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Télécharger - Université du Québec à Trois

1. 69 Figure C 4 Coefficient geen Red re kaypu gets 70 Figure C 5 Effet des diff rents coefficients de d charge sess 71 Liste des tableaux Tableau 1 Calcul des valeurs de d part des esp ces chimiques Het 33 Tableau 8 1 Les dimensions de la tubulure d admission 67 Tableau B 2 Mesures de la lev e de la soupape d admission 68 Tableau B 3 Donn es concernant le moteur et les 2 0 69 Liste des appendices Appendice Le simulateur 62 Appendice B Dimensions de l admission Ne 65 Appendice Discussion sur le rendement volum trique 68 Appendice D Calcul divers E 73 Appendice E Calcul des fractions molaires E 75 Appendice Calcul des d riv es partielles ss 79 Appendice Calcul des NOx EN 84 Liste des symboles SYMBOLES A Surface ABDC After bottom dead center apr s le point mort bas ATDC After top dead center apr s le point mort haut BBDC Before bottom dead center avant le point mort bas BTDC Before top dead center avant le point mort haut 22 lt lt 3 B m m amas
2. 51 Figure 6 6 Validation des performances n 51 Figure 6 7 Phi maximum du moteur modifi ue 52 Figure 6 8 Comparaison de P coulement ENEE 53 Figure 6 9 Puissance vs rpm ERR 54 Figure 6 10 EE EE 54 Figure 6 11 missions polluantes een 55 Figure 6 12 Sch ma de l injection d hydrog ne et admission d air EE 55 Figure A 1 L interface principale 61 Figure A 2 Fen tre des performances 62 Figure 3 Arbre du programme 1 559 ise SEENEN 63 Figure 8 1 Sch ma de la tubulure m 64 Figure B 2 La g om trie r elle de la tubulure d admission 64 3 La soupape sue x EEN sevawene Ae NN 65 Figure C 1 Facteurs influen ant le rendement volum trique eese 68 Figure C 2 Effet du transfert de chaleur sur le rendement volum trique 68 Figure C 3 Section effective de la soupape
3. 202 Tb spark Labei33 Kelvin POST PROCESSING 158 LH NN Maximum 1 82 kPa Performance efficiency and Ho 1 3 eas degres Label AJOUT TURBO DANS ADM PR CALCUL Air water content 10 7gfesug si sec SH Figure A 1 L interface principale La figure A 2 apparait lorsque l on appuie sur le bouton Performance efficiency and NOx Cette fen tre permet le calcul des performances du moteur de son efficacit et de sa consommation Pour ce qui est de la figure A 3 elle repr sente simplement l arbre du programme contenant l ensemble des modules de calcul et fen tre de contr le EFFICIENCY P NE M a Thermal efficiency Label Fuel conversion efficiency Lei CONSUMPTION Ai Flow 5 TE Leg Kabel g kWh Label iLabel24 g Kwh Figure A 2 Fen tre des performances 65 5 64 Modules uy Le ADM calcul admission CALCULADM bes 12408 ADM PR CALCUL CondADM bas tdt ADM RK4 CylCalcul bas 22449 ADM Lsysteme equation CylFormule bas 2 4288 COMB_calcuL 5 element CalculCpHS bas COMB calcul Cp HS m lange MelCpHS bas t COMB constante Kp ConstEquilibre bas 246 COMB deriv Bartels DerivPartielle bas e COMB ECP bas us i COMB
4. 21 v 0M n 2 14 M dx _ 2 rta 277 PE Puisque toutes les valeurs d pendent de M nous devons donc avoir une quation pour dM dx En r arrangeant 4 14 nous obtenons 4 15 qui provient du m me auteur 12 E D A d SE 4 15 M 4 4 RACES 2 dx 2 4 1 3 Calcul de la variation de pression En substituant 4 10 dans 4 4 et en exprimant dT T en fonction de dM M nous obtenons l quation 4 16 de Alexandrou 11 laquelle nous avons ajout le terme tenant compte de la variation de section 2 __4 _ 2 2 1 dM 4 16 P A 2 y 1 M M Avec quelques manipulations nous obtenons 4 17 2 dP __p ida 3 207 1 dM 4 17 dx 2 y 1 M dx 4 1 4 Calcul de la friction Afin d valuer le coefficient de friction f nous utiliserons des quations bas es uniquement sur le nombre de Reynolds ceci permettra un calcul assez rapide En effet les calculs du coefficient de friction faisant intervenir la rugosit des parois sont it ratifs et entrainent donc des temps de calcul plus longs Le livre de Hoffman 16 pr sente les principales corr lations permettant le calcul du coefficient de friction Dans le cas o le conduit n est pas rugueux et on souhaite acc l rer l algorithme l quation suivante peut constituer une solution f 4 0 04Re 16 4 18 Pour ce qui est du calcul du nombre de Reynolds nous utilison
5. en utilisant la m thode d limination de Gauss La nouvelle valeur est donc 0 Ax i 1 5 8 Tant que l on n a pas satisfait toutes les quations du syst me on continue it rer Voici la d marche utilis e pour r soudre ce probl me Celle ci est bas e sur la m thode d limination de Gauss On a donc nos trois quations qui d pendent de xs et xg Afin de simplifier le probl me nous d crirons les d riv es partielles comme suit 1 2 3 4 6 7 9etj 1 5 8 x partir des quations 5 60 5 65 on obtient 77 1 1 4 x 4 Dg Dy x 4 n D C45 DT MEO 2 4 _ 1 C5 x 16638 95 c4 xf m 2 32 4C4 x 2 x _ 1 C1C4 2162 41 E xx 2 xf On peut maintenant exprimer l quation de la s rie de Taylor sous la forme d un produit matriciel B Les l ments de A sont not comme suit A 1 0222 D 1 0222D Dy X E 1 1 0222065 D75 Xs A D 1 0222D Die 1 0222D 1 0444 1 0222D 8 T D 2 2D 29 UD 1 d An ge 24D s We I 2D 26 1 D Dis 20D 49 29D yg 8 Ay 5 3 72744 3 72740 dr of 2a 2 2274D6 D 5 A 3 72TAD y 2 72TAD gy 7 548 3 27 Xg 1 0222 t x 1 0222x x x 1 0222 x 1 0444x 1 0222x 1 B
6. 0 2 4 6 28 10 12 eau ajout Figure 6 2 Effet de l injection d eau sur les missions de NOx Nous observons une baisse importante des missions des NOx en fonction de la quantit d eau inject e Avec ce graphique uniquement nous pouvons pr tendre que l utilisation de l injection d eau pourrait tre une solution tr s int ressante pour diminuer les missions des NOx des moteurs hydrog ne Il faut mentionner que l injection d eau a aussi un impact important sur les probl mes de pr allumage tel que mentionn en 2 2 1 6 3 3 Effet de l avance l allumage Tel que mentionn la section 6 3 1 l avance l allumage a un effet sur les r sultats 54 Les r sultats de la figure 6 3 ont t r alis s pour un r gime de 2000 rpm et des valeurs de phi de 0 4 et 0 8 Une valeur n gative signifie une avance et une valeur positive signifie un retard l allumage En observant les graphiques nous pouvons constater que l avance optimale est diff rente pour les deux valeurs de phi Pour ce qui concerne la puissance maximale nous remarquons que l avance optimale est de 10 degr s pour une 47 valeur de phi de 0 8 Pour une valeur de phi de 0 4 l avance a peu d influence sur la puissance et l efficacit globale entre 10 et 10 Nous pouvons aussi observer que les avances et retard excessifs entrainent des baisses de performances importantes Puissance bhp 30 3000 T
7. ac D D 2C Y 9 _ D ox ap Calcul de R H U Cp dr Ox 5 Euh 0 M OR R 0M _ ROM OR R 0M RM M T M OT Ap oh 1 DE Oh Ox d 9h 1 dx 9 or M OT oT M oP Oh p OR _ dh OR oT oT 84 Notons que dh dT Cpi et on sait que ES a a T aT a T a T 10 On obtient donc Cp 2H X Cp h 25 2 hM OT E W rs CEET 85 APPENDICE G CALCUL DES NOx Avant d expliquer les d tails du calcul de la formation des NOx il faut d abord introduire les concepts concernant les r actions dont l hypoth se d quilibre ne peut pas tre utilis e Dans la progression d une r action chimique plusieurs esp ces interm diaires sont form es avant l atteinte de l quilibre Durant la r action les produits peuvent r agir dans le sens oppos et former des r actifs Les r actions directe et inverse se produisent donc simultan ment l quilibre la vitesse de la r action directe est gale la vitesse de la r action inverse Il n y a donc aucun changement spontan dans la composition du m lange Dans une r action qui n est pas l quilibre les vitesses de r action directe et inverse ne sont pas gales La g n ration ou destruction de chaque esp ce d
8. 20 2 2 29 1 20 Ad 268 3 7274 t 3 7274 2x 2 7274x x 1 4548x 3 7274 78 M LANGE RICHE f1 1 0222x x 1 0222 x x 1 0222 x 41 0444 1 0222x 1 0 549 f2 26 2 2 20 1 x x 2 Agir 2 0 5 50 f3 3 7274x 3 7274x 7 4548 2 7274x 7 4548 3 7274x 0 5 51 On a donc trois quations non lin aires avec trois inconnues 5 que l on peut exprimer comme suit fF 0d 2123 Supposons que l on connait un vecteur approximatif Lu gt 0 1 qui est relativement pr s du vecteur 2 solution 2 Ce dernier n est bien sfir pas connu De cette facon on peut donc tendre la fonction f j autour du vecteur connu selon la s rie de Taylor En n gligeant les d riv es partielles de second ordre et plus nous obtenons d Ni dr dr gt 9 1 1 25 m Ax 0 1 2 3 Equation de la s rie de Taylor KE La fonction f j et ses d riv es partielles sont valu es pour le vecteur connu On peut donc r soudre ces quations lin aires pour Ax Ax en utilisant la m thode d limination de Gauss La nouvelle valeur est donc x 0 1 1 2 5 Tant que l on n a pas satisfait toutes les quations du syst me on continue it rer Voici la d marche utilis e pour r soudre ce probl me Ce
9. 0 10 20 30 40 50 60 70 Temps d injection avant la fermeture de la valve d asmission d air Figure 4 15 Effet de l ajout d hydrog ne sur la masse d air frais On peut voir que plus l injection commence t t plus l impact sur la masse d air est grand Bien sir si l injection a lieu apr s la fermeture de la soupape d admission d air il n y aura aucun impact sur la quantit d air admis L impact varie selon le r gime du moteur et est plus important pour les bas r gimes plus haut r gime l injection d hydrog ne se fait plus t t mais le rendement volum trique est plus bas dans ce cas l hydrog ne ne fait que remplacer la quantit d air manquante Dans le cas d un r gime de 2000 rpm 26 l ajout d hydrog ne pour un m lange stoechiom trique entraine une diminution d environ 8 5 de la quantit d air admis 27 5 MOD LISATION DE LA COMBUSTION La section qui suit pr sente le syst me d quations utilis pour mod liser la combustion La premi re partie du chapitre pr sente les quations n cessaires pour le calcul de l volution des conditions dans le cylindre La seconde partie pr sente les quations utilis es pour le calcul de l volution des esp ces chimiques dans les gaz br l s Normalement un logiciel commercial comme CHEMKIN www reactiondesign com ou KIVA est utilis cette fin Il a cependant t d cid de programmer un mod le de combustion pour mieux l int grer dans no
10. e Mesure du d bit d air Le d bitm tre d air du dynamom tre tait d fectueux au moment des tests Il s agissait d un capteur h lice ins r dans un c ne comportant un grillage en nid d abeille Afin d avoir des r sultats qualitatifs nous avons utilis un capteur fil chaud Digital air velocity meter Kurtz serie 1440 que nous avons install dans le c ne du capteur h lice Cet instrument et la fa on dont il est install permettront seulement de comparer les r sultats entre le moteur modifi et non modifi Nous pouvons comparer les deux moteurs pour un r gime donn mais sans plus e Mesure des temp ratures Un capteur de temp rature est pr sent dans la tubulure d chappement apr s la jonction des quatre cylindres Si un cylindre est d fectueux il est donc impossible de le d tecter par sa temp rature d chappement tant donn l arrangement Il serait donc souhaitable d avoir dans le futur un capteur de temp rature la sortie de chaque cylindre ou pr f rablement dans chaque cylindre Mesure dela richesse du m lange et NOx La mesure des polluants NOx est r alis e en utilisant un appareil cinq gaz Il s agit d un MicroGas OTC Il faut mentionner ici qu il a un temps de r ponse relativement long En effet suite un changement de 42 r gime du moteur il faut compter environ 30 secondes avant que la lecture des NOx se stabilise La mesure de la richesse du m lange se fait au
11. 28 Calcul dela variation de l nergie interne du dm du En d composant ce terme nous obtenons m u m tu 10 10 10 d d ce qui donne en terme de x la fraction de gaz br l mot du dx m GE BE ein 221 5 5 Nous aurons besoin d une quation pour d crire u Dans un mod le deux zones nous devons traiter ces derni res s par ment L nergie interne est donc d crite selon Ferguson 10 par u zt cn 1 x u 5 6 m La d rivation de cette quation par rapport 0 peut tre g n ralis comme suit du Qu aT 9 10 OT d 5 7 l indice i repr sente soit les gaz br l s ou les gaz non br l s Une fois r solue cette quation prend la forme suivante du Pv aT ony dP 58 08 40 Les d tails du calcul sont pr sent s dans l appendice D 2 En utilisant l quation 5 8 dans l quation 5 5 nous obtenons l expression suivante M NEN Pn Slam dh de 9Inv dT iz af de SE S dint 49 dP 1 ll 5 9 E T muy u 46 Calcul dela variation de masse Durant la combustion les soupapes sont ferm es il n y a donc pas de changement occasionn sur la masse du m lang
12. 2500 2000 1500 i NOx ppm 1000 T 500 0 we E SE HO V II 20 30 10 0 30 28 26 24 22 20 18 8 8 16 8 12 i 10 10 20 30 30 20 10 Avance l allumage 0 10 20 30 Avance l allumage 10 0 Avance l allumage Temp rature max K 10 3000 Pression max kPa 8 8 20 20 30 20 10 PHI 0 8 PHI 0 4 2500 2000 tee eee e d d 30 20 10 0 10 20 30 Avance l allumage 2 Figure 6 3 Effet de l avance l allumage 0 10 20 30 Avance l allumage L effet sur les missions des NOx semble cependant tre b n fique Comme mentionn plus haut la pression et surtout la temp rature ont un r le important jouer dans la formation des NOx Les graphiques de pression et temp rature nous permettent de bien voir l impact de la pression sur la formation des NOx Le temps disponible la r action pour la formation des NOx est aussi affect par l avance l allumage Nous pouvons constater sur les graphiques de P et T que les conditions pour un retard de 30 degr s devraient entrainer des missions des NOx sup rieures ceux pour une avance de 30 degr s Cependant nous observons sur le graphique des NOx que ce n est pas le cas Les missions des NOx son
13. Cependant il y a des fuites au niveau des l ments d tanch it s Les pertes par fuites sont exprim es en fonction d un coefficient de fuite C n 408 Cm 40 w dt w w m La valeur de C est un param tre ajustable qui est pr sent e dans Ferguson 10 29 e Calcul de la variation de la quantit de chaleur 2 ME La perte de chaleur aux parois est exprim e comme suit m ELE Qu 5 10 w w Dos 40 Rappelons nous ques A Nous avons donc les pertes pour les gaz br l s et non dt dt 10 br l s Q h A T T 511 h A T T 5 12 Le terme de la variation de quantit de chaleur enlev e dQ dt utilis e dans l quation 5 4 ne tient pas compte de la quantit de chaleur d gag e par la combustion car celle ci est prise en compte dans l nergie interne du m lange Ici A et A repr sentent respectivement les surfaces expos es aux gaz br l s et non br l s Le coefficient de transfert de chaleur est repr sent par qui est bien entendu diff rent pour les deux zones La temp rature des parois du cylindre est Tw Le calcul des coefficients de transfert de chaleur h et h a t pr sent la section 4 2 4 e Calcul del enthalpie des gaz perdus L enthalpie des gaz perdus est calcul e en fonction de la fraction massique br l e 1 gi x h Cette quation est aussi tir e de Ferguson 10 et indique que plus de gaz perdus proviennent
14. Cependant sa variation est directement proportionnelle au nombre de Mach l entr e 9 En utilisant les valeurs critiques de P et T ainsi que A on peut calculer l aide de l quation 4 26 9 la valeur maximale du d bit pour chaque valeur de L Ensuite il suffit de tracer une droite entre 0 et afin de pouvoir conna tre les valeurs interm diaires Les valeurs critiques de P et T sont respectivement 0 528 et 0 833 T r selon Alexandrou 11 Les r sultats des simulations convergent effectivement sur ces valeurs P Ay 4 26 RT V En utilisant le rapport Min Min nous n avons plus besoin de faire les nombreux calculs des conditions dans la tubulure en fonction du Mach l entr e Cette solution permet donc de faire le calcul des conditions la soupape une seule fois Ceci vitant du m me coup le long processus it ratif dans la tuy re tel que d crit plus haut La cl de la solution tant l utilisation du rapport Min Min La friction affecte bien les courbes de la figure 4 4 pour cette raison la section 4 5 2 est consacr e ce sujet 18 Il est important de mentionner que le calcul de l admission doit tre effectu pour chaque simulation car l ajout des gaz EGR ou d un turbo affecte les conditions et Tir l entr e de la tuy re tant donn que les gaz EGR sont des gaz br l s leur ajout entraine aussi une modification de la constante R Les d bits
15. N cessite un injecteur pouvant fournir des d bits tr s lev s vus la tr s courte dur e d injection Le probl me tant la faible densit de l hydrog ne sous sa forme gazeuse La formation d un m lange homog ne est beaucoup plus complexe que dans le cas de l injection indirecte Si le m lange n est pas suffisamment homog ne les missions de NO en seront affect es 25 Les injecteurs seront aussi soumis aux pressions et temp ratures extr mes de la phase de combustion 2 2 3 Admission s par e Une autre fa on de contrer le probl me est l admission s par e C est dire qu on admet l air et l hydrog ne de fa on s par e Ce syst me n cessite donc deux soupapes d admissions comme dans la figure 2 1 Figure 2 1 Sch ma de l admission s par www Howstuffworks com On peut comparer cette solution l injection tardive qui consiste injecter le carburant le plus tard possible permettant ainsi l air de refroidir davantage les points chauds Dans le cas de l admission s par e une des deux soupapes s ouvre dans un premier temps pour laisser entrer l air Ceci permet l air de refroidir les points chauds et de diluer les gaz r siduels chauds du cycle pr c dent Ensuite la deuxi me soupape s ouvre pour laisser entrer l hydrog ne sous haute pression id alement en fin d admission lorsque le piston est au point mort bas et que la soupape d admission d air est presque ferm e Ceci
16. 70 quantit pouvant tre ajust afin de coller aux r sultats exp rimentaux De plus une certaine quantit de gaz br l peut se retrouver derri re la soupape d admission d air TAUX DE COMPRESSION Le volume mort d termine la quantit minimale de gaz d chappement r introduit dans le cylindre Plus le taux de compression est lev et plus le volume mort est petit Plus le volume mort est petit plus le rendement volum trique est lev La figure C 1 repr sente l influence des trois premiers facteurs Volumeteic effici ncy rs 34000 Engine speed revimin 3 Engine speed rev min Figure C 1 Facteurs influencant le rendement volum trique Heywood 9 Pour ce qui est du timing des soupapes Intake soupape Open before TDC top left close after BDC bottom left Exhaust soupape Open before BDC top right close after TDC bottom right TRANSFERT DE CHALEUR L analyse du transfert de chaleur a t n glig e car l effet est minime et son influence est trop complexe pour tre valid Une tude 42 montre que le r chauffement du moteur entra ne une diminution du rendement volum trique comme on peut le voir sur la figure C 2 tirer du m me article VOLUMETRIC EFFICIENCY 6 w TIME AFTER THE START OF MOTORING min 71 Figure C 2 Effet du transfert de chaleur sur le rendement volum trique Nishiwaki 421 Pour un moteur normalement refroidi on pr t
17. CC x y As x x Y Z y y M LANGE RICHE y TY x x C 6 X x X x X X y oL xE y 4 g 2 1 C S MELANGE PAUVRE Calcul de la variation de la fraction molaire en fonction de la variation de temp rature 4 OG _ Oy 440305 oT atc ci oT ar 10222 d 9 6 E E K ac cz x 2 5 2 SC Y 26 1 Y Y 20 Y 292 Ce E 3 J274 y 2 124 y 3 7274 lt Y ox oT dx zi y or or oT C al 95 ox Ox K a 927 gr X S yp us CH T Dt oT Par OT Ox dr ar 5 22 2 or or D 82 265 Ta 1 0222 A Calcul de la variation de la fraction molaire en fonction de la variation de la pression Pour ce calcul on a qu remplacer d dT par d dP En tenant compte que C C ne d pend pas de la pression dj 3C 4 J 9 ac 4100220 y Ee e y dB op ap rt op 1268 df 29 5 y C aC C S 26 1 ye Y dP 2 x 9 EE o 3 7274 5 2 4 3S 3149 y dP oP oP oP dx D Ox OX Y 9C OP OP 4 9 p Ox D 95 ag WE OP dr
18. Maryland Allyn and Bacon Boston fifth edition 394 p KIESGEN Gerrit Manfred Kluting Bock Christian Fisher Hubert 2006 The new 12 cylinder hydrogen engine in the 7 series The H2ICE age begun SAE World congress 2006 p 13 21 PRABHU KUMAR G P Nagalingam B and Gopalakrishnan K V Theorical studies of a spark ignited supercharged hydrogen engine Int J Hydrogen Energy 10 389 397 1985 KECK J C Turbulent flame structure and speed in spark ignition engines 19 Symp Int on combustion pages 1451 1466 1982 HOFFMAN Joe D Zucrow Maurice J Gas dynamics School of mechanical engineering Purdue University John Wiley and sons New York vol 1 772 p www1 eere energy gov WINTERBONE D E 1997 Advanced thermodynamics for engineers New York John Wiley amp Sons inc 378 p HORLOCK and Winterbone 1982 The thermodynamics and gaz dynamics of internal combustion engine vol 1 et 2 Oxford science publication CAMPBELL Ashley 5 1979 Thermodynamic analysis of combustion engines Robert E Krieger publishing company Florida 366 61 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 TURNS Stephen R 2000 An introduction to combustion McGraw Hill Boston Toronto 676 p BORMAN Gary L Ragland Kenneth W 1998 Combustion engineering McGraw Hill Boston 613 p WWW eere energy gov BENSON R S Horl
19. NE DANS LE MOTEUR A PISTONS seen 2 2 1 Probl matiques de l hydrog ne ss 2 22 A dee GR RR chess EE EE saa 2 Ka v Injection NEE 2 2 2 2 JM qu tn a GE 3 2 2 3 EK 3 2 2 4 Les moteurs de types rotatifs 4 2 3 Ea solution retenue par l IREL as qu n 3 REVUE DE LITT RATURE 7 3 1 EE Sr 32 Exp rimentation sur les moteurs hydrog ne scssssssssecssesssecsseesssesssesssesssecssecssessecssecesesssseesses 7 3 3 IEN ROT UE 8 34 La m thode num rique utilis e eee etie tenetis 9 4 MOD LISATION DE LADMISSION mm 10 4 1 Syst me d quations de la tuy re ss 10 4 1 1 Calcul de la variation de temp rature 12 4 1 2 Calcul de la variation du nombre de Mach 12 4 1 3 Calcul de la variation de 243 4 1 4 alcuEde l friction eiie EE ENEE geet egere Ed 13 4 2 Syst me d quations UE 14 421 Calcul de la variation de densit 14 422 Calcul de la variation de temp rature 15 423 Calcul de la variation de pression 15 4 24 Calcul de la variation de la quantit de chaleur c
20. dire que si le graphique de r f rence de P figure 4 8 est cr partir d une lev e tr s faible quivalent aux courbes sans friction il y aura sur valuation du d bit pour les grandes valeurs de L conditions affect es par la friction L inverse est aussi vrai si on utilise une valeur lev e de L pour former le graphique r f rence de P il y aura une sous valuation des d bits pour les petites valeurs de L Cependant l impact est plus complexe que cela Effectivement la pression dans le cylindre sera affect e par la modification des d bits 22 Par exemple analysons le cas ou la courbe de r f rence est celle pour une faible lev e figure 4 8 sans friction Au d but de la phase d admission les conditions seront correctement calcul es partir d un certain moment L lev e il y aura une sur valuation de la pression dans le cylindre car des valeurs de L lev es auront entrain une sur valuation des d bits Or nous pouvons voir sur la figure 4 8 que l augmentation de la pression par rapport la valeur r elle entraine une diminution du d bit la soupape Pour l exemple de 80 kPa dans le cylindre la sur valuation de la pression dans le cylindre entraine une diminution de l erreur sur le calcul du d bit Suite cet exemple nous pouvons comprendre la complexit trouver une solution quitable La solution retenue est celle du calcul des valeurs de r f rence de pression partir d une
21. mes pour les syst mes injection directe d hydrog ne De plus m me si l injection directe permet d liminer les retours de flamme cette technologie n liminera pas n cessairement le pr allumage Ces modifications avaient aussi un autre but On pensait au d part pouvoir injecter de l hydrog ne une fois la soupape d air ferm e De cette facon nous pensions pouvoir contrer le probl me de la faible densit de l hydrog ne Nous avons vu au chapitre cinq que le pourcentage massique occup par l hydrog ne dans un m lange stoechiom trique est de 2 996 Or en pourcentage volumique cela repr sente 3090 C est donc dire que l hydrog ne chasse une grande quantit d air et du m me coup entraine une importante baisse des performances Comme mentionn e la section 1 3 1 2 l injection directe permet de contrer ce probl me Nous pensions donc contrer ce probl me avec l admission s par e mais il en est tout autrement D abord l limination d une soupape d admission d air a un impact tr s n gatif sur le rendement volum trique du moteur Donc en partant nous laissons entrer beaucoup moins d air dans le moteur ce qui se traduit par les baisses de performances montr es plus haut Aussi les probl mes de pr allumage ont t amplifi s de telle sorte que nous ne pouvons b n ficier d aucun avantage et ce tous les points de vue 6 5 2 Injection d eau Cette section pr sente quelques r sultats concernant l inje
22. pend des constantes de formation de la r action ky Consid rons la r action suivante A B lt gt C D k kr et k sont respectivement les constantes de formation directes forward et inverses backward Ces constantes sont souvent exprim es sous la forme 4 Arrh nius k Aexp E ou k AT SE RT RT facteur pr exponentiel E nergie d activation Le terme exponentiel facteur de Boltzmann tablit la fraction de toutes les collisions qui ont une nergie sup rieure l nergie d activation 21 Pour un m lange de gaz o plusieurs r actions occurrent en m me temps cette quation prend la forme suivante N ky N 2 X SRX 1 12 43 j l gt jal Ici X repr sente l esp ce j est le coefficient de st chiom trie i repr sente le num ro de la r action j repr sente l esp ce dont le nombre total est N et L est le nombre total de r actions Puisque les r actions l mentaires contiennent souvent trois ou quatre esp ces seulement les valeurs de vj sont souvent nulles voir exemple plus bas Le taux net de formation ou destruction d une esp ce est donn par la loi de l action des masses Cette loi stipule que la vitesse de r action d une r action l mentaire est proportionnelle au produit des concentrations molaire lev la puissance gale au coefficient 86 stoechiom trique On obtient donc 18 relation suivante pour la variation de X dans la r action i
23. s la section 6 5 2 e Inconv nients Un des principaux probl mes est l introduction de l eau de facon efficace Avec la technologie actuelle des syst mes injection ce n est qu une simple formalit Cependant il faut viter que l eau se m lange l huile dans la chambre combustion faut donc apporter un soin particulier aux m canismes d tanch it s La corrosion peut aussi devenir un probl me selon Prior et al 36 2 2 2 Injection directe L injection directe est sans aucun doute la solution la plus avanc e technologiquement Elle permet d injecter l hydrog ne la toute derni re fraction de seconde On se rapproche donc du principe du moteur diesel Puisque l on injecte le carburant en fin de compression la totalit de l air aura eu plus de temps pour refroidir les points chauds Il est possible que les points chauds ne soient pas suffisamment refroidis pour emp cher le pr allumage En effet m me si le probl me de retour de flamme dans le syst me d admission est compl tement r gl il y a toujours risque de pr allumage dans la chambre de combustion e Avantages Elimination des retours de flamme Permet une augmentation de la puissance tant donn que durant l admission on ne remplace pas une certaine quantit d air par de l hydrog ne Dans un m lange stoechiom trique l hydrog ne occupe 30 96 du volume c est donc dire que 30 96 de l air sera remplac par le carburant 17 Inconv nients
24. utilis La simulation a permis la comparaison des deux moteurs pour les principaux param tres de fonctionnement tels la puissance le couple ainsi que l efficacit volum trique et thermique Nous tudierons ici les param tres que nos mesures rend nt possibles Aucun lien n est fait avec les simulations num riques Les r sultats permettront de v rifier si les modifications apport es au moteur ont am lior son fonctionnement 6 5 1 Pr sentation des r sultats exp rimentaux La base des comparaisons sera le rapport stoechiom trique qui dans les deux cas sera le m me La valeur de phi utilis est la valeur limite permettant le fonctionnement du moteur modifi C est a dire que pour cette valeur le moteur modifi fonctionne bien malgr la pr sence de retour de flamme tr s occasionnelle Il faut noter ici que le moteur non modifi fonctionne tr s bien 4 ces valeurs de phi D ailleurs il peut fonctionner avec des valeurs de 0 55 sans probl me de pr allumage Or pour ces valeurs les missions de NOx commencent a tre importantes La figure 6 7 repr sente les valeurs de phi maximales 0 50 0 48 0 46 PHI 0 44 0 42 0 40 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 RPM Figure 6 7 Phi maximum du moteur modifi 52 Comme nous pouvons le voir il est impossible de fonctionner avec un m lange riche L impact des modifications sur la quantit d air admise dans le moteur est aussi tr s int ressant Bien qu
25. 10 Zus 5 48 E manipulations il est possible d liminer et d obtenir les trois quations suivantes 1 0222x 41 0222 xs 1 0222 6 x 41 0444 1 0222x 1 0 5 49 26 2 223 26 1 x4 2 Ados 2d 0 5 50 3 7274x 3 727433 2 5 2 7274 7 4548xg 3 7274 0 5 51 Puisque nous avons maintenant 9 inconnus il nous faut six quations suppl mentaires Celles ci seront fournies par la condition d quilibre entre les produits Voici donc les six r actions hypoth tiques choisies celles ci sont celles utilis es par Horlock et Winterbone 19 et reprisent par Maher 33 pour une simulation d un moteur fonctionnant l hydrog ne H Km 5 52 sas Kp Ph 5 53 x 34 M NS 65 K p 5 54 3228 2 lt 2 O Sain s Es 2 5 55 xx H40 e OH V H Kps P 5 56 Hy NO K pg 2226 PA 5 57 KE Ici P est la pression en atmosph re Nous avons donc un syst me de 9 quations et 9 inconnues Pour le calcul des constantes Kp la lecture des ouvrages 21 24 permet de bien comprendre l utilit et la provenance de cette constante La m thode de r solution du probl me est pr sent e l appendice E et repose sur la m thode d limination de Gauss La m thodologie provient de Olikara et Borman 31 et a t adapt e pour I h
26. 107 4 3 Approche utilis e pour la mod lisation de l admission La mod lisation de l admission partie tubulure permettra de connaitre le d bit la soupape de fa on it rative Comme mentionn plus haut deux syst mes d quations seront n cessaires soit un syst me repr sentant les conditions dans le cylindre et l autre repr sentant les conditions dans la tuy re d admission L approche utilis e a l avantage d tre simple et avec certaines approximations elle permettra des temps de calcul faibles Les indices T et C seront respectivement employ s pour d signer la tuy re et le cylindre La facon de proc der est la suivante l entr e de la tuy re d admission nous connaissons la pression et la temp rature qui correspondent aux conditions dans le collecteur d admission Ces deux variables sont donc affect es par les gaz EGR ou bien par l ajout d un turbocompresseur En effet les gaz EGR sont tr s chauds puisqu il s agit de gaz br l La temp rature et la pression de l air ayant t compress par le compresseur sont bien s r plus lev es que la temp rature et pression ambiante Nous posons un nombre de Mach Mj et nous calculons les conditions partout l int rieur de la tuy re Les valeurs qui nous int ressent particuli rement sont celles la soupape qui par hypoth se correspondent aux conditions dans le cylindre Il faut donc cette tape choisir un maillage qui permettra une convergence de
27. 1982 Numerical modeling of inlet and exhaust flows in multi cylinders internal combustion engines Flows in internal combustion engines ASME p 9 19 AL JANABI and Al Baghdadi 2003 A prediction study of a spark ignition supercharged hydrogen engine Energy conversion and management vol 44 p 3143 3150 SAE recommended practice engine test code SAE paper J816b in SAE handbook 1979 p 24 08 BORGNAKKE Claus Sonntag Richard E Van Walen Gordon J 1998 Fundamentals of thermodynamics New York John Wiley amp Sons fifth edition 783 p PRIOR Andrew J aaskelainen Hannu Walsh Janette NOx emission study An investigation of water based emission control technologies Fleetway inc October 2005 KREYSIG Erwin 1999 Advanced engineering mathematics New York John Wiley and sons g edition 1156 p VAFIDIS and Withelaw 1986 Intake soupape and in cylinder flow developpment in a four stroke model engine Mechanical Engineering Science vol 200 no 2 p 143 152 BLAIR Gordon P 1999 Design and simulation of four stroke engine SAE 815 p STONE Richard 1999 Introduction to internal combustion engines third edition SAE 62 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 W J D Escher Prospects for liquid hydrogen fueled commercial aircraft Escher Foster Techn Ass Rep 37 1973 NISHIWAKLK Shimamoto Y and Miyake 1979 Averag
28. 5 30 f v ws 7 Sint Bus SE 2 pu Y 1 11077 110 579 9n 5 31 917 2 f5 x 1x07 a 9189 149 6 v mn 5 32 cp T OMT P 32 dP GI 5 33 40 4 5 s 5 34 40 cp 9117 46 xcp 40 w EE dB 5 35 10 cp wm 1 cp ANT 40 Um ICON 5 36 40 w IW 5 37 d8 d8 d A SE h A T 1 5 38 40 w w Ze 25 52 5 39 10 w 52 quilibre chimique Cette section traite du calcul des fractions molaires de chaque esp ce du m lange en fonction de l temp rature de la pression et de la quantit de carburant Ces valeurs permettront de calculer l entropie l enthalpie et le volume sp cifique des deux zones l instant qui pr c de l tincelle nous connaissons la masse de chaque composant du m lange Nous connaissons la masse d air frais la masse d hydrog ne et la masse des gaz r siduels ainsi que leur composition Les ouvrages int ressants concernant ce sujet sont ceux de Winterbone 18 Turns 21 et Benson 29 R action steechiom trique Voici la r action stoechiom trique de l hydrog ne dans 5 O 3 7274N 0 0444Ar H 0 1 8637N 0 0222Ar 5 40 Nous pouvons calculer la valeur du rapport carburant air pour le cas stoechiom trique a E 2 1 008 _ 2 016 A s 2 3 7274 28 013 0 0444 39 948 69 095 2 917 mass
29. 9000 1 2000 rpm SEN 3000 rpm 8000 3000 rpm 4000 rpm 74000 rpm 4 222900 7000 2 6000 2000 8 5000 3 1500 4000 B 1000 4 2000 500 1000 CN 1 0 2 0 4 0 6 0 8 1 12 0 2 0 4 oe 0 8 1 12 Figure 6 1 R sultats globaux des simulations 46 6 3 2 Effet de l injection d eau L injection d eau dans la chambre de combustion a pour effet de diminuer la temp rature de combustion maximale Malheureusement la simulation de cet ajout est limit e la pr diction des missions polluantes En effet l impact de l eau sur les performances est tr s n gatif Pour une quantit d eau de 12 massique la puissance chute de moiti ce qui n est pas le cas dans 18 r alit Cependant 18 pr diction des missions de NOx semble plus r aliste m me si dans cette section aucune comparaison n est r alis e avec les r sultats du banc d essai La pr sence d eau lors de la combustion entraine une augmentation de la pression caus e par l vaporation de l eau Ce ph nom ne n est pas mod lis dans le pr sent logiciel Puisque la simulation de l injection d eau n tait pas un objectif de recherche nous nous limiterons ces explications La figure 6 2 pr sente les missions des NOx en fonction du pourcentage d eau massique inject dans le cylindre 4000 E 2000 rpm PHI 0 9 3500 3000 e o 2000 NOx ppm
30. Figure 6 12 Sch ma de l injection d hydrog ne et admission d air Il ne faut d ailleurs pas oublier que des modifications ont aussi t apport es la tubulure d admission L coulement a donc pu tre perturb et du m me coup avoir entrain une r duction de l intensit de la 55 turbulence l int rieur du cylindre Le fait d liminer une soupape pour l admission d air peut avoir aussi contribu diminuer les tourbillons que provoque normalement l admission De plus comme nous pouvons l observer le m lange sera riche localement M me si la quantit d hydrog ne inject est faible elle est mal m lang e l air et tend donc s accumuler dans la partie sup rieure du cylindre La rencontre d un point chaud peut donc facilement entrainer le pr allumage Nous voyons donc que la turbulence dans le cylindre joue un r le de premier plan dans le fonctionnement efficace du moteur Pour un moteur injection indirecte retarder l injection permet l air de refroidir les points chauds davantage avant l arriv e du carburant Dans le cas du moteur modifi on ne semble pas pouvoir profiter de ce ph nom ne car la richesse locale du m lange a des cons quences d sastreuses qu il semble tre impossible d att nuer Les modifications apport es sont donc moins efficaces que le simple fait de retarder l injection dans un moteur injection indirecte conventionnel De tels r sultats laissent envisager les m mes probl
31. Notons ici que x repr sente une concentration molaire mole volume alx N N 2 iz ks lIx F AE ky D ja jal Av v v On remarque que Av j Sera n gatif lorsque X est d truit dans la r action directe et positif lorsqu il est produit dans la r action directe Pour ce qui est du taux de variation total dlx L N N y L 2 4 2152 k x p 1 j l j l i l Relation entre les constantes de r action et Kp Maintenant il serait int ressant de conna tre la relation qui unit les coefficients de r action bas e sur les concentrations molaires la constante d quilibre de chaque r action qui est bas e sur la fraction molaire Reprenons notre r action de base k A Bact D Pour A on peut crire 11 k A B k c p Ici on sous entant que les coefficients stoechiom triques sont gale 1 l quilibre A B C D la variation de A doit donc 686 nulle tout comme B C et D On peut donc repr senter l quilibre comme d Aldin ke AF jii N On peut aussi exprimer Kc de la fa on suivante K c de Cependant cette quation implique que le coefficient stoechiom trique est n gatif pour les r actifs et positif pour les produits Kc est la constante d quilibre bas sur les concentrations On connait d j la d finition de la constante Kp 24 11 11
32. ajout d un turbocompresseur ne semble donc pas compenser la baisse d efficacit volum trique caus e par l limination d une soupape d admission d air Dans ce cas il est donc int ressant de voir les r sultats de l ajout d un compresseur au moteur d origine Le rendement m canique sera sup rieur au moteur modifi En effet nous pouvons observer sur le graphique du rendement m canique qu il est sup rieur pour le moteur d origine L augmentation du rendement volum trique entraine bien s r une augmentation de la puissance disponible comme le d montre le graphique de la puissance de la figure 6 4 Pour ce qui est du rendement thermique il est pratiquement constant Le rendement global du moteur atteint pr s de 35 avec un turbo Ces r sultats sont comparables au 38 96 annonc par Ford pour son mod le U l hydrog ne 4 Les missions de NOx pour la plage de 1000 4000 rpm se situent en dessous de 150 ppm 49 120 50 4 moteur modifi avec turbo 454 100 4 moteur non modifl avec turbo GA amp 40 moteur modifi sans turbo z 35 89 E 8 t 30 E 60 4 8 25 1 8 204 404 5 7 moteur modifi avec turbo 8 154 8 10 moteur non modifi avec turbo 4 20 54 77 moteur modifi sans turbo 0 D anaana aariaa aranana 1000 1500 2000 2500 3000 8500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 RPM 40
33. bhp 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 RPM Figure 6 9 Puissance vs rpm Couple Ibs ft 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 Figure 6 10 Couple vs rpm Les valeurs les plus int ressantes dans cette comparaison sont sans aucun doute les missions des NOx Nous voyons sur la figure 6 11 une diff rence norme Le moteur modifi met de 4 16 fois plus d oxyde d azote 54 m non modifi modifi A NOx ppm 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 Figure 6 11 missions polluantes Pour expliquer cette diff rence norme dans l mission des NOx et le mauvais fonctionnement du moteur pour des m langes pauvres nous devons nous pencher sur le m lange air hydrog ne Avec le mode d injection choisi il semble tre impossible de cr er un m lange homog ne entre l air et le carburant Dans l injection indirecte le carburant est inject directement dans l coulement de l air qui entre dans le cylindre nous injectons l hydrog ne de tr s semblable l injection directe De cette facon on ne favorise pas le m lange entre les deux fluides et cela contribue la formation d un m lange non homog ne En effet des tudes Hermann 25 ont montr que les m langes non homog nes entrainent des missions 6 12 le mode polluantes plus lev es que les m langes homog nes Comme on peut le voir sur la figure d injection emp che la formation d un m lange de qualit
34. cas Le a aussi t valid par des mesures Fontana et al 8 ont modifi le code Kiva 3V pour simuler un moteur fonctionnant avec un m lange propane hydrog ne Les mod les z ro et multidimensionnels ont t utilis au Czech Technical University Pour ce qui est du mod le z ro dimension il est bas sur le GT Power code 49 et utilise la loi de Wiebe 9 modifi pour pr dire les pertes de chaleur Les NOx sont calcul s en utilisant le m canisme de Zeldovich tendu Finalement Jie et Yongkang 28 ont utilis un mod le z ro dimension utilisant la loi de Wiebe On ne donne pas la valeur exp rimentale pour valider cette loi qui est normalement utilis e pour les moteurs essence Le mod le est utilis pour valider l effet de la variation du taux de compression de l avance l allumage et d terminer le diam tre optimal du piston Aucune validation exp rimentale n est r alis e Sur le march on retrouve peu de logiciels de simulation pour les moteurs combustion interne Parmi ceux ci nous retrouvons le logiciel Ricardo Wave www ricardo com KIVA www lanl gov et le GT Power code 49 qui sont souvent int gr s des logiciels de simulation comme Fluent Le General Motors Research Laboratories poss de un simulateur tr s performant Nous pouvons donc penser que les diff rents manufacturiers automobiles poss dent leur propre simulateur 3 4 La m thode num rique utilis e La m thode nu
35. d E S E300 a D 4 lt 200 1 x N 100 0 0 50 100 150 200 250 Angle en degr Figure C 5 Effet des diff rents coefficients de d charge 74 APPENDICE D CALCULS DIVERS D 1 Calcul de la variation du volume sp cifique RT ET ll Vi i On a donc besoin de conna tre les trois expressions suivantes oT et OP Eege SE dv Vi 187 T i zd gif PCR 7987 on T SPP l 9 operam P P Si aM En utilisant ces trois quations on peut calculer et ar v dv _ v oT dlnT oP v Olnv v dP On obtient done 2917 LL TTT 18 T ont 46 P dinP 40 D 2 Calcul de la variation de l nergie interne dup our OI UE d 97 10 d 95 or 495 Won 08 T 58 dv _ v 1 9 58 9w Larl Tor ov u T s Pv Or 75 aT dinn dP v 11 d du On a donc i cp LS 10 T dInT 97 9 _ dP T 27 49 5 NU fep our une r action isentropique cp t ica SCH 4 98
36. deg eet lt a e E 8 En ar 5 4 25 8 8 20 2 3 moteur modifi avec turbo 15 D 8 moteur non modifi avec turbo 3 40 moteur moi avec turbo 5 g moteur non modifi avec turbo moteur modifi sans turbo a moteur modifi sans turbo 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 0 RPM 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 RPM 200 180 9 160 140 120 100 gt 3 8 60 moteur modifl avec turbo 5 40 E moteur modifi avec turbo 20 I moteur modifi sans turbo 0 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 Figure 6 4 Effet de l ajout d un compresseur 6 4 Validation du mod le 4000 La figure 6 5 montre une comparaison entre les r sultats pr dits par le logiciel Ricardo Wave www ricardo com de l ETS simulation effectu e par Jean Robert Desmeules et le mod le num rique d velopp dans le cadre de ce projet de ma trise pour le moteur modifi Puisque nous ne connaissons pas la valeur exp rimentale exacte du rendement volum trique aucun ajustement ne sera apport au mod le 50 Rendement volum trique 95 1000 2000 3000 4000 5000 6000 RPM Figure 6 5 Validation de rendement volum trique Les hypoth ses mises pour la simulation de l admission sont la cause de ces carts Comme nous le verrons l appendice C la pr diction du rendement volum trique d pend d
37. des gaz br l s au d but de la combustion En introduisant tous ces termes dans l quation 5 4 nous nous retrouvons avec l quation suivante SE Pv A T lnT T 9 40 aly soie 1 x v 613 98 9 97 9 40 dx dm dQ dV Cm m u KEE EE EE Ee RE e Calcul de la variation des temp ratures Pour ces calculs nous devons faire intervenir des gaz br l s et non br l s Ces calculs sont pr sent s dans Ferguson 10 30 5 5 P T 5 14 ds Os dT eg 5 15 d8 d6 40 PPP 9 TE Avec les quations de 3r et pr sent es appendice D 2 on en arrive l quation 5 16 ds _ dT 5 16 40 T 40 T OlnT 10 En utilisant la variation de chaleur dans les gaz nous obtenons of 0 h A T w tinh 5 17 h A T T 5 18 Pour ce qui est de Q le premier terme de droite repr sente la perte de chaleur aux parois le deuxi me terme repr sente le gain de chaleur d gag par la combustion et le troisi me la perte de chaleur li e aux fuites En effet le dernier terme est bien positif selon la d finition des fuites qui sont n gatives Noter que l effet du troisi me terme influencera peu les r sultats puisque les fuites sont relativement faibles Nous pouvons crire les q
38. est compatible avec Heywood 9 Donc durant les premiers 20 de la phase d admission il peut y avoir un retour de gaz br l qui s additionne au gaz r siduel Pour ces 209 l ouverture des soupapes est tr s petite donc le retour des gaz d chappement sera n glig Nous gardons cependant le terme dans l quation afin d avoir un mod le plus souple 4 2 3 Calcul de la variation de pression Pour ce calcul nous utiliserons la formulation diff rentielle de l quation des gaz parfaits dP dT 4 23 dr A 4 2 4 Calcul de la variation de la quantit de chaleur Durant la phase pr sente l quation de dQ dt se r duit l quation 4 24 selon Ferguson 10 dQ dt AA T 4 24 15 Le coefficient de transfert de chaleur instantan e h est calcul avec la corr lation de Woschni qui est pr sent e dans le livre de Richard Stone 40 0 82 702 08 08 053 LW m K 4 25 Pression instantan e MPa T Temp rature instantan e des gaz K b Diam tre du cylindre m u Vitesse de r f rence t C P CB V Volume d plac vp Vitesse piston V 13 P V sont valu s une condition de r f rence par exemple la fermeture de la soupape d admission La valeur des constantes C et d pend de la phase Admission C 6 18 C 0 Compression 2 28 C 0 Combustion expansion C 2 28 C 3 24
39. le rendement volum trique est faible haut r gime Ici le rendement volum trique tient aussi compte du temps d injection tel que discut en 4 5 6 Une des valeurs les plus int ressantes analyser est l efficacit du moteur L efficacit thermique du moteur est maximale pour les faibles valeurs de phi Dans ces cas les temp ratures de combustion sont basses ce qui entraine une diminution des pertes de chaleur qui sont proportionnelles l cart de temp rature entre les gaz et les parois du cylindre Puisque la temp rature des parois est une valeur constante nous pouvons nous attendre sur valuer l efficacit thermique pour les petites valeurs de phi et la sous valuer pour les grandes valeurs de phi En effet la diminution des temp ratures de combustion devrait aussi entrainer une diminution des temp ratures des parois Une augmentation des temp ratures devrait donc entrainer une augmentation des temp ratures des parois L efficacit thermique varie selon la vitesse de rotation du moteur Le rendement est donc meilleur pour les vitesses de rotation lev es puisque les temps d expositions entre les gaz et les parois sont moins importants Pour ce qui est de l efficacit m canique nous pouvons constater qu elle est tr s faible pour les petites valeurs de phi Puisque les pertes de puissances en friction sont constantes pour un rpm donn nous pouvons comprendre pourquoi l efficacit m canique est si faible pour les
40. p 95 48 Y Ox _ 9 D Y ap OP dr 9 OC lt Y MELANGE RICHE Calcul de la variation de la fraction molaire en fonction de la variation de temp rature Hi 0222965 y 9C y 1195559 sy 198 y 204440 y 0222 204 y oT oT oT GE oT oT df 9C 9 2 1 2 8 2 Y Pig por 29 9 1267 EY 3 3 727495 2 EN ES 14 9096C 9 y 3 7149 y dT oT oT oT oT oT 83 or or Da oT TE oT _ 95 ac oT ar tT 9 98 9 dxs D oT OT Weck or Sar 9x 95 9 oT OF dr Ox 9 D or ar Or 5 95 dr c C D Dy Y or Or Calcul de la variation de la fraction molaire en fonction de la variation de la pression 1 0222 2 436 Y 1 0222 dCs y 2Gy 2 0444C 41 0222 2 4 dc y dP gP e df 2 ac d 2 Y cy 8 2 3P 3 OP 4 e e 7 eg df _ 3 727455 9 Y 2 7274 6 9C y fc 14 9096 Y 3 72142661 C 9 dP oP oP ax Ox dx OCs 2 3 205 Ds ap ap gp pr 96 OP dr dr dr dr D Wei H D AS 22356 Op 5 ap y WC 0
41. pourrons d duire la valeur du d bit de fa on directe Selon le maillage utilis pour la soupape la lecture du rapport Min Min peut donc entrainer une grande erreur sur le d bit En effet dans le graphique 4 5 pour un pas de 0 01 mm nous d duirons un rapport Min Min d environ 0 47 tandis que pour un pas de 0 0005 le rapport correspondant est d environ 0 82 Dans ce cas nous aurions sous estim le d bit correspondant Au lieu de la valeur r elle de 0 00122 kg s correspondant Min Min 0 82 nous aurions conclu un d bit de 0 00077 kg s correspondant Min Min 0 47 Pour ce cas pr cis l erreur sur le d bit aurait t de plus de 35 96 Nous pouvons aussi constater que pour une pression sup rieure 86 kPa il n y a aucun coulement dans le cas du maillage grossier Le choix du maillage peut donc entrainer des erreurs tr s importantes Puisque le calcul de la courbe 4 5 s effectue une seule fois pour une lev e donn e l utilisation d un maillage fin ne nuira en rien au temps de calcul 4 5 2 Effet de la friction Avec l approche choisie pour acc l rer les calculs il est clair que l effet de la friction ne pourra pas tre tenu en compte pour chaque diff rente valeur de L Un compromis devra donc tre fait L effet de la friction est une r duction du d bit d air 11 et cet effet s intensifie quand A augmente L effet de la friction pour A tr s petit est n gligeable car les vitesses en jeu sont faibles Nous
42. pouvons voir sur la figure 4 7 l influence de la friction sur la pression et le d bit la soupape en fonction du rapport Min Min pour une lev e de 3 1 mm 21 0 06 Avec friction Sans friction Sans friction Avec friction 0 05 Pression kPa 3 D bit kg s o 8 o 8 0 01 0 00 00 01 02 04 05 06 07 08 09 10 OU oT 2402 035 704 085 70807 E JOS OTe Min Min Min Min Figure 4 7 Influence de la friction pour une faible ouverture de soupape Comme nous pouvons le constater l effet de la friction est presque n gligeable Pour A plus grand l effet de la friction n est pas n gligeable La figure 4 8 pr sente la pression et le d bit pour une lev e de 8 mm En comparant les graphiques des figures 4 7 et 4 8 nous voyons bien que l effet est beaucoup plus important pour la lev e de 8mm 504 40 7 T 0 00 r r t 00 0 1 02 0 3 04 0 5 0 6 07 0 8 0 8 1 0 o 0 1 02 03 0 4 0 0 6 07 0 8 09 1 Min Min Min Min Figure 4 8 Influence de la friction pour une grande ouverture de soupape Pour v rifier l impact de la friction il faut utiliser la m me d marche qu la section 4 5 1 Si nous utilisons encore une pression de 80 kPa dans le cylindre nous obtiendrons une erreur sur le d bit d environ 15 Pour le cas pr sent n gliger la friction entraine une sur valuation de la valeur du d bit calcul C est donc
43. r sultats concernant la simulation de l admission seulement L effet du maillage sur les r sultats sera d abord pr sent Ensuite les effets de la friction et du coefficient Ca seront abord s Plusieurs r sultats seront ensuite pr sent s ceux ci concernant l volution des conditions dans la tuy re d admission et l volution des conditions dans le cylindre avec et sans injection d hydrog ne 4 5 1 Effet du maillage Le maillage du syst me d admission voir figure B 1 de l appendice B a un effet sur les r sultats tant donn e l approche utilis e Je maillage n affecte pas le temps de calcul mais il est quand m amp me int ressant de voir l impact d un mauvais choix de maillage pour le calcul des valeurs de r f rence de la pression Dans la section de la tubulure et de la tubulure section convergente le maillage affecte peu les r sultats car les vitesses en jeu sont faibles Les pas utilis s dans la tubulure et Ja tubulure section convergente sont respectivement 10 et 1 mm Les figures 4 5 et 4 6 qui suivent pr sentent l influence du maillage de la soupape sur le calcul des valeurs de r f rences de la pression et du d bit la soupape pour une lev e de 0 1 mm Comme nous pouvons le constater sur la figure 4 5 avec un maillage trop grossier le calcul de la pression la sortie de la soupape tr s diff rent La valeur critique pour Min Min 1 converge verg une valeur l g rement sup rieure la valeur r elle de
44. re tel que pr sent la figure B 1 de l appendice B 1 0 Lev e 8 mm Lev e 3 1 mm 0 9 0 8 0 7 0 6 0 5 0 4 Nombre de Mach 03 0 2 0 1 0 0 0 100 200 300 400 500 600 Position en X mm Figure 4 10 volution du nombre de Mach dans la tuy re Nous pouvons constater que les vitesses dans la section tubulure 4 rayon constant sont faibles La figure 4 11 pr sente l volution de la temp rature et de la pression dans la tuy re Temp rature K Pression kPa 8 mm Lev e 3 1 1669 8 mm Lev e 3 1 mm 240 1 40 r 100 200 300 400 500 600 0 100 200 300 400 500 600 Position en X mm Position en X mm Figure 4 11 Evolution de T et P dans la tuy re Nous remarquons deux discontinuit s dans les courbes plus apparentes pour la lev e de 3 1 mm qui s explique par le changement dans la variation de section La tubulure section convergente a une variation de section plus grande que la tubulure dont la variation de section est nulle Dans le cas de la lev e de 3 1 mm la variation de section dans la soupape est plus importante que dans le convergent c est ce qui explique la position 430 mm et 530 mm un changement dans l volution des diff rentes variables M P et T 4 5 5 volution des conditions dans le cylindre La figure 4 12 pr sente l volution de la pression dans le cy
45. s fastidieuse r soudre puisque pour chaque nouvelle valeur de Mr il faut effectuer tous les calculs Afin d acc l rer les temps de calcul nous utiliserons le rapport du nombre de Mach l entr e Min sur le nombre de Mach l entr e provoquant l tranglement Mach 1 la soupape Min Aussi pour une ouverture de soupape A donn e nous calculerons et tracerons les graphiques de la pression et du d bit la soupape en fonction du rapport Min Min Ces valeurs seront appel es valeur de r f rence Cette approche ressemble celle pr sent e par Heywood 9 mais ici nous ne travaillons pas avec des valeurs exp rimentales La figure 4 4 pr sente les graphiques de la pression et du d bit la sortie de la soupape en fonction de Min Min pour une lev e L de 0 1 mm Ce sont ces valeurs qui seront utilis es par le simulateur Le graphique de la pression de la figure 4 4 sera utilis pour chaque nouvelle valeur de L 100 e 0 0014 90 0 0012 1 80 0 0010 70 d bit kg s Pression kPa o an 60 50 0 0002 4 40 0 0000 0 0 0 4 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 o8 09 10 00 02 03 04 05 06 07 08 09 10 Min Min Min Min Figure 4 4 Courbes de r f rences de la pression et du d bit Pour ce qui est du d bit il est bien s r diff rent pour chaque diff rente valeur de L le graphique du d bit de la figure 4 4 ne peut donc pas tre utilis pour toutes les valeurs de L
46. volution des ordinateurs est aussi un facteur cl puisque ceux ci sont de plus en plus rapides et permettent donc la prise en charge de syst mes d quations de plus en plus complexes Dans l industrie automobile la mod lisation num rique permet de sauver la fois temps et argent Ce projet permettra d avoir un contr le absolu sur l ensemble des param tres de la simulation Nous aurons donc un outil tr s flexible pour simuler les diverses modifications pouvant tre apport es un moteur conventionnel Un mod le num rique d crit la thermodynamique l coulement fluide les transferts de chaleur la combustion et la formation des polluants Il existe deux types de mod les soit les mod les thermodynamiques et les mod les bas s sur la dynamique des fluides selon si celui ci est bas sur les quations de conservation d nergie ou sur une analyse compl te de la dynamique des fluides Pour ce qui est des mod les thermodynamiques voici les trois mod les existants e Z ro dimension e Ph nom nologique e Quasi dimensionnel Les mod les utilisant la dynamique des fluides sont souvent appel s mod le multidimensionnel puisqu ils peuvent donner des informations sur la g om trie de l coulement Ceux ci sont bas s sur la r solution des quations gouvernantes d coulement de fluide et tiennent compte de la turbulence Mentionnons que ces mod les sont bri vement expliqu s dans Heywood 9 La litt rature sur la
47. 52 kPa ceci entrainera donc une l g re sur valuation du d bit maximal Maillage 0 0005 mm Maillage 0 01 mm Pression kPa M ae m 1 1 60 l l 20 1 I i 40 T T T Le T T 0 0 0 1 0 2 0 3 DA 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 1 0 Min Min Figure 4 5 Effet du maillage sur la pression la soupape Pour ce qui est des d bits la soupape de la figure 4 6 ils sont galement affect s par le maillage Bien que les valeurs soient peu affect es c est dans l utilisation du graphique de la pression que l erreur survient 20 0 0018 CMailage 0 0005 mm Mailage 0 01 mm 0 0016 ux AC RTE 0 0014 4 0 004247 0 0010 0 0008 D bit 5 0 0006 0 0004 4 0 0002 4 0 0000 00 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10 Min Min Figure 4 6 Effet du maillage sur les d bits la soupape Pour mieux comprendre voici us exemple supposons que la pression dans js cylindre est de 80 kPa et que nous voulons trouver le d bit correspondant pour L 0 1 mm La premi re tape est bien s r de construire le graphique de la figure 4 6 en utilisant les valeurs critiques de la pression et de la temp rature Pour connaitre le d bit correspondant P 80 kPa il suffit de trouver le rapport Min Min qui correspond 80 kPa A partir de ce rapport nous
48. 67 p est la pression partielle de l esp ce j P est la pression totale et x est la fraction molaire de j On a donc 87 Lake ve vd C D t K X X p va vb AF BP xc PT va vb b La relation entre la concentration molaire et la fraction molaire est la suivante P x x M M AT On peut donc exprimer Kc en fonction de Kp RT P RT WR KI SS GL E On a donc K Ko Notons que Kp Kc lorsque 0 Formation des NOx Il est maintenant reconnu que le m canisme de formation des oxydes d azotes NO et N20 dans un moteur combustion interne n en n est pas un d quilibre Dans cette tude le mod le utilis est bas sur la th orie d velopp e par Lavoie et al 43 Dans ce mod le on ne consid re que les gaz br l s derri re la flamme On assume aussi que la vitesse de d gagement de chaleur produite par une flamme est suffisamment rapide pour supposer que les gaz br l s sont pr s de l quilibre Pour le calcul de la concentration molaire de NO on doit assumer un quilibre entre toutes les esp ces sauf NO Les quations qui gouvernent la formation des NO sont nombreuses Dans le cas d un carburant ne contenant pas d azote les oxydes nitriques sont form s par trois principaux m canismes qui utilisent l azote de l air Le principal m canisme est celui de Zeldovich on l appell
49. 7 9 40 D 3 Calcul de la variation du logarithme naturel du volume sp cifique a 4 1 6 4 d zal P entr au M T R M MORT EE ei m a p 1 Z fall 720 Voir appendice F pour calcul de dM dT et dM dP 76 APPENDICE E CALCUL DES FRACTIONS MOLAIRES M LANGE PAUVRE f1 1 0222x x 1 402220 x x 1 0222x x 1 0444x 1 02225 1 0 549 f2 26 2 x 2x 2 1 x 20 4dx 2dx 0 5 50 13 3 7274 3 7274 2x 2 7274 x 7 4548x 3 7274x 0 5 51 On a donc trois quations non lin aires avec trois inconnues Xs Xs que l on peut exprimer comme suit 0 1 2 3 gh Um nu Supposons que l on connait un vecteur approximatif k 1 qui est relativement pr s du vecteur solution 5 x gt Xe Ce dernier n est bien sur pas connu De cette facon on peut donc tendre la fonction f autour du vecteur connu selon 18 s rie de Taylor En n gligeant les d riv es partielles de second ordre et plus nous obtenons of of of 1 2 quation de la s rie de Taylor f a N SS 1 2 3 Equation de la s rie de Taylor 1 5 8 Ax x xD 1 515 88 i La fonction f j et ses d riv es partielles sont valu es pour le vecteur connu On peut donc r soudre ces quations lin aires pour Ax
50. Ox on peut introduire de nouvelles constantes R1 k 011 x No IN R2 k3 N 0 Wwollol R3 kz N lon vo Hz On peut maintenant r arranger l quation de NO comme suit alno 2mi wo wo y dt 1e NOJ NO R1 R2 R3 89
51. UNIVERSIT DU QU BEC M MOIRE PR SENT L UNIVERSIT DU QUEBEC A TROIS RIVI RES COMME EXIGENCE PARTIELLE DE LA MA TRISE EN SCIENCES DE L NERGIE ET DES MAT RIAUX OFFERTE EN EXTENSION PAR L INSTITUT NATIONAL DE LA RECHERCHE SCIENTIFIQUE PAR MARC LEFEBVRE SIMULATION NUM RIQUE D UN MOTEUR COMBUSTION INTERNE FONCTIONNANT A L HYDROGENE ET TESTS EXP RIMENTAUX OCTOBRE 2007 Universit du Qu bec Trois Rivi res Service de la biblioth que Avertissement L auteur de ce m moire ou de cette th se a autoris l Universit du Qu bec Trois Rivi res diffuser des fins non lucratives une copie de son m moire ou de sa th se Cette diffusion n entraine pas une renonciation de la part de l auteur ses droits de propri t intellectuelle incluant le droit d auteur sur ce m moire ou cette th se Notamment la reproduction ou la publication de la totalit ou d une partie importante de ce m moire ou de cette th se requiert son autorisation R sum Le pr sent ouvrage pr sente des essais sur dynamom tre effectu s sur un moteur combustion interne fonctionnant l hydrog ne Les essais ont t effectu s sur deux configurations du m me moteur Dans un premier temps des essais sont r alis s sur le moteur dans son tat d origine muni d un syst me d injection adapt pour l hydrog ne Ensuite des essais sont effectu s sur le m me moteur ayant subi quelques modifications en ce qu
52. _FARG FARG bas 5 4 COMB firstguessFractionMolaire FMFirstGuess bas COMB Flame temperature FlameTemp bas COMB FlameSpeed VitFlame bas forrnation matrice donn es FormMatrice bas e COMB fractmolaireExact FMExact bas 22428 COMB Heat Transfert HeatTransfer bas COMB NOx NOconc bas S COMB CalculComb bas P COMB systeme equation FormuleComb bas equation cylindre ExhFormule bas 2 40 BEA cylindre RK4 CYL bas Le GLOBAL calcul cylindre CalMec bas GLOBAL calcul friction FrictIter bas s GLOBAL calcul valve CalculValveAir bas w GLOBAL constante d claration_constante bas GLOBAL Factorisation LU LUfacto bas GLOBAL PERF CALCUL PerfCalcul bas e GLOBAL Search Max Vecteur searchMax bas Do GLOBAL Search Min Vecteur SearchMin bas e TUY Calcul condition AdmisCalcul bas TUY Calcul Mach Choke MachChoke bas 5 TUN equation Mach calculM bas Lei TUN Iteration Convergent IntakeIter3 bas e TUX Tteration Tubulure IntakeIter2 bas L TUY_Iteration_Valve Intakelter4 Figure A 3 Arbre du programme 66 APPENDICE B ADMISSION La figure B 1 repr sente le sch ma de la tubulure d admission tel que repr sent dans le simulateur tubulure constant 3 vaive collecteur admission tubulure convergente Figure B 1 Sch ma de la tubulure Comme no
53. a conservation de la masse nous pouvons liminer les termes de d bit Nous pouvons aussi n gliger l nergie potentielle puisqu elle est faible comparativement aux autres termes Avec la d finition de l enthalpie exprimons l quation en terme de c et T 2 2 hy 47 11 DE 4 8 e Equation suppl mentaire Avec l quation 4 9 du nombre de Mach nous pouvons tirer une quation qui sera tr s utile plus tard M 4 9 C dv _14 dM 4 10 v 2T M L quation des gaz parfaits nous permet d obtenir une seconde quation qui sera utilis e pour former le syst me global de la tuy re L quation 4 11 est la formulation diff rentielle de l quation des gaz parfaits aP ap dT 4 11 P p T 4 1 1 Calcul de la variation de temp rature En prenant l quation 4 8 et en utilisant la d finition de la chaleur sp cifique y 1 et du nombre de Mach nous pouvons trouver une formule exprimant T en fonction de la temp rature de stagnation T et de M 412 Avec quelques manipulations nous obtenons l quation 4 13 provenant de Alexandrou 11 Il est important de noter que cette quation est uniquement valide pour un coulement sans change de chaleur y M T dM d qu 7 1 2 M dx s 2 4 1 2 Calcul de la variation du nombre de Mach En utilisant l quation 4 4 et en faisant quelques manipulations nous obtenons l quation 4 14 tir e de John 12
54. alculer fraction molaire des esp ces Calculer masse molaire du m lange Calculer masse de chacune des esp ces gaz frais et gaz r siduel principaux H2 20 O2 N2 Ar partir des constantes de thermodynamique des fractions molaires des esp ces et T on calcul l enthalpie des r actifs CalculCpHS bas Poser T pour les produits A partir de et des constantes de thermodynamique on calcul les constantes d quilibre de chaque r action d quilibre ainsi que leurs d riv es partielles ConstEquilibre bas partir des variables pr c dentes et Ty on calcul les fractions molaires de chaque esp ces FMFirstGuess bas et FMExact bas A partir de Ty et des fraction molaires on calcul l enthalpie des produits CalculCpHS bas lt OUI Figure 5 2 Ordinogramme du module de calcul de la temp rature adiabatique de flamme 40 On connait erf A partir de Ty P et des constantes de thermodynamique on calcul les constantes d quilibre de chaque r action ainsi que leurs d riv es partielles ConstEquilibre bas Calculer les fractions molaires de chaque esp ce FMExact bas A partir de T et des constantes de thermodynamique calculer cp H et S pour chaque esp ces CalculCpHS bas partir de P calculer les d riv es partielles des fractions molaires DerivPartielle bas A partir de P et des valeurs calcul es dans les deux blocs pr
55. az br l s Il s agit tout simplement du calcul de 18 temp rature de flamme adiabatique pour un m lange air H2 avec dissociation Ce module permettra de voir l intervention de diff rents autres modules qui sont aussi sollicit s tout au long de la p riode de combustion Le module ECP bas Equilibrium Combustion Product calcule les constantes thermodynamiques des gaz br l s selon les conditions d quilibre Noter que le calcul des NOx est pr sent en appendice G 38 Calculer FlameTemp bas Calculer la composition des gaz r siduels i NON 9 lt Echappement OUI M THODE RUNGE KUTTA Calculer V et dV d 0 CalMec bas Calculer dinv dinT dinv dinP h ECP bas Calculer les coefficients de transfert de chaleur HeatTransfer bas hy hy Vy Vp NON d ja 20 b Fraction massique br l 1 Surfac cylindre OUI Calculer v dinv dInT dinv dinP h FARG bas Calculer vitesse de flamme VitFlame bas i Calculer A et A VitFlame bas i DEE j Calculer les nouvelles conditions dans le cylindre Calculer le nouveau volume br l et la nouvelle fraction massique Figure 5 1 Ordinogramme du module principal de la combustion On connait P T et la masse totale des gaz frais et r siduels OUI Approximation pour composition des gaz r siduel Composition gaz r siduel Composition Dec du cycle pr c dent C
56. c Pamb Densit ambiante Afin de bien comprendre les diff rentes sources d erreur voici les param tres influengant le rendement volum trique d apr s 9 RPM Selon la vitesse du moteur la vitesse de l coulement de l air la section de la soupape augmente h ut RPM il peut y avoir tranglement ce qui r duit consid rablement le rendement L effet du chevauchement overlap des soupapes d admission et d chappement varie beaucoup en fonction du rpm SOUPAPE LIFT Le lift ou la lev e de la soupape a galement beaucoup d importance Plus cette valeur est lev e plus la section de la soupape sera grande jusqu un maximum et plus le d bit d air sera lev SOUPAPE TIMING Les temps d ouverture des soupapes sont extr mement importants dans le calcul du rendement volum trique C est ce facteur tout comme le volume mort qui influence le plus la quantit de gaz d chappement r introduit dans le cylindre lors de l admission Dans un moteur conventionnel il y a normalement un chevauchement entre les temps de soupapes C est dire qu au d but de la phase d admission la soupape d admission et les deux soupapes d chappements sont ouvertes en m me temps Une certaine quantit de gaz br l peut tre r introduite dans le cylindre diminuant du m me coup la quantit d air frais pouvant entrer Cet effet est trop complexe pour tre mod lis il s agira plut t d une
57. c dents on calcul cp H S R v dinV dinT et dinV dinP du m lange MelCpHS bas Calcul termin Figure 5 3 Ordinogramme du module ECP bas 41 6 R SULTATS EXP RIMENTAUX ET COMPARAISON AVEC LA SIMULATION 6 1 Introduction Cette partie contient les r sultats reli s aux simulations num riques et aux tests sur banc d essai En premier lieu seront pr sent s les r sultats purement num riques Ces derniers n ont donc pas t optimis s pour correspondre des valeurs exp rimentales Les valeurs pr sent es concernent le moteur modifi uniquement En second lieu une br ve validation du mod le num rique sera pr sent e Cette partie contient donc des r sultats num riques optimis s pour correspondre aux valeurs exp rimentales Puisque les donn es recueillies sont limit es tant donn le manque d quipement sur le banc d essai la validation num rique sera donc limit e Une troisi me section comparera les r sultats exp rimentaux pour le moteur modifi et non modifi Cette section constitue le principal objectif de ce projet de maitrise Une br ve section concernant l injection d eau sera pr sent e la fin du chapitre Ces r sultats pourront tre utilis s pour justifier de futurs travaux Avant de commencer la pr sentation des r sultats la section 6 2 pr sentera l approche exp rimentale 6 2 Dispositifs exp rimentaux Cette partie pr sente les quipements disponibles au moment des essais
58. compte des modifications apport es au moteur et permettra donc de v rifier leurs impacts sur le comportement de ce dernier Le simulateur permet le calcul de plusieurs variables principalement la puissance l efficacit et les missions d oxydes d azote L absence de logiciel pour la mod lisation de l volution des esp ces chimiques nous a forc s concevoir notre propre routine de calcul tant donn le manque d instrument pour l acquisition de certaines donn es seules la puissance et les NOx pourront tre utilis es pour comparer le mod le num rique avec les tests sur banc d essai Le logiciel a t construit pour contr ler et visualiser chaque variable ce qui est un net avantage par rapport au logiciel industriel Apr s observation des probl mes li s aux missions des NOx un syst me d injection d eau a t con u afin de v rifier son impact sur la diminution des polluants 2 L HYDROG NE DANS LE MOTEUR A PISTONS Ce chapitre pr sente la probl matique reli e l utilisation de l hydrog ne dans le moteur piston ainsi que les solutions envisag es Le prototype de l IRH y est aussi pr sent On pr sente de plus les prototypes du moteur hydrog ne de certains manufacturiers dans les r f rences 1 6 2 1 Probl matiques de l hydrog ne Le probl me majeur occasionn par l utilisation de l hydrog ne dans le moteur combustion interne est celui des retours de flamme En effet la plupart des prototy
59. correspondants aux pressions de r f rence de la figure 4 4 sont donc grandement influenc s Pour cette raison l id e de faire un long pr calcul du rendement volum trique en fonction du rpm est donc rejeter Aussi avec les modifications apport es au moteur l injection de l hydrog ne pourra entrainer une surpression dans le cylindre Si l injection d bute trop t t elle aura aussi un effet n faste sur le rendement volum trique C est d ailleurs le principal avantage de ce simulateur il permet d introduire l effet de l ajout du carburant Pour les simulations de la phase d admission les gens utilisent normalement un coefficient C pour corriger la section effective de la soupape en fonction de L L appendice C pr sente ce coefficient ainsi qu une discussion sur le rendement volum trique Un pas de un degr est utilis pour la simulation de l admission et de la compression 4 4 Hypoth ses et simplifications Plusieurs simplifications et hypoth ses ont d tre pos es afin de pouvoir r soudre le probl me D abord il faut mentionner que certains effets sont trop complexes pour tres mod lis s Par exemple lorsque le piston a atteint le point mort bas et qu il remonte m me si la pression dans le cylindre est gale la pression dans le syst me d admission l air continu d entrer Ceci est l inertie des gaz La m thode de calcul ne permet pas de prendre en compte de tel effet Puisque le moteur dont nous tent
60. ction d eau Suite l observation des r sultats concernant les missions des NOx une tude pr liminaire de l ajout d eau dans le moteur semble pertinente L injection d eau a un effet tr s b n fique sur la diminution des missions des NOx En fait en injectant une quantit suffisante d eau il est possible d liminer compl tement la pr sence des oxydes d azote Par exemple le moteur non modifi fonctionnant pleine charge 2000 rpm avec une valeur de phi de 0 52 produit 780 ppm des NOx En injectant 12 596 massique d eau eau air dans l admission il est possible 56 d liminer compl tement les NOx L impact sur les performances n a pas t pris en note pour ce cas pr cis Cependant pour les m mes conditions de fonctionnement et 7 596 d eau la puissance passe de 22 4 21 9 c v tandis que le couple passe de 58 8 58 2 Ib ft A 2500 rpm pleine charge et phi de 0 52 une diminution de 70 des NOx est observ e pour une injection de 6 d eau toujours dans des rapports massiques La puissance passe de 32 7 32 c v et le couple passe de 68 6 67 2 Ib ft L ajout de 10 d eau entraine une diminution de 85 des NOx Dans ce cas la puissance chutte 30 9 c v et le couple diminue jusqu 64 3 Ib ft L injection d eau limine aussi les probl mes de pr allumages Cependant vu le manque d tudes sur l injection d eau dans les moteurs les effets long terme sont peu c nnus Cette solution peut
61. difications apport es au moteur ont permis d en am liorer le fonctionnement Pour valider le logiciel les r sultats des essais seront compar s avec les r sultats th oriques la suite des observations d coulant des essais sur le dynamom tre des recommandations seront mises afin d am liorer le fonctionnement des moteurs hydrog ne tudiant Directeur de recherche Remerciements Je tiens tout d abord remercier la fondation de l UQTR et Hydro Qu bec pour les bourses d tudes sup rieures mises la disposition des tudiants Je tiens galement remercier mon directeur de maitrise Monsieur Yves Dub pour son aide et son soutien Merci aussi Pierre Benard Raymond Courteau Alexandre Palardy et Daniel Normandin pour support divers Merci aussi tienne Dauphinais Rivard et Jasmin Dufour pour toutes ces discussions sur l hydrog ne Table des mati res R SUM ae Pa ela lera D ii Remerciements E EE iii Table des EE iv Liste des Deure Rm A A V Viste des tableaux tie Liste des appendices eoe ROGER Ue ive os ide ba ee Qo pes vii Liste des geen sg aa nai 1 tetro e a 1 2 L HYDROG
62. donc le fonctionnement puissance maximale La premi re chose qui est mesur e est la valeur maximale de phi laquelle le moteur modifi peut fonctionner sans probl me de retour de flamme pour la plage de 1000 4000 rpm C est cette valeur qui permettra de valider l efficacit des modifications apport es au moteur Pour cette valeur maximale de phi on note bien s r la valeur du couple et de la puissance maximale La valeur des NOx correspondante est aussi mesur e celle ci permettra de savoir si les modifications apport es augmentent ou diminuent les missions polluantes L injection d eau sera appliqu e au moteur non modifi afin de v rifier son impact sur les probl mes de retour de flamme ainsi que sur la production de NOx Il s agit d essai pr liminaire servant avant tout justifier de futurs travaux qui pourraient tre entrepris dans cette voie L avance l allumage est l avance pour couple maximal 6 3 R sultats num riques Cette section pr sente les r sultats concernant le moteur modifi tel que pr sent la section 2 3 Ces r sultats concernent principalement les performances efficacit missions des NOx pression et temp rature maximale de combustion Mentionnons ici que le mod le ne tient pas compte des probl mes de 43 pr allumage Les r sultats sont donc pr sent s pour des valeurs de phi allant jusqu 1 2 ce qui sera impossible de r aliser dans l exp rimentation 6 3 1 R sultats
63. e aussi m canisme thermique Il est form dans les gaz br l s et r sulte de l oxydation de l azote contenu dans l air Voici donc les 3 r actions qui seront utilis es dans la mod lisation Les deux premi res constituent le m canisme de Zeldovich qui est tendue par la troisi me r action DN 0 N NO 2 N 0 NO O 3 N OH NO H d aller plus loin voyons une tagon de simplifier une quation en fonction des concentrations d quilibre luck Aktie 88 H 180 1 41 1 bi L indice e repr sente les concentrations d quilibres 2 k Al B k c p R 93 DEER 2 51 Puisque l on a trois diff rentes quations on utilisera k k pour repr senter la constante de r action directe et inverse respectivement On peut donc exprimer ad IN o Kito z INOTo vole La variation du nombre de moles de N est aln dt Puisque la concentration de N est beaucoup plus faible que les autres on peut consid rer que sa d riv par kt lol 10 1 wo w x Nola rapport au temps est nulle On peut donc utiliser la seconde quation pour liminer N dans la premi re Celle ci devient donc 2 _ LIN 1 IN dt 1 NO lo con K t k X Puisque l on assume que toutes les esp ces sont l quilibre sauf les N
64. e heat transfert coefficient on a cylinder wall in the intake and exhaust process of motoring test Bull J S M E 22 174 1796 1809 1979 LAVOIE G and Heywood J B 1970 Experimental and theoretical study of nitric oxide formation in internal combustion engines Combustion Science and Technologie vol 1 p 313 326 VERSTEEG H Malalasekra W introduction to computational fluid dynamics The finite volume method Addison Wesley 1996 http en wikipedia org wiki Water_injection_ http www cfdrc com serv_prod propulsion_dev lis html http www smartplugs com about htm http fr wikipedia org wiki Quasiturbine www gtisoft com img broch broch gtpower pdf www lanl gov orgs t t3 docs KIV A 3V pdf LAMBE S M and Watson H C 1992 Low polluting energy efficient C L hydrogen engine International Journal of Hydrogen Energy vol 17 7 p 513 525 MASOOD Ishrat and Reddy A S 2006 Modelling and simulation with experimental verification of hydrogen diesel dual fuel premixed combustion and emission analysis International Journal of Alternative Propulsion vol 1 4 SHER E and Hacohen Y 1989 Measurements and predictions of the fuel consumption and emission of a spark ignition engine fuelled with H2 enriched gasoline Proceedings of the institution of mechanical engineers PT A Journal of Power Engineering vol 203 p 155 162 SIERENS R and Verhelst S Hydrogen fuelled internal c
65. e l utilisation de m lange pauvre Lambe et Watson 51 ont men des tests sur l ajout d hydrog ne dans un moteur diesel 65 90 de l nergie est fournie par l hydrog ne L allumage se fait lors de l injection d une faible quantit de diesel Les auteurs observent une augmentation de l efficacit de 15 Le moteur monocylindre a subi quelques modifications et l injection d eau est utilis e pour liminer les probl mes de pr allumage pleine charge Une diminution des missions polluantes est aussi observ e Masood et al 52 ont aussi r alis des tests semblables sur un moteur Kirlokar AV 1 monocylindre taux de compression variable L ajout d hydrog ne est r alis de facon directe et indirecte Dans les deux cas une augmentation de l efficacit est observ e celle ci tant sup rieure pour le cas de l injection indirecte Le m lange tant plus homog ne la combustion est plus compl te Une diminution des NOx est aussi observ e Sher et Hacohen 53 ont pu faire fonctionner un moteur essence conventionnel avec un m lange air essence tr s pauvre gr ce l ajout d hydrog ne Pour un m lange air essence pr s de la stoechiom trie une diminution de l ordre de 10 15 de la consommation sp cifique b s f c est observ e Pour des m langes air essence en dessous de la limite d inflammabilit l ajout d hydrog ne permet une diminution de 20 23 de la consommation sp cifique b s f c Al Janabi e
66. e nous ne disposions pas d quipement capable de mesurer la valeur exacte du d bit d air il a t possible quand m me d tablir une comparaison Notez que les figures 6 8 6 11 correspondent aux r sultats pr sent s dans la figure 6 7 Comme l indique la figure 6 8 l coulement t grandement affect suite aux modifications apport es au moteur A modifi m non modifi Vitesse de l coulement SFPM 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 RPM Figure 6 8 Comparaison de l coulement Le graphique de la figure 6 8 ne doit pas tre utilis autrement que pour comparer l coulement d air pour un rpm donn Les capteurs de vitesse fils chaud doivent tre utilis s dans un coulement laminaire 55 ce qui n est pas le cas ici Le mouvement de va et viens du piston et la pr sence de reverse flow 9 dans un moteur conduit la formation d un coulement puls 9 Un montage muni d un r servoir tampon devrait permettre d att nuer cet effet Le capteur de vitesse est donc utilis de fa on inad quate Les r sultats de la figure 6 9 le confirment puisque la puissance augmente continuellement entre 1000 et 4000 rpm contrairement la vitesse de l coulement Malgr tout on peut conclure qu tous les r gimes le moteur modifi montre une baisse de son rendement volum trique Les deux figures qui suivent soit 6 9 et 6 10 montrent les performances des deux moteurs 53 modifi Puissance
67. e plusieurs facteurs et son calcul est donc tr s complexe Les valeurs utilis es pour la simulation sont celles pr sent es au chapitre quatre la vue de ces r sultats le coefficient de d charge pr sent la section 4 5 3 ne sera pas utilis La courbe de la puissance quant elle colle relativement bien l exp rimentation Comme nous pouvons le voir sur la figure 6 6 les r sultats semblent tre en accord Il aurait t primordial de connaitre l volution de la pression dans le cylindre en fonction de la position du vilebrequin afin de pouvoir poser un diagnostic sur le mod le num rique Puissance bhp 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 Figure 6 6 Validation des performances 51 Donc encore une fois aucun ajustement n a pu tre apport au mod le Le rendement volum trique ne pourrait expliquer lui seul les carts entre la th orie et l exp rience Une quantit norme de facteurs influence les calculs surtout pour la mod lisation de la combustion Par exemple la vitesse de la flamme et les pertes de chaleur au moteur ne sont pas connues sur le moteur qui fait l objet des essais Nous devons donc dans ce cas faire confiance la th orie Le manque de donn es exp rimentales emp che l identification des sources d erreurs possibles 6 5 Comparaison des r sultats exp rimentaux La pr sente section compare les r sultats exp rimentaux concernant les deux configurations du moteur
68. en effet entrainer une contamination de l huile ainsi qu une corrosion accrue 57 7 CONCLUSION Le pr sent projet a comme but de valider une technique pour diminuer le retour de flamme pr sent dans les moteurs piston fonctionnant l hydrog ne La modification apport e au cycle de base a t de s parer le port d entr e en deux pour laisser passer l air frais en premier et ensuite injecter l hydrog ne La validation de cette technique a t valid e num riquement par simulation et exp rimentalement Les essais sur banc d essai ont donc t r alis s pour le moteur modifi et pour le moteur dans son tat d origine ceci afin de comparer les r sultats Un logiciel a t con u et permet le calcul de plusieurs variables concernant le fonctionnement d un moteur pistons fonctionnant l hydrog ne Celui ci permet le calcul des performances et efficacit s du moteur tout en permettant d observer l volution de nombreuses variables tout au long de la simulation Les r sultats pr sent s montrent l influence de certains param tres tels que l avance l allumage l ajout d un compresseur et l injection d eau Les r sultats pr sent s plus haut d montrent que le mod le num rique repr sente assez bien la r alit Le manque d quipement pour l acquisition de donn es exp rimentales emp che l optimisation du simulateur puisqu il est impossible de savoir se situent les principaux carts entre l exp rim
69. end que le transfert de chaleur provoque une diminution de 3 4 du rendement volum trique L influence sera plus marqu e bas r gime puisque le temps d exposition des gaz frais aux parois chaudes est plus lev haut r gime ce temps est tr s petit et donc l impact de la chaleur est faible PRESSION DANS LES MANIFOLD La pression dans le syst me d chappement et d admission a une tr s grande importance Ce param tre doit tre obtenu de fa on exp rimentale EGR La pr sence d un syst me antipollution de recirculation des gaz d chappement influence le rendement puisque l on introduit des gaz br l s plut t que des gaz frais SECTION DE LA SOUPAPE La facon de calculer l aire d ouverture de la soupape a aussi un r le important La premi re est la plus simpliste et correspond la circonf rence de la soupape multipli e par la lev e tD L La deuxi me pr sent par Blair 39 tient compte de la g om trie et est donc beaucoup plus r aliste La valeur maximale Ap est celle de la section de la tubulure laquelle on a soustrait la section de la tige de la soupape Cependant dans la r alit l aire effective de la soupape sera encore plus petite que celle calcul e avec la m thode de Blair La figure qui suit pr sente l aire effective calcul e de exp rimentale comparativement l aire calcul e par xD L Ap Figure C 3 Section effective de la soupape Vafidis 38 On peut voir su
70. entation et la th orie Concernant l admission s par e approche adopt e par l IRH pour am liorer le fonctionnement des moteurs hydrog ne il s av re que le fonctionnement du moteur a t empir tout point D abord le moteur met beaucoup plus de NOx jusqu 16 fois les missions du moteur d origine fonctionnant lui aussi l hydrog ne Une baisse de puissance d environ 15 a t observ e et les probl mes de pr allumage ont t amplifi s Ces r sultats permettent d entrevoir les effets de l injection directe d hydrog ne dans un moteur piston 58 8 TRAVAUX FUTURS ET PERSPECTIVES Plusieurs tests int ressants pourraient tre r alis s concernant le fonctionnement de moteur hydrog ne Des tests pouss s sur l injection d eau permettraient d tablir une relation entre la quantit d eau inject e et la diminution des NOx observ e L utilisation d un compresseur rendrait l injection d eau encore plus int ressante 45 L injection directe d eau pourrait aussi tre une avenue int ressante tudier Des tudes sur l injection d eau apr s la combustion pourraient tre r alis es En m me temps une tude sur ses impacts long terme permettrait de v rifier si cette solution peut tre envisag e La comparaison des r sultats avec injection d eau et recirculation des gaz d chappement serait aussi int ressante L injection directe d hydrog ne pourrait aussi tre tudi e mais devra
71. fines gouttelettes font partie int grante de la r action chimique et provoquent une multitude de ph nom nes tels que le changement de phase liquide vapeur et l absorption de chaleur Le dispositif de recirculation des gaz d chappement EGR a sensiblement le m me effet puisque le principal produit de combustion de l hydrog ne dans l air est l eau Voici une br ve explication du ph nom ne Dans une premi re tape le m lange dans la chambre de combustion s enflamme et commence se propager Sur le front de propagation de la flamme la portion du m lange qui n a pas encore br l e se retrouve m l e aux gouttelettes d eau Lorsque la flamme les rencontre elle les transforme instantan ment en vapeur Ce changement de phase de l eau provoque une grande expansion Une grande quantit d nergie est donc consomm e par ce changement de phase en cons quence la temp rature maximale de combustion sera diminu e Les points chauds sont refroidis et la probabilit d autoallumage diminu e Avantages L injection d eau permet de diminuer consid rablement les missions de NOx faut savoir que les NO sont form s lorsque l azote et l oxyg ne de l air sont chauff s de tr s hautes temp ratures Donc si en injectant de l eau on peut maintenir la temp rature maximale en dessous de la temp rature de formation des NO on diminue norm ment le niveau de pollution Des r sultats concernant l injection d eau sont pr sent
72. fractions molaires de toutes les esp ces en fonction de xi xs Xg pour le m lange pauvre Xs pour le m lange riche 5 2 3 Fraction molaire du m lange pauvre Ici nous devons exprimer la fraction molaire de chaque esp ce en fonction de celles de H20 et soit Xj Xs et xs Avec les quations 5 52 5 57 et les simplifications suivantes K Kp poss Cis EE P4 Ps C 26 2 p S p p p 4 nous obtenons 5 60 xf 5 61 cf x CCE 5 62 563 x Gx 5 64 5 65 5 2 4 Fraction molaire du m lange riche Ici nous devons exprimer la fraction molaire de chaque esp ce en fonction de celles de N et soit Xi et xs Avec les quations 5 52 5 57 nous obtenons X 3 2052 5 66 52 x Cx 5 67 2 x c 205 5 68 x2 C xd 5 69 2 X e a 5 70 36 x 5 71 5 3 Calcul de la vitesse de flamme Le calcul de la vitesse de la flamme est sans doute le plus important de tous La combustion repose enti rement sur cette valeur La corr lation utilis e pour calculer la vitesse de propagation de flamme turbulente est celle de Fagelson 26 04 d 2 4 sre ce d 5 72 Kelvin N rpm D diam tre du cylindre cm L course cm atm R 1 987 cal moleK ou 8 3195 Ea ne
73. g n raux Les r sultats suivants sont les r sultats concernant la simulation du moteur modifi uniquement L avance l allumage est fix e 0 degr sauf pour les m langes tr s pauvres en hydrog ne Dans ces cas la vitesse de flamme est faible et donc la dur e de combustion est grande comparativement au m lange riche Les r sultats pr sent s ne sont donc pas les valeurs maximales Puisque la vitesse de flamme de l hydrog ne est tr s lev e comparativement l essence 23 l impact de l avance l allumage est moins important bas sr les mesures sur le banc d essai et donc les carts entre les r sultats pour l avance optimale et l allumage au TDC sont faibles Ce choix est bien s r pour acc l rer les simulations puisque l avance optimale doit tre d termin e par l utilisateur et varie selon le rpm et la valeur de phi On peut voir sur le graphique de la puissance de la figure 6 1 que le moteur hydrog ne modifi est peu performant La puissance maximale 4000 rpm est inf rieure 60 c v et celle ci ne tient pas compte des probl mes de retour de flamme En tenant compte des probl mes de pr allumage il faudrait plut t utiliser une valeur de phi de 0 5 comme r f rence pour les performances Dans ce cas le moteur produirait environ 30 c v Ces performances m diocres s expliquent en partie par la baisse importante du rendement volum trique du moteur tel que pr sent la figure 6 1 On peut voir que
74. i concerne le syst me d admission et d injection Les modifications permettent de laisser entrer l air avant l hydrog ne ceci dans le but de refroidir davantage la chambre de combustion L hydrog ne n est pas inject directement dans l coulement d air le carburant est plut t inject de fa on ind pendante Une soupape d admission est d di e l admission de l air tandis que l autre est r serv e pour l injection de l hydrog ne De cette facon nous pensons pouvoir r duire les probl mes de pr allumage Cet ouvrage pr sente aussi toutes les tapes utilis es dans l laboration d un logiciel permettant la simulation d un moteur combustion interne fonctionnant l hydrog ne Celui ci simule le fonctionnement d un moteur quatre temps La phase d chappement n est pas simul e tant donn sa complexit Une revue de litt rature concernant les simulateurs num riques sera pr sent e et le choix du mod le utilis sera justifi La simulation de l admission sera pr sent e avec l ensemble des hypoth ses retenues Des r sultats concernant uniquement la simulation de l admission seront par la suite pr sent s Pour compl ter la simulation num rique la mod lisation de la combustion et de l volution des esp ces chimiques seront abord es Une pr sentation des r sultats exp rimentaux et th oriques suivra Les performances des moteurs ainsi que les missions polluantes seront analys es afin de v rifier si les mo
75. ie Les quations des gaz parfaits et du nombre de Mach seront utilis es des fins de simplifications 10 e quation de la continuit Le bilan de conservation de masse sur un volume de contr le fini V prend la forme suivante selon Alexandrou 11 Pav p Valves Mas 0 4 1 t Puisque nous sommes en r gime permanent 0 Avec un peu d analyse et en liminant les termes de faible valeur contenant plus d une d riv e nous obtenons l quation 4 2 qui est la forme diff rentielle de l quation 4 1 dp dv dA 0 EE 4 2 e Equation de la conservation de la quantit de mouvement Toujours selon Alexandrou 11 la conservation de la quantit de mouvement sur un volume de contr le fini prend la forme suivante vc at Encore une fois puisque nous sommes en r gime permanent nous pouvons liminer le premier terme dv Lech LE volume Y gt F 4 3 Apr s quelques manipulations nous obtenons l quation 4 4 2M fax dy B 44 V e Equation de la conservation de l nergie Le bilan de conservation d nergie sur un volume de contr le fini prend la forme suivante selon Borgnakke 35 dEc _4 v v2 h gZ h 7 4 5 d ge E Se L coulement tant permanent adiabatique et sans travail l quation se r duit 2 y2 Vj Xm h 27182 ho 8Z 4 6 Avec l
76. ique 541 Ici F est utilis pour fuel Dans la r alit le m lange ne sera pas toujours st chiom trique Nous utiliserons PHI ou A LAMBDA pour caract riser la richesse d un m lange Voici donc la valeur de ces deux variables 233 Bs VAM a massique 7 5 42 I A 5 R action r elle La r action r elle quant elle inclut beaucoup plus de produits nous nous contenterons de ceux pr sent s dans la r action suivante qui est une adaptation de Olikara et Borman 31 _ x H xo NO gH LG 3 7274N 0 04444r 2 x N X90 xig Ar 2 5 43 Ici xig sont les fractions molaires des produits et neta est le nombre de moles total de produit Notez ue d autres esp ces auraient pu tre ajout es dans les produits q UJ 5 2 1 Pr sentation des quations utilis es Dans cas nous avons 11 inconnus soit x X19 et le nombre de moles total des produits Il nous faudra donc 11 quations pour pouvoir r soudre le probl me Avec la r action r elle nous avons quatre quations de la conservation des atomes 20 soit les quations 5 44 5 47 H balance 20 x 2 5 33 4 5 44 11 Xi Xe 22g Xo Mora 5 45 N balance 3 7274 2x 56 bh 5 46 Ar balance 0 0222 xio 5 47 Une autre quation provient de la contrainte sur le nombre de moles des produits
77. it tre men e conjointement avec une tude sur l augmentation de la turbulence afin de ne pas avoir des r sultats comme ceux pr sent s dans ce pr sent rapport Une tude sur les mat riaux permettrait de plus de trouver un rev tement de surface appliquer sur les soupapes d chappement afin de r duire leur temp rature Le mode d allumage pourrait aussi tre tudi afin de r duire le probl me de pr allumage reli aux points chauds L allumage par laser 46 pourra ventuellement tre tudi afin de v rifier si elle apporte certaines am liorations au probl me de pr allumage La technologie de l allumage catalytique 47 pourrait amener certaines am liorations La maitrise de la photo d tonation 48 permet d liminer compl tement la pr sence de points chauds li s au syst me d allumage Ce mode d allumage constitue donc une solution tr s int ressante pour le moteur hydrog ne Le cycle Scuderi split cycle permettrait de r duire de fa on appr ciable les probl mes de pr allumage En effet les phases d admission et de compression ne sont pas r alis es dans le m me cylindre que les phases de combustion et d chappement Durant l admission les gaz frais ne sont donc pas expos s aux points chauds Ce cycle permettrait aussi la r duction des NOx Il serait donc int ressant de r aliser des essais sur un tel moteur On peut retrouver toute la documentation sur ce cycle sur le site www scuderig
78. lindre durant la phase d admission et de compression pour deux valeurs de r gime du moteur La pression de d part tient compte de la pression 24 d chappement et des gaz r siduels La pression de l chappement est calcul e avec une relation tir e de Heywood 9 Les conditions finales sont celles au point mort haut Les r sultats sont donn s pour un r gime de 1000 et 5000 rpm 1000 RPM 5000 RPM i 2000 4 i a e 1000 1 Pression kPa a e 0 7 T T 0 100 200 300 400 500 Volume en cm3 Figure 4 12 volution de la pression dans le cylindre Nous constatons que la d pression dans le cylindre est sup rieure pour le r gime de 5000 rpm La pression en fin de compression est plus lev e pour 1000 rpm puisque la quantit d air admise est plus grande La pression en d but de compression est de 90 kPa et 68 kPa pour 1000 et 5000 rpm respectivement Regardons maintenant l effet de l ajout d hydrog ne sur l volution de la pression SansH2 nj 100 degr 05 3000 Sans He 10 100 degr PHI 0 5 SansH2 nj 260 degr PHI 05 2000 2500 1 a e 1000 Pression kPa Pression kPa 8 5000 RPM 500 1000 RPM nn 200 300 400 500 600 9 0 100 200 300 400 500 600 Volume en cm3 Volume en cm3 Figure 4 13 Effet de l ajout d hydrog ne sur la pressi
79. lle ci est bas e sur la m thode d limination de Gauss On a donc nos trois quations qui d pendent de zu x et xs Afin de simplifier le probl me nous d crirons les d riv es partielles comme suit OX D 73 1 3 4 6 7 8 9 1 2 5 Xj partir des quations 5 66 5 71 on obtient 79 D 1 i xy s 2 5 1 C x 5 2 2 32 2 x 7 D x 1C 2 Dy 2 2 Fes x Dy 22608 X st X D x C C x _ 1 C 5 272 ARE Ay 2 1 0222 1 0222D 1 0222D 1 0444 D 1 0222D x Ap A 1 1 0222D D 1 0222D 1 0444D 1 0222D 14162220 D 55 A 29 2 29 1 Dy 240 400 20 1 An 2 29 _ UD 0 200 44 26D 2 Ay 2 D s dr Ay Si 3 7274 3 7274D 2 727472 1 4548D 3 72740 1 An 3 7274D32 2 7274D 7 45480 3 7274D x 4 2 2 2 7274D Ds 5 B 1 0222x X 1 0222x x x 1 0222 x 1 0444x 1 0222x 1 B fi SIE 2 x 2x 20 1 x 2 Adi 20 7 f 3 7274 3 7274x 2x 2 7274x x 7 4548x 3 7274 9 Il 80 APPENDICE F CALCUL DES D RIV ES PARTIELLES Pour valuer E et E il est n cessaire de calculer la variation de la fraction molaire par P T rapport au changement de temp rature On devra donc d river les quati
80. m langes pauvres Les pertes en friction augmentent avec le rpm il est normal de constater une diminution en fonction de l augmentation du r gime du moteur La grande plage d inflammabilit de l hydrog ne explique ces grandes fluctuations dans les valeurs de l efficacit m canique Contrairement l essence dont la plage d inflammabilit est tr s restreinte 23 l hydrog ne peut tre br l dans des proportions allant de 4 75 La puissance disponible dans le m lange peut donc varier beaucoup La valeur minimale de phi laquelle peut fonctionner un moteur est donc la valeur minimale permettant de contrer les forces de friction L efficacit globale du moteur atteint un maximum de 28 5 96 2000 rpm Il faut mentionner ici que les modifications au moteur ont entrain une diminution de son l efficacit m canique Ceci est d la diminution de la puissance disponible caus e par la baisse du rendement volum trique Les pertes en friction tant les m mes il s en suit une baisse d efficacit m canique La section 6 3 4 pr sentera des r sultats ce sujet Pour ce qui est des missions polluantes ils suivent la tendance observ e par BMW 13 et Khajuria 27 Les missions atteignent un sommet pour une valeur de phi situ entre 0 9 et 1 Pour des valeurs de phi inf rieur 0 5 les missions de NOx sont presque nulles Le maximum d mission se situe entre 2500 et 4000 ppm L augmentation du rpm entraine
81. m rique utilis e pour la r solution des diff rents syst mes d quations est la m thode de Runge Kutta d ordre 5 37 Dans le cas de la mod lisation de l admission la m thode de Runge Kutta est utilis e sur des volumes finis 44 Pour ce qui est de la mod lisation de la combustion la m thode num rique sera appliqu e un syst me deux zones s par es par un front de flamme infiniment mince Ce type mod le est appel mod le z ro dimension La mod lisation des NOx est aussi bas e sur le m canisme de Zeldovich tendu Le langage de programmation utilis est Visual Basic Les r sultats num riques sont enregistr s en format Excel et analys s par la suite Un bref apercu de l interface du simulateur est pr sent dans l appendice A Pour des raisons d espaces le code source du programme n est pas inclus 4 MOD LISATION DE L ADMISSION Ce chapitre pr sente les syst mes d quations utilis s pour la mod lisation de l admission La mod lisation de l admission permettra de pr dire le rendement volum trique du moteur Cette partie est donc tr s importante car la puissance du moteur d pend de la quantit d air admise Aussi il sera possible de visualiser l impact de l injection de l hydrog ne sur les conditions dans le cylindre Comme mentionn dans l introduction il sera possible de constater les avantages des modifications en ce qui concerne l injection tardive Deux syst mes d quations distincts sont n cessaire
82. n de l nergie et de l enthalpie totale v 2 nous pouvons trouver la formulation diff rentielle de _ l quation d nergie dT dml 40 dW h ee Ee Sthhy tant 4 21 Avec quelques manipulations nous obtenons enfin une quation diff rentielle permettant de calculer la variation de temp rature __ y 1 av 1 40 dr mR dt mR dt fort Mont Le Ici C m m et est d finie par Ferguson 10 D apr s l quation 4 22 la valeur de my doit tre n gative pour satisfaire l quation Selon Ferguson les pertes durant l admission et la compression peuvent tre suppos es nulles La valeur des pertes de masse totale sur un cycle peut tre estim e environ 2 596 selon Ferguson et celles ci se produisent durant la combustion les pressions sont tr s lev es utilise 0 77 comme valeur de la constante C Les d bits d air et d hydrog ne sont positifs tandis que le d bit d chappement peut tre soit positif ou n gatif On appelle backflow le retour de gaz d chappement dans le cylindre durant l admission Ce ph nom ne est discut dans Hey wood 9 et survient bien s r durant la p riode de chevauchement entre l ouverture des soupapes d admission et d chappement Les temps d ouverture et de fermeture des soupapes d chappement ne sont pas connus Il est donc suppos qu elles ouvrent 60 BBDC et qu elles ferment 20 ATDC ceci
83. ock J H and Winterbone D E 1982 The thermodynamics and gas dynamics of internal combustion engines vol 1 Clarendon press oxford HERMANN Rottengurber Ulrichwiebike 2001 Hydrogen diesel engine with direct injection high power density and low exhaust gas emissions MTZ Motortechniscie Zietschrift Report 61 FAGELSON JJ McClean W J 1978 Performance and NOx emissions of spark ignited combustion engines using alternative fuels quasi one dimensional modeling Combustion science and technology vol 18 p 47 57 KHAJURIA P R Mathur 1986 A computer simulation of hydrogen fuelled spark ignition engine International Journal of Hydrogen Energy vol 11 no 6 p 409 417 JIE Ma Yongkang Su 2003 Simulation and prediction on the performance of a vehicle s hydrogen engine Internaltional journal of hydrogen energy vol 28 p 77 83 BENSON R S Annand W J D and Baruah P C 1975 A simulation model including intake and exhaust system for a single cylinder four stroke cycle spark ignition engine international journal of mechanical sciences vol 17 no 2 p 97 123 Chevrolet Tracker Service manual 2001 Volume 2 North American Operations General Motors Corporation Warren Michigan 48090 01 Cherian and Borman Gary L A computer program for calculating properties of equilibrium combustion products with some applications to LC Engines SAE paper 750468 CHAPMAN M Novak J M and Stein R A
84. ombustion engine Laboratory of transport technology Ghent University http en wikipedia org wiki Mass_flow_sensor 63 APPENDICE A LE SIMULATEUR La figure A 1 repr sente la fen tre principale du logiciel de simulation Cette fen tre sert entrer certaines valeurs de d part et affiche autant les r sultats que les param tres m caniques du moteur La fen tre Operating Parameters permet l utilisateur de rentrer certaines valeurs Les param tres de la fen tre Engine Parameters peuvent aussi tre modifi mais cette fois ci par le concepteur via le code de programmation Les deux fen tres Output affichent des r sultats pour la partie admission et combustion La simple lecture de ces r sultats permet de conclure si un probl me est survenu dans la simulation Ce logiciel n est pas adapt un utilisateur quelconque mais plut t conqu pour tre utilis par son concepteur Simulation H2 Engin OPERATING PARAMETERS RPM entre 1000 et 6000 HYDROGEN ONLY Fresh Ain EGR between 0 and 40 mass 6777 Mase Residual TEGR Residual Vol Efficiency EGR inclus INJECTION START ANGLE 115 EGR Labels H2 valve 50 290 B d PHI 5587 ais Le NOx calculation longer Presidual g er H ER COMBUSTION Output P spaik Label
85. on Comme nous pouvions nous y attendre l ajout d hydrog ne entraine une augmentation des pressions dans le cylindre Pour ce qui est de la temp rature la figure 4 14 pr sente son volution pour 1000 et 5000 rpm 25 900 1 M en Sr E SansH2 Inj 100 degr phi 0 5 SansH2 nj 260 degr phi 0 5 60 1 800 i 700 700 1 9 600 Y 600 5 s 5000RPM i 1000 RPM ES E 400 4 200 1 300 200 er 200 T 0 100 200 300 400 500 600 0 100 200 300 400 500 600 Volume en cm3 Volume en cm3 Figure 4 14 Effet de l ajout d hydrog ne sur la temp rature Puisque le moment d injection diff re dans les deux cas l allure des deux courbes de la figure 4 14 n est donc pas la m me L ajout d hydrog ne entra ne une augmentation de la temp rature 45 6 Effet de l injection d hydrog ne sur la masse d air entrant dans le cylindre Selon le moment l injection d hydrog ne d bute la quantit d air admise dans le cylindre sera plus ou moins affect e La figure 4 15 pr sente cet effet pour une vitesse de 2000 rpm Le symbole phi est d finit la section 5 2 0 000470 rm mn 0 000465 4 0 000460 4 0 000455 4 16 0 000450 4 d air kg 0 000445 4 0 000440 4 Masse 0 000435 4 0 000430 4 0 000425 T T
86. on 43 6 3 R sultats MUMETIQUES N 43 S RETE 44 6 3 2 Effet de l injection eco 47 6 3 3 Effetde l avance l allumage nt teste a D a ba uQ 47 6 3 4 Effetdel ajout d un turbo entem cites reete 49 6 4 Validation du mod le tpa edis 50 6 5 Comparaison des r sultats exp rimentaux en 52 6 5 1 Pr sentation des r sultats exp rimentaux EE a 52 6 5 2 Tjec om d eau deities daa e dE eae 56 CONCLUSION etos uD a aa eier eene ee eee ince een 58 TRAVAUX FUTURS ET PERSPECTIVES EEN 59 LISTE DES R F RENCES nn asie 61 Liste des figures Figure 2 1 Sch ma de l admission s par www Howstuffworks com ENEE 4 Figure 2 2 Photo du moteur Wankel www envenenado com 5 Figure 2 3 Photo de l arbre cames et du port d admission 9 Figure 2 4 Photo du canal de d rivation ss 6 Figure 4 1 Volume de control pour l admission eese E 10 Figure 4 2 Volume de control du cylindre u u 14 Figure 4 3 Ordinogramme du calcul de l admission esee Rice 17 Figure 4 4 Courbes de r f rences de la pression et du d bit 18 Figure 4 5 Effet du maillage sur la pre
87. ons 5 49 5 51 par rapport la temp rature ainsi que par rapport P Les quations auront donc la forme suivante I 9f 9f 9x 9 9 j 1 2 3 ox O les termes SS repr sentent les termes de la matrice A Le terme repr sente P ou T Les termes X b c sont respectivement pour le m lange pauvre et riche 1 5 8 et 1 2 5 Sous forme matricielle on a donc W E Pour le calcul des d riv es partielles selon P et T il sera n cessaire de calculer les d riv es partielles des constantes C selon P et T Ces valeurs sont les m mes pour le m lange riche et pauvre 9C 1 dK 1 dK 9C 1 dK 1 pK av or at oT PA OT 2P Kp dT OC 1 d n 9 1 1 E Kn d n ph Cor PK ar or oT P AKE ar d 4 d p 1 Ale 1 dKps Kps dE or K 2 dT T dT 4 dT AECL Jo OK p Kp r3 oT P dT 2K dT 9 __ __ 90 C 30 __C 9C 9C OP 2P Ap 2 2P 2P oP 2P oP r AA 20 alcic __3c c d 21 c GEN C ac c _ CC 9 81 Afin de simplifier les quations qui suivront les termes qui suivent seront utilis s M LANGE PAUVRE D x X X X Do Sey a X C
88. ons de faire la mod lisation poss de une soupape d admission d air en moins la pression dans le cylindre sera inf rieure la pression atmosph rique dans la plupart des cas videmment plus le RPM augmente plus la d pression dans le cylindre augmentera Aussi au point mort haut en d but d admission les deux soupapes d chappement sont ouvertes en m me temps que la soupape d admission Des gaz br l s peuvent donc se retrouver dans l admission cause des lt backflow gt discut s en 4 2 2 Voil un autre point trop complexe mod liser Cependant en connaissant les pressions dans le syst me d admission et d chappement on peut tirer certaines conclusions Voici donc les hypoth ses et simplifications La pr sence des autres cylindres n est pas consid r e dans cette simulation e Lamod lisation est en une dimension seulement e Nous n gligeons les changes de chaleur dans 18 tubulure d admission e Nous supposons un coulement permanent Nous n gligeons les ph nom nes li s la turbulence e Le moteur op re pleine charge la pression dans le collecteur d admission est donc pr s de la pression ambiante Les conditions la soupape sont les m mes que dans le cylindre e Nous ne mod lisons pas le collecteur d admission 19 e Les courbures de la tubulure sont repr sent es par une longueur quivalente 4 5 R sultats des simulations pour la partie admission Cette section pr sente les
89. ous int resse on peut se contenter de ces quatre mesures et trouver une valeur approximative pour les autres Sinon il faudrait d monter le moteur et il y a bien des chances que certains endroits ne soient pas directement accessibles pour prendre des mesures Pour ce qui est de la lev e de la soupape en fonction de l angle du vilebrequin nous avons d la mesurer directement sur le moteur Les donn es ont t amass es tous les cinq degr s de rotation de l arbre cames Voici ces donn es Tableau B 2 Mesures de la lev e de la soupape d admission Le tableau B 3 pr sente quelques donn es suppl mentaires concernant le moteur et la synchronisation des soupapes Tableau B 3 Donn es concernant le moteur et les soupapes Course piston mm 90 69 APPENDICE C DISCUSSION SUR LE RENDMENT VOLUM TRIQUE Ici ce qui nous int resse c est la masse d air introduite dans le cylindre en fonction du RPM tant donn les simplifications et hypoth ses il faut envisager un cart avec les valeurs exp rimentales L admission des gaz dans un moteur est un ph nom ne extr mement complexe mod liser La valeur utilis e pour valider le syst me sera le rendement volum trique Celui ci d pend de plusieurs facteurs Voici d abord comment est calcul e cette valeur E Efficacit rendement volum trique M Masse r ellement aspir e MA Masse d plac e M Vi Pam Va Volume d pla
90. permet de maximiser la quantit d air dans le cylindre e Avantages La pression d livr e par l injecteur d hydrog ne est plus faible que celle requise dans un syst me injection directe Cette solution a le potentiel d augmenter la puissance du moteur pour les m mes raisons que l injection directe Inconv nients Il subsiste toujours un risque d auto allumage qui est bien s r sup rieur celui observ avec l injection directe Le risque de retour de flamme n est pas compl tement limin puisque l injection peut aussi se faire lorsque la soupape d admission d air est encore ouverte Il faut s parer le syst me d admission en deux Modifier l arbre cames pour que les deux soupapes ne s ouvrent pas en m me temps Pour un moteur fabriqu en s rie on comprend donc qu il ne s agit pas d un inconv nient mais d une simple modification aux dessins de conception Le rendement volum trique peut tre fortement perturb tant donn l limination d une soupape pour l admission de l air Il peut donc en r sulter une forte diminution des performances Tout comme l injection directe il peut aussi y avoir un probl me dans la formation du m lange 2 2 4 Les moteurs de types rotatifs Avec tous les avantages et inconv nients vus pr c demment nous pouvons constater que le moteur rotatif est soi une solution au probl me occasionn par l hydrog ne Que ce soit dans un moteur Wankel ou un autre concept de moteu
91. pes l hydrog ne on un grave probl me de retour de flamme vers le Sens d admission On appelle backflash ce type de ph nom ne mais on utilise tord le terme backfire qui repr sente une explosion dans le syst me d chappement Le m lange air H2 est enflamm avant ou pendant qu il p n tre dans le cylindre et le retour de flamme de l explosion se rend jusqu au filtre air Ce ph nom ne se produit bien s r dans les moteurs munis d un syst me injection indirecte centrale ou multipoint L utilisation du carburateur provoquerait bien s r le m me ph nom ne C est la pr sence de points chauds qui causent ce probl me Plusieurs recherches ont t r alis es sur l utilisation de l hydrog ne dans le cycle Otto 41 42 Il existe plusieurs solutions pour contrer les retours de flamme en voici quelques unes avec leurs avantages et inconv nients 2 2 Les solutions Pour contrer le ph nom ne des retours de flamme il existe plusieurs solutions Comme nous le verrons dans les paragraphes qui suivent chacune de ces solutions affecte les missions polluantes de NOx 2 2 1 Injection d eau Une m thode permettant de r duire la temp rature l int rieur du cylindre est l injection d eau 36 L eau peut tre admise par le biais d un carburateur ou d un syst me d injection conventionnel Elle doit tre admise sous forme de fine gouttelette et non pas en vapeur Lorsque le m lange est allum les
92. r la figure C 3 que les valeurs de la courbe de l aire effective A sont beaucoup plus faibles que les valeurs de la courbe Ar Ici ou Ca est ce qu on appel le coefficient de d charge et est d termin de fa on exp rimentale La figure C 4 montre la valeur de ce coefficient pour diff rente valeur de L D Deux r sultats sont pr sent s soit les valeurs exp rimentales calcul es par Chapman et Novak 72 32 et les valeurs typiques du coefficient pour une soupape conventionnelle poppet soupape pr sent e dans le livre de Heywood 9 Noter ici que les valeurs de Heywood ont t modifi es pour tre appliqu es sur la section effective calcul e avec les formules de Blair te que discut plus haut Cd Chapman Novak Cd Heywood modifi 0 9 o 0 7 0 6 Coefficient de d charge 0 0 05 0 1 0 15 0 2 0 25 0 3 L D v Figure C 4 Cd Si on utilise cette distribution des valeurs du coefficient de perte de charge on obtient une section effective bien diff rente La figure C 5 pr sente l ajustement de la section de la soupape en fonction des coefficients de perte de charge des diff rents auteurs 73 AL pi D L A Blair A max physiquement possible Ae Blair A Blair Cd Chapman Novak A Heywood A Blair Cd heywood modifi 600 i e M d 500 a a 5 A a 2 0
93. r rotatif les quatre phases du cycle se font g n ralement des endroits diff rents On peut voir sur la figure 2 2 le moteur rotatif Wankel Figure 2 2 Photo du moteur Wankel www envenenado com Donc durant l admission il est presque impossible que le ph nom ne de pr allumage survienne car il n y a pas de point chaud bougie et soupape D ailleurs ces moteurs sont souvent d pourvus de soupapes ce qui constitue un tr s grand avantage l gard de la simplicit m canique Les retours de flamme sont donc pratiquement impossibles Il peut tout de m me y avoir pr allumage 2 3 La solution retenue par A PIRH un moteur a t modifi pour fonctionner l hydrog ne durant l ann e 2001 tant donn la difficult l poque de se procurer des injecteurs d hydrog ne pour l injection directe la solution adopt e pour tenter de contrer les probl mes de retour de flamme fut celle de l admission s par e Le moteur utilis est un moteur quatre cylindres de deux litres munis de 16 soupapes Celui ci est fabriqu par Suzuki et est utilis dans les Samourai Sidekick X 90 et Vitara ainsi que GM Tracker L ouverture de la soupape d air et d hydrog ne est d cal e de 70 Pour ce faire un nouvel arbre cames a t machin comme on peut le voir sur la figure 2 3 arbre cames modifi pott d admission modifi Figure 2 3 Photo de l arbre cames et du po
94. rgie d activation 20000 cal mole ou 83740 J mole Xf fraction molaire de carburant initial PHI 1 1 B gt 1 F 2 1 9 0 8 lt 1 5000 Connaissant cette vitesse on peut calculer la variation de masse br l e 9 dM Apps 16 _ ise 5 73 w La variation de la fraction massique br l e est Le 2 5 74 do dt M 40 dX La fraction de masse br l e est donc X M b 70 5 75 37 5 4 Approche utilis e pour la mod lisation de la combustion Le mod le utilis pour la combustion est un mod le deux zones c est dire une zone br l e et non br l e qui sont s par es par le front de propagation de la flamme Dans un tel type de mod le il est acceptable de supposer que la pression est uniforme dans le cylindre Cependant les temp ratures sont diff rentes dans les deux zones Pour la r solution des quations diff rentielles la m thode num rique de Runge Kutta d ordre cinq est utilis e Pour la p riode de combustion un pas de 0 01 degr est utilis tandis que pour l expansion un pas de 0 1 degr suffit L ordinogramme de la figure 5 1 repr sente le sch ma principal du module de combustion Afin de donner une bonne id e au lecteur de certaines t ches effectu es dans la partie combustion les modules Visual Basic FlameTemp bas et ECP bas sont d velopp s en d tail Le module FlameTemp bas calcule la valeur de d part de la temp rature des g
95. roup com Comme nous l avons vus la section 2 2 4 le moteur piston est mal adapt l hydrog ne m me s il est relativement simple de le faire fonctionner Pas besoin de carburateur ou syst me d injection un simple r gulateur de pression est suffisant pour faire fonctionner un moteur l hydrog ne Dans ce cas le r gulateur de pression remplace le carburateur et permet l ajout d hydrog ne d bit constant Un tel moteur est cependant tr s peu optimis et peu pratique tant donn e l absence de syst me de contr le lectronique il est impossible de maximiser les performances et la consommation du moteur Cependant cette solution reste suffisante pour un moteur de tondeuse et les autres petites applications de ce genre Le fonctionnement 59 efficace et sans probl me li au pr allumage et la formation de NOx est cependant plus complexe M me en utilisant un syst me d injection tr s sophistiqu il est pr sentement presque impossible de faire fonctionner un moteur piston avec un m lange riche en hydrog ne du moins avec l injection indirecte Entrer dans l re de l hydrog ne avec une technologie plus que centenaire semble absurde On tente tout prix de modifier le moteur piston pour permettre son fonctionnement l hydrog ne sans toutefois proposer de nouvelles solutions mieux adapt es comme les moteurs de type rotatif Le temps est venu de revoir compl tement le moteur combustion in
96. rt d admission 5 Nous avons aussi s par les conduits d admission comme on peut le voir sur la figure 2 3 La fabrication d un canal de d rivation a aussi t n cessaire pour s parer l injection d hydrog ne et l admission de l air Cette pi ce est pr sent e la figure 2 4 sortie d air c t adm ssion c t moteur Sortie H2 c t moteur support injecteurs Figure 2 4 Photo du canal de d rivation Les injecteurs utilis s sont des Siemens DEKA CNG et il y en a deux par cylindre Les modifications apport es au moteur ont t r alis es par Jean Robert Desmeules dans le cadre d un stage durant son baccalaur at La pression d injection est de 10 bars 3 REVUE DE LITT RATURE 3 1 Introduction Cette revue de litt rature traite des moteurs fonctionnant l hydrog ne ainsi que de la simulation num rique D abord un bref aper u des exp rimentations sur les moteurs hydrog ne sera pr sent et par la suite une section sera r serv e aux simulateurs num riques 3 2 Exp rimentation sur les moteurs hydrog ne Les exp rimentations concernant les moteurs hydrog ne sont tr s limit es Les tudes concernant l utilisation de l hydrog ne sont surtout concentr es sur l addition d hydrog ne dans les moteurs conventionnels Dans ce cas l hydrog ne n est pas n cessairement le carburant principal le gaz est plut t utilis pour am liorer l efficacit des moteurs et permettr
97. s Vitesse du son Chaleur sp cifique pression constante Chaleur sp cifique volume constant Coefficient de perte massique de Ferguson Diam tre nergie totale dans le syst me Force Acc l ration gravitationnelle Enthalpie sp cifique Coefficient de transfert de chaleur Enthalpie totale Masse D bit massique Nombre de Mach Pression Quantit de chaleur Constante des gaz parfaits Entropie Temp rature nergie interne sp cifique nergie interne totale Vitesse Volume sp cifique Volume Vitesse angulaire Travail Fraction massique br l e Hauteur INDICES me rd D Burned br l Perdue lost Surface Stagnation Unburned br l Soupape Wall paroi Friction SYMBOLES GRECS Densit Coefficient de friction Contrainte cisaillement Gamma Viscosit de l air 1 INTRODUCTION Depuis d j quelque temps la baisse constante des r serves de p trole nous oblige chercher de nouveaux carburants qui le remplaceront L hydrog ne semble de plus en plus tre le carburant du futur Pour se pr parer son arriv e les technologies actuelles doivent tre adapt es afin d tre compatibles ce carburant Malgr la venue des piles combustibles et des moteurs lectriques le moteur combustion interne restera une solution tr s int ressante pour fournir la puissance aux voitures et autres installations stationnaires En effet ce dernier a fait ses preu
98. s r sultats et un temps de calcul raisonnable En connaissant Mar et les conditions la soupape Pzr Tzr 16 nous pouvons calculer le d bit m cet endroit Avec cette valeur de d bit les conditions initiales dans le cylindre Pic mic Vic et 40 il est possible de calculer les nouvelles conditions dans ce dernier soit mc et Vic Une fois que nous avons calcul ces valeurs nous devons v rifier si Pzr La convergence se fait donc sur la pression Si la sortie de la tuy re n est pas gal dans le cylindre il faut recommencer le calcul pour un autre nombre de Mach Mir l entr e de la tuy re et ce jusqu convergence des r sultats La figure 4 3 pr sente l ordinogramme de ce calcul Notez que le dimensionnement de la tubulure d admission et de la soupape est pr sent dans l appendice B 5 On connait Pir et Tir partir de et Mir calculer Mar et Tar A partir de Mar et calculer var partir de Par Taret var calculer thot partir de thoy Pic Tic mic Vic et T calculer Pac mac et Vac 8 848 Pic Pac Tic mic mac et Vic Vac Valve admission air FERM E calculer Pac Tac mac et Vac A partir de Pic Tic mic Vic d 828 ALLUMAGE _ Uc E OUI Figure 4 3 Ordinogramme du calcul de l admission 17 Dans cette forme la m thode est tr
99. s soit un syst me pour la tubulure d admission et un autre pour le cylindre Les syst mes d quations seront d abord pr sent s la m thode de r solution et les hypoth ses de travail suivront Le chapitre se termine par une pr sentation de diff rents r sultats concernant uniquement Ja simulation de l admission Mentionnons que l injection d hydrog ne se fait d bit constant et est affect e par la section d ouverture de la soupape d admission d hydrog ne 4 1 Syst me d quations de la tuy re La premi re tape est la simulation des conditions dans la tuy re repr sentant la tubulure d admission Les quations qui suivent s appliquent au cas g n ral d coulement isentropique avec friction dans un conduit section variable Nous pr senterons les quations de base qui seront utilis es pour tablir le syst me d quations qui permettra de calculer dM dx dP dx et dT dx La figure 4 1 pr sente le volume de contr le sur lequel seront effectu s les calculs P dP 2 dA 2 P dP 2 dA 2 e Volume de contr le D A A dA TOU THAT 1 povtdw P P dP n V ptdo 1 4 Figure 4 1 Volume de contr le pour l admission Puisque nous avons besoin de calculer trois variables soit M P et T il faudra donc trois quations Ces trois quations seront tir es de la conservation de masse de la conservation de la quantit de mouvement et de la conservation de l nerg
100. s NEL 4 3 Approche utilis e pour la mod lisation de l admission 16 4 4 Hypotheses 8 etie Gerdes ree itte 19 iv 4 5 R sultats des simulations pour la partie admission E 20 4591 cBffetdumailllage iecit e Ga 20 4 5 2 Effet de la friction 21 4 5 3 Effet du coefficient de d charge 23 454 volution des conditions dans la 23 4 5 5 Evolution des conditions dans le cylindre oke 24 4 56 Effet de l injection d hydrog ne sur la masse d air entrant dans le cylindre Gage 26 MOD LISATION DE LA COMBUSTION sn 28 5 1 Syst me d quations pour la combustion certet MMe aes 28 5 2 E 33 5 2 1 Pr sentation des quations utilis es 34 5 2 2 Calcul des valeurs de d part ses 35 5 2 3 Fraction molaire du m lange pauvre nr 36 5 24 Fraction molaire du m lange riche 3 36 5 3 Calcul de la vitesse de flamme PAIE AEA dee EE 37 54 Approche utilis e pour la mod lisation de la combustion 38 R SULTATS EXP RIMENTAUX ET COMPARAISON AVEC LA SIMULATION 42 6 1 lege MR 42 6 2 Dispositifs exp rimentaux Seeerei entes eene 42 62 1 D roulement des tests p a n ire Lec ov ka
101. s l quation suivante qui provient de Alexandrou 11 Rep rd 4 19 A 13 4 2 Syst me d quations du cylindre Apr s avoir mod lis les conditions dans la tubulure nous devons faire la m me chose pour les conditions dans le cylindre afin de pouvoir ventuellement coupler les deux syst mes Cette section pr sente donc les quations n cessaires afin de calculer les conditions dans le cylindre selon l angle du vilebrequin Celles ci sont valides pour la phase d admission et de compression Plus tard un syst me pour la phase de combustion sera tabli et permettra le calcul du cycle complet Le volume de contr le est le cylindre tel que pr sent la figure 4 2 Admission H2 chappement PISTON Fuites Figure 4 2 Volume de contr le du cylindre Pour le calcul des conditions dans le cylindre nous souhaiterons connaitre P T et p Il nous faudra donc trois quations Ces trois quations sont l quation de la continuit la conservation de l nergie et la loi des gaz parfaits 4 2 1 Calcul de la variation de densit Dans le cas pr sent puisque la valeur de dm dt est connue tout comme la valeur de dV dt nous chercherons donc une relation pour dp dt Nous pouvons arranger l quation de continuit sous la forme suivante 40 _ 24 4 20 14 4 2 2 Calcul de la variation de temp rature Le calcul s effectue partir de la formule de la conservation de l nergie 4 5 Avec la d finitio
102. simulation de moteur hydrog ne est tr s limit e Fagelson et al 26 ont utilis un mod le deux zones quasi dimensionnel pour calculer la puissance et les missions de NOx d un moteur hydrog ne Ils ont utilis un mod le de combustion semi empirique de la forme Ge A Rem A et B sont des constantes Re est le nombre de Reynolds bas sur le diam tre et la vitesse du piston ainsi que sur les propri t s des gaz br l s Ici u et o repr sentent les vitesses de flamme turbulente et laminaire Un front de flamme sph rique est assum les pertes de chaleur sont n glig es et la formation des NOx est calcul e en utilisant 10 zones de masse constante dans les gaz br l s coupl s au m canisme de Zeldovich tendu 43 Le mod le est valid par des mesures o la quantit d hydrog ne et l avance l allumage sont vari es Prabhu Kumar et al 14 ont utilis ce mod le pour pr dire les performances d un moteur quip d un compresseur volum trique Ils ont remarqu une sur valuation du taux de variation de la pression Keck 15 a pris des mesures dans un moteur avec acc s optique fonctionnant au propane ou l hydrog ne et utilisait un mod le entra nement turbulent pour comparer la th orie l exp rience Johnson 7 a utilis le code Kiva 3V 50 d velopp au laboratoire de Los Alamos National avec le mod le standard de tourbillon d Eddy Le rendement volum trique est fix par T utilisateur dans ce
103. ssi par l utilisation du MicroGas La valeur mesur e est celle du pourcentage d oxyg ne contenu dans les gaz d chappement Celle ci permet de calculer directement la valeur de phi Mesure de la puissance et du couple Le dynamom tre utilis est un Superflow SF 742 e Syst me d injection d eau Nous avons concu un syst me d injection qui permet d injecter une quantit d eau variable de facon assez pr cise Le syst me comporte trois buses de diam tre diff rent qui ensemble permettent des d bits variables La pression du syst me est fournie par la ligne d air comprim et varie de O 100 psi par l entremise d un r gulateur ceci permet d ajuster davantage les d bits d eau Le syst me est contr l par trois sol noides L utilisateur doit donc connaitre les d bits de chaque buse et les combinaisons de ces derni res 6 2 1 D roulement des tests La quantit d hydrog ne disponible pour les tests est relativement faible c est dire qu une cellule de six bouteilles permet un fonctionnement d environ une demi heure selon le r gime de fonctionnement du moteur Il faut aussi laisser au moteur le temps de se r chauffer ce qui consomme aussi une certaine quantit d hydrog ne Le temps de r action du capteur de NOx contribue aussi de fa on importante la consommation d hydrog ne Les r serves d hydrog ne sont la principale variable qui influence l orientation des tests Les donn es relev es concernent
104. ssion la soupape 20 Figure 4 6 Effet du maillage sur les d bits la soupape 21 Figure 4 7 Influence de la friction pour une lev e faible 22 Figure 4 8 Influence de la friction pour une lev e grande A 22 Figure 4 9 Influence du coefficient Cd sisi 23 Figure 4 10 Evolution du nombre de Mach dans la tuy re sie 24 Figure 4 11 volution de T et P dans la tu re ananassa 24 Figure 4 12 volution de pression dans le cylindre eee 25 Figure 4 13 Effet de l ajout d hydrog ne sur la pression 25 Figure 4 14 Effet de l ajout d hydrog ne sur la temp rature u 26 Figure 4 15 Effet de l ajout d hydrog ne sur la masse d air frais 26 Figure 5 1 Ordinogramme du module principal de combustion 2 38 Figure 5 2 Ordinogramme du module de calcul de la temp rature adiabatique de flamme 39 Figure 5 3 Ordinogramme du module ECP bas 40 Figure 6 1 R sultats global des SIMULATIONS s EET ER 46 Figure 6 2 Effet de l injection d eau sur les missions de 47 Figure 6 3 Effet de l avance l allumage ses 48 Figure 6 4 Effet de l ajout d un compresseur cssecsssssssessesseeseesecsecsecsecsscssecsecsecuesucanessssseeseescssseseeseesees 50 Figure 6 5 Validation de rendement volum trique Sg
105. t Al Baghdadi 33 arrivent sensiblement aux m mes conclusions que Sher et Hacohen Pour ce qui est des moteurs fonctionnant uniquement l hydrog ne Khajuria et Mathur 27 ont fait des tests sur un moteur TD35 Varimax monocylindre Aucune sp cification suppl mentaire n est donn e quant au fonctionnement du moteur Ce dernier semble fonctionner sans probl me pour des valeurs phi allant jusqu 0 8 Ces r sultats sont douteux si l on se fit aux probl mes de pr allumage rencontr s normalement pour des valeurs de phi sup rieur 0 5 Sierens et Verhelst 54 ont utilis un moteur V8 GM Crusader avec un taux de compression de 8 5 1 fonctionnant sans soupape papillon Seule la quantit d hydrog ne varie pour contr ler la puissance du moteur Les auteurs observent des probl mes de pr allumage partir d une valeur de phi de 0 5 voir section 5 2 pour explication Ils observent aussi des probl mes de contamination de l huile par l hydrog ne 3 3 Les simulateurs num riques La simulation num rique est devenue un outil indispensable en ing nierie surtout lorsqu il s agit de d velopper des moteurs combustion interne En utilisant les bonnes hypoth ses et quations il est possible de recr er la r alit de fa on assez fiable La mod lisation des moteurs pistons est encore en d veloppement et suit surtout l volution de notre compr hension des ph nom nes physiques et chimiques se produisant lors de la combustion L
106. t inf rieures 48 pour un retard de 30 degr s malgr une temp rature et une pression plus lev e que dans le cas d une avance de 30 degr s Puisque la r action est court e de 60 degr s il est donc probable que ceci explique l allure de la courbe des NOx 6 3 4 Effet de l ajout d un turbo Comme nous avons pu le constater la section 6 3 1 le moteur hydrog ne a une bonne efficacit globale Malheureusement pour les valeurs de phi entrainant une bonne efficacit thermique l efficacit m canique est tr s faible Aussi nous avons vu que pour les valeurs de phi inf rieures 0 5 les missions de NOx sont tr s faibles La solution id ale pour augmenter l efficacit m canique du moteur sans pour autant diminuer son efficacit thermique serait d ajouter un compresseur En utilisant une valeur de phi de 0 5 le moteur pourrait tre la fois performant efficace et non polluant En guise de comparaison les graphiques de la figure 6 4 pr sentent diff rentes valeurs concernant le moteur modifi avec et sans turbo ainsi que des valeurs concernant le moteur d origine ayant deux soupapes d admission d air avec un turbo Dans ce cas pour ce qui est de l injection elle est de type direct et d bute apr s la fermeture des soupapes d admission En observant le graphique de l efficacit volum trique nous pouvons penser que l coulement est souvent trangl au niveau de la soupape pour le cas du moteur modifi L
107. terne et le concevoir en fonction des propri t s de l hydrog ne La technologie du moteur rotatif semble accommoder davantage ce nouveau carburant en liminant 165 probl mes de pr allumages 60 9 LISTE DES R F RENCES 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 www moteurnature com actu 2003 rx8 php www bmwtransact com hydrogen Cars 745hi htm www bmwtransact com hydrogen cars hir bm www fordvehicles com trucks ranger features specs www media ford com article_display cfm article_id 14047 DUQUET Denis G linas Gabriel Godin Bertrand 2006 Le Guide de l auto 2006 ditions du tr carr Outremont JOHNSON N L Hydrogen as a zero emission high efficiency fuel uniqueness experiments and simulation 3 Int Conf ICE97 Internal combustion engine experiments and modeling Naples Italy 1997 FONTANA G Galloni E Jannelli E and Minutillo M Numerical modelling of a spark ignition engine using premixed lean gasoline hydrogen air mixture 14 World Hydrogen Energy Conference Montreal Canada 2002 HEYWOOD John B 1988 Internal combustion engine fundamental McGraw Hill FERGUSON CR 1986 Internal combustion engine New York Wiley ALEXANDROU Andreas N 2001 Principles of fluid mechanics New Jersey Upper Saddle River Prentice Hall JOHN E A James 1974 Gas dynamics Department of mechanical engineering University of
108. tre simulateur Nous disposons ainsi d un mod le complet plus souple d utilisation 5 1 Syst me d quations pour la combustion Le syst me d quations qui est utilis est bas sur les travaux de Ferguson 10 Ces travaux sont extr mement bien d taill s et l auteur consid re un gaz semi parfait plut t qu id al c est dire qu il ne n glige pas la d pendance la temp rature de la chaleur massique Aussi la constante des gaz R est calcul e chaque it ration et est fonction de chacun des constituants du m lange Afin de pouvoir simuler l volution du syst me il faut connaitre en tout temps P T et Ty Nous aurons donc besoin de trois quations pour r soudre ce syst me trois inconnues Un module sera aussi n cessaire pour calculer la concentration de chacune des esp ces dans le m lange br l et non br l Pour un volume de contr le contenant un m lange de carburant et d air la variation de masse du syst me ouvert est donn e par m Zn 5 1 1 En appliquant la premi re loi de la thermodynamique un syst me ouvert l quation d nergie prend la forme suivante 0 5 2 7 Ici Qrosr En fonction de l angle ces deux quations peuvent tre r crites comme suit dm dm _ dm 53 de A Ge du dm dV U pun s 5 4 38 46 do 12 40 em Il manque donc deux quations celles ci seront pr sent es plus loin
109. uations 5 17 et 5 18 en fonction de l entropie du syst me 48 Q T 5 19 9 40 5 19 de 0 10 5 20 En effet 40 EI 521 d 49 40 40 140 0 5 22 dO wd w pes s 523 Q wm 5 23 Et nous savons que m m l x En comparant 5 17 et 5 18 avec 5 19 et 5 20 tout en substituant la valeur de 5 16 nous obtenons deux nouvelles quations p Te dE dP T 5 24 49 d wm 1 x LT 5 25 d 40 wmx Nous pouvons maintenant isoler les d riv s qui nous int ressent 31 dT _ hA T Any EA te 5 26 10 d w SU AP 5 27 d8 cp wm 1 x 1 40 e Calcul dela variation de pression En utilisant les valeurs de 2 et 49 dans l quation d nergie 5 4 et en faisant plusieurs manipulations nous trouverons une quation pour la variation de pression e Syst me global Voici donc le syst me d quations qui r gira les conditions dans le cylindre durant la phase de combustion et d expansion Afin de simplifier l quation de la variation de pression les quations 5 28 5 32 seront utilis es 1 dV pour 5 28 f 10 mw 1 1 h A T T v h A T T 5 29 wm cp 985 ANT h h hu h 3 y b b
110. une diminution des missions de NOx car le temps de r action diminue 17 La principale variable qui influence la formation des NOx est la temp rature maximale de combustion Nous constatons que pour des temp ratures inf rieures 2000 K les missions de NOx sont tr s faibles La pression joue aussi un r le important dans la production des NOx En effet le calcul des constantes d quilibre Kp est d pendant de la pression Son impact sera observ dans la section 6 3 3 qui traite de l avance l allumage 45 60 50 1000 rpm 2000 rpm 7 45 50 118000 rpm 22 g 4000 rpm 7 2 9 35 40 4 8 30 5 8 3 i a 2 1000 rpm 20 4 8 15 2000 rpm 3000 rpm m 10 4000 rpm 10 4 5 0d HMM 0 AE 9 2 0 4 0 6 PHI 0 8 1 12 0 2 0 4 0 6 PHI 0 8 1 1 2 100 3e 90 80 2 w 70 25 d H o 8 20 50 5 40 B 15 z 8 3 E 30 3 A 20 5 10 0 02 90 T 4500 _ 85 4000 4 e 80 3500 8 E 3000 x 1 5 D 70 3 2500 x 368 1 8 2000 P a 60 K S z Se 1500 2 8 9 1000 S 50 1 a 451 SH d 40 Se 2 0 oe m m BH 0 2 0 4 06 ppp 98 1 1 0 2 0 4 0 6 PHI 0 8 1 1 2 3500 10000 SH 1000 rpm 71000 rpm 3000 1 2000 rom
111. us pouvons le constater celle ci est compos e de quatre sections Ici P et T sont les conditions dans le collecteur d admission La figure B 2 repr sente la forme r elle de la tubulure Les chiffres repr sentent les longueurs approximatives en pouce de chacune des sections collecteur admission Moteur Figure B 2 La g om trie r elle de la tubulure d admission Les dimensions exactes de la tubulure sont pr sent es dans le tableau qui suit Tableau B 1 Les dimensions de la tubulure d admission Diam tre Diam tre Eege constante 27 variable Longueur mm 430 variable L une des valeurs les plus critiques est sans aucun doute la section engendr e par la soupape Ce calcul est pr sent dans l appendice C La valeur de la lev e permet de calculer le d bit Les dimensions de la 67 soupape sont tir es du manuel d entretien 30 La figure B 3 repr sente une soupape et les dimensions principales largeur appui diam tre t te T diam tre tige angle face Figure B 3 Soupape Les dimensions importantes sont les trois montr es sur la figure Voici donc les valeurs en question Diam tre tige 5 965 5 98 mm e Diam tre t te 30 mm mesur Angle face 45 e Largeur appui 1 1 1 3 mm D autres valeurs concernant la g om trie de la partie o la soupape est log e pourraient tre int ressantes conna tre Cependant pour le cas qui n
112. valeur de L faible Puisque nous avons n glig l inertie des gaz cette solution sera en quelque sorte une correction 4 5 3 Effet du coefficient de d charge Pour ce qui est du coefficient de d charge Ca il ne fait que corriger la section effective de la soupape tel que discut l appendice C La figure 4 9 montre l effet du coefficient Ca Sans ca g o 75 it 65 N 8 60 t Ps is tt 45 00 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 Min Min RPM Figure 4 9 Influence du coefficient Cd Comme nous pouvons le voir sur la figure 4 9 le coefficient affecte directement le d bit la soupape en corrigeant simplement l aire effective Le nouveau d bit correspond donc tout simplement au d bit pour une section plus faible La figure 4 9 pr sente l effet du coefficient sur le rendement volum trique du moteur Comme nous pouvions nous y attendre le coefficient Ca entra n une diminution du rendement volum trique L utilisation du coefficient Cy d pendra des r sultats exp rimentaux 4 5 4 volution des conditions dans la tubulure La section qui suit pr sente l volution des conditions dans la tuy re d admission pour un nombre de Mach l entr e provoquant l tranglement Mach 1 la soupape Voici d abord l volution du nombre de 23 Mach dans le syst me d admission L axe des abscisses repr sente la position en x dans la tuy
113. ves et demeure une solution fiable sans compter que les nouvelles technologies permettront d am liorer davantage l efficacit du moteur Parmi ces derni res on compte l injection directe et la photo d tonation dont le d veloppement est pr sentement en cours Dans un avenir proche le moteur piston devra donc pouvoir fonctionner avec l hydrog ne La conversion des moteurs conventionnels vers l hydrog ne pr sente certains probl mes pr sent s dans le deuxi me chapitre L Institut de recherche sur l hydrog ne a apport certaines modifications un moteur afin d en am liorer le fonctionnement Le pr sent projet de maitrise consiste donc r aliser les tests sur banc d essai du moteur modifi Les essais ont comme principaux buts la v rification du comportement du moteur face au retour de flamme la mesure des performances du moteur puissance et couple ainsi que la mesure des missions de NOx Les essais permettront donc la validation exp rimentale de la solution retenue par l IRH afin d am liorer le comportement d un moteur l hydrog ne Aucun test n a t r alis sur le moteur avant les modifications Un logiciel de simulation num rique a t d velopp afin de pr dire les performances du moteur modifi Ce logiciel a t d velopp dans le but de se doter d un outil de simulation flexible et facilement modifiable Le logiciel a aussi t d velopp dans un but acad mique Ce dernier permet de tenir
114. ydrog ne c est pour cette raison qu elle est pr sent en appendice Pour pouvoir effectuer ce calcul il faut des valeurs de d part pour chaque constituant Puisqu au premier instant de la combustion nous ne connaissons pas ces valeurs nous devrons les calculer 5 2 2 Calcul des valeurs de d part Le calcul des valeurs de d part est tr s simple Pour les m langes pauvres et riches nous ne consid rerons que les esp ces majeures qui sont H20 et Ho partir de ces valeurs et de la temp rature nous pourrons calculer les fractions molaires des esp ces mineures avec les quations 5 52 5 57 Par la suite l utilisation de toutes ces valeurs dans les quations 5 49 5 50 et 5 51 permettra de fa on it rative de d terminer les valeurs exactes des fractions molaires de chaque esp ce Voici le calcul des valeurs de d part selon le mod le majeur mineur Pour 0 1 gH 5 0 376N 420 20 1 88N 5 58 Pour 51 gH 5 02 3 76N gt 9 1 H 1 88N 5 59 Le tableau 1 pr sente la fraction molaire des esp ces majeures en fonction du ratio 9 pour le m lange riche et pauvre Tableau 1 Calcul des valeurs de d part des esp ces chimiques 1 PAUVRE gt 1 RICHE 1 2 1 88 1 88 1 88 0 1 2 1 88 1 88 1 88 2 1 2 1 88 26 09 L 35 Nous avons donc tout ce qu il faut pour effectuer les calculs ne reste qu exprimer les valeurs des

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