengsel. Dit laatste fenomeen wordt in de Engelstalige literatuur omschreven als derating. Men zou het kunnen vertalen als ‘vermogenverlies’ maar het is geen eigenlijk verlies in de zin van energieverlies. Het is het fenomeen dat het maximale motorvermogen met synthesegas kleiner is dan met een andere brandstof. Er wordt dan ook minder energie onder de vorm van brandstof toegevoerd bij een gasmotor dan bij dezelfde motor met een vloeibare brandstof. De reden hiervoor is dat maar een beperkt gasvolume in de cilinder kan geladen worden. Bij een gasmotor is dit brandstof en lucht samen, bij een benzine of dieselmotor is dit enkel lucht. Omdat hiervoor geen passende Nederlandstalige term bestaat, zal verder in de tekst ‘derating’ gebruikt worden. Deze neveneffecten dienen echter nader bekeken te worden: Vooreerst is synthesegas een mengsel van verschillende gassen waaronder een grote inerte fractie: 12-15% CO2 en 48-50% N2, deze kunnen het kloppen van de motor onderdrukken [1]. Dit wijst erop dat synthesegas een hoger octaangetal zou moeten hebben dan aardgas, tot op heden is er nog geen onderzoek gebeurd naar het octaangetal van synthesegas. Het is zelfs niet bepaald of er een zekere testprocedure bestaat voor synthesegas zoals het methaangetal voor aardgas en biogas. Een grove vergelijking kan gemaakt worden door de brandstof te testen in een CFR5 motor en vervolgens het octaangetal te bepalen hoewel dit mogelijks niet relevant is voor synthesegas. Eveneens is de maximale vlamtemperatuur lager vergeleken met de andere brandstoffen uit tabel 5, een betere klopvastheid kan dus finaal verwacht worden. Verder is er een algemene opvatting dat synthesegas een lage onderste verbrandingswaarde heeft. De derating zou echter zeer groot zijn (1/10) indien we houtgas met methaan zouden vergelijken. Het is echter het lucht-brandstof mengsel dat moet bekeken worden in plaats van de onderste verbrandingswaarde van brandstof alleen. De stoichiometrische luchtbrandstofverhouding voor synthesegas is 1.35 terwijl die voor methaan 17.2 is. Maken we de totale balans op voor de vergelijking tussen CH4 en synthesegas, dan blijkt dat de energiedichtheid van het synthesegas-luchtmengsel slechts 22% lager is (cfr. tabel 5).

5

CFR-motor: Cooperative Fuel Research - onderzoeksmotor


12

Anderzijds is de molverhouding voor synthesegas kleiner dan één, wat wil zeggen dat er na de verbranding minder mol is dan ervoor. Dit wijst volgens Avogadro [9] op een volumeverkleining. Ter illustratie bekijken we het verschil tussen methaan en waterstofgas: energie CH 4  2 O2   CO2  2 H 2 O

De molverhouding is gedefinieerd als:

Molverhouding 

mol reagentia mol eindproducten

Voor methaan is dit 3 moleculen zowel voor als na de reactie. De molverhouding is dus 1.. Voor waterstof hebben we volgende reactievergelijking: energie 2 H 2  O2   2 H 2 O

We hebben 3 mol reagens nodig om tot 2 mol eindproducten te komen. Anders gezegd moeten we 2 mol H2 laten reageren met 1 mol O2. Onder normale omstandigheden (T = 273,15 K en p = 101325 Pa) is het molair volume van een stof 22.414 l/mol. De volumeverandering kan dus rechtstreeks afgeleid worden uit de reactievergelijkingen. Indien we dit toepassen in een zuigermachine zal het laten reageren van een zelfde hoeveelheid stof (#mol) in functie van de reagentia, aanleiding geven tot een andere drukstijging zonder rekening te houden met de vrijgekomen energie (isotherm).

Deze twee voorname verschillen wijzen erop dat er inderdaad een derating zal zijn. Dit kan deels tegengegaan worden door de compressieverhouding te verhogen.

3.2

Eerder onderzoek (1944-1999)

De eerste onderzoeken gebeurden tijdens het olietekort gedurende de Tweede Wereldoorlog. Zweden heeft door zijn grote rijkdom aan hout een groot deel van het onderzoek verricht naar hout- en houtskoolvergassing. Het National Swedish Testing Institute of Agricultural Machinery heeft uitgebreid onderzoek uitgevoerd naar de ontwikkeling en het ontwerp van vast bed vergassers voor het gebruik als voeding voor zuigermotoren [10]. Deze motoren waren hoofdzakelijk dieselmotoren van vrachtwagens en tractoren die als dual-fuel dienst deden. Alle onderzoeksresultaten werden echter


13

doorgegeven aan motorenproducenten die de data niet publiek lieten verschijnen. In 1976 voeren Tatom et al. onderzoek uit op een benzinemotor met synthesegas waarop ze een derating vaststelden van 60 tot 65%. Begin jaren ’80 rapporteerden Martin en Wauters [11] over het gebruik van houtskoolgas in een vonkontstekingsmotor. Daarbij was er een derating van 40 tot 50% bij een compressieverhouding van 7:1. Dezelfde auteurs rapporteerden echter later over een derating van 20% bij een compressieverhouding van 11:1. In diezelfde periode werkten Parke et al. [12] op een natuurlijk aangezogen en een opgeladen gasmotor. Ze stellen een derating vast van 34% op de natuurlijk aangezogen motor. Op de opgeladen motor blijkt de derating kleiner te zijn. Ze bepaalden eveneens de beste luchtfactor samen met het ontstekingstijdstip om het vermogen te maximaliseren. In het Indian Insitute of Technology [13] werd een gasmotor gebouwd vertrekkende van een natuurlijk aangezogen dieselmotor met compressieverhouding 11.5:1. De originele zuigers werden vervangen door ondiepe W-zuigers met als doel om de turbulentie in de cilinder te veranderen van swirl naar squish. Met deze aanpassing werd de derating gereduceerd tot 6%. Het enige werk met hoge compressieverhouding is dat van Ramachandra [14] op een ééncilinder dieselmotor met compressieverhouding 16.5:1. Een derating van 20% werd vastgesteld bij een totaal rendement van 19% en zonder tekenen van klop. In dit werk worden echter geen gedetailleerde meetwaarden zoals gassamenstelling en p-v diagram meegegeven waardoor geen wetenschappelijke onderbouw te vormen is.

Worden de bevindingen van eerdere studies samengevat dan blijkt dat geen systematisch onderzoek werd verricht naar de bepaling of de klopvastheid wel degelijk kan gegarandeerd worden voor een compressieverhouding vergelijkbaar met die in dieselmotoren.

3.3

Huidig onderzoek (2000-2008)

Men streeft er naar om een zuigermotor met een zo hoog mogelijke compressieverhouding te

laten

werken

om

zo

een

hoger

rendement

te

bereiken.

Naarmate

de

compressieverhouding verhoogt, zullen de verliescomponenten zoals warmteverlies en wrijving

toenemen.

In

het

geval

van

een

vonkontstekingsmotor

wordt

de

compressieverhouding beperkt door de klopvastheid van de brandstof. Experimenteel werd


14

bepaald dat voor vonkontstekingsmotoren de compressieverhouding tot 17:1 mag oplopen alvorens er een significant rendementsverlies optreedt. Lewis en Von Elbe [6] bepaalden dit door uitgebreide tests uit te voeren met iso-octaan met een kleine dopering aan anti-klop producten. Omwille hiervan gebeurt recent onderzoek hoofdzakelijk op dieselmotoren met compressieverhouding 17:1 die aangepast worden naar vonkontstekingsmotoren. Het fijnstellen van de compressieverhouding naar deze vooropgestelde waarde gebeurt door de zuigers aan te passen. Het converteren van een compressieontstekingsmotor naar een vonkontstekingsmotor gebeurt door het dieselinjectiesysteem uit te bouwen en in plaats daarvan een ontstekingssyteem te monteren. De ontstekingskaars neemt de plaats in van de injector waardoor deze, voor direct geïnjecteerde motoren althans, centraal in de verbrandingskamer komt te staan. Het verder opdrijven van de compressieverhouding zou voor huidig onderzoek weinig zinvol zijn: algemeen staat vast dat de turbulente vlamsnelheid een primordiale rol speelt in de warmteafgifte tijdens het verbrandingsproces [15]. De turbulente vlamsnelheid wordt bepaald door enerzijds de laminaire vlamsnelheid en anderzijds door de tijdsafhankelijke turbulentie in de verbrandingskamer. De laminaire vlamsnelheid is op zich functie van de initiële druk, temperatuur en de samenstelling van het mengsel. Mishra [16] bepaalde eerder dat de laminaire vlamsnelheid voor stoichiometrische synthesegas-luchtmengsels zou afnemen met 10% indien de startdruk zou verhogen met een factor 40. Deze berekeningen werden gedaan bij een temperatuur van 300K terwijl de temperaturen in een verbrandingsmotor veel hoger zijn. De invloed van startdruk en starttemperatuur op de laminaire verbrandingssnelheid kan als volgt worden uitgelegd: het verhogen van de temperatuur van het onverbrande gas resulteert in een verhoging van de adiabate vlamtemperatuur. Door deze temperatuursverhoging is er een hogere energie-input naar de naburige onverbrande gasmoleculen waardoor deze sneller met elkaar zullen reageren. Bekijken we de invloeden van druk en temperatuur samen, dan zien we in dat het verhogen van de compressieverhouding een hogere druk en hogere temperatuur zal teweeg brengen. De invloed van druk en temperatuur zijn echter niet aan elkaar gelijk, waardoor een zeker optimum zal verkregen worden. Voor synthesegas ligt dit voor een natuurlijk aangezogen vonkontstekingsmotor bij 17:1 [15].


3.4

15

Synthesegas in compressieontstekingsmotoren

Bij compressieontstekingsmotoren wordt de verbranding ingezet door de zelfontbranding onder welbepaalde fysische omstandigheden in de verbrandingskamer. Sommige brandstoffen (waaronder producergas) hebben niet de kwaliteiten om onder deze omstandigheden spontaan te ontbranden [17]. Indien dit toch zou gebeuren, zou alle brandstof simultaan ontbranden wat aanleiding zou geven tot klop. Vandaar dat voor de ontbranding van producergas in dieselmotoren twee brandstoffen worden aangewend. Een minimale pilootinjectie van diesel (of een equivalent) zorgt voor de nodige energie om de nodige temperatuurstijging te verkrijgen. Vervolgens ontbrandt de hoofdbrandstof door de ontbranding van de pilootbrandstof. Dit principe is algemeen bekend onder de naam dualfuel. De energie die tijdens de verbranding wordt afgegeven komt hoofdzakelijk van de gasvormige alternatieve brandstof, terwijl diesel telkens zorgt voor de cyclische ontsteking. In het ideale geval wenst men zo weinig mogelijk diesel te gebruiken om een zo milieuvriendelijk mogelijke motor te bekomen. Echter voor elk werkingspunt moet een optimum bepaald worden om het dieselverbruik tot een minimum te herleiden. Anderzijds, indien men de pilootinjectie een zekere, hogere waarde geeft is een zekere variatie van de samenstelling van het gas toelaatbaar. De energie die bij de pilootinjectie vrijkomt zal dan binnen een zekere range voldoende zijn om de hoofdbrandstof met grote zekerheid te ontsteken.

3.5 3.5.1

Verbrandingsproces in dual-fuel motoren Situering

Het gebruik van gasvormige brandstoffen in dieselmotoren heeft zowel voordelen op economische schaal als voor het milieu. Anderzijds kunnen ook alternatieve brandstoffen aangewend worden zoals biogas, houtgas en waterstof. Op deze manier blijven de vloeibare aardolieproducten beschikbaar voor mobiele toepassingen, de opslag van gassen in voer-, vaar- en vliegtuigen is immers complexer dan een aansluiting op het aardgasnet. Door de hoge waterstof/koolstofverhouding zijn op gebied van emissie, gasvormige brandstoffen ook aantrekkelijk. De uitstoot van het broeikasgas CO2 is kleiner vergeleken met vloeibare of vaste brandstoffen. Anderzijds worden ook minder roetdeeltjes uitgestoten


16

door de kleinere aanwezigheid van opgeloste onzuiverheden zoals o.a. zwavelverbindingen [18]. Het gebruik van gasvormige brandstoffen in dieselmotoren is mogelijk door het zogenaamde dual-fuel principe. Het gas wordt gemengd met de inlaatlucht op analoge wijze zoals in een vonkontstekingsmotor. Vervolgens wordt in de verbrandingskamer het mengsel ontstoken door de compressieontsteking van diesel. De totale vrijgekomen energie ontstaat dus uit de verbranding van een kleine hoeveelheid pilootbrandstof (diesel) en uit de hoofdbrandstof (gasvormig). Om dit te kunnen verwezenlijken is het noodzakelijk dat het gas een grote klopvastheid heeft; dieselmotoren hebben immers een hoge compressieverhouding wat aanleiding zou geven tot zelfontbranding van het gas. Net door deze hoge compressieverhouding wordt ook een hoger thermisch rendement verkregen in vergelijking met conventionele gasmotoren op basis van vonkontsteking. Ondanks deze voordelen zijn de emissies bij een dual-fuel motor onder lage last slechter: voor een klein uitgaand vermogen moet de hoofdbrandstof verminderd worden. Hierdoor gaat de motor op een arm mengsel draaien (luchttoevoer is nagenoeg constant). Arme mengsels zijn moeilijk te ontsteken en verbranden traag. Hierdoor wordt een verhoogde uitstoot van onverbrande koolwaterstoffen (HC) verkregen. 3.5.2

Ontsteking

De ontsteking van het gas in dual-fuel motoren wordt veroorzaakt door een hoeveelheid ingespoten pilootbrandstof op het einde van de compressieslag. De ontsteking van de vloeistof begint aan de buitenzijde van de vloeistofnevel, hier verdampt de vloeistof het snelst en is de hoogste concentratie zuurstofgas aanwezig. Vanaf het oppervlak schrijdt het vlamfront enerzijds in de binnenzijde van de nevel in een gebied met zowel vloeistofnevel afkomstig van de pilootbrandstof als gasmengsel van de hoofdbrandstof. Anderzijds weg van de nevel in een homogeen lucht-brandstofmengsel. Deze buitenste zone heeft de kleinste energetische densiteit vergeleken met de binnenste zone door het afwezig zijn van de dieselnevel. De condities waaronder het gas verbrandt binnen en buiten zijn verschillend. In de nevel kunnen door multi-punt ontsteking en hogere temperaturen zelfs zeer arme gasmengsels verbranden. Buiten deze zone is de vlampropagatie sterk afhankelijk van de mengselsamenstelling.


17

Onder hoge last draait de motor op een rijk mengsel, de verbranding gebeurt dan volledig en onder hoge snelheid [19]. Dit geeft aanleiding tot een grote drukstijging dp en een hoge warmtevrijstelling dQ [20]. Onder deellast loopt de motor op een arm mengsel waardoor de vlamsnelheid vertraagt. De vertraagde vlamsnelheid resulteert in een langere verbrandingstijd wat op zijn beurt leidt tot een verlaagd rendement van de dual-fuel motor onder deellast. Onder lage belasting is de verbranding dus sterk afhankelijk van de rijkheid van het mengsel. Het mengsel zou rijker kunnen gemaakt worden door de inlaatlucht te smoren zoals bij een vonkontstekingsmotor maar dit geeft aanleiding tot lagere eindtemperatuur bij compressie waardoor de pilootbrandstof later of zelfs niet zal ontsteken [21]. In dual-fuel motoren wordt getracht om de hoeveelheid pilootbrandstof tot een minimum te herleiden. De minimale inspuithoeveelheid wordt zó bepaald dat het gasmengsel net voldoende ontsteekt. Het verbrandingsproces van de gasvormige brandstof zal dus bepalend zijn voor het uiteindelijke dual-fuel proces. 3.5.3

Inspuitogenblik

Het inspuitogenblik is een bepalende factor voor goede verbranding in dual-fuel motoren. Voor een vaste luchtfactor betekent het veranderen van het inspuitogenblik het veranderen van het tijdstip van waarop de verbranding begint. Indien het inspuitogenblik vervroegd wordt zal de verbranding eerder plaatsgrijpen en zal hieruit de maximale verbrandingsdruk stijgen aangezien meer brandstof verbrandt voor het bovenste dode punt (BDP). Door het verlaten van het inspuitogenblik zal meer brandstof na het BDP verbranden, wat resulteert in een lagere maximale verbrandingsdruk die tevens later zal optreden. Door de expansie zal bij een latere inspuiting de temperatuur tijdens de verbranding ook lager zijn. In sommige gevallen kan de temperatuur van het mengsel ontoereikend zijn om een volledige verbranding te verkrijgen [22]. Door het vervroegen van het inspuitogenblik zal het mengsel een hogere temperatuur hebben waardoor het sneller verbrand. De drukstijging dp/dα zal dus ook stijgen naarmate vroeger wordt ingespoten. De invloed van de inspuitogenblik op het koppel is weergegeven in figuur 7.


18

Figuur 7: De invloed van het inspuitogenblik op het koppel [23]

3.5.4

Inspuithoeveelheid

De inspuithoeveelheid van de pilootbrandstof is een van de belangrijkste parameters die bepalend zijn voor de goede werking en de lage emissies van dual-fuel motoren. Voor de meeste dieselinspuitsystemen is de minimale inspuithoeveelheid beperkt tot 5à10% om nog een voldoende goede verneveling te verkrijgen [24]. In een dual-fuel motor kan dit dus een beperking opleggen naar een minimaal in te spuiten hoeveelheid pilootbrandstof. Anderzijds wordt onder lage belasting de inspuithoeveelheid ook bepalend voor de uitstoot van onverbrande koolwaterstoffen (HC). Zoals reeds vermeld is het mengsel immers zeer arm waardoor een onvolledige verbranding ontstaat. Naarmate onder verlaagde belasting de hoeveelheid

ingespoten

pilootbrandstof

verhoogt,

zal

de

fractie

onverbrande

koolwaterstoffen verkleinen. Bovendien zal de af te leggen weg van elk vlamfront kleiner worden door de grotere pilootnevel, ook hierdoor wordt de verbranding beter. Overigens zal voor lage belasting de verbranding stabieler worden naarmate meer pilootbrandstof gebruikt wordt om het arme mengsel te ontsteken. Bij hogere belasting, wanneer de concentratie hoofdbrandstof boven de onderste verbrandingslimiet ligt, kan het vlamfront op zichzelf voortschrijden door het overgrote deel van de verbrandingskamer. Het aanpassen van de inspuithoeveelheid pilootbrandstof heeft dan minder effect op de kwaliteit van de verbranding.


19

Een andere belangrijke invloed van de hoeveelheid pilootbrandstof is deze op de vorming van stikstofoxiden (NOX). In de zone waarin de pilootbrandstof verbrandt wordt ook een deel van de hoofdbrandstof verbrand. Deze beide verbrandingen geven aanleiding tot plaatselijk zeer hoge temperaturen welke de basis zijn voor de vorming van stikstofoxiden. Men heeft er dus alle baat bij om onder hoge belasting de pilootbrandstof tot een minimum te herleiden. Indien onder hoge belasting een grote hoeveelheid pilootbrandstof wordt ingespoten, zal de verbranding van de hoofdbrandstof op zeer veel plaatsen tegelijk aanvangen. Hierdoor zullen de vlamfronten van de hoofdbrandstof snel elkaar bereiken waardoor op een zeer korte tijd de volledige hoofdbrandstof is verbrand. Deze snelle verbranding zal aanleiding geven tot een grote drukstijging dp/dα. Figuur 8 geeft deze invloed weer: naarmate de hoeveelheid ingespoten pilootbrandstof stijgt, zal bij een lager motorkoppel klop optreden.

Figuur 8: Klop in functie van hoeveelheid pilootbrandstof [24]

3.5.5

Ontstekingsuitstel

Dual-fuel motoren hebben een groter ontstekingsuitstel in dual-fuel mode dan wanneer zij volledig op de pilootbrandstof draaien [21]. Een verlaagde eindtemperatuur tijdens de compressieslag ligt aan de basis hiervan. Het inlaatmengsel heeft in vergelijking met lucht of een benzinemengsel grotere warmteverliezen naar de wand. Door deze lagere eindtemperatuur zal de verbranding van de pilootbrandstof in dual-fuel motoren later beginnen in vergelijking met het gebruik met enkel diesel. Nielsen [25] toonde aan dat door de aanwezigheid van 2% (vol.) methaan in de inlaatlucht, het ontstekingsuitstel van diesel verdubbelt. Dit omdat door de aanwezigheid van de hoofdbrandstof een lagere zuurstofconcentratie ontstaat. Eveneens heeft methaan een negatieve invloed op de reactie van diesel met zuurstof. Deze beide invloeden en het eerst vernoemde fenomeen zorgen


20

voor dit groot ontstekingsuitstel. Volgens Karim et al. [26] heeft methaan de kleinste invloed op het ontstekingsuitstel waardoor de aanwezigheid van andere gassen niet mag onderschat worden. 3.5.6

Verloop van de verbranding

Het verbrandingsproces in een typische dual-fuel motor is afhankelijk van enerzijds de nevel en het ontstekingsgedrag van de pilootbrandstof en anderzijds het type hoofdbrandstof en zijn concentratie in het inlaatmengsel. De warmteafgiftekarakteristiek (figuur 9) geeft de compexiteit weer van de fysische en chemische interacties tussen het verbrandingsproces van beide brandstoffen. In tegenstelling tot conventionele vonk- of compressieontstekingsmotoren gebeurt de eigenlijke verbranding in dual-fuel motoren in meerdere fasen. Dit is het logische gevolg van het feit dat de hoofdbrandstof pas kan ontbranden na het ontsteken van de pilootbrandstof. Er kunnen 3 fasen onderscheiden worden (figuur 9 en figuur 10): 1. De verbranding van de pilootbrandstof. Deze is gekenmerkt door de eerste piek van warmtevrijstelling. 2. Ten gevolge van de pilootontbranding ontsteekt het gasmengsel en zorgt hierbij voor een tweede warmtevrijstelling. 3. Een kleine laatste piek ontstaat door de diffuse ontbranding van het gas samen met de resterende pilootontbranding.


21

Figuur 9: warmtevrijstelling in dual-fuel motoren [17]

Figuur 10: warmtevrijstelling ontbonden in 3 componenten [17]

De

hoeveelheid

ingespoten

pilootbrandstof

is

in

vele

gevallen

constant.

De

warmtevrijstelling 1) ten gevolge van de pilootbranstof is dus ook constant. Bij wijzigende belasting zal de gastoevoer geregeld worden. Hierdoor zullen de warmtevrijstellingen 2) en 3) wijzigen in functie van de last. Dit blijkt duidelijk uit onderstaande grafieken waarin de warmtevrijstelling wordt weergegeven voor respectievelijk grote en kleine belasting van de motor.


Figuur 11: Warmtevrijstelling grote belasting

22

Figuur 12: Warmtevrijstelling kleine belasting

De drukstijging in de verbrandingskamer wordt beïnvloed door de vrijgekomen energie door verbranding en de expansie. Om de drukpieken in de motor te kunnen beperken bekijken we vervolgens de invloeden van enkele motorparameters: 

Invloed van de belasting en de motorsnelheid op drukvariaties:

Verhogen van de last bij constant toerental resulteert in een verhoging van de hoeveelheid toegevoerde gasvormige brandstof aangezien de hoeveelheid pilootbrandstof constant is. Door de grotere concentratie hoofdbrandstof ontstaat een groter ontstekingsuitstel (zie §3.5.5). Op het ogenblik dat de verbranding start is door het ontstekingsuitstel reeds meer diesel ingespoten en is het mengsel op een hogere temperatuur. Dit zal aanleiding geven tot een snelle verbranding van een grotere hoeveelheid brandstof dan in het geval met een kleiner ontstekingsuitstel. Hierdoor zal de drukstijging ook groter zijn. Bij het verhogen van de motorsnelheid zal de maximale drukvariatie dp/dα afnemen. Selim [23] voerde een vergelijk uit tussen LPG, methaan en aardgas. Voor deze brandstoffen is in figuur 13 deze trend waarneembaar.

Figuur 13: maximale drukvariatie i.f.v. toerental [23]


23

Bij toenemende motorsnelheid zal de turbulentie in de verbrandingskamer stijgen waardoor de verbrandingssnelheid zal toenemen. De volumetrische expansie in de verbrandingskamer gebeurt anderzijds evenredig met de motorsnelheid. Omwille van de kleinere invloed van de motorsnelheid op de verbrandingssnelheid zal voor eenzelfde hoeveelheid brandstof de druk minder snel kunnen stijgen. 

Invloed van de compressieverhouding

Selim [23] heeft proeven uitgevoerd bij compressieverhoudingen 22, 20 en 18 op LPG, methaan en aardgas. Bij LPG is de invloed van de compressieverhouding op kloppen zeer groot

terwijl

deze

invloed

bij

methaan

en

aardgas

zeer

klein

is.

De

zelfontbrandingstemperatuur van LPG is relatief laag: 400°C ten opzichte van 250°C voor de pilootbrandstof (diesel). Bij methaan en aardgas is dit respectievelijk 650 en 500°C. Uit deze waarden blijkt dat LPG inderdaad veel sneller zal overgaan tot zelfontbranding dan methaan en aardgas. Een lage compressieverhouding is geassocieerd met een lage einddruk en een lage eindtemperatuur na de compressieslag. Dit veroorzaakt een groter ontstekingsuitstel door de latere verbranding van diesel. Hierdoor zal een grotere drukstijgingsverhouding dp/dα ontstaan. De maximale verbrandingsdruk zal onder eenzelfde belasting verkleinen voor een lagere compressieverhouding. Een verlaagde compressieverhouding zal eveneens leiden tot een laag thermisch rendement. Het doel is dus om de compressieverhouding zo hoog mogelijk te maken voor maximaal rendement. De compressieverhouding is uiteraard beperkt tot de grens waarop de gasvormige brandstof door zelfontsteking gaat ontbranden. 

Invloed van de oplaaddruk

Het verhogen van de oplaaddruk heeft een positieve invloed op de drukstijgingsverhouding dp/dα. Deze verminderde drukstijgingsverhouding kan toegewezen worden aan de hogere maximale verbrandingsdruk en –temperatuur, waardoor het ontstekingsuitstel verkleint. [21]. Minder brandstof zal dus simultaan verbranden waardoor de drukstijging minder groot is 3.5.7

Geïndiceerd rendement

Het maximaal geïndiceerd rendement treedt op bij hoge belasting onder rijke mengsels. Bij hoge toerentallen zal het rendement dalen omwille van de grotere warmteverliezen aan de cilinderwanden. Onder deellast is er een sterk verlies aan thermisch rendement. Door de


24

langere verbrandingstijd van het arme mengsel gebeurt een deel van de verbranding pas tijdens de expansie. Eveneens ontstaan er zones van onverbrand mengsel wat ook resulteert in een uitstoot van onverbrande koolwaterstoffen. Men kan het mengsel niet rijker maken door de inlaatlucht te smoren aangezien de einddruk na compressie dan ontoereikend zou zijn om de pilootbrandstof te ontsteken.

3.6

Synthesegas in ABC-motoren

ABC heeft een houtgasmotor gebouwd volgens het dual fuel-principe. Het betreft een 8DZC motor die gekoppeld is aan een alternator om een fabriek te voorzien in elektriciteit. Het synthesegas wordt in een naburig gebouw gemaakt en ontdaan van stof en teer. Voor pilootbrandstof wordt in eerste instantie gewerkt met diesel, later wenst men over te schakelen op HFO (Heavy Fuel Oil). Figuur 14 geeft het verschil weer tussen het drukdiagram van een conventionele dieselmotor samen met een dual-fuel motor. Beide zijn opgenomen onder dezelfde belasting, de dualfuel motor werkt niet in dual-fuel mode maar op 100% diesel.

Figuur 14: Drukdiagramma bij deellast - XX=dieselmotor - D=dual-fuel motor op 100% diesel

Het valt onmiddellijk op dat beide karakteristieken verschillend zijn. Bij de dieselmotor (streeplijnen XX) zien we het standaard drukverloop van een dieselmotor: compressie gevolgd door een ontbranding met een grote drukstijging rond het bovenste dode punt. Het begin van ontbranding is bij een drukdiagram van een dieselmotor steeds duidelijk zichtbaar. Bij de dual-fuel motor is dit enigszins anders: de druk bij aanvang van compressie is hoger dan bij de dieselmotor. De reden hiervoor is dat de dual-fuel motor over andere turbo’s


25

beschikt waardoor de oplaaddruk hoger is. Door de hogere turbodruk zal de druk op het einde van de compressieslag ook groter zijn dan bij de dieselmotor. Het belangrijkste verschil tussen beide motoren is de nokkenas: Bij de dual-fuel motor is er geen klepoverlap. Dit betekent dus dat er geen spoeling is van de cilinder op het einde van de uitlaatslag waardoor een groter deel van de uitlaatgassen in de verbrandingskamer aanwezig blijven. Hierdoor zal er minder zuurstof aanwezig zijn op het einde van de volgende compressieslag en zal de verbranding uiteindelijk trager verlopen vergeleken met de conventionele dieselmotor. Dit geldt voornamelijk voor het eerste deel van de verbranding waardoor ten gevolge van het ontstekingsuitstel een grote hoeveelheid brandstof simultaan moet verbranden. Bij de dieselmotor is dit te zien aan de grote drukpiek. Deze verbranding vereist een grote zuurstofconcentratie, indien de zuurstofconcentratie afneemt zal het langer duren alvorens de brandstofnevel met de nodige zuurstof in contact komt. Dit verklaart waarom de eerste drukpiek minder hoog is maar deze druk wel langer blijft aanhouden. Figuur 15 geeft voor de dual-fuel motor twee karakteristieken weer bij hetzelfde vermogen: op diesel en als dual-fuel. Op 100% diesel is dezelfde vorm waarneembaar als in het drukdiagram D van figuur 14. De drukverlopen als dual-fuel zijn zeer uiteenlopend. Vergelijken we de derde en de zesde cilinder met elkaar (respectievelijk L3 en L6), dan blijkt dat L6 nauwelijks tot ontsteken komt. L3 ontsteekt daarentegen wel maar dit gebeurt veel te laat waardoor een hoge druk verkregen wordt.

Figuur 15: Drukverloop dual-fuel motor - H=100% Diesel - L=Diesel+houtgas


26

Hetzelfde geldt voor meting K uit figuur 16. Het vermogen tijdens de meting is 4% kleiner dan bij meting L. De hoeveelheid pilootbrandstof is in meting K 10% kleiner ten opzichte van L. Het verschil tussen cilinders 3 en 6 is nog groter.

Figuur 16: Drukverloop dual-fuel motor - H=100% Diesel - K=Diesel+houtgas,

Dit wijst erop dat er iets fout loopt met de ontsteking van het gas. Het fenomeen moet tevens afhankelijk zijn van de cilinder aangezien dit fenomeen telkens bij dezelfde cilinders optreedt. De menging van het houtgas met lucht gebeurt voor de turbo’s waardoor kan gesteld worden dat een homogeen gasmengsel verkregen wordt. Alle cilinders worden dus met dezelfde hoeveelheid gas geladen. Dit kan erop wijzen dat het ontsteken van de pilootbrandstof aan de basis ligt van deze onregelmatigheid. Bij het demonteren van de cilinderkoppen werd een sterke afzetting aan de injector vastgesteld (zie figuur 17).

Figuur 17: Afzetting rond injector


27

Een goede verneveling van de pilootbrandstof is hierdoor onmogelijk. Deze willekeurige afzetting verklaart meteen ook waardoor het verschil tussen de verschillende cilinders zo groot kan zijn. Deze afzettingen zijn het gevolg van het langdurig gebruik met vervuilde brandstoffen. De motor heeft namelijk voordien twee jaar op HFO gedraaid die toch aanzienlijk wat contaminaties bevatte. Door het gebruik van deze dual-fuel motor met diesel en houtgas zullen deze afzettingen niet meer voorkomen. Nu de afzettingen verwijderd zijn en met de plaatsing van nieuwe injectoren loopt de motor fijlloos. Dit blijkt ook het drukdiagram van figuur 18:

Figuur 18: Drukdiagram synthesegas

De pilootinspuiting is momenteel nog iets te laat maar deze zal bijgesteld worden zodat de dip in het drukdiagram verdwijnt. Er blijft dan enkel nog een knik over in het stijgende deel.


HOOFDSTUK 4 :

28

BESLUIT

Tijdens de ontwikkeling van het proces om te rijden op houtgas eind jaren ’30 werd fundamenteel onderzoek verricht naar de basisprincipes van de energieconversie. Vanaf 1940 was de alternatieve brandstof echter een zuivere economische kwestie omwille van de schaarste van petroleum. In die tijd was van de problematiek rond emissies nog geen sprake waardoor een fijnstelling van motorparameters nauwelijks plaats vond. De motoren uit die tijd waren zo robuust dat ze op quasi alles functioneerden wat men in de tank zou gegoten hebben. Hierdoor stelde het probleem van levensduur zich ook niet. Na de Tweede Wereldoorlog werd petroleum overvloedig beschikbaar waardoor de technologie tot op heden in de vergetelheid raakte. Enkel tijdens de oliecrisis in de jaren ’70 kwam technologie her en der terug opdagen, een grote doorbraak is er echter nooit meer gekomen. Het laatste decennium is men, omwille van de stijgende interesse in groene energie, terug gestart met het onderzoek naar synthesegas. Dit keer echter in een totaal ander kader, waar men toen houtgas gebruikte als brandstof voor voertuigen wordt houtgas tegenwoordig toegepast voor elektriciteitsopwekking. Momenteel worden houtgasinstallaties zowel op professionele als op doe-het-zelf schaal toegepast in landen waar petroleum schaars is. Het onderzoek in deze technologie begint dus stilaan terug aan te wakkeren, het aantal recente publicaties is echter beperkt maar biedt toch een basis om enig inzicht te krijgen in de optredende problemen. Elk onderzoek werd uitgevoerd op dieselmotoren die omgebouwd werden naar vonkontstekingsmotoren waardoor het onderzoek op dual-fuel motoren op synthesegas voor menig onderzoeker een grote uitdaging kan zijn. In het algemeen is de fundamentele verbranding van synthesegas nog niet nader onderzocht. Wel staat vast dat door het toepassen van een hoge compressieverhouding of door oplading de derating tot nul zou kunnen herleid worden. Eindconclusie: verder fundamenteel onderzoek op deze technologie zal ons in staat stellen motoren optimaal af te stellen bij het gebruik van synthesegas. Dit zal in eerste instantie op de motor kunnen uitgevoerd worden, toch zal voor het echt fundamenteel onderzoek op synthesegas ook een geavanceerde opstelling met optische toegang nodig zijn. In het tweede deel van dit afstudeerwerk wordt een proefopstelling met optische toegang ontwikkeld, er zal dan ook met deze vereisten rekening houden.

DEEL II: CONSTANT VOLUME BOM

HOOFDSTUK 5 : 5.1

Constant volume bom, verantwoording

Doel van de opstelling

In het kader van verder fundamenteel onderzoek naar het verbrandingspatroon van dieselachtige brandstoffen in zuigermotoren, wenst men binnen de Universiteit Gent een opstelling te bouwen waarin de verbranding kan gesimuleerd worden. De werkelijke condities in een verbrandingsmotor moeten in de opstelling zo goed mogelijk kunnen nagebootst worden. Concreet is het gewenst de inspuiting van diesel, of een alternatieve brandstof, te kunnen bestuderen zonder verbranding. In een latere fase zullen deze brandstoffen ook kunnen verbrand worden in de opstelling. Dit zal een karakteristieke invloed hebben op het ontwerp van de opstelling, meerbepaald op gebied van druk, temperatuur en chemische belasting. Metingen met turbulentie dienen later ook mogelijk te zijn. De opstelling dient zo flexibel mogelijk te worden geacht zodat ook metingen met benzine en gasvormige brandstoffen mogelijk zijn. Dit onderzoek is gericht naar de motoren van ABC-Diesel, waardoor enkele ontwerpparameters van de opstelling zullen vast liggen. Optische meettechnieken dringen zich op om optredende fenomenen te kunnen registreren. Hierdoor kunnen uit dezelfde meting verschillende resultaten afgeleid worden zoals: de inspuithoek, indringdiepte en de grootte van de neveldruppels.

De meest geschikte plaats om metingen op brandstofnevels en/of verbrandingen uit te voeren is in de verbrandingskamer van de motor zelf. In de verbrandingskamer van een zuigermotor is niet voldoende ruimte om de nodige optische toegangskanalen te voorzien om een gehele meting op de nevel of de vlam uit te voeren. Indien deze meting toch zou kunnen worden uitgevoerd zou deze opstelling enkel voor dat type verbrandingskamer en voor deze omstandigheden kunnen doorgaan. Voor ABC-Diesel zou het onderzoek zich dan

Constant Volume Bom

30

ook in eerste instantie beperken tot diesel en zijn alternatieven. Eveneens beschikt het labo niet over een ABC-motor waardoor de metingen telkens extern zouden moeten gebeuren. Het bouwen van een eigen opstelling lijkt dus het meest aangewezen. Er bestaan verschillende mogelijkheden om het verbrandingsproces in een motor na te bootsen [27]: 

Snelle compressiemachine



Shock tube



Continue stroomopstelling



Constant volume bom

5.2

Snelle Compressie Machine

Een snelle compressiemachine (E: Rapid Compression Machine of RCM) is een toestel waarmee men in staat is om een doorzichtige zuiger te laten bewegen, in een verbrandingskamer gelijkaardig aan die in een motor. zodat de condities vergelijkbaar zijn met deze in de werkelijke motor. Figuur 19 geeft een schematische voorstelling weer van een snelle compressie machine [28]:

Figuur 19: Rapid compression machine

De werking is als volgt: samengeperste lucht wordt via het toegangskanaal (6) aangevoerd om de massa (7) te verplaatsen naar links. Deze massa drukt de verbindingsstang (8) en de zuiger (4) naar rechts door middel van het hydraulisch gevulde volume (9). De zuiger comprimeert de lading (lucht of mengsel) tot het bovenste dode punt (BDP). Verschillende compressieverhoudingen zijn mogelijk door de zuiger (11) te verstellen. De olie wordt door het mechanisme (10) zodanig gericht dat de snelheid rond BDP van de zuiger (4) dezelfde is als bij een kruk-drijfstangmechanisme. Deze opstelling heeft als voordeel dat door de hoge snelheid van de zuiger, de compressie van de lucht of het mengsel quasi adiabatisch is. Er zijn dus weinig thermische verliezen

Constant Volume Bom

31

waardoor hoge temperaturen kunnen bereikt worden. Echter druk en temperatuur zijn met elkaar verbonden via onderstaand stelsel:

 p  V   cte   p V  n    T

(5.1)

De temperatuur blijft slechts heel kortstondig op de waarde, berekend met de ideale gaswet, aangezien de verliezen bij hoge temperatuur zeer snel een temperatuursdaling tot gevolg zullen hebben. Indien we deze opstelling op formaat van scheepsdiesels zouden bouwen zou dit een grote cilinderdiameter tot gevolg hebben en bijgevolg grote krachten opleveren om de luchtmassa snel te comprimeren.

5.3

Shock tube

In wezen is een shock tube een rechte buis die door middel van een diafragma in twee afgesloten volumes wordt gescheiden (zie Figuur 20). Onder invloed van hoge druk in één van de volumes barst het diafragma open en brengt hierbij een schokgolf teweeg die zich in het tweede volume voortbeweegt. Deze golf induceert een temperatuur- en drukstijging in het gas.

Figuur 20: Shock tube [29]

Het gas op lage druk, gedreven gas of driven gas genaamd, is onderhevig aan de schokgolf. Aan de hoge druk zijde refereert men het gas als drijfgas of driver gas. De corresponderende volumes van de shock tube worden dan ook driver en driven sections genaamd. Het drijfgas en het gedreven gas hoeven niet noodzakelijk dezelfde samenstelling te hebben, door de

Constant Volume Bom

32

golf ontstaat op korte tijd immers geen menging. Zo kan de verbranding in een gas(mengsel) gebeuren, ongeacht de keuze van het drijfgas. Het diafragma moet voldoende sterk zijn om aan het initiële drukverschil tussen beide secties te weerstaan, bij te grote drukken moet het op een correcte manier breken om een goede gasstroom toe te laten. De proef wordt gestart door het diafragma te laten breken, hiervoor zijn in hoofdzaak drie methoden mogelijk [29]: 

Op mechanische wijze het diafragma breken. Dit kan zijn door een plunjer tegen het diafragma aan te slaan zodat een breuk in het diafragma wordt geïnduceerd. Deze plunjer kan elektrisch, pneumatisch of hydraulisch aangestuurd worden. Mechanisch is dit vrij complex omdat de componenten zich in de driver section moeten bevinden met moeilijke afdichtingen naar buitenaf tot gevolg.



Een tweede methode is het diafragma van breeklijnen te voorzien zodat het onder een bepaalde druk spontaan breekt. Dit heeft het voordeel dat het mechanisch zeer eenvoudig is, echter voor verschillende drukken dienen verschillende diafragma’s gebruikt te worden.



Een andere methode is om in de driver section een verbranding te laten doorgaan. Hierdoor ontstaat een ogenblikkelijke drukstijging die het diafragma in staat stelt te breken. Dergelijke opstellingen noemt men shock tubes met combustion driver.

Na het breken van het diafragma beweegt de drukgolf zich voort in de richting van het gedreven gas. Deze schokgolf brengt een druk- en temperatuurstijging teweeg in het gedreven gas. Er ontstaat een gasstroom in de richting van de schokgolf, deze heeft echter een lagere snelheid dan de schokgolf zelf. Van zodra de schokgolf het einde van de shock tube heeft bereikt wordt deze weerkaatst naar de reeds opgewarmde gassen. Dit induceert een extra temperatuur- en drukstijging. De weerkaatsing kan gedempt worden door een expansievat in verbinding te stellen met de shock tube. Hierdoor wordt de weerkaatste golf opgeslorpt. Met deze opstelling kunnen zeer hoge temperaturen bereikt worden tot meer dan 1000K. Daar tegenover staat dan dat ze maar heel kortstondig aangehouden kunnen worden. De temperatuur kan ook niet rechtstreeks bepaald worden maar moet uit een berekening volgen.

Constant Volume Bom

5.4

33

Continue stroom opstelling

In de continue stroom opstelling (E: flow reactor) gebeurt de verbranding continu in tegenstelling tot de sequentiële verbranding in een zuigermotor. Deze methode laat toe druk en temperatuur nauwkeurig in te stellen door de continuïteit van het proces. Dit brengt uiteraard met zich mee dat het overgangsverschijnsel tussen verneveling en verbranding niet kan bestudeerd worden. De lucht-brandstofinteractie is derhalve totaal verschillend met die in een verbrandingsmotor waardoor het modelleren van de verbranding in een motor met deze opstelling ongeschikt is. Deze opstelling kan dus enkel toegepast worden voor machines met een continue verbranding zoals gasturbines. Figuur 21 geeft weer hoe een continue stroom opstelling er kan uitzien.

Figuur 21: Flow reactor [30]

5.5

Constant Volume Bom

Een constant volume bom (E: Constant Volume Bomb (CVB) of ~Vessel of ~Rig of ~Combustion Chamber (CVCC)) is een afgesloten ruimte waarin de verbranding kan gebeuren. In vergelijking met bovenstaande opstellingen is deze meetopstelling compact en bevat deze geen bewegende onderdelen. Figuur 22 geeft een doorsnede weer van een CVB met kubusvormige verbrandingskamer.

Constant Volume Bom

34

Figuur 22: Constant Volume Bomb [31]

Druk en temperatuur zijn binnen beperkte grenzen onafhankelijk van elkaar in te stellen waardoor

deze

op

dezelfde

waarden

kunnen

ingesteld

worden

als

in

een

verbrandingsmotor. Er zijn drie principes om de gewenste druk en temperatuur te verkrijgen: -

Statisch [32]: De druk wordt opgelegd door met gasflessen of met een compressor een gewenste waarde in te stellen. Anderzijds wordt de temperatuur ingesteld door de bom uitwendig te verwarmen (bvb. met weerstanden tot ±200°C), zodat in regime een ingestelde druk en temperatuur wordt verkregen. Deze instelwijze wordt toegepast voor vonkontstoken brandstoffen. Vroeger werd deze techniek ook voor diesel toegepast maar dit vergde een complexe opbouw omdat de verbrandingskamer op 300-600°C werd gebracht. Dit was nagenoeg enkel mogelijk indien de eigenlijke verbrandingskamer in een drukvat werd geplaatst [33]. Zo moest het warme staal enkel aan de drukwijziging weerstaan en niet aan de statische druk.

-

Dynamisch [34]: door het ontsteken van een brandbaar mengsel in de bom, stijgt de temperatuur en bijgevolg ook de druk. Door een goede keuze van mengsel en hoeveelheid brandstof kan op een zekere, ogenblikkelijke waarde een gepast druk- en temperatuursbeeld verkregen worden. Indien vervolgens op het gepaste ogenblik brandstof geïnjecteerd wordt, kan de verbranding in een motor gesimuleerd worden. Deze techniek is geschikt voor compressieontstekingsbrandstoffen zoals diesel, HFO (Heavy Fuel Oil), PPO’s (Pure Plantaardige Olie), dierlijke vetten e.d.

Constant Volume Bom -

35

Combinatie RCM-CVB: door het gasmengsel in de bom snel te comprimeren zal, analoog als in een snelle compressie machine, een snelle druk en temperatuurstijging ontstaan. Deze techniek biedt het voordeel dat deze voor zowel compressie- als vonkontsteking toepasbaar is. Het is daardoor ook de meest voor de hand liggende techniek om dualfuel te kunnen testen. Praktische uitvoeringen van deze combinatie zijn echter nog niet gepubliceerd [35].

Deze opstelling kan ook een zeer grote optische toegang verlenen tot het verbrandingsproces door het plaatsen van glazen (uit kwarts of saffier) in de wand. Door deze CVB, verder ook bom genoemd, koud te laten fungeren, kan ook op een passende manier de verstuiving van brandstoffen bestudeerd worden. Door de afwezigheid van bewegende delen (zuiger bij RCM, drukgolf bij shocktube) wordt geen turbulentie gecreëerd. Om de sterke turbulentie die in een zuigermotor optreedt na te bootsen, kan men met behulp van ventilatorschroeven in de bom een luchtverplaatsing creëren. De druk tijdens verbranding kan met een piëzo drukopnemer met ladingsversterker gemeten worden. De temperatuur daarentegen kan niet rechtstreeks worden gemeten met een thermokoppel of een PT100. Infrarood beeldcaptatie zou hiervoor een oplossing bieden. Met een infrarood hogesnelheidscamera kunnen uit de thermografische beelden de temperaturen tijdens verbranding afgelezen worden. In de meeste gevallen wordt de temperatuur onrechtstreeks uit de druk en de toegevoerde energie bepaald toch kunnen lasertechnieken hiervoor ook instaan. Een bom is de meest flexibele opstelling aangezien via verschillende openingen, meetpunten, injectoren of andere elementen er kunnen in aangebracht worden. Omwille van de veelzijdigheid van een bom wordt voor deze opstelling gekozen.

Constant Volume Bom

HOOFDSTUK 6 :

36

Meetmogelijkheden met een bom

Een Constant Volume Bom heeft zoals hoger besproken, de eigenschap dat zowel metingen op dieselnevels als verbranding mogelijk zijn. De bom kan koud of warm fungeren, de druk kan ingesteld worden en zowel de nevelvorming als de verbranding kunnen bemeten worden. De veelzijdigheid van de metingen met een CVB wordt aangetoond in volgende paragrafen. Enkele opgenomen beelden van nevels en verbrandingen zijn terug te vinden in BIJLAGE A

6.1

Inspuitpatroon van dieselachtige brandstoffen

Karakteristiek voor de verbranding van diesel is de nevel waarin de brandstof wordt verstoven. De vorm en de grootte van de neveldruppels zullen in belangrijke mate de verbrandingssnelheid, de warmtevrijstelling en de emissies bepalen. Het meest fundamentele onderzoek hoort omwille van die reden op de nevelvorming te gebeuren. Het onderzoek kan onderverdeeld worden in twee secties: enerzijds wordt de nevel in zijn geheel beschouwd, hiermee kan de inspuitkegel en de wijze waarop de nevel zich voortplant in de verbrandingskamer, bekeken worden. Anderzijds kunnen de neveldruppels op zich bestudeerd worden. In functie van hun plaats in de nevel kan de grootte en de snelheid van de neveldruppels gemeten worden. We gaan nog een stap verder indien de dieseldamp van de dieselnevel kan onderscheiden worden. Verschillende technieken bestaan om elk van deze aggregatietoestanden afzonderlijk te bestuderen. Suzuki, Nishida en Hiroyasu [36] ontwikkelden een techniek om de damp van de nevel te kunnen onderscheiden voor de volledige inspuiting. Tijdens het inspuiten van plantaardige oliën kunnen chemische reacties ontstaan. Om deze reacties nader te onderzoeken namen Ryan en Bagby [37] monsters van de brandstofnevel tijdens de inspuiting in een bom. Vervolgens analyseerden ze de stalen met spectroscopie en gaschromatografie.

Constant Volume Bom

6.2

37

Verbranding van dieselachtige brandstoffen

In een verbrandingsmotor zal kort na het begin van de verneveling de brandstof spontaan tot ontbranding komen. De condities die nodig zijn om tot ontbranding te komen kunnen in een bom naar keuze ingesteld worden waardoor de mogelijkheden onbeperkt zijn. De tijd tussen inspuitogenblik en ontbranding is het ontstekingsuitstel. Dit uitstel kan optisch op een efficiënte manier bepaald worden. De invloed van verschillende parameters op het ontstekingsuitstel kunnen bepaald worden; druk, temperatuur en de invloed van de aanwezigheid van verbrandingsgassen van de vorige cyclus. Met optische technieken kan men eveneens bepalen op welke plaats in de nevel de verbranding precies ingeleid wordt. De volgende stap is het bestuderen van de verbranding; de manier waarop de vlam propageert in de verbrandingskamer. Kenmerkend voor de verbranding van diesel is de emissie van roet. Zo is het mogelijk de roetvorming tijdens de verbranding te bepalen met de geschikte optische methode. Pickett en Siebers [38] bepaalden de roetvorming met behulp van PLII (Planar Laser-Induced Incandescence) en OH Chemiluminiscentie. De metingen berusten op het gloeien van de roetdeeltjes door de hoge temperatuur tijdens de verbranding. In de kern van de vlam, waar zeer hoge temperaturen optreden reageert zuurstofgas met stikstofgas tot de vorming van NO en NO2 (gegroepeerd onder NOx). Optisch kan de vorming van NOx niet bepaald worden. Door het nemen van gasmonsters tijdens de verbranding kan de samenstelling bepaald worden waaruit men de concentratie aan stikstofoxiden kan bepalen. Met deze discrete methode wordt enkel de concentratie in een bepaald punt gemeten. Aangezien de reactie enkel plaats grijpt onder zeer hoge temperaturen kan vooraf precies bepaald worden waar de maximale vorming van NOx zal plaatsvinden.

Constant Volume Bom

6.3

38

Verbranding van benzine en zijn alternatieven

Analoog als bij dieselnevels kunnen voor directe inspuiting bij benzinemotoren (GDI 1) de benzinenevels onderzocht worden. Hierbij is het vooral belangrijk het onderscheid te kunnen maken tussen nevel en damp aangezien het verbranden van neveldruppels nadelig is voor de emissies. Voor het onderzoek naar GDI biedt een bom de perfecte oplossing omdat het niet homogene mengsel op een efficiënte manier kan beheerst worden. De ontstekingskaars kan op een relatief eenvoudige manier verplaatst worden ten opzichte van de injector. Bij indirecte inspuiting dient enkel de gepaste hoeveelheid brandstof in de bom gebracht te worden. Mits de nodige menging wordt na het verdampen een homogeen mengsel verkregen. Dit mengsel kan vervolgens worden ontstoken met een bougie, ter bepaling van bijvoorbeeld de laminaire vlamsnelheid. Voor brandstoffen die met een vonk dienen te worden ontstoken kan men in een bom zeer eenvoudig de vlamsnelheden en versnellingen bepalen. Langs de optische toegang heeft men immers onmiddellijk zicht op het vlamfront.

6.4

Verbranding van gasvormige brandstoffen

Voor gasvormige motorbrandstoffen zoals aardgas, synthesegas, LPG2 en waterstof zijn de mogelijkheden analoog aan deze van benzine. Het gas dient dan wel op een andere manier aangevoerd te worden, het ontsteken van een gasmengsel of verdampte benzine is gelijkaardig. Een grote uitdaging is de verbranding van het dual-fuel type in een bom. Door de aanwezigheid van het brandbare gasmengsel vóór de pilootinjectie is het niet mogelijk om met behulp van een voorontsteking van een gasmengsel, de vereiste druk en temperatuur te verkrijgen om de pilootbrandstof tot ontbranding te brengen. Door de ontsteking zou de gasvormige hoofdbrandstof immers ook ontbranden. Indien de bom kan opgewarmd worden tot temperaturen hoger dan de zelfontstekingstemperatuur van diesel, zou de dual fuel verbranding kunnen doorgaan. Indien in het andere geval de bom ontworpen is voor het creëren van de gepaste condities door middel van voorontsteking, zal de ontbranding van de pilootbrandstof op een andere wijze moeten gebeuren. Een mogelijkheid is om de 1

GDI: Gasoline Direct Injection – directe inspuiting bij benzinemotoren

2

LPG: Liquified Petroleum Gas – gasvormige motorbrandstof die vloeibaar wordt opgeslagen.

Constant Volume Bom

39

pilootbrandstof te vervangen door een product met een lagere zelfontstekingstemperatuur. Elke bom kan immers opgewarmd worden tot temperaturen in de orde van 200°C waardoor met behulp van bijvoorbeeld diethylether als pilootbrandstof het dual-fuel proces kan gesimuleerd worden. Diethyleter heeft een zelfontstekingstemperatuur die 170°C bedraagt, waardoor deze vloeistof spontaan zal ontbranden in de bom. Het ontstekingsuitstel zal wel verschillen met dat van diesel, maar belangrijk is dat de verbranding kan gesimuleerd worden. Het enige nadeel aan diethyleter is dat het kookpunt 34°C bedraagt. Hierdoor zal het volledige inspuitsysteem, inclusief terugloopleidingen, onder verhoogde druk moeten functioneren. Bij een overdruk van 6 bar bedraagt het kookpunt reeds 100°C. Dit kan een belangrijk onderzoeksgebied vormen voor deze universiteit aangezien hierover nog geen enkele publicatie bestaat die dit onderzoek op dual-fuel toepast. Zeker in combinatie met synthesegas kan dit een groot succes worden wegens de weinige publicaties over de verbranding van synthesegas in compressieontstekingsmotoren.

Constant Volume Bom

HOOFDSTUK 7 : 7.1

40

Bomgeometrieën

Cilinder en schijf

Een eerste soort bommen wordt uitgevoerd met een cilinder- of schijfvormige verbrandingskamer (zie figuur 23). Voor het verkrijgen van een afgesloten volume wordt een dikwandige cilinder of een ring afgedicht met een flens aan beide zijden. De optische toegang beperkte zich in de oudste bommen tot een kleine opening in één van de flenzen waarin een kwartsglas geplaatst werd. In vele gevallen beperkte de optische meting zich tot het meten van de lichtsterkte met een fototransistor.

Figuur 23: Cilindrische bom - University of Hiroshima - Japan [39]

Naarmate kwarts en saffier op grotere formaten meer betaalbaar werden, ging men grotere optische toegangen creëren. Voor bommen met een cilindervormige verbrandingskamer is men in staat om nagenoeg een volledige optische toegang te verkrijgen (zie figuur 24). Dit wil zeggen dat elk punt in de bom vanuit één vaste positie kan bekeken worden Deze bommen werden vroeger voornamelijk gebruikt voor het onderzoek op dieselnevels en de verbranding ervan. De injector wordt in de cilindermantel geplaatst zodat de optische doorgang niet in het gedrang komt. Deze bommen werden grotendeels uitgevoerd met een dubbele wand. De binnenste werd opgewarmd tot temperaturen waarbij de ingespoten diesel ontbrandt (300-600°C). Het volume tussen binnen- en buitenwand werd onder druk gebracht zodat de hete binnenwand

Constant Volume Bom

41

slechts kleine krachten diende te ondergaan. In zowel figuur 23 als figuur 24 wordt dit principe toegepast.

Figuur 24: Cilindervormige bom, volledige optische toegang. Tianjin University - China [40]

7.2

Sfeer

Bommen met een groot volume worden zowel inwendig als uitwendig sferisch uitgevoerd. Hierdoor blijven de spanningen in het materiaal beperkt waardoor finaal hogere drukken toegelaten zijn met eenzelfde hoeveelheid materiaal als voor een cilindrische bom. De optische toegang wordt verleend via meerdere cirkelvormige glazen uit kwarts of saffier. Hierdoor wordt de uiteindelijke geometrie van de verbrandingskamer een sfeer met verschillende afvlakkingen ter hoogte van de glazen. Sferische bommen worden onder andere gebruikt voor het meten van laminaire en turbulente vlamsnelheden. Ook een geschikte optische techniek voor het meten van de vlamsnelheden is vereist. Met behulp van een hogesnelheidscamera kan men de vlam registreren. Voor laminaire en turbulente vlammen verkrijgt men de snelheid door afleiding van de vlamradius. Dit vereist dat voor turbulente vlammen de volledige vlam in beeld kan gebracht worden, hiervoor moet men over een voldoende grote optische toegang beschikken. Een compromis dient te worden gezocht tussen sfeerdiameter en diameter van de optische toegang. Naarmate de diameter

Constant Volume Bom

42

van de glazen groter wordt ten opzichte van de diameter van de verbrandingskamer wordt de sfeer meer afgevlakt. figuur 25 toont de sferische bom van de universiteit van Leeds. De vier motoren die erop gemonteerd zijn dienen tot het aandrijven van ventilatoren in de bom. Deze ventilatoren zorgen voor een homogene menging of voor het creëren van turbulentie.

Figuur 25: Sferische bom - University of Leeds – Verenigd Koninkrijk [32]

7.3

Kubus

De recentste Constant Volume Bommen worden met kubusvormige verbrandingskamer uitgevoerd. Deze vorm heeft interessante voordelen bij numerieke simulatie; de rekentijd voor het CFD-programma3 is korter in vergelijking tot complexere geometriëen zoals een cilinder, schijf of sfeer. Anderzijds biedt deze geometrie het voordeel dat met 8 extra onderdelen in de hoekpunten, de kubus kan omgebouwd worden tot een sfeer. Deze sfeer heeft dezelfde afvlakkingen aan de vensters als in bommen uit voorgaande paragraaf. Nadelig aan deze “ombouw” is dat er spleten ontstaan tussen de wanden van de kubusvormige verbrandingskamer en stukken die nodig zijn tot het verkrijgen van de sfeer. De optische toegang kan zeer groot gemaakt worden. De glazen liggen immers in hetzelfde vlak als de zijden van de verbrandingskamer. In het beste geval is de optische toegang π/4 (verhouding van oppervlakte van een cirkel tot een vierkant) indien de diameter van de glazen dezelfde is als de zijde van de verbrandingskamer. In de praktijk zal dit steeds kleiner zijn aangezien anders de hoekpunten van verschillende glazen zouden samenvallen (Zie ook: figuur 26 Top View). Bij het raken van twee glazen zouden door enerzijds de krachten van het aanbrengen van de glazen of anderzijds door thermische uitzetting, hoge spanningen kunnen optreden in de contactpunten. Deze hoge spanningen kunnen snel aanleiding geven tot het barsten van de kwarts of saffieren glazen. figuur 26 toont twee doorsneden van een 3

CFD: Computational Fluid Dynamics – Numerieke simulatie van vloeistof en gasstromen.

Constant Volume Bom

43

kubusvormige bom met optische doorgang in 2 richtingen. In de derde richting is de optische toegang beperkt (geen doorgang).

Figuur 26: Kubusvormige bom - Sandia National Laboratries – Verenigde Staten [41]

Naast deze ‘standaard’ geometrieën worden in verschillende onderzoeksinstellingen ook CVB’en gebruikt die specifiek voor een toepassing werden ontwikkeld. Een verdere bespreking van al deze bommen zou ons te ver leiden. De Universiteit Gent wil namelijk een multifunctionele bom waarmee verschillende types metingen mogelijk zijn. Het kiezen van een CVB specifiek ontworpen voor één bepaalde applicatie zou enigszins beperkingen opleggen op het onderzoek dat kan worden uitgevoerd.

Constant Volume Bom

HOOFDSTUK 8 :

44

Ghent University Combustion Chamber I

GUCCI Voor het ontwikkelen van een nieuwe bom gaan we uit van de meest geavanceerde opstelling. Een hoge multifunctionaliteit zal de bom ook naar de toekomst gericht zeer bruikbaar maken. Dit hoofdstuk beschrijft de ontwerpkeuzes en de berekeningen die nodig zijn om de meest geschikte configuratie te verkrijgen voor het Laboratorium Vervoertechniek. De nieuwe testopstelling wordt alvast genaamd: GUCCI (Ghent University Combustion Chamber I)

8.1

Eisen van de opstelling

GUCCI moet een opstelling zijn die zeer multifunctioneel is, een grote meerwaarde biedt aan het huidig en toekomstig onderzoek van de Universiteit Gent en die voorzien is op toekomstige inspuiten verbrandingstechnologieën. Om dit te kunnen verwezenlijken dienen volgende eisen in het ontwerp te worden opgenomen: 

Maximale optische toegang in zoveel mogelijk richtingen (X, Y, Z). Ze moeten daarom (nog) niet simultaan gebruikt te worden.



Drukken kunnen weerstaan die minimaal zo groot zijn als de maximale verbrandingsdrukken van motoren. Uit het drukdiagram van figuur 27 is af te leiden dat voor de ABC-motoren is de maximale cilinderdruk 130bar bedraagt. Voor kleine motoren kan de maximale cilinderdruk oplopen tot ±200 bar. Toekomstgericht zal de maximale werkdruk van GUCCI 350 bar bedragen.



Kunnen opgewarmd worden tot 200°C om goede startcondities van de verbranding te krijgen



Voorzieningen voor de ladingswissel: toevoer van gasmengsels en lucht, en de afvoer van verbrandingsgassen.



Ontstekingsmechanisme om de verbranding van het mengsel in te leiden in geval van voorontsteking bij dieselverbranding.



Ontstekingsmechanisme om vlamsnelheden te meten van benzine of gasmengsels. Merk op dat in tegenstelling tot vorig punt de ontsteking hier vanuit het centrum van de bom moet geschieden.

Constant Volume Bom 

45

Installatie om een homogeen mengsel te verkrijgen in het geval van onderzoek op de verbranding van benzine, zijn alternatieven en gasmengsels.



Verschillende sensoren waaronder zeker druksensor(en) en temperatuursensor(en)



Overdrukklep en/of andere veiligheidssystemen moeten ervoor zorgen dat de veiligheid van de gebruiker(s) te allen tijde gegarandeerd wordt.

Figuur 27: Drukdiagram DZ-motor bij vollast

8.2 8.2.1

Geometrie van de verbrandingskamer Vorm en grootte

Zoals eerder toegelicht is het de bedoeling om onderzoek te verrichten met behulp van een vooruitstrevende opstelling. De beste vorm die we hiervoor aan de verbrandingskamer kunnen toekennen is een kubus. Deze vorm kan mits de nodige inpasstukken omgebouwd worden tot een sfeer. Het ombouwen naar een cilinder is niet noodzakelijk aangezien deze geometrie geen belangrijke voordelen biedt ten opzichte van een kubus of sfeer. De afmetingen van de bom worden zo gekozen dat metingen kunnen verricht worden op injectoren

die

gebruikt

worden

in

ABC-motoren.

Deze

middelsnellopende

Constant Volume Bom

46

scheepsdieselmotoren zijn de grootste motoren waarop de universiteit onderzoek verricht. Het weze dan ook duidelijk dat indien de bom hiervoor gedimensioneerd wordt, dat onderzoek op kleinere motoren van vrachtwagens en personenwagens hierop ook kan doorgaan. In eerste instantie zou men de zijde van de kubusvormige verbrandingskamer de grootte kunnen geven van de boring van de ABC motor (figuur 28a ). In dit geval zou men met de gebruikte meergatsinjectoren n keer dezelfde nevel genereren (met n het aantal injectorgaatjes). De zijde van de kubus zou kunnen gehalveerd worden door slechts één der nevels te bekijken, de overige dienen dan op een of andere manier geëlimineerd te worden (figuur 28b en c ). In tegenstelling tot de eerste oplossing waarbij de injector centraal staat, zal de injector in dit geval dicht bij de wand staan. Dit laatste geval levert een acht maal kleinere verbrandingskamer op waarin dezelfde metingen mogelijk zijn dan in het geval waarin alle nevels verstoven worden. In geval b) is de nevel evenwijdig met één der hoofdassen. Dit levert echter problemen op voor de montage in de bom omwille van de grote inspuitkegel van de ABC-injectoren. Als oplossing hiervoor werd de injector in geval c) 45° gedraaid ten opzichte van b) waardoor de nevel nu ook onder 45° staat ten opzichte van de hoofdrichting. Indien het later mocht nodig blijken ook de nevel in zijn lengte as te onderzoeken kan dit nog steeds gebeuren via de diagonaalopeningen (zie verder).

Figuur 28: Plaatsing van de injector

Constant Volume Bom

47

Naast de injector moeten voorzieningen gemaakt worden voor verschillende andere elementen die opgenomen zijn in het eisenpakket. Voor zowel de nodige meetinstrumenten als het mechanisme om te ontsteken kan het belangrijk zijn deze op verschillende plaatsen te kunnen inbrengen. Figuur 29 geeft een concept weer van hoe de geometrie er kan uitzien om aan bovenstaande wensen te voldoen.

Figuur 29: Geometrie: concept

De zes grote gaten laten in eerste instantie de plaatsing van vensters toe. Eén van deze gaten zal alvast gebruikt worden voor de plaatsing van de dieselinjector. Door in de diagonalen ook gaten te voorzien kunnen deze zonder de geometrie te wijzigen of het zicht door de hoofdgaten te belemmeren, ook dienen voor de plaatsing van allerhande randapparatuur zoals sensoren, bougie en dergelijke. Op deze manier hoeven geen hoofdgaten opgeofferd te worden voor deze, meestal kleine, elementen. 8.2.2

Bepalen van de afmetingen

De cilinders van de ABC-motoren hebben een boring van 242 of 256 mm afhankelijk van het type (Figuur 30). De injectoren hebben een inspuitkegel met een tophoek van 150° waardoor de maximale spraylengte van één nevel beperkt is tot:

l max 

bore / 2 256 / 2   132.5 mm    150  sin   sin  2  2 

(8.1)

Constant Volume Bom

48

De 8, 9 of 10 gats injector kan in de bom worden gebruikt als een ééngats injector door de overige nevels te elimineren (Figuur 28b en c). Omwille van de grote kegel kunnen hierdoor de afmetingen van de bom gehalveerd worden ten opzichte van een volledige inspuiting door alle gaten. Eveneens kan de spray van 1 gat beter bestudeerd worden, de overige nevels zouden het zicht op één nevel zodanig belemmeren dat deze moeilijk te analyseren wordt.

Figuur 30: Doorsnede ABC-cilinder

Rekening houdende met de lengte van de nevel, de benodigde plaats om de injector in te bouwen en alle overige bovenstaande factoren wordt de zijde van de verbrandingskamer vastgelegd op 160mm.

8.3 8.3.1

Optische toegang Concept

De optische toegang van de bommen van de vorige eeuw geschiedde nagenoeg altijd door twee recht tegenover elkaar geplaatste kwarts- of saffierglazen. Een bom was meestal een cilinder waarvan onder- en bovenvlak de optische doorgang verleenden. Dit had echter als nadeel dat men zich slechts een ééndimensionaal beeld kon vormen van de inspuiting en de verbranding. Men was genoodzaakt de injector te verdraaien indien men via een andere richting wilde meten. Vandaar dat men is overgestapt op kubusvormige en sferische verbrandingskamers met optische toegang in twee of drie richtingen. Hierdoor werd het

Constant Volume Bom

49

mogelijk in dezelfde configuratie en in sommige gevallen simultaan, de metingen in verschillende richtingen uit te voeren. 8.3.2

Materiaal

De vensters van de bom moeten aan extreme omstandigheden kunnen weerstaan. De temperatuur

in

regime

kan

oplopen

tot

200°C

met

daarbovenop

een

verbrandingstemperatuur die nog vele malen hoger ligt maar die slechts van korte duur is. Onder deze hoge temperatuur moeten de vensters ook aan hoge drukken kunnen weerstaan. De druk in de bom zal door verbranding oplopen tot 130 bar indien proeven gedaan worden voor de ABC motoren. Voor kleinere motoren liggen de maximale verbrandingsdrukken nog hoger, tot ongeveer 200 bar. Naarmate men in de toekomst de motoren nog verder gaat downsizen zullen de verbrandingsdrukken verder stijgen. De vensters worden dan ook berekend op drukken tot 350 bar zoals vooropgesteld in de eisen van paragraaf 8.1. Voor de toepassing van vensters in een bom zijn de mechanische en optische eigenschappen de belangrijkste. Mechanisch omdat de vensters stand zouden houden onder hoge druk en temperatuur, optisch omwille van de toepasbaarheid van verschillende optische technieken die gebruik maken van laserlicht met een golflengte rond 500nm (zie BIJLAGE A). Als venstermateriaal zijn er twee soorten waarvan hun eigenschappen zich goed lenen tot het gebruik in een bom namelijk kwarts en saffier.

a) Kwarts Het meest voorkomende materiaal in de aardkorst is SiO2 of kwarts. Natuurlijke kwartskristallen kunnen nooit de nodige gewenste afmetingen en zuiverheid verkrijgen opdat ze zouden toepasbaar zijn voor vensters. Men kan echter de natuurlijke kristallen smelten tot een vorm naar keuze. Deze vorm van kwarts (E: fused quartz) blijft echter een grote hoeveelheid onzuiverheden behouden en wordt daarom weinig gebruikt als venstermateriaal. Men kan ook de SiO2 creëren in een industriële omgeving in plaats van in de natuur. Deze vorm wordt ook ‘synthetic fused silica’ genaamd en heeft een veel betere zuiverheid tot gevolg (>99.9% SiO 2). De kleine kristallen kunnen worden gesmolten en gegoten tot een willekeurige vorm.

Constant Volume Bom

50

Mechanische eigenschappen:

Deze

Elasticiteitsmodulus

72.5•103 N/mm²

Coëfficiënt van Poisson

0.17

Druksterkte

1150 N/mm²

Treksterkte

±50 N/mm²

waarden,

voornamelijk

in

trekbelasting,

zijn

sterk

afhankelijk

van

de

oppervlakteruwheid. Door de aanwezigheid van microscheurtjes of fouten aan het oppervlak gaat de treksterkte snel dalen. In de praktijk wordt vaak rekening gehouden met een toelaatbare treksterkte die 50 N/mm² bedraagt. Overige fysische eigenschappen van synthetic fused silica zijn terug te vinden in tabel 6. De optische eigenschappen van kwarts geven een uitstekende transmissie in het gewenste gebied. Vanaf een golflengte van 270nm krijgen we reeds een transmissie die 92% bedraagt. In de 500nm band, die nodig is voor verschillende laser meettechnieken zoals PLII (Planar Laser-Induced Incandescence), hebben we eveneens de vereiste geleidbaarheid.

Figuur 31: Transmissiespectrum kwarts [42]

Constant Volume Bom

51

b) Saffier Saffier kan gebruikt worden als vensterglas met uitzonderlijk hoge mechanische sterkte. Analoog als bij kwarts kan men enkel gebruik maken van synthetische saffieren omwille van hun lagere kostprijs en hogere zuiverheid tegenover de natuurlijke kristallen. Saffier is een aluminiumoxide (Al2O3) en heeft net zoals alle overige oxidevormen van aluminium een zeer hoge hardheid. Op gebied van mechanische eigenschappen is saffier nagenoeg dubbel zo sterk in drukbelasting als kwarts. Op gebied van trekbelasting kan saffier spanningen verdragen die 14 maal groter zijn. Elasticiteitsmodulus

335•103 N/mm²


0.02

Druksterkte

2000 N/mm²

Treksterkte

±700 N/mm²

In vergelijking met kwarts heeft saffier een groter transmissiespectrum. De optimale bandbreedte is tussen 300 en 5000nm. De maximale transmissie bedraagt 85% tegenover 92% bij kwarts.

Figuur 32: Transmissiespectrum saffier [43]

Constant Volume Bom

52 Tabel 6: Eigenschappen van kwarts en saffier

Thermisch

Kwarts

Saffier

Maximale werktemperatuur (constant)

°C

1000

Maximale werktemperatuur (ogenblikkelijk)

°C

1300

Thermische geleidbaarheid

W/mK

0.0788

Specifieke warmtecapaciteit

J/kgK

753

1100

0.155

4.8 10-7

90.3 10-7

kg/mm²

605

1525-2000

Massadichtheid

kg/m³

2203

3980

Druksterkte

MPa

1150

2000

Treksterkte

MPa

50

700

Elasticiteitsmodulus

GPa

72.5

335

0.17

0.02

Thermische uitzettingscoëfficiënt 0-900°C

1/K

Mechanisch Knoop hardheid (100g belasting)


8.3.3

Geometrie van de vensters

Om de kubusvormige verbrandingskamer met zijde 160mm van de nodige optische toegangen te voorzien gaan we uit van cirkelvormige vensters. Vierkante vensters zouden immers onder de aanwezige druk in de bom een ongelijkmatige spanningsverdeling hebben waardoor ze zeer dik zouden moeten gekozen worden om de gewenste drukken aan te kunnen. Tevens zouden vierkante glazen de toegang langs de diagonaalgaten verhinderen. Cirkelvormige glazen daarentegen kampen niet met deze nadelen en zijn tevens veel efficiënter te produceren dan om het even welke andere vorm omdat de vormgeving voornamelijk op rondslijpmachines gebeurt. Zoals vermeld in paragraaf 8.3.2 laten kwarts en saffier quasi enkel drukspanningen toe. Dit impliceert dus dat onder invloed van de druk in de bom geen trekspanningen mogen optreden in de vensters. De trekspanningen die ontstaan ten gevolge van buiging moeten dus worden tegengewerkt door radiale drukspanningen. Deze drukspanningen zullen via externe wijze moeten geïntroduceerd worden aangezien deze onmogelijk kunnen geïntroduceerd worden in de

Constant Volume Bom

53

vorm van residuele spanningen in het materiaal. Door het venster af te steunen op een conische vorm kunnen radiale drukspanningen geïntroduceerd worden die nog als bijkomend voordeel hebben dat ze evenredig zijn met de opgelegde druk. Een belangrijke parameter bij dit ontwerp is de keuze van de coniciteit, deze bepaalt immers de mate waarin de trekspanningen zullen worden gecompenseerd. Figuur 33a geeft een eerste uitvoeringsmogelijkheid weer van een venster met conisch afsteunvlak. Naarmate de coniciteit verandert, zal de grootte van de optische toegang in de bom ook verkleinen. Een maximale optische toegang tot de bom is echter gewenst. Vandaar een tweede conceptuele mogelijkheid (figuur 33b) waarin het afsteunvlak buiten de optische doorgang ligt. Met dit principe kan de doorkijkdiameter maximaal gehouden worden, onafhankelijk van de coniciteit. Omwille van het grote belang van optische meettechnieken wordt voor oplossing b) gekozen. De berekening van de coniciteit gebeurt met behulp van eindige elementen in paragraaf 8.3.6.

Figuur 33: concept vensters

De diameter van de vensters moet iets kleiner gekozen worden dan de zijde van de verbrandingskamer. De hoeken van de vensters mogen in geen enkel geval contact maken met elkaar omdat de spanningen in het contactpunt te hoog zouden kunnen oplopen ten gevolge van thermische uitzetting. Tevens zal ook de afdichting een rol spelen in de diameter van de vensters. Dit wordt uitvoerig besproken in paragraaf 8.3.4.

Constant Volume Bom

8.3.4

54

Afdichting

De afdichting van de glazen kan op verschillende manieren gebeuren, deze moet aan enkele eisen voldoen: -

De afdichting moet kunnen weerstaan aan de maximale werkdruk (350bar), hoge temperaturen (200°C), vacuüm en moet vlambestendig zijn.

-

De dichting moet een standaard product zijn en eenvoudig vervangen kunnen worden.

-

Het spleetvolume tussen bom en vensters moet zo klein mogelijk zijn. Dit betekent dat de afdichting zo dicht mogelijk bij de verbrandingskamer zal moeten geplaatst worden.

Figuur 34 geeft de conceptuele uitvoeringsmogelijkheden weer van de afdichting. In eerste instantie zou men een dichting kunnen creëren op het flensafdichtend principe. Dit kan door het venster tegen de bom te draaien met een dichtingsring ertussen. Praktisch gezien zijn hiervoor twee reële oplossingen (figuur 34a en b). Oplossing a) levert een klein spleetvolume in vergelijking met b). De productie van de bom en de vensters volgens a) is complexer indien het venstervlak moet samenvallen met de kubusvormige verbrandingskamer. Verder is de optische doorgang ook kleiner dan in geval b). Oplossing b) is wel een stuk eenvoudiger te produceren, maar het spleetvolume is groot. Als derde mogelijkheid (figuur 34c) kan met behulp van een o-ring, de afdichting op het zijvlak van het venster gebeuren. Hierdoor wordt met een eenvoudige geometrie toch een klein spleetvolume verkregen. Deze manier van afdichten heeft als bijkomend voordeel dat de afdichting onafhankelijk is van de kracht waarmee het venster op de bom bevestigd wordt. Dit brengt tevens het nadeel met zich mee dat het positioneren van het glas in langsrichting niet meer kan geschieden door het aandraaien van het glas tot tegen de bom. Dit probleem kan echter eenvoudig verholpen worden door op een andere plaats een einde slag in te bouwen. De meest aangewezen methode om de afdichting uit te voeren is uitvoering c). Deze combineert een eenvoudige vormgeving van zowel bom als venster met een klein spleetvolume. De positionering dient dan wel volledig te gebeuren in de vensterhouder (paragraaf 8.3.5).

Constant Volume Bom

55

Figuur 34: Mogelijkheden voor het plaatsen van de afdichting

Uitwerking van afdichting c): Keuze van de hardheid: voor hoge drukken dienen harde o-ringen gebruikt te worden om spleetextrusie te vermijden. Echter zullen harde o-ringen minder goed afdichten bij lage drukken en vacuüm. Figuur 35 toont in het bovenste deel aan dat onder hoge drukken met een te lage hardheid spleetextrusie ontstaat. In het onderste deel is naast de o-ring een backupring geplaatst zodat met dezelfde hardheid geen spleetextrusie optreedt.

Figuur 35: Spleetextrusie van o-ringen

De bom zal hoofdzakelijk onder lage druk staan en kortstondig hoge pieken moeten weerstaan. Tijdens de langdurige lage druk of vacuüm moet de afdichting volledig dicht zijn zodat de mengselsamenstelling in de bom zeker gegarandeerd blijft indien verschillende gassen na elkaar worden toegevoegd. Hiervoor is een o-ring met lage hardheid gewenst. Om deze o-ring toch onder hoge druk te kunnen gebruiken moet er een backupring worden bij geplaatst. Nagenoeg geen enkele o-ring is bestand tegen vlambelasting, hiervoor zal dus enige afscherming vereist zijn. Anderzijds is de doofafstand ook een belangrijke factor die bepalend is of de o-ring al dan niet aan vlambelasting zal worden blootgesteld. Alvorens de vlam de o-ring kan bereiken moet deze door de spleet tussen het venster en de bom. Deze spleet zal echter voor alle toepasselijke gasmengsels kleiner zijn dan hun doofafstand. Van alle huidige motorbrandstoffen heeft waterstof de kleinste doofafstand: 0.64mm bij atmosfeeromstandigheden [44]. Dit is ongeveer drie maal kleiner dan de doofafstand van de meeste brandstoffen op basis van koolwaterstoffen. Onder druk zal deze afstand nog verkleinen. De spleetafstand in de bom wordt bepaald door de losse passing 150f7 voor het venster en 150H7 voor de bom. Deze toleranties liggen vast voor het gebruik van o-ringen en bedragen:

Constant Volume Bom

150 f 7  150

56

0.043 0.083

150 H 7  150

 0.040 0

De grootste spleet treedt op indien venster en bom elkaar raken en indien beide op ‘minimum materiaal maat’ zijn: 150.040  149.917  0.123mm

De kans bestaat dus dat het vlamfront in de afdichting slaat. Om de o-ring te beschermen zal deze langs beide zijden worden afgeschermd door een backupring. Naast de bescherming teven vlammen zorgt tevens voor een bescherming van de o-ring tegen roet en andere onzuiverheden. Er bestaan weinig materialen voor de o-ring die aan alle vooropgestelde eisen voldoen. Druk, temperatuur en bestendigheid tegen de reagentia die zullen worden gebruikt, laten slechts twee materialen toe: Viton en Kalrez. Omwille van het grote prijsverschil zullen alle o-ringen in de bom uit Viton vervaardigd zijn. Voor de backupringen zal teflon gebruikt worden. Deze kunststof is geschikt voor temperaturen tot 200°C en is vlambestendig. 8.3.5

Vensterhouder

Nu de conceptuele uitvoering van de vensters vast ligt kan de vensterhouder nader bekeken worden. De vensters moeten op één of andere manier in de bom kunnen worden bevestigd. Het is vooral belangrijk dat de bevestiging voldoende grote krachten kan opnemen afkomstig van de inwendige druk in de bom. Verder moet de spanningsverdeling tussen venster en houder zo gelijkmatig mogelijk zijn zodat lokaal geen verhoogde spanningen ontstaan. De vensters moeten ook goed in- en uitbouwbaar zijn zodat ze na één of meerdere inspuitingen of verbrandingen kunnen gereinigd worden. Deze eisen in acht houdende zijn er twee mogelijkheden die in aanmerking komen:

Constant Volume Bom

57

a) Flenskoppeling Met een flenskoppeling krijgen we een uitstekende en goedkope bevestiging voor componenten die geen of weinig onderhoud vergen. De flens wordt met een groot aantal bouten tegen de bom geschroefd. Door de bouten aan te spannen met een momentsleutel zou men een constante krachtwerking volgens de omtrek op het venster verwachten. Bij het gebruik van een momentsleutel wordt rekening gehouden met een spreiding op de spankracht van ongeveer 37% [45]. De kracht op de vensters zou dus ongelijkmatig verdeeld zijn indien met dit principe voor afdichting a) of b) van figuur 34 gekozen wordt. De variërende interne spanningen kunnen vermeden worden door de houder tegen de bom aan te schroeven zonder het glas te klemmen tussen houder en bom. Dit zou enkel mogelijk zijn indien geen kracht nodig is om af te dichten (enkel met afdichting c) van figuur 34. De montage met bouten is tijdrovend en omslachtig waardoor ze finaal minder geschikt is voor de bevestiging van de vensters in de GUCCI. Deze methode kan wel toegepast worden voor bommen waarin hoofdzakelijk benzine en gasmengsels verbrand worden; hierin ontstaat immers nauwelijks roetafzetting op de vensters en hoeven deze ook weinig uitgebouwd te worden. b) Schroefkoppeling Als tweede bevestigingswijze bestaat de schroefkoppeling. Hierbij wordt het venster in de bom geschroefd bij middel van een houder waarop zich een schroefdraad bevindt. De drukkracht van de vensters op de houder is bijgevolg gelijkmatig verdeeld over de omtrek. Deze koppeling heeft als voordeel dat ze eenvoudig en in één beweging te volbrengen is. Met een gepaste afdichting (paragraaf 8.3.4) is geen groot aanhaalkoppel vereist, waardoor het monteren en demonteren op een snelle en efficiënte manier kan gebeuren. De uitvoering is wel minder eenvoudig dan de flenskoppeling maar de schroefkoppeling biedt voor dit apparaat de meest geschikte oplossing. Figuur 36 geeft een doorsnede weer van een voorontwerp van de bom. In één van de openingen is een venster getekend samen met zijn houder.

Constant Volume Bom

58

Figuur 36: Geometrie van bom, venster en vensterhouder

8.3.6

Eindige elementen berekening

Met behulp van eindige elementen kunnen de spanningen in het venster bepaald worden. Als solver wordt gebruik gemaakt van Cosmos Works. De eindige elementen berekeningen worden gemaakt van het venster dat op de houder is geplaatst. Door de elastische vervormingen van de houder onder de belasting zal de spanning in dit vlak niet noodzakelijk constant verdeeld zijn over de diameter. Door de eindige elementen berekening van beide onderdelen samen uit te voeren wordt de invloed van deze stukken op elkaar ook in rekening gebracht. In het eindig elementenmodel van figuur 37 worden de verschillende externe factoren weergegeven. De buitenste cilindermantel van de vensterhouder wordt volledig vastgezet. Vervolgens wordt een verdeelde belasting van 35MPa opgelegd op het bovenste venstervlak. Voor het contactvlak tussen venster en houder wordt een wrijvingscoëfficiënt van 0.6 in rekening gebracht. Als materiaal wordt gekozen voor St52-3 voor de vensterhouder en kwarts voor het venster.

Constant Volume Bom

59

Figuur 37: Eindig elementenmodel - krachten en steunpunten

Vervolgens dient een mesh gegenereerd te worden die op kritieke punten zal worden verfijnd (zie figuur 38). In het venster zal in de overgang van het cilindrische naar het conische deel een verhoogde spanning optreden. Het is belangrijk deze vrij nauwkeurig te kennen zodat de maximale spanningen niet overschreden worden. Hetzelfde is van toepassing op de snijlijn tussen de conische vlakken onderling en de snijlijn van het conisch afsteunvlak met de onderzijde van het venster. Voor de elementgrootte wordt 5mm gekozen met een verfijning tot 2mm. Figuur 39 geeft de uiteindelijke mesh weer.

Figuur 38: Aanduiding verfijnde mesh

Figuur 39: Mesh

Vervolgens kan de berekening uitgevoerd worden. Eerst zal de tophoek van het afsteunvlak moeten bepaald worden. Om de trekspanningen in het materiaal te herkennen wordt gebruik gemaakt van een vetctoriële voorstelling waarin σxx, σyy en σzz afzonderlijk zichtbaar zijn. De trekspanningen zullen voorkomen in het onderste vlak van het venster omdat daar de buigspanningen het grootst zijn. Door het uitvoeren van deze berekening voor

Constant Volume Bom

60

verschillende coniciteiten kan de hoek bepaald worden waarbij geen trekspanningen optreden. Voor deze geometrie bedraagt de tophoek 2α 100°. Omwille van vormfouten en insluitsels zal de uiteindelijke hoek vastgelegd worden op 90°. Hierdoor worden extra drukspanningen in het materiaal geïntroduceerd. Door de hoge druksterkte van het materiaal levert dit geen bijkomende problemen of beperkingen op. Niet tegenstaande dat in de resultaten in figuur 40 en figuur 41 venster en houder niet op elkaar geplaatst zijn, werd de berekening wel uitgevoerd met beide onderdelen op elkaar. Het resultaat is echter visueel beter te beoordelen indien de onderdelen terug gescheiden zijn. Volgende figuren geven het spanningsbeeld weer in venster en vensterhouder volgens Von Mises:

Figuur 40: Von Mises spanning - bovenaanzicht

Figuur 41: Von Mises spanning - onderaanzicht

Uit de berekeningen blijkt dat de spanningen in het venster goed gelijkmatig verdeeld zijn. Op de overgang tussen cilindrisch en conisch deel treedt nog een verhoogde spanning op, deze kan verminderd worden door de afrondingsstraal te vergroten. Toch zal de invloed ervan beperkt zijn en zal het niet mogelijk zijn om de spanning hierin te reduceren tot de gemiddelde spanning in het materiaal. Hetzelfde geldt voor de overgang tussen afsteunvlak en onderkant van het venster. De oplossing zal erin bestaan om lokaal de krachtwerking tussen vensterhouder en venster te verminderen. Dit gebeurt door plaatselijk een verzwakking in te bouwen in de vensterhouder. Hier zal de elastische vervorming groter zijn waardoor de spanningen in het venster kleiner worden. De verzwakking wordt uitgevoerd door het afsteunvlak in de vensterhouder deels te ondersnijden (zie figuur 42). Hierdoor vermindert lokaal de stijfheid van het onderdeel. Dit brengt uiteraard met zich mee dat hier de grootste spanningen zullen optreden.

Constant Volume Bom

61

Ondersnijding

Figuur 42: Vensterhouder - doorsnede

8.3.7

Bevestiging van het venster op de houder

Het is aangewezen om het venster vooraf op zijn houder te monteren en vervolgens het geheel in de bom te bevestigen. Zo kan het contact tussen venster en houder zorgvuldig worden uitgevoerd. Tevens neemt dit het risico weg dat het glas uit te bom zou vallen alvorens de houder is aangedraaid. Bijkomend is dat in het geval dat venster en houder samen gemonteerd worden, geen voorzieningen moeten worden gemaakt om het venster enerzijds in de bom te laten zitten zonder menselijke kracht en anderzijds om het venster eruit te halen. De uitvoering van de bevestiging zal gebeuren door met een ring en met behulp van vier bouten, het venster tegen de houder aan te trekken. Een grote aanhaalkracht is niet gewenst daar deze enkel extra spanningen in het venster zou brengen en de ring enkel dient om het venster op de houder te bevestigen. Figuur 43 toont hoe de uitvoering in de bom zal zijn. De lengte van de bouten zal afhangen van de uiteindelijke afmetingen van de vensterhouder.

Constant Volume Bom

62

Figuur 43: Bevestiging van het venster op de houder

Het inbrengen van venster en houder als één geheel heeft enkele constructieve voorwaarden voor de houder. Er moet een geleiding aanwezig zijn zodat het venster zich centraal in de bom bevindt tijdens het inschroeven. Deze geleiding zorgt tevens dat de afdichting met de o-ring nauwkeurig gebeurt. Anderzijds is de diameter van deze geleiding zó gekozen dat ze ook fungeert als geleiding voor de schroefdraad bij het inbrengen van de vensterhouder. De afdichting had geen functie van positionering in de langsrichting (zie paragraaf 8.3.4), de einde slag op de geleiding vervult deze functie. Zo komt het bovenvlak van het glas met zekerheid in het vlak van de verbrandingskamer te liggen indien de houder tot het einde in de bom wordt geschroefd. 8.3.8

Berekening van de schroefdraad van de vensterhouder

Uit de berekening van de vensters inclusief houder is de geometrie van de vensters bepaald. Rekening houdend met de bevestigingsring, zal de houder een buitendiameter nodig hebben die minimaal 230mm bedraagt. De schroefdraad wordt dan ook gekozen met een kerndiameter groter dan 230mm. Deze grootte orde schroefdraden worden in de machinebouw quasi altijd uitgevoerd in een trapeziumdraad. Een trapeziumschroefdraad is voor deze groottes sterker, robuuster en beter te produceren in vergelijking met de gewone metrische schroefdraad. De keuze gaat uit naar een TR240x8, deze trapeziumdraad heeft een kerndiameter die 231.5mm bedraagt. Er wordt gekozen voor een fijne schroefdraad omdat de houder een zo klein mogelijke lengte moet hebben en de schroefdraad dus zo kort

Constant Volume Bom

63

mogelijk moet zijn. De reden hiervoor is dat met een vastgelegde geometrie van verbrandingskamer en vensters, de vensterhouder nu de uiteindelijke afmetingen bepaalt van het stalen blok waaruit de bom zal worden vervaardigd. Het is uiteraard het doel om met een minimum aan basismateriaal een zo goed mogelijk ontwerp te verkrijgen. Uitgaande van deze vooropstelling kan de lengte van de schroefdraad berekend worden. Figuur 44 geeft het profiel weer van de genormaliseerde fijne schroefdraad.

Figuur 44: Profiel trapeziumschroefdraad

a) Berekening op afschuiving Berekening van het afschuifoppervlak van de schroefdraad:

l  p  0.366 p  0.634 p Met

l

de afschuiflengte

p

de spoed

(8.2)

Het afschuifoppervlak bedraagt dan:

m ASGM  d    0.634 p  p Met

ASGM

het afschuifoppervlak

d

de buitendiameter van de buitendraad

m

de ingeschroefde lengte

(8.3)

Constant Volume Bom

64

De toelaatbare kracht op de schroefdraad bedraagt:

F    ASGM  C1  C3 Met

(8.4)

F

de toelaatbare kracht op de schroefdraad

τ

de toelaatbare schuifspanning van de binnendraad

C1 en C3 zijn correctiefactoren voor buiging in de draadvoet, voor getapte draden is dit respectievelijk 1 en 0,897

Substitutie van bovenstaande formules geeft de minimale schroeflengte: mmin 

Fmax   C1  C3  0.634    d

(8.5)

De maximale werkdruk in de bom is vastgelegd op 350bar en de vensters hebben een diameter die 150mm bedraagt. Hieruit kan men de kracht bepalen die de schroefdraad moet opnemen. F  p  Avester  35MPa 

  0.150 2 4

 619kN

De afschuifspanning kan bepaald worden uitgaande van de trekspanning:



Rm 3

(8.6)

Voor het gebruikte materiaal bij 200°C is de trekspanning 275MPa. Hieruit volgt dat:

mmin 

619kN 275MPa  1  0.897  0.634    0.240 3

 9.1mm

Een veiligheidscoëfficiënt in rekening houdende van 2.5 moet de schroefdraadlengte 23mm bedragen.

Constant Volume Bom

65

b) Berekening op toelaatbare drukspanning Het contactoppervlak tussen de verbinding bedraagt:





m  d 2  D1 1 AP    p 4 cos 15 Met

2

AP

het contactoppervlak

d

de buitendiameter van de buitendraad

D1

de binnendiameter van de binnendraad

m

de ingeschroefde lengte

p

de spoed

(8.7)

De toelaatbare kracht op de schroefdraad bedraagt:

F    AP Met

(8.8)

F

de toelaatbare kracht op de schroefdraad

σ

de toelaatbare drukspanning

Hieruit leiden we de minimale draadlengte af:

mmin 

F 2 1  d  D1 1    p 4 cos 15



2



(8.9)

Concreet betekent dit:

mmin 

619kN  6.7mm 1  0.240 2  0.2332 2 1 275MPa   m  0.008m 4 cos 15





Ook hier brengen we een veiligheidsfactor van 2.5 in rekening waardoor de minimale lengte 17 mm bedraagt.

Als besluit hieruit volgt dat de schroefdraad eerder zal falen op afschuiving dan op toelaatbare drukspanning. De draadlengte van 23mm impliceert dat in de praktijk de draadlengte eerder zal afhangen van de beschikbare afmetingen van het stalen blok dan van de berekende waarde.

Constant Volume Bom

8.3.9

66

Overige elementen van de vensterhouder

De vensterhouder zal met mankracht zonder bijkomende hefbomen aangedraaid worden tot tegen de einde slag. Voor de afdichting is immers geen kracht vereist. De vensterhouder zal dus over handvaten moeten beschikken om hem te kunnen manipuleren. Er wordt voor gekozen om in de vensterhouder 4 schroefdraden aan te brengen waarin een handvat kan gedraaid worden. Bij het warm fungeren van de bom zullen de vensterhouders ongeveer een temperatuur hebben van 200°C. De koude handvaten kunnen dan worden ingedraaid zodat de vensters kunnen worden losgemaakt. Anderzijds kan de vensterhouder op de 4 handvaten geplaatst worden om het venster aan te brengen. Zo kunnen de bouten om het venster vast te zetten vastgedraaid worden zonder hiervoor de houder te moeten omdraaien (zie figuur 45). De montage van het venster in de vensterhouder is uiterst belangrijk en kan op deze manier op een efficiënte manier gebeuren.

Figuur 45: Plaatsing van vensterhouder met handvaten op een tafel

Bij het aandraaien van de vensterhouder in de bom zal een gesloten volume ontstaan tussen de trapeziumschroefdraad en de afdichting. De lucht zal tijdens het aandraaien gecomprimeerd

worden

en

het

vastzetten

bemoeilijken.

Hiervoor

kan

een

ontluchtingskanaal een uitweg bieden. Een boring door de vensterhouder en de ring om het venster vast te zetten, verbindt de afgesloten ruimte met de buitenwereld. De uitvoering hiervan wordt weergegeven in figuur 46. Dit brengt eveneens mee dat bij het falen van een afdichting de lucht uit de bom kan ontsnappen en niet blijft steken in deze ruimte. Indien het falen gebeurt tijdens verbranding, wat de hoogste kans is omwille van hoge druk en temperatuur, zouden de hete gassen zich een weg banen langs de afgesloten ruimte en door de schroefdraad naar de buitenwereld. Omdat de hete gassen zeer lokaal aan zeer hoge

Constant Volume Bom

67

snelheden zich door de schroefdraad zouden verplaatsen, kunnen deze het metaal plaatselijk beschadigen. Dit is zeker zo in aanwezigheid van een vet, wat dan fungeert als brandstof. Vandaar de nood om bij het falen van de afdichting een snelle uitweg naar de omgeving te voorzien.

Figuur 46: Ontluchtingskanaal in de vensterhouder

8.4

Meetkanalen

Zoals reeds besproken in de inleiding is het gewenst om via een eenvoudige weg meetinstrumenten

te

kunnen

plaatsen

op

de

bom.

Hiervoor

werden

in

de

diagonaalrichtingen van de kubusvormige bom diagonaalopeningen voorzien zodat aan de meetinstrumenten geen hoofdgat moest worden opgeofferd. Deze paragraaf zal dit verder uitwerken nu de afmetingen van verbrandingskamer en hoofdgaten (vensters) gekend zijn. De diagonaalopeningen zullen zo groot mogelijk worden uitgevoerd zodat ze niet overlappen met de vensteropeningen. De maximale gatdiameter is:

Constant Volume Bom

68

Dmax 

160  2  150 2   44.04mm 2 3

In de praktijk zal deze afstand kleiner moeten genomen worden zodat, rekening houdend met de plaatstoleranties, de hoofdgaten en de diagonaalgaten niet overlappen. Indien de diameter gekozen wordt op 38mm kunnen ook de ABC-injectoren langs deze kanalen gemonteerd worden indien dit later voor een toepassing nodig mocht blijken. De afstand x, aangeduid op de doorsnede van de bom in figuur 47, bedraagt nu 5.2mm.

Figuur 47: Doorsnede bom

In deze gaten met diameter 38mm zullen vervolgens eenvoudige stukken worden gestoken die zorgen voor de afdichting of voor de plaatsing van een sensor of een actuator. Vervolgens zal dit stuk op een gepaste manier moeten worden vastgezet om te kunnen weerstaan aan de opgewekte krachten door de druk in de bom. De bevestiging moet, net zoals de vensterhouders, robuust en eenvoudig los te maken zijn. Voor elke sensor of actuator zal een eigen diagonaalstuk bestaan waardoor sensor en diagonaalstuk als één geheel zullen gemonteerd worden in de bom. Om de draden en/of leidingen van de sensor naar de buitenwereld te kunnen brengen zal het bevestigingsstuk een opening moeten

Constant Volume Bom

69

hebben. Deze opening is bij voorkeur zo groot mogelijk zodat stekkers en klemmen er vlot door kunnen. Een analoge bevestiging als van de vensters zal dan ook een gepaste uitkomst bieden. De uitvoering hiervan wordt in doorsnede weergegeven in figuur 48.

Figuur 48: Doorsnede diagonaalstuk + houder + afdichting

Merk op dat de afdichting van dezelfde aard is als deze van de vensters maar hier worden de o-ring en backupringen als uitwendig afdichtend gebruikt in tegenstelling tot de vensters volgens het inwendig afdichtend principe. Het principe dat hier toegepast wordt is het eenvoudigst en het gemakkelijkst te produceren. Voor de vensters was dit niet mogelijk omdat hun geometrie zo eenvoudig mogelijk moet zijn om ze economisch te kunnen slijpen. In de ‘blanco’ diagonaalstukken is ook een schroefdraad aangebracht zodat deze stukken kunnen verwijderd worden met behulp van een lange bout of draadstang. Diagonaalstuk en houder worden afzonderlijk aangebracht omdat voor deze stukken een bevestiging vooraf geen extra voordelen oplevert. Het contactoppervlak tussen beide stukken is niet kritisch zoals bij het contact venster-vensterhouder. Tevens wordt de complexiteit van deze gaten hierdoor veel kleiner. De schroefdraad op de houder is niet over de volledige lengte, de reden hiervoor is tweeërlei: er is een draaduitloop nodig in de bom en anderzijds is dit een geleiding tijdens het inbrengen van het stuk in de bom. Zo wordt houder en bom uitgelijnd alvorens de schroefdraden van beide elementen kunnen ingrijpen, verkeerdelijk indraaien wordt hierdoor onmogelijk. De inwendige diameter van de houder bedraagt 60mm. Als uitwendige schroefdraad wordt een M80x6 gebruikt. De schroefdraad is geometrisch bepaald en niet op mechanische eisen. Laat duidelijk zijn dat de schroefdraad veel grotere krachten kan opnemen dan deze die kunnen opgewekt worden door de druk op de geringe oppervlakte van het diagonaalstuk. De mechanische beperking ligt veeleer in de drukspanning tussen

Constant Volume Bom

70

houder en diagonaalstuk. Deze wordt hieronder berekend aan de hand van de afmetingen uit figuur 49:

Figuur 49: Detail contact diagonaalstuk-houder

De drukkracht op het diagonaalstuk ten gevolge van de druk in de bom wordt: Fmax  pmax  A  35MPa 

Met

  0.0382 4

 39.7kN

Fmax

de opgewekte kracht op het diagonaalstuk door druk in de bom

pmax

de maximale druk in de bom

A

de oppervlakte van het diagonaalstuk in de bom

Deze kracht komt volledig op de houder te staan. De drukspanning in het contactoppervlak bedraagt:

 max 

Met

σmax

Fmax 39.7kN   100.2MPa Acontact   0.0652  0.0612 4





de maximale drukspanning in het contactoppervlak

Acontact het contactoppervlak tussen diagonaalstuk en houder

Deze spanning is veel kleiner dan de maximale drukspanning van het diagonaalstuk. Deze wordt uit een roestvast staal AISI 304 vervaardigd met een vloeispanning die 290MPa bedraagt. Voor de houder wordt, om dezelfde reden als voor de vensterhouder, gekozen voor een St52-3. De vloeispanning hiervan bedraagt 355MPa waardoor het diagonaalstuk eerder zal vloeien.

Constant Volume Bom

71

De bevestiging kan omwille van de grote inwendige diameter (geringe wanddikte) niet geschieden door indraaien van bouten zoals in de vensterhouders, een gereedschap dringt zich op. In de houder is een gleuf aangebracht waarin het gereedschap kan geplaatst worden (zie figuur 50). Het gereedschap moet bruikbaar zijn met aanwezigheid van bedrading en leidingen naar het diagonaalstuk. Bij gereedschap a) worden kabels en dergelijke door de gleuf in het gereedschap gebracht en kan vervolgens losgedraaid worden met kabels die niet ronddraaien (diagonaalstuk draait niet mee). Gereedschap b) is zeer eenvoudig te vervaardigen maar kabels en leidingen zullen meedraaien bij het lossen. Bedrading kan eventueel in de houder geduwd worden alvorens los te draaien maar in het geval dat bijvoorbeeld waterleidingen aanwezig zijn van een gekoelde druksensor zal het gereedschap elke halve of volledige omwenteling moeten herplaatst worden.

Figuur 50: Bevestigingsgereedschap voor diagonaalhouder

8.5

Opwarming en isolatie

De temperatuur moet kunnen opgevoerd worden tot ± 200°C, twee belangrijke opwarmmethodes kunnen hiervoor instaan: 

Via verbranding van een brandstof. Men zou de bom kunnen opwarmen door in de verbrandingskamer een continue verbranding te laten doorgaan. Men moet er echter op letten dat de vlam niet rechtstreeks in contact komt met sommige kritische onderdelen, zoals de vensters. Afzetting van roet kan de kijkglazen bevuilen waardoor de geplande meting niet met de nodige precisie kan uitgevoerd worden. Door brandstoffen (bvb. H2) te gebruiken waarbij roetafzetting niet mogelijk is, kan dit euvel verholpen worden. De bom op regimetemperatuur houden is via deze

Constant Volume Bom

72

methode niet mogelijk daar de verbrandingskamer dan voor de meting gebruikt wordt. Eveneens mag de warmte-inbreng niet te groot zijn, want anders zouden de thermische spanningen in het materiaal te hoog oplopen. Tevens is een voldoende grote in en uitlaat nodig om de vlam van zuurstof te voorzien en de verbrandingsgassen uit te drijven. Deze vorm van verwarmen brengt de nodige risico’s met zich mee voor vensters en afdichtingen en wordt daarom niet gebruikt. 

Elektrisch: Sowieso is deze methode aangewezen om de bom op temperatuur te houden tijdens de metingen. Om de bom echter op temperatuur te brengen is een aanzienlijk

elektrisch

vermogen

nodig,

dit

impliceert

een

aanzienlijke

weerstandenbatterij. Daar deze bom zo universeel mogelijk wordt ontworpen blijft er langs de buitenkant slechts weinig beschikbare ruimte over. Om veiligheidsredenen is het niet aangewezen de weerstand(en) te gaan monteren en demonteren om de bom op temperatuur te krijgen. Door spiraalweerstanden rond de hoofdopeningen te plaatsen, kan toch een aanzienlijk vermogen op de bom geïnstalleerd worden. Deze methode krijgt dus duidelijk de voorkeur. Bij deze temperaturen zijn de warmteverliezen naar de buitenkant erg groot waardoor isolatie bijna noodzakelijk wordt om het geïnstalleerd elektrisch vermogen te drukken. Naarmate de isolatie beter is, komt de bom sneller en beter in regime (thermisch). In elk vlak van de bom zijn 4 gaten getapt met M16 schroefdraad. Deze gaten zijn nodig voor de bevestiging van een hulpstuk zodat het stalen blok op een draaibank kan worden ingespannen voor het draaien van de kameringen. Diezelfde gaten zullen gebruikt worden voor het bevestigen van aluminium platen op een zekere afstand van de bom. Die zullen enerzijds het isolatiemateriaal tegen de bom klemmen en anderzijds de stralingsverliezen beperken. Op de afgevlakte hoeken worden 3 gaten gemaakt met schroefdraad M8 zodat ook hier platen kunnen worden bevestigd.

8.6

Toevoer van lucht en/of gasmengsels

Men zou de toevoer van gassen kunnen laten doorgaan via een klep zoals deze gebruikt wordt in een verbrandingsmotor. Dit brengt het voordeel met zich mee dat geen extra volumes ontstaan in leidingen die naar ventielen lopen. De motorklep is bestand tegen de optredende fysische omstandigheden maar de afdichting van de klep op de klepzitting is ontoereikend. Door de langdurige hoge drukken in de bom zal er een groot gasvolume

Constant Volume Bom

73

ontsnappen door de klep. De motorkleppen staan immers een zeer kort ogenblik onder hoge druk waardoor de verliezen zeer beperkt blijven. In de bom zou de klep dus op een o-ring moeten zitten in plaats van op de metallische klepzitting. Als tweede mogelijkheid kan de verbrandingskamer afgesloten worden met een ventiel. Hiervoor zal een leiding de bom met het ventiel moeten verbinden omdat het ventiel op een lagere temperatuur zou staan (<<200°C). Hierdoor verandert het volume van de verbrandingskamer. Tevens kan ook verbranding in de leiding geschieden waardoor de afdichtingen in het ventiel gevaar lopen. Leidingen met een diameter kleiner dan de doofafstand zijn onrealistisch. Het gebruik van een grotere leiding met een vlamdover is de meest aangewezen oplossing. Tijdens het vullen van de bom met verschillende gassen zal men als laatste gas een inert gas moeten laden zodat er zich in de leiding zich geen gassen bevinden die nodig zijn voor de verbranding. Dit ventiel zal vervolgens verbonden zijn met een leiding waarop verschillende gassen kunnen worden toegevoerd (zie figuur 51). Zo kan men een gewenst mengsel creëren in de bom. De hoeveelheid gas kan bepaald worden aan de hand van een druk- en temperatuursmeting in de bom met behulp van de wet van Boyle-Gay-Lussac: p V  n    T

Met

p

de druk in Pa

V

het volume in m³

n

de hoeveelheid gas in mol



de universele gasconstante (8,314472 J/mol.K)

T

de absolute temperatuur in K

(8.10)

Met een gekende hoeveelheid mol reagens kan de nodige druk(stijging) bepaald worden bij een gekende temperatuur en volume van de bom. Het toevoeren van de gepaste hoeveelheid reagentia zou ook kunnen gebeuren met gasmassameters. Deze methode brengt mogelijks een grotere reproduceerbaarheid met zich mee aangezien deze hun eigen controller hebben.

Constant Volume Bom

74

Figuur 51: Toevoer van gassen

8.7

Rookgasafvoer en overdrukbeveiliging

Analoog als de inlaat kan de uitlaat geschieden door een motorklep of een ventiel. Het verschil zit voornamelijk in het drukverschil tussen bom en atmosfeer tijdens het openen van de klep. Voor de motorklep met o-ring in de klepzitting kan dit problemen opleveren omdat door het grote drukverschil hoge gassnelheden zullen ontstaan waardoor de o-ring uit zijn zitting kan geblazen worden. Voor het ventiel zullen de stroomsnelheden beperkt worden door de weerstand van de kleine leiding die zich tussen de bom en het ventiel bevindt. Anderzijds is de uitlaatklep eveneens de uitweg voor roet in de verbrandingsgassen. De klep moet dus gemakkelijk kunnen gereinigd worden. Wanneer door een te grote hoeveelheid toegevoerde brandstof de verbrandingsdruk te hoog zou oplopen, moet de bom voorzien zijn van een middel om de maximale druk te beperken. Omdat de verbranding zeer snel gebeurt moet ook de overdrukbeveiliging zeer snel kunnen reageren. Men zou hiervoor een pneumatische uitlaatklep kunnen bedenken, maar deze zal door zijn grote traagheid pas openen wanneer de maximale druk reeds geruime tijd is overschreden. De beste oplossing bestaat erin om een breekplaat te gebruiken als overdrukbeveiliging (zie figuur 52). Analoog als in de shock tube (§5.3) zal de breekplaat bij een vooraf gekende druk twee ruimtes met elkaar verbinden. Voor de bom wordt dit uiteraard een verbinding tussen bom en omgeving.

Constant Volume Bom

75

Figuur 52: Breekplaat

De breekplaat mag niet rechtstreeks uitmonden in het lokaal waarin de bom zich bevindt. Immers indien de plaat breekt bij een druk van ±350bar zal dit een groot gevaar bieden voor personen die zich in de nabijheid bevinden. De uitlaat van de overdrukbeveiliging zal dus via een buizensysteem naar buiten moeten afgeleid worden. De buizen moeten een voldoende grote diameter hebben zodat de leidingweerstand zo klein mogelijk is waardoor de druk snel kan dalen.

8.8

Vacuüm zuigen

In wezen zou dit via in- of uitlaat kunnen gebeuren. Dit bracht echter in beide gevallen nadelen met zich mee: indien de vacuümpomp aangesloten wordt op het inlaatkanaal zullen de resterende roetdeeltjes na het uitlaten via deze weg de vacuümpomp bereiken en dus de inlaat bevuilen. Wordt anderzijds de pomp aangesloten op de uitlaat zal tijdens het vacuüm zuigen het roet in de uitlaatleiding deels meegenomen worden in de vacuümpomp. De ideale oplossing heeft dus een afzonderlijk kanaal voor de vacuümpomp dat tevens met een ventiel kan worden afgesloten. Er dient echter opgemerkt te worden dat de aanwezige lucht in de bom de temperatuur van de wanden zal aannemen, waardoor tussen de verbrandingskamer en de vacuümpomp een koeler of een voldoende lange leiding geplaatst dient te worden.

8.9

Inspuiten van benzine

Dit zou eenvoudigweg kunnen geschieden via een klein kanaaltje rechtstreeks op de bom dat afsluitbaar is met een bolkraantje. Wanneer de brandstof in een vacuüm bom wordt ingespoten zal deze quasi meteen verdampen. De inspuiting kan met een standaard medische injectiespuit gebeuren. Voor directe injectie (GDI) dringen dezelfde problemen zich op als bij dieselinjectie

Constant Volume Bom

76

8.10 GUCCI - eindresultaat Rekening houdend met al de ontwerpkeuzes en berekeningen uit dit hoofdstuk ziet GUCCI eruit als volgt:

Figuur 52: GUCCI

Figuur 53 geeft weer hoe het venster als geheel met de vensterhouder ingebracht wordt. Het venster wordt eerst op de vensterhouder geschroefd met een ring en vier bouten. De oring en de backupringen worden vooraf in de bom geplaatst. Vervolgens kan het geheel gemonteerd worden. Na de montage kunnen de vier handvaten losgedraaid worden. Voor de montage van de diagonaalstukken worden de o-ring en de backupringen vooraf op het diagonaalstuk geplaatst. Eerst wordt het diagonaalstuk in de bom geschoven en vervolgens vastgezet met de houder en de sleutel.

Constant Volume Bom

77

Figuur 53: GUCCI: montage van venster en diagonaalstuk

Volgende figuur geeft weer hoe de bom eruit ziet, klaar voor gebruik:

Figuur 54: GUCCI - gemonteerd

Alle technische tekeningen zijn terug te vinden in bijlage B.

Constant Volume Bom

78

8.11 Menging en turbulentie Om bij vonkontsteking een homogeen brandstof-luchtmengsel te bekomen kunnen enkele methodes aangewend worden: 

Door lucht en brandstof niet gescheiden in de verbrandingskamer te brengen, maar als een homogeen mengsel. Dit heeft als gevaar dat een explosieve brandstof gecreëerd wordt op een niet-drukbestendige plaats. Het probleem van het maken van een homogeen mengsel wordt dan verschoven van de bom tot een locatie buiten de bom.



Het introduceren van een gasverplaatsing door de verbrandingskamer te verbinden met een tweede kamer met bewegende zuiger (compressor zonder kleppen). De afdichting tussen zuiger en cilinder is zeer kritisch omdat een vonk in het carter een ontploffing zou veroorzaken. Een membraancompressor lijkt dus aangewezen. Het membraan dient wel aan hoge temperaturen te kunnen weerstaan. Eventueel zou een koeler kunnen geplaatst worden tussen verbrandingskamer en compressor, dit brengt echter het risico met zich mee dat de brandstof condenseert in de koeler.



Plaatsen van ventilatoren in de verbrandingskamer. Deze kunnen zowel voor menging als voor turbulentie tijdens de verbranding instaan. Er dient een uiterste zorg besteedt worden aan de asafdichtingen. Een magnetische koppeling biedt hiervoor een oplossing aangezien deze tegen hoge drukken bestand zijn en er geen afdichtingen nodig zijn.

8.12 Vonkontsteking De ontsteking kan op twee manieren plaatsvinden: 

Ontsteking in het middelpunt van de verbrandingskamer Hiervoor zal via een opening in de wand een lange bougie moeten worden aangebracht. Deze vorm van ontsteken is nodig indien vlamsnelheden willen gemeten worden. Hiervoor moet het vlamfront centraal in de bom starten.



Ontsteking langs de wand Deze manier van ontsteken kan gebeuren via een standaard ontstekingskaars. Indien een voorontsteking vereist is voor de verbranding van diesel mag de ontsteking langs de wand gebeuren.

Constant Volume Bom

79

Voor beide gevallen zal de ontsteking elektronisch gebeuren zodat het moment van ontsteken met behulp van een elektrisch signaal kan bepaald worden.

8.13 Metingen 8.13.1 Optisch De vakgroep Mechanische Constructie en Productie beschikt over een hoge snelheidscamera PHOTRON Ultima APX-RS. Deze kan ook gebruikt worden voor de metingen die op de bom zullen worden uitgevoerd. Met deze camera kan via de optische toegang, de verbranding en/of de inspuiting geregistreerd worden. 8.13.2 Temperatuur Vooreerst dient de temperatuur van de bom gemeten te kunnen worden zodat een meting op de gepaste temperatuur kan plaatsvinden. Bij de in dienst name zullen verschillende temperatuursmetingen moeten plaatsvinden om de thermische tijdsconstante van de bom te bepalen. Het is namelijk belangrijk dat de volledige bom een homogene temperatuur heeft. Ten tweede moet de temperatuur van de gassen in de verbrandingskamer gekend zijn. Door echter de temperatuur in regime te laten komen kan gesteld worden dat de gastemperatuur gelijk zal zijn aan de wandtemperatuur binnenin de verbrandingskamer. De temperatuur van de vlam zou kunnen bepaald worden via infrarood. Thermokoppels en andere mechanismen die de warmte registreren via geleiding kunnen niet worden ingezet door de zeer korte duur van de verbranding. 8.13.3 Druk Alvorens de verbranding te kunnen inzetten moet een gepaste hoeveelheid aan reagentia in de kamer aanwezig zijn. In het geval van gasvormige beginproducten (O2, H2, N2, enz.) kan hun hoeveelheid bepaald worden aan de hand van een gekend volume, druk en temperatuur (zie §8.6). Er dient dus initieel een nauwkeurige drukmeting plaats te grijpen om tot deze gepaste hoeveelheden te komen. De druk waaronder de brandstoffen in de verbrandingskamer komen zal zeer beperkt zijn waardoor de druksensor een hoge precisie en bijgevolg klein meetbereik zal hebben. Deze sensor moet dus van de verbrandingskamer kunnen afgesloten worden alvorens de verbranding kan doorgaan. Een tweede

Constant Volume Bom

80

drukopnemer zal uiteindelijk de druk tijdens de verbranding opnemen. Deze zal van een gelijkaardige soort moeten zijn als de drukopnemers die kunnen gebruikt worden op motoren. Reden hiervoor is dat de verbranding zeer snel gebeurt en de meeste druksensoren een tijdsconstante hebben die vele malen groter is dan de duur van de verbranding. Deze sensor dient ook rechtstreeks op de bom gemonteerd te worden en niet via een kanaal verbonden, aangezien zich anders eerst een drukpuls dient voort te planten tussen verbrandingskamer en sensor. Deze druksensor zal piëzo-elektrisch zijn en met een ladingsversterker kan de druk gemeten worden.

Constant Volume Bom

HOOFDSTUK 9 : 9.1

81

Dieselinspuitsysteem

Eisen aan het inspuitsysteem

Het hoofddoel van de bom is onderzoek te verrichten voor ABC-diesel op dieselnevels, verbranding en vorming van uitlaatgassen. Om optimale vergelijkbaarheid te hebben tussen motor en bom moeten de omstandigheden dan ook zo goed mogelijk nagebootst worden. Dit vraagt dus ook dezelfde inspuiting in de bom als in de motor. Hiervoor zal de inspuiting met een Lucas-Bryce injector gebeuren die tevens in de ABC-motoren terug te vinden is. De injector, weergegeven in figuur 53, wordt uitgevoerd met een kop die 8 of 10 injectorgaatjes telt. Deze injector zal bij het meten één inspuiting moeten genereren die eenzelfde injectiedrukverloop heeft als dat van de motor. Dit moet gelden voor alle brandstoffen die zullen beproefd worden. Het gebruik van de bijhorende inspuitpomp dringt zich op. Tevens moet de injector op motortemperatuur kunnen gebracht worden.

Figuur 53: Lucas-Bryce injector

9.2

Inbouw van de injector in GUCCI

De opbouw van het ABC inspuitsysteem wordt weergegeven in figuur 54. De injector wordt met een injectieleiding verbonden met een ‘verlengd koppelstuk’. Dit koppelstuk wordt tegen de injector geschroefd waardoor de bolkap van het koppelstuk plastisch vervormd in de conus van de injector. Door deze lokale plastische vervorming ontstaat een zeer goede afdichting voor vloeistoffen onder hoge druk. De terugloop van de injector gebeurt in de motor langs een brandstofmantel die zich rond de bovenzijde van de injector bevindt. Deze brandstofmantel wordt via een kanaal verbonden met de terugloopleiding. Een drukflens drukt het koppelstuk in de injector met behulp van twee bouten. De terugloopmantel wordt

Constant Volume Bom

82

afgedicht met twee o-ringen op de injector en één o-ring op het ‘verlengd koppelstuk’. Indien de afdichting tussen injector en koppelstuk niet goed is uitgevoerd zal tijdens het injecteren de brandstof via de terugloop in de tank komen. Zo ontstaat geen brandgevaar indien deze afdichting zou lekken. De brandstof zal er immers onder hoge druk en bij brandstoftemperaturen groter dan het flash-punt4 vrijkomen bij lekkage.

4

Flash-punt:

de laagste temperatuur waarbij een brandstof een ontsteekbaar mengsel kan vormen in lucht. Voor diesel is het flash-punt 62°C

Constant Volume Bom

83

Verlengd koppelstuk

Figuur 54: Opbouw inspuitsysteem ABC-motor

Constant Volume Bom

84

In de bom moet de injector op een dusdanige manier geplaatst worden dat één nevel volledig optisch waarneembaar is. Dit concept werd vastgelegd in paragraaf 8.2 waar de afmetingen van de verbrandingskamer van GUCCI bepaald werden. De injector wordt in een stuk, verder injectorhouder, geplaatst dat eveneens met een vensterhouder in de bom wordt geplaatst. De afdichting tussen bom en injectorhouder gebeurt analoog als bij de vensters: een o-ring met aan beide zijden een backupring. De plaatsing van de injector in de injectorhouder gebeurt zodanig dat de nevel onder 45° door het middelpunt van de bom gaat (figuur 28c).

De afdichting tussen injector en injectorhouder gebeurt analoog als in de ABC-motoren namelijk met een koperen dichtingsring. De aansluiting van de injectieleiding op de injector kan door de injector aan te passen zodat de leiding er rechtstreeks kan op bevestigd worden ofwel door het systeem met het ‘verlengd koppelstuk’ te gebruiken. Dit laatste laat toe de injectoren onmiddellijk in te bouwen zonder ze te moeten aanpassen. Tevens wordt hierdoor dezelfde weg gecreëerd tussen pomp en injector indien ook dezelfde injectieleiding gebruikt wordt. Omdat het uitermate belangrijk is hetzelfde injectiedrukverloop te verkrijgen wordt voor het systeem met het ‘verlengd koppelstuk’ gekozen. Verder is aangezien de bom kan opgewarmd worden tot hoge temperaturen, het noodzakelijk de injector te koelen. Tijdens zijn werking in een verbrandingsmotor neemt de injector temperaturen aan in de orde van 85 à 100°C. Door de boring waarin het lijf van de injector past voldoende groot te maken, is het mogelijk om rond de injector een watermantel te laten stromen zodat deze op gepaste temperatuur kan geregeld worden. Rekening houdend met al deze factoren werd de uitvoering vastgelegd volgens figuur 55.

Constant Volume Bom

85

Figuur 55: Uitvoering injectorhouder

De injector wordt bovenaan met behulp van een stuk door twee bouten vastgeschroefd in de injectorhouder. De benodigde afdichting wordt onderaan de injector met een koperen ring verkregen. Op de injectorhouder wordt een stuk gemonteerd waarin het ‘verlengd koppelstuk’ wordt geplaatst. Dit stuk laat enerzijds toe het verlengd koppelstuk te monteren met behulp van de drukflens. Anderzijds staat dit ook in voor de brandstofterugloop. Analoog als in de motor bevindt zich rond de injector een brandstofmantel. Deze wordt via dit onderdeel afgeleid naar de terugloopleiding. De brandstofmantel wordt op drie plaatsen afgedicht met behulp van o-ringen: twee maal op de injector en één maal op het verlengd koppelstuk. De onderste o-ring op de injector is tevens de afdichting voor de koelmantel. De montage van de injectorhouder in de bom is te zien in een doorsnede van de bom in figuur 56.

Constant Volume Bom

86

Figuur 56: GUCCI met injector in doorsnede

9.3

Behouden van één nevel

Reeds van in het begin ligt vast dat slechts één nevel zal bestudeerd worden. De overige dienen dus op een of andere manier afgeleid te worden. Hiervoor wordt een hoed ontworpen die in de bom over de injector geschoven wordt. In deze hoed is een opening ter hoogte van een injectorgaatje. De overige injectorgaatjes monden uit in een volume dat via een buisje met de bom is verbonden. Het vastzetten van de hoed op de injector gebeurt met een stelschroef. Figuur 57 geeft weer hoe de hoed eruit ziet:

Constant Volume Bom

87

Figuur 57: Hoed

Tijdens het verstuiven zal met een zekere vertraging ook een nevel uit het buisje van de hoed komen. Dit levert geen problemen op omdat de meting tegen die tijd reeds zal verstreken zijn. Dit ontwerp is gemaakt op basis van de 8 gats injector. Voor de 9 en de 10 gats zal een andere hoed moeten gemaakt worden. De tip is namelijk voor elk type verschillend.

9.4

Inspuitpomp

Om dezelfde nevel te verkrijgen als in de motor moet het injectiedrukverloop in de bom exact hetzelfde zijn als in de motor. Dit verloop is onder andere functie van de temperatuur van de onderdelen, de viscositeit van de brandstof en de druk in de verbrandingskamer. Men zou de inspuiting kunnen realiseren met behulp van een commonrailpomp en een regelventiel om de gepaste druk te verkrijgen. Dit systeem biedt een oplossing voor alle mogelijke injectoren inclusief commonrail. Regeltechnisch gezien zou zeer complex zijn om tot de gepaste regelaars te komen. Tevens zou voor elke brandstof eerst een injectiedrukverloop op de ABC-motor moeten gemeten worden alvorens het kan nagebootst worden. Indien het inspuitsysteem van GUCCI volledig hetzelfde is als het ABCinspuitsysteem, zou deze problematiek niet optreden. Het is dan enkel een kwestie van de onderdelen op de juiste temperatuur te brengen. Dit laat tevens toe om nieuwe alternatieve

Constant Volume Bom

88

brandstoffen onmiddellijk in de bom te gaan gebruiken. Ondanks de veelzijdigheid die een kunstmatig systeem kan bieden, wordt toch gekozen voor de Bryce-inspuitpomp die in de ABC-motoren gebruikt wordt.

9.5 9.5.1

Aandrijving van de inspuitpomp Concept

De inspuitpomp wordt in de ABC-motoren aangedreven door de nokkenas. De pomp wordt op een onderdeel geschroefd dat de nokvolgers van pomp, in- en uitlaatklep bevat. Het geheel wordt in figuur 58 weergegeven.

Figuur 58: Montage en aandrijving van de inspuitpomp op de ABC-motoren

De aandrijving van de injectiepomp voor de bom zal op analoge wijze moeten gebeuren. Het nokprofiel en de volger zullen dezelfde moeten zijn zodat de pomp hetzelfde debiet genereerd. Het onderdeel van ABC met de tussenstoter van de nokkenas zal ook voor de aandrijving van de pomp gebeuren. Zo kan ook de pomp hierop gemonteerd worden en hoeft enkel nog een nok met hetzelfde profiel het geheel aan te drijven. De nokkenas zou

Constant Volume Bom

89

zelf kunnen ontworpen worden op maat van de aandrijving ofwel kan een nokkenas-element van ABC gebruikt worden. De nokkenas bestaat uit één element per cilinder. De verschillende elementen worden met flenzen aan elkaar geschroefd. De lagering is een glijlager met oliesmering. Hierdoor is het wenselijk om een eigen nokkenas te ontwikkelen die op twee rollagers rust. De tussenstoter vereist echter een oliesmering waardoor een oliepomp noodzakelijk wordt. Hierdoor kan het glijlager van de nokkenas ook gebruikt worden. Op deze manier is het aantal te vervaardigen onderdelen voor de inspuitopstelling beperkt. Tevens kan de nokkenas of de pomp eenvoudig vervangen worden indien ABC een nieuwe pomp of een nieuw nokprofiel in gebruik zou willen nemen. Er zal wel nog een tweede lagering nodig zijn voor de nokkenas, deze kan wel geschieden door een rollager. De nokkenas zal aangedreven worden door een elektromotor. De energie die voor de kortstondige inspuiting vereist is zal geleverd worden door een vliegwiel dat op de nokkenas is bevestigd. Zo kan het elektrisch vermogen van de motor beperkt blijven. 9.5.2

Bepalen van de inertie van het vliegwiel

Voor een meting in GUCCI moet slechts één inspuiting gegenereerd worden. Dit betekent dat de nokkenas continu mag draaien in nullast en dat de pomp slechts gedurende één omwenteling zal belast worden. De energie die dan vereist is om de inspuiting te verwezenlijken kan dan rechtstreeks uit een vliegwiel gehaald worden dat op de nokkenas is bevestigd. Het motorvermogen dat dan moet geïnstalleerd worden bedraagt slechts het vermogen nodig om de opstelling in nullast te laten draaien. De benodigde arbeid om in te spuiten kan bepaald worden uit de inspuitdruk en het volume ingespoten brandstof.

W   p  dV i

Met

W

de arbeid nodig voor de inspuiting

i

het inspuitverloop

p

de inspuitdruk

V

het ingespoten volume

(9.1)

Indien we voor de berekening benaderend stellen dat de volumeverandering constant is in de tijd wordt de arbeid: W  p gemiddeld V

(9.2)

Constant Volume Bom

90

Concreet betekent dit dat met het drukverloop uit figuur 59 een gemiddelde druk van 518 bar verkregen wordt. Het ingespoten volume brandstof bedraagt 2000mm³ waaruit volgt: W  51.8  106 Pa  2  106 m3  103.6 J

Figuur 59: Injectiedrukverloop bij vollast

De energie die voor de inspuiting vereist is, moet uit een vliegwiel afkomstig zijn. De arbeid die een roterend element levert indien het vertraagd wordt van ω1 naar ω2 is:

W  12 I (1  2 ) 2

Met

2

W

de arbeid geleverd bij het vertragen van een schijf van ω1 naar ω2

I

het massatraagheidsmoment van de roterende massa

ω1

de beginsnelheid

ω2

de eindsnelheid

(9.3)

Het toerental van de ABC-motoren bedraagt 1000tr/min, dit komt overeen met een nokkenastoerental van 500tr/min. Met een gekende inertie van een vliegwiel kan de eindsnelheid na inspuiten berekend worden. Met een beschikbaar vliegwiel van een vrachtwagen met een inertie van 1.365kgm² wordt de eindsnelheid: 2W  2  500  2  103.6    50.9rad / s  486tr / min   I 1.365  60  2

2  12 

Constant Volume Bom

91

Deze relatief kleine toerentalverlaging zal een verwaarloosbare invloed hebben op het inspuiten. Immers is bij de verbrandingsmotor het toerental constant gedurende de inspuiting. 9.5.3

Lagering

Aan de ene zijde van de nokkenas zal het glijlager gebruikt worden. Als tweede lagering zou het glijlager van een volgende nokkenaselement kunnen gebruikt worden. Er zou echter nog een lagering nodig zijn om de nokkenas axiaal te lageren. Vandaar dat het geschikter is om als tweede lager een rollager te gebruiken dat beide functies kan vervullen. De maximale lagerkracht wordt bepaald aan de hand van de maximale inspuitdruk op 23°40’ na het begin van inspuiten. De drukhoek tussen nokvolger en nok bedraagt 67° (zie figuur 60).

Figuur 60: Bepaling van de opgewekte kracht

De plunjerdiameter is 20mm en de maximale werkdruk van de pomp bedraagt 1100bar. Hieruit wordt de maximale kracht die in verticale richting wordt opgewekt: FY  1100  9.81N / cm 2 

  22 4

 33.9kN

De kracht die opgewekt wordt in de nok is haaks op het contactoppervlak en door het middelpunt van de cirkelvormige volger. De hoek tussen de horizontale en de krachtlijn bedraagt 67°. Hieruit wordt de maximale kracht op de nokkenas:

Constant Volume Bom

92

Fmax 

133.9kN  36.8kN sin 67

Wordt het rollager op een gedraaid stuk bevestigd, dat met een flens aan de nokkenas geschroefd wordt, dan wordt de krachtwerking zoals in figuur 61:

Figuur 61: Krachtwerking nokkenas-lagers

De afstand tot het rollager wordt geschat: het rollager zal op het gedraaid stuk (verder lageras genaamd) worden geplaatst op een afstand die ongeveer 200mm bedraagt vanaf het centrum van de nok. De reactiekrachten worden:

M

B

 RA  336  36.8  136  0

36.8  136  14.9kN 336 RB  36.8  14.9  21.9kN RA 

Om kleine axiale doorbuigingen toe te laten is een zelfinstellend kogellager het meest aangewezen. De grootte van het lager wordt bepaald aan de hand van de klassieke levensduurvergelijking: C  L10    P

Met

p

L10

de nominale levensduur in 106 omwentelingen

C

het dynamisch draaggetal (van fabrikant)

P

de dynamisch equivalente lagerbelasting

p

de levensduurexponent: voor rollenlagers is p=10/3

(9.4)

Constant Volume Bom

93

De dynamisch equivalente lagerbelasting wordt als volgt bepaald:

P  X  Fr  Y  Fa Met

(9.5)

Fr

de radiale component van de lagerbelasting

Fa

de axiale component van de lagerbelasting

X

de radiale factor: verhouding tussen radiale en axiale belasting

Y

de

axiale

factor

voor

het

omrekenen

van

axiale

belastingscomponenten voor radiale lagers in een gelijkwaardige radiaalkracht. Axiale krachten zijn er a priori niet aanwezig. Het lager moet axiaal enkel de nokkenas gepositioneerd houden. Uit tabellen van tonlagers blijkt dat X=1 en Y=9.5 [46]. De dynamische lagerbelasting is dan concreet: P  1  14.9kN  0  14.9kN

De levensduur zal bepaald worden uit het aantal inspuitingen. Het lager wordt voornamelijk tijdens het inspuiten belast. Gedurende de overige tijd zal de pomp in leegloop draaien en het lager enkel een veerkracht en traagheidskrachten moeten ondergaan. Deze zijn verwaarloosbaar klein tegenover de krachten die tijdens het inspuiten opgewekt worden. Indien een levensduur van 106 inspuitingen gewenst is moet L10 gelijk zijn aan 1 of:

C  L10

3 10

3

 P  1 10 14.9  14.9kN

Voor een zelfinstellend kogellager betekent dit dat vanaf reeks 06 reeds een voldoende levensduur bereikt. Hiervoor zou het lager op een as met diameter 30mm moeten gemonteerd worden. De asdiameter, bepaald door de buigspanning in de as, zal de bepalende factor worden voor het lager.

Constant Volume Bom

9.5.4

94

Berekening van de lageras

De diameter van de lageras zal bepaald worden aan de hand van de belasting door roterende buiging. De maximale spanning in een as met straal r, belast met een moment M bedraagt:

 max  Met

M r I

σmax

de maximale spanning in de as

M

het buigend moment

r

de straal van de as

I

het traagheidsmoment

(9.6)

Voor een cirkelvormige doorsnede is het traagheidsmoment: I  14   r 4

(9.7)

De maximale spanning moet omwille van vermoeiing door roterende buiging beperkt blijven tot de helft van de maximale treksterkte [47]. Het buigend moment wordt bepaald door de reactiekracht en de afstand van lager tot flens. Voor deze afstand wordt 40mm genomen. De vereiste asdiameter wordt dan:

d  2r  2  3 Met

Rm

8M 8 14900  0.04  23  32mm   Rm   370 106

de toelaatbare treksterkte, 370N/mm² voor St-37

Hier bovenop wordt nog een veiligheidscoëfficiënt van 1.5 in rekening gebracht waardoor de uiteindelijke asdiameter, in combinatie met een bijpassende lagerreeks, gekozen wordt op 45mm. Het lager is dan een zelfinstellend kogellager type 2209 E-2RS1TN9. De montage van het geheel ziet er uit als volgt:

Constant Volume Bom

95

Figuur 62: opbouw injectiesysteem

9.5.5

Aandrijving van de nokkenas

De nokkenas zal op toeren gebracht worden door een inductiemotor met riemaandrijving. De riemoverbrenging zorgt voor de gepaste overbrengingsverhouding en een demping van de stootbelasting van de inspuiting. De inductiemotor draait immers op ±1400tr/min en de nokkenas

moet

op

500tr/min

draaien. De

motor

wordt

gestuurd

door

een

frequentieomvormer zodat het toerental exact kan ingesteld worden.

9.6

Systeem voor eenmalige inspuiting

Indien onderzoek gedaan wordt in een bom wenst men slechts één inspuiting te genereren. Dit omdat er, in tegenstelling tot in de verbrandingsmotor, geen snelle ladingswissel is. Bij het bestuderen van brandstofnevels zal dus de nevel van de laatste inspuiting geruime tijd blijven hangen in de verbrandingskamer. Dit belemmert het zicht op de volgende nevel. Voor

Constant Volume Bom

96

verbranding moet eerst een verbranding gebeuren van waterstof alvorens de diesel te mogen inspuiten. Dus ook hiervoor is een éénmalige inspuiting vereist. Met het standaard inspuitsysteem (nokkenas, injectiepomp, verstuiver), zijn er twee denkbare oplossingen om dit te genereren: a) De injectieleiding kan worden afgeleid naar de terugloop met behulp van een 3/2 ventiel. De pomp draait dan continu met de regelstang voor de inspuithoeveelheid van de pomp op de gewenste stand. De brandstof die dan normaliter naar de injector geperst wordt, stroomt dan terug naar de tank. Bij éénmalige inspuiting wordt het ventiel gedurende één omwenteling gesloten zodat de brandstof rechtstreeks van pomp naar injector kan vloeien. Door het ventiel verandert de leidingkarakteristiek van de injectieleiding. Hierdoor zullen de drukgolven in de injectieleiding verschillend zijn van die bij de werkelijke motor. Het inspuitverloop zal dus licht gewijzigd zijn met deze methode voor éénmalige injectie. b) Door de pomp continu in leegloop te laten draaien, dit is met de regelschuif volledig gesloten, is de pomp op snelheid en gebeuren er toch geen inspuitingen. Dit is het geval wanneer de perszijde van de inspuitpomp continu via een inkeping verbonden is met de terugloop. Dit is te zien in figuur 63 a). In gevallen b) en c) wordt de effectieve slag groter door het verdraaien van de plunjer met een helixvormige inkeping.

Constant Volume Bom

97

Figuur 63: Regeling van de inspuithoeveelheid

Door de regelstang in zeer korte tijd van nulopbrengst naar deel- of vollast te brengen en vervolgens terug naar nullast, kan een éénmalige inspuiting verkregen worden. Zoals in figuur 64 is weergegeven, kan de regelstang op de pomp rechtstreeks gebruikt worden voor de éénmalige injectie. Dit kan door zowel links als rechts een spoel aan te brengen, die bij bekrachtiging de regelstang aantrekt.

Figuur 64: Regelstang op injectiepomp - nullast en vollast

Aangezien het nokprofiel van de nokkenas geen verplaatsing van de plunjer genereert gedurende 260°, is bij 500tr/min de inschakeltijd 86.6ms. In dezelfde tijdspanne, maar na de injectie zal de tweede spoel de regelstang terug in nullast moeten brengen. Dit is mogelijk met twee spoelen van Magnet-Schultz type GTCA 080 X 43 A02 waarvan verdere specificaties in Fout! Verwijzingsbron niet gevonden..

Constant Volume Bom

9.7

98

GUCCI met inspuitsysteem

Rekening houdend met de lengte van de injectieleiding kan het inspuitsysteem naast de bom geplaatst worden. Beide moeten wel op een verschillende voet staan zodat geen trillingen worden overgedragen van het inspuitsysteem op de bom. Dit zou immers het beeld van de hogesnelheidscamera

nadelig

beïnvloeden.

Kleine

relatieve

verplaatsingen

van

injectiesysteem ten opzichte van de bom kunnen opgevangen worden door elastische vervorming van de injectieleiding. Dit zal tot een minimum moeten beperkt worden waardoor het frame waarop het inspuitsysteem gebouwd wordt, een grote stijfheid zal moeten hebben. Figuur 65 geeft weer hoe de verschillende elementen ten opzichte van elkaar geplaatst worden.

Figuur 65: Samenbouw inspuitsysteem - bom

Constant Volume Bom

99

HOOFDSTUK 10 : Besluit Voor het onderzoek op zowel sprays als verbrandingen staat het vast dat een bom de meest aangewezen opstelling is. Vergelijken we de constant volume bom met de alternatieven: snelle compressiemachine, shocktube en continue vlamopstelling, dan is de bom conceptueel vrij eenvoudig. De kans op falen wordt beperkt doordat er geen bewegende delen zijn. Door de bom in eerste instantie koud te laten fungeren, is het op een efficiënte manier mogelijk spraystructuren met een hogesnelheidscamera vast te leggen. Tal van meettechnieken laten toe verschillende kenmerken van brandstofnevels te onderzoeken. In een volgend stadium kan de bom als verbrandingskamer dienen. Door een combinatie van elektrische verwarming en voorontsteking kan de gepaste druk- en temperatuursituatie verkregen worden om de verbranding analoog als in een motor te laten doorgaan. De bom wordt zodanig ontworpen dat metingen voor ABC-diesel mogelijk zijn. Om het volume enigszins te beperken wordt slechts één van de acht, negen of tien injectorgaatjes bestudeerd. Op deze manier is, omwille van de grote inspuitkegel, de zijde van de kubusvormige verbrandingskamer nagenoeg te halveren. Een kubusvormige geometrie zorgt samen met grote ronde glazen voor een zeer goede optische toegang. Voor het inspuitsysteem werd gekozen voor dezelfde configuratie als op de ABC-motoren. Dit omvat een inspuitpomp, aangedreven door een nokkenas, die met een leiding met dezelfde lengte verbonden wordt met de injector die in de bom gemonteerd is. De nokkenas wordt door een elektromotor constant op 500 omw/min aangedreven. De benodigde energie voor de inspuiting wordt verkregen uit een vliegwiel dat rechtstreeks op de nokkenas is gemonteerd. De éénmalige inspuiting waarop de meting zal uitgevoerd worden ontstaat dan door de regelschuif van de injectiepomp zeer snel te openen en te sluiten. Dit gebeurt aan de hand van twee spoelen die aangestuurd worden door pulsen afkomstig van het

vliegwiel.

Deze pulsen

kunnen ook instaan

voor het triggeren

van de

hogesnelheidscamera. Met een goed doordachte keuze van verschillende ontwerpparameters is getracht om een opstelling te ontwikkelen die nu en in de toekomst een grote variatie aan metingen zal toelaten.

Constant Volume Bom

100

HOOFDSTUK 11 : Toekomstperspectieven Op het gebied van synthesegas is de verbranding slechts summier in de literatuur beschreven. De technologie op zich is al vrij oud, toch worden voor het hedendaags gebruik andere eisen gesteld op gebied van enerzijds het gas dat mag gebruikt worden in de motor, denk maar aan stof- en teergehalte. Anderzijds is de uitstoot van schadelijke stoffen een belangrijke factor. Hierop kan nog veel onderzoek verricht worden, zeker in het kader van de daul-fuel ABC-motoren op houtgas.

Wat GUCCI betreft ligt de mogelijkheid nu volledig open voor diepgaand onderzoek op dieselnevels, de vergelijking tussen diesel, HFO, pure plantaardige oliën (PPO’s),… In eerste instantie kan dit onderzoek gebeuren in een koude bom. Dit betekend concreet dat zowel de bom als de injector op kamertemperatuur zijn. Een tweede stap is een verwarmde injector door het water in de koelmantel rond de injector op te warmen tot bedrijfstemperatuur (80100°C). Een derde stap die kan gemaakt worden bestaat uit het injecteren van verwarmde brandstof (volgens vorige stap) in een hete atmosfeer. Hiervoor dient de bom te worden opgewarmd tot 200°C. Bij deze temperatuur zal de ingespoten nevel nog niet tot ontbranding komen. De volgende stap bestaat erin om effectief te gaan verbranden. Hiervoor zal met de gepaste sensoren (drukmeter of gasmassameters) een bepaalde hoeveelheid waterstof in een verwarmde bom tot ontbranding worden gebracht. De verbranding ervan zal een druk- en temperatuurstijging teweeg brengen, bij het afkoelen moet dan op het gepaste moment diesel (of alternatief) geïnjecteerd worden. De brandstof zal zo spontaan tot ontbranding komen.Het ultieme verbrandingsproces in een bom is dual-fuel. Er is hierover immers nog geen enkel wetenschappelijk artikel verschenen. De voorontsteking van waterstof is immers ook niet mogelijk waardoor de zelfontbranding van de ingespoten vloeistof op een andere wijze zal moeten gebeuren. Indien de universiteit zich later ook wil toespitsen op brandstoffen zoals biogas, synthesegas, bioethanol en andere biobrandstoffen kunnen in GUCCI ook vlamsnelheden en andere verbrandingsparameters bepaald worden. De bom kan indien nodig ook sferisch gemaakt worden door in de diagonalen opvulstukken te schroeven die een sferisch vlak hebben. Kortom, GUCCI gaat nog een boeiende toekomst tegemoet.

BIJLAGEN

BIJLAGE A CAMERABEELDEN UIT CVB  Sprayvorming (macroscopisch) Klein-Douwel et al. [48] en Wang et al. [40] voerden experimenten uit op de nevelvorming van dieselsprays zonder verbranding. Klein-Douwel maakte hiervoor gebruik van de schaduwgrafie techniek in een kubusvormige bom met zijde 108 mm. Figuur 66geeft een beeld weer van opeenvolgende schaduwgrafen van een commonrail geïnjecteerde dieselnevel.

Figuur 66: Shadowgraph van dieselspray [48]

 Dieseldruppels en dieseldamp in een dieselnevel Suzuki, Nishida en Hiroyasu [36] waren in staat om een dieselnevel te ontbinden in een deel dieseldruppels en een deel dieseldamp. Door verschillende optische filters is het mogelijk deze fasen te onderscheiden. Er werd berust op de absorberende eigenschap van UV-licht in een dieseldamp.

Figuur 67: Onderscheid dieseldruppels – dieseldamp [36]

 Ontstekingsuitstel Ook de afstand tussen de vlam en de injector bij het aanvangen van de ontbranding kan bepaald worden. Pickett en Siebers [41, 49] vergeleken zo het ontstekingsuitstel voor verschillende brandstoffen onder dezelfde omstandigheden. Als optische meettechniek werd PLII (Planar Laser Induced Incandescence) gebruikt.

Figuur 68: Lift-off voor verschillende brandstoffen [41]

 Verbranding: diesel Bougie [50] gebruikte shadowgraph, chemiluminescence, LES (Laser Elastic Scattering) en LII (Laser Induced Incandescence) voor onderzoek op de verbranding van diesel. De gebruikte bom is cilindervormig (h 110mm, d 40mm)

Figuur 69: Shadowgraph A, chemiluminescence B, laser elastic scattering C, and LII D [50]

 Roetvorming tijdens verbranding Pickett en Siebers [38] voerden deze meting van roetvorming uit met behulp van PLII (planar laser-induced incandescence) en OH Chemiluminiscentie. De metingen berusten op het gloeien van de roetdeeltjes door de hoge temperatuur tijdens de verbranding. De verbrandingskamer is kubusvormig met een zijde van 108 mm. Hieronder volgt een opname van roetvorming voor dezelfde inspuiting met beide technieken:

Figuur 70: Roetvoerming - PLII en OH chemiluminescence [38]

 GDI benzinespray Tajima et al. [51] gebruikten een bom om de GDI spray te onderzoeken waardoor ze de optredende problemen bij GDI beter konden analyseren.

Figuur 71: GDI benzinespray (a): patm , 303K; (b) 0.5MPa , 500K [51]

 Meten van de vlamversnellingen in een vonk ontstoken brandstof Aan de universiteit van Alberta onderzochten Ting et al. [52] de vlamsnelheden en versnellingen van lucht-methaanmengsels voor verschillende λ-waarden. Met een bom zijn deze snelheden relatief eenvoudig af te leiden uit de groei van het vlamfront tijdens verbranding.

Verder

onderzocht

ook

S.

Verhelst

[53]

de

vlamsnelheden

van

waterstofontbrandingen in het kader van zijn doctoraat. Hieronder volgt een schlieren opname genomen tijdens een verbranding van waterstof.

Figuur 72: Turbulente verbranding van H2 [53]

BIJLAGE B Technische tekeningen

158,8

+0,1 0

150 H7 0.05 A 0.02 4x )

B

5

10,4

+ 0,1 0

R1 (

18

B 12.5

5 B

39

150 H7

75

49 ±0,2

2 A

12.5

222

A

A

232H7

85

A

B 85 450

DOORSNEDE B-B SCHAAL 1 : 4 TR 240x8

DOORSNEDE A-A SCHAAL 1 : 4 DETAIL C SCHAAL 1 : 1 12.5

100 80

450

M80x6 38H7

° 45

160

3.2

Algemene tolerantie: ISO2768-m-k C

1

Bom: huis

1

stuk.nr

Benaming

Aantal

Datum:

Tekenaar/ontwerper:

Controle:

20/02/2008

S. Moerman

MIRRAX ESR Materiaal

S. Verhelst

Titel:

Constant volume bom

SolidWorks Educational License Instructional Use Only

Schaal:

1:4

Firma:

UGent

Opmerkingen Ident. tekening: Bom V6.1

175

M16

D 146

20 30

M8x20

D SECTION D-D SCALE 1 : 4

1

Bom: huis

1

stuk.nr

Benaming

Aantal

Datum:

Tekenaar/ontwerper:

Controle:

20/02/2008

S. Moerman

MIRRAX ESR Materiaal

S. Verhelst

Titel:

Constant volume bom


Schaal:

1:4

Firma:

UGent

Opmerkingen Ident. tekening: Bom V6.1

1

72 45 °

45°

15

10

2

3

M8

E

66

E

F

38 f7 1

72

(4

0

R

1

30,9 - 0,1

90 70

1

5

9,1

+0,1 0

x)

45°

45°

10,5

DETAIL F SCALE 2 : 1

3.2

Algemene tolerantie: ISO2768-m-k 3 2 10,5

60 M80x6

12 8

RVS 304 Constructiestaal Materiaal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum: 20/02/2008

tekenaar/ontwerper: S. Moerman

controle: S. Verhelst

ISO.symbool:

Titel:

SECTION E-E SCALE 1 : 1

Constant volume bom Schaal:


Diagonaalstuk Moer diagonaalstuk

Firma:

UGent

Opmerkingen identificatie tekening: Bom V6.1

4

6 centraal in gleuf

M10

6

gaten

G

45°

G

22,5°

30

200 SECTION G-G

215

TR240x8 160

66

3.2 96

C

Algemene tolerantie: ISO2768-m-k

1° ±0,

0.

0.05 C

- 0,1 - 0,2 +0,2 +0,1

208 222 232 e8

4 8

10

45°

29

5

150

Steun glas

6

Constructiestaal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:

22/02/2008 ISO.symbool:

S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst

Titel:



1:2

Firma:

UGent


45

M5

°

192

18 8

3

SECTION H-H

1

+0,1

208 0 0 222 - 0,1

4 22,5°

H

H

3.2 215 Algemene tolerantie: ISO2768-m-k 5

Bevestiging glas

6

Constructiestaal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:



S. Moerman Titel:



1:2

Firma:

UGent

Materiaal


150 45° °

0.

1 ±0,

20

78

29

8

0,6

0.05 D

1

R4

D

I 150 f7

20°

DETAIL I SCALE 10 : 1

Tolerance: ISO2768-m-k 6

Glas / Opvulstuk

6

RVS 304

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum: 22/02/2008

tekenaar/ontwerper: S. Moerman


ISO.symbool:

Titel:

Materiaal



1:2

Firma:

UGent


57

70 58 48

,74

20

4,6 0

34

8

16

30,53

28 13 5 °

60

°

,50

67

29 11

145

146

28

2

5

8

20

6

45 °

120

°

17

,80

150 f7

SECTION A-A SCALE 1 : 2

Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k 1

A

A

Injectorhouder

1

Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst

Opmerkingen identificatie tekening: Injectorhouder

Titel:

Constant volume bom - Inspuitsysteem Schaal:

SolidWorks Student License Academic Use Only

1:2

Firma:

UGent

M1

0x

20 60 0x

25

6

90

M1

20 30°

DETAIL I SCALE 1 : 1 I Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k R1

7,

1

50

R30

Injectorhouder

1

Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst


Titel:



Firma:

UGent

SECTION B-B 60 30

10

M10x1

115

55

20

M10

11

20 80

Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k

40

1

B

B

Houder verlengd koppelstuk

1

Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst


Titel:



1:1

Firma:

UGent

30 R2 0

R 50

10 10,50

10

,50

10

3

R10,50

30 Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k

88 1

Flens injector

1

Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst


Titel:



1:1

Firma:

UGent

M4

10 5

3

6,32

1,50

R1

4

5,12

30

°

R1 6

Uitdraaien volgens vorm injector Vervoglens materiaal wegfrezen aan overblijvende gaten

45 6

SECTION C-C SCALE 2 : 1 Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k 1

C

C

Hoed

1

Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst


Titel:

Constant volume bom - Inspuitsysteem 17,80 23,80 SolidWorks Student License Academic Use Only

Schaal:

2:1

Firma:

UGent

10

2

8

1 14 11 12

3

7 9

4

13

5

6

Stuknr. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 Datum: 11/04/2008 ISO.symbool:

Omschrijving Bevestgingsplaat Klep+pompgeleiding Flensstuk L Nokkenas Flensstuk R Vliegwiel Actros M12x35 M20x50 inbus Polie1 Injectiepomp Tussenstuk glijlager Lagerstoel nokkenas Lagerkap nokkenas Lagersteun Lager 2209 tekenaar/ontwerper: S. Moerman

Onderdeel nummer

Aant. 1 1 1 1 1 1 12 2 1 1 1 1 1 1 1

A 442 032 00 01


identificatie tekening: Inspuitsysteem V1

Titel:



1:5

Firma:

UGent

21

130

M14 R4

0 + +1

116

+1

142 +0,5

122

200

170

0,5

14,5 258

30

95

ruw

231

30

25

109

25

6.3

ruw

Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k

ruw 1

Bevestigingsplaat

1

Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst

Opmerkingen identificatie tekening: Inspuitsysteem V1

Titel:



1:2

Firma:

UGent

A

200

135

55

A

28

11

122

30

M20

78

87

25

200

110 160

SECTION A-A

30

M12

M14 170 Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k 14 11

Lagersteun Tussenstuk glijlager

1 1

Staal Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst


Titel:



1:2

Firma:

UGent

50 130

55 45 40

14

14

5 6 gaten gelijkmatig verdeeld 25

106

50

17 6 gaten gelijkmatig verdeeld

197 20

M12

4

50

62

53 130

M16

R4

30

5

70

90 Algemene tolerantie: ISO 2768 m-k 5 3

Flensstuk R Flensstuk L

1 1

Staal Staal

Stuk nr.

Benaming

Aantal

Datum:

tekenaar/ontwerper:

controle:


S. Moerman

Materiaal

S. Verhelst


Titel:



1:2

Firma:

UGent

BIJLAGE C Spoel

REFERENTIES 1.

2. 3.

4. 5.

6. 7. 8.

9. 10. 11.

12.

13.

14. 15. 16.

17. 18.

Sridhar, G., P.J. Paul, en H.S. Mukunda, Biomass derived producer gas as a reciprocating engine fuel - an experimental analysis. Biomass & Bioenergy, 2001. 21(1): p. 61-72. Solar Energy Research Institute (SERI), Generator Gas - The Swedish Experience from 1939-1945. 1979, Golden, Colorado. Nussbaumer, T. en P. Neuenschwander, Energie aus Holz: Vergleich der Verfahren zur Produktion von Wärme, Strom und Treibstoff aus Holz. Programm Biomasse im Auftrag des Bundesamtes für Energie, 1998. Zanzi, R., K. Sjöström, en E. Björnbom, Rapid pyrolysis of biomass in a free-fall reactor. Fuel, 1996. 75(5): p. 545-550. Sridhar, G., H.V. Sridhar, S. Dasappa, P.J. Paul, N.K.S. Rajan, en H.S. Mukunda, Development of producer gas engines. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part D-Journal of Automobile Engineering, 2005. 219(D3): p. 423-438. Lewis, B. en G. Von Elbe, Combustion, Flames and Explosions of Gases. 1987, New York: Academic Press. Mukunda, H.S., Understanding Combustion. 1989, Chennai, India: Macmillan India Limited. Kanitkar, S., P. Chakrvarty, en P.J. Paul. The flame speeds, temperature and limits of flame propagation for producer gasair mixtures—experimental results. in 4th National Meeting on Biomass Gasification and Combustion. 1993. Mysore, India. Wikipedia. Molair volume. 2007; Beschikbaar op: http://nl.wikipedia.org/wiki/Molair_volume. Wood gas as engine fuel. A report of the Mechanical Wood Products Branch of FAO Forestry, Food and Agriculture Organization of United Nations, Rome, Italy. 1986. Martin, J. en P. Wauters, Performance of charcoal gas internal combustion engines. In proceedings of the International Coference on New Energy Conversion Technologies and Their Commercialization. 1981. 2: p. 1415-1424. Parke, P.P. en C. S.J., Biomass producer gas fuelling of IC engines-naturally aspirated and supercharged engines. Energy from Biomass and Wastes, 1981: p. 499516. Shashikantha en P.P. Parikh, Spark ignition producer gas engine and dedicated compressed natural gas engine technology development and experimental performance optimisation. SAE 1999-01-3515, 1999. Ramachandra, A. Performance studies on a wood gas run IC engine. in Biomass Gasification and Combustion. 1993. Mysore, India. Heywood, J.B., Internal combustion engine fundamentals, International Edition. 1989, New York: McGraw-Hill. Mishra, D.P., P.J. Paul, en H.S. Mukunda. Computational studies on the flame propagation in producer gas-air mixture and experimental comparision. in Proceedings of the XIII National conference on IC engines and combustion. 1994. Bangalore, India. Garnier, C., A. Bilcan, O. Le Corre, en C. Rahmouni, Characterisation of a SyngasDiesel Fuelled CI Engine. SAE 2005-01-1731, 2005. Mtui, P. en P. Hill, Ignition Delay and Combustion Duration with Natural Gas Fueling of Diesel Engines. SAE 961933, 1996.

19. 20. 21. 22.

23.

24.

25. 26. 27. 28. 29.

30. 31. 32.

33. 34.

35.

36. 37. 38.

Badr, O., G.A. Karim, en B. Liu, An examination of the flame spread limits in a dual fuel engine. Applied Thermal Engineering, 1999. 19(10): p. 1071-1080. Aesoy, V. en H. Valland, Hot Surface Assisted Compression Ignition of Natural Gas in a Direct Injection Diesel Engine. SAE 960767, 1996. Chen, Z., M. Konno, en S. Goto, Study on homogenous premixed charge CI engine fueled with LPG. JSAE Review, 2001. 22(3): p. 265-270. Abd Alla, G.H., H.A. Soliman, O.A. Badr, en M.F. Abd Rabbo, Effect of injection timing on the performance of a dual fuel engine. Energy Conversion and Management, 2002. 43(2): p. 269-277. Selim, M.Y.E., Sensitivity of dual fuel engine combustion and knocking limits to gaseous fuel composition. Energy Conversion and Management, 2004. 45(3): p. 411425. Abd Alla, G.H., H.A. Soliman, O.A. Badr, en M.F. Abd Rabbo, Effect of pilot fuel quantity on the performance of a dual fuel engine. Energy Conversion and Management, 2000. 41(6): p. 559-572. Nielsen, O.B., B. Qvale, en S. Sorenson, Ignition Delay in the Dual Fuel Engine. SAE 870589, 1987. Karim, G.A. en J. Gao, Prediction of the Performance of Spark Ignition Gas Engines Including Knock. SAE 932823, 1993. Bysveen, M. en T. Almas, Ignition and Combustion Process of a Steam Injected Diesel Engine (STID) Studied in a Constant Volume Rig. SAE 2003-01-3249, 2003. Rapid Compression Machine. 2007; Beschikbaar op: http://www.td.mw.tum.de/tumtd/de/forschung/themen/HCCI_diesel_injection. University of Dayton Researsh Institute. UDRI shock tube. 2007; Beschikbaar op: http://www.udri.udayton.edu/NR/exeres/7DE56125-53BE-4A76-A0A4A3736DC7DC03.htm. Princeton University. Princeton's Variable Pressure Flow Reactor (VPFR). 2007; Beschikbaar op: http://www.princeton.edu/~combust/research/. Sandia National Laboratries. Constant-volume diesel combustion. 2007; Beschikbaar op: http://public.ca.sandia.gov/ecn/cvdata/vesselGeometry.php. Bradley, D., R.A. Hicks, M. Lawes, C.G.W. Sheppard, en R. Woolley, The measurement of laminar burning velocities and Markstein numbers for iso-octane-air and iso-octane-n-heptane-air mixtures at elevated temperatures and pressures in an explosion bomb. Combustion and Flame, 1998. 115(1-2): p. 126-144. Baert, R.S.G., Onderzoek naar Ontstekings- en Verbrandingsgedrag van Zware Scheepsdieselmotoren, doctoraatsthesis, Rijksuniversiteit Gent, 1989. Technische Universiteit Eindhoven - TU/e. Eindhoven High Pressure Cell. 2007; Beschikbaar op: http://w3.wtb.tue.nl/nl/organisatie/combustion_technology/facilities/ehpc/. Sjöberg, M., H.-E. Angström, M. Bergman, en H. Karlsson, Spray-Study Equipment: Hot-Gas Supply and Unit Injector Actuator for Bomb Studies. SAE 1999-01-0198, 1999. Suzuki, M., K. Nishida, en H. Hiroyasu, Simultaneous Concentration Measurement of Vapor and Liquid in an Evaporating Diesel Spray. SAE 930863, 1993. Ryan III, T.W. en M.O. Bagby, Identification of Chemical Changes Occuring During the Transient Injection of Selected Vegetable Oils. SAE 930933, 1993. Pickett, L.M. en D.L. Siebers, Soot in diesel fuel jets: effects of ambient temperature, ambient density, and injection pressure. Combustion and Flame, 2004. 138(1-2): p. 114-135.

39. 40. 41. 42. 43. 44.

45. 46.

47. 48.

49. 50.

51. 52. 53.

Kwon, S., M. Arai, en H. Hiroyasu, Ignition Delay of a Diesel Spray Injected into a Residual Gas Mixture. SAE 911841, 1992. Wang, Y., G. Shu, C. Yang, Y. Ju, en K. Zhao, Combustion Process of Diesel Spray in High Temperature Air. 1995. Pickett, L.A. en D.L. Siebers, Fuel Effects on Soot Processes of Fuel Jets at DI Diesel Conditions. SAE 2003-01-3080, 2003. Heraeus Quartz America. Quartz properties. 2008; Beschikbaar op: http://www.heraeusoptics.com. Esco Products Inc. Optical Materials. 2008; Beschikbaar op: http://www.escoproducts.com. Fukuda, M., K. Korematsu, en M. Sakamoto, On Quenching Distance of Mixtures of Methane and Hydrogen with Air. Bulletin of the Jsme-Japan Society of Mechanical Engineers, 1981. 24(193): p. 1192-1197. Muhs, D., H. Wittel, M. Becker, en D. Jannasch, Rolhoff/Matek Machineonderdelen. 3 ed. 2003: Acedemic Service. ISBN 90 395 1990 0 Matek, W., D. Muhs, H. Wittel, M. Becker, en D. Jannasch, Rolhoff/Matek Machineonderdelen - Tabellenboek. 3 ed. 2003: Acedemic Service. ISBN 90 395 1423 2 Van Beek, A., Advanced Engineering Design. 2006: TU Delft. ISBN-10: 90-8104061-8 Klein-Douwel, R.J.H., P.J.M. Frijters, L.M.T. Somers, W.A. de Boer, en R.S.G. Baert, Macroscopic diesel fuel spray shadowgraphy using high speed digital imaging in a high pressure cell. Fuel, 2007. 86(12-13): p. 1994-2007. Higgins, B. en D.L. Siebers, Measurement of the Flame Lift-Off Location on DI Diesel Sprays Using OH Chemiluminescence. SAE 2001-01-0918, 2001. Bougie, B., M. Tulej, T. Dreier, N.J. Dam, J.J. Ter Meulen, en T. Gerber, Optical diagnostics of diesel spray injections and combustion in a high-pressure hightemperature cell. Applied Physics B-Lasers and Optics, 2005. 80(8): p. 1039-1045. Tajima, H. en M. Nakashima, Visual Study Focused on the Combustion Problem in Gasoline Direct Injection Engine. SAE 2003-02-0014, 2003. Ting, D.S.-K., M.D. Checkel, R. Haley, en P.R. Smy, Early Flame Acceleration Measurements in a Turbulent Spark-Ignited Mixture. SAE 940687, 1994. Verhelst, S., Onderzoek naar de verbranding in waterstofverbrandingsmotoren, doctoraatsthesis, Universiteit Gent, 2005. http://hdl.handle.net/1854/3378

Onderzoek naar alternatieve brandstoffen: Ontwerp van een constant volume verbrandingskamer en studie van synthesegas

Recommend Documents