HOMOJEN DOLGULU SIKIŞTIRMA İLE ATEŞLEMELİ BİR BENZİN MOTORUNDA SUPAP KALKMA MİKTARININ YANMA VE PERFORMANSA ETKİLERİNİN İNCELENMESİ.

Transkript

1

2 HOMOJEN DOLGULU SIKIŞTIRMA İLE ATEŞLEMELİ BİR BENZİN MOTORUNDA SUPAP KALKMA MİKTARININ YANMA VE PERFORMANSA ETKİLERİNİN İNCELENMESİ Ahmet UYUMAZ DOKTORA TEZİ MAKİNA EĞİTİMİ ANABİLİM DALI GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ TEMMUZ 2014

3 Ahmet UYUMAZ tarafından hazırlanan HOMOJEN DOLGULU SIKIŞTIRMA İLE ATEŞLEMELİ BİR BENZİN MOTORUNDA SUPAP KALKMA MİKTARININ YANMA VE PERFORMANSA ETKİLERİNİN İNCELENMESİ adlı tez çalışması aşağıdaki jüri tarafından OY BİRLİĞİ / OY ÇOKLUĞU ile Gazi Üniversitesi Makina Eğitimi Anabilim Dalında DOKTORA TEZİ olarak kabul edilmiştir. Danışman: Prof. Dr. Can ÇINAR Otomotiv Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Doktora Tezi olduğunun onaylıyorum.... Başkan: Prof. Dr. Halit KARABULUT Otomotiv Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Doktora Tezi olduğunun onaylıyorum.... Üye: Prof. Dr. H. Serdar YÜCESU Otomotiv Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Doktora Tezi olduğunun onaylıyorum.... Üye: Prof. Dr. Can HAŞİMOĞLU Makina Mühendisliği Anabilim Dalı, Sakarya Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Doktora Tezi olduğunun onaylıyorum.... Üye: Yrd. Doç. Dr. Nureddin DİNLER Makina Mühendisliği Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Doktora Tezi olduğunun onaylıyorum.... Tez Savunma Tarihi:11 /07 /2014 Jüri tarafından kabul edilen bu tezin Doktora Tezi olması için gerekli şartları yerine getirdiğini onaylıyorum. Prof. Dr. Şeref SAĞIROĞLU Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü

4 ETİK BEYAN Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Tez Yazım Kurallarına uygun olarak hazırladığım bu tez çalışmasında; Tez içinde sunduğum verileri, bilgileri ve dokümanları akademik ve etik kurallar çerçevesinde elde ettiğimi, Tüm bilgi, belge, değerlendirme ve sonuçları bilimsel etik ve ahlak kurallarına uygun olarak sunduğumu, Tez çalışmasında yararlandığım eserlerin tümüne uygun atıfta bulunarak kaynak gösterdiğimi, Kullanılan verilerde herhangi bir değişiklik yapmadığımı, Bu tezde sunduğum çalışmanın özgün olduğunu, bildirir, aksi bir durumda aleyhime doğabilecek tüm hak kayıplarını kabullendiğimi beyan ederim. Ahmet UYUMAZ 11/07/2014

5

6 iv HOMOJEN DOLGULU SIKIŞTIRMA İLE ATEŞLEMELİ BİR BENZİN MOTORUNDA SUPAP KALKMA MİKTARININ YANMA VE PERFORMANSA ETKİLERİNİN İNCELENMESİ (Doktora Tezi) Ahmet UYUMAZ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Temmuz 2014 ÖZET Homojen dolgulu sıkıştırma ile ateşlemeli motorların düşük yüklerde ateşlenememe yüksek yüklerde vuruntu problemleri bulunmaktadır. Fakat HCCI yanması daha fakir karışımlarla gerçekleşebilmekte ve yüksek ısıl verim elde edilebilmektedir. Bu çalışmada tek silindirli, dört zamanlı, buji ile ateşlemeli bir motorun HCCI moduna dönüşümü gerçekleştirilmiştir. Motorun HCCI dönüşümü için farklı supap kalkma miktarına sahip bir değişken supap mekanizması tasarlanarak imal edilmiştir. Farklı supap kalkma miktarı (5,5, 3,5 ve 2 mm) emme havası giriş sıcaklığı (20 C-120 C) ve lambda değerleri için (λ=0,5-2) HCCI çalışma aralığı belirlenmiştir. Deney motoru farklı emme havası giriş sıcaklığı ve lambda değerlerinde /min motor hızları arasında HCCI yanma modunda çalıştırılmıştır. Silindir içi basınç, ısı dağılımı, indike ortalama efektif basınç, çevrimsel farklılıklar, motor performansı ve egzoz emisyonlarının değişimi tam yükte incelenmiştir. HCCI yanmasını sınırlayan ateşlenememe, kısmi yanma ve vuruntu bölgeleri belirlenmiştir. Emme havası giriş sıcaklığının arttırılması HCCI motorun daha fakir karışımlarla çalışmasına müsaade etmiştir. Supap kalkma miktarının azaltılması ile silindirde tutulan art egzoz gazı miktarı artış göstermiştir. Sonuçta HCCI çalışma aralığının ateşlenememe ve vuruntu sınırlarında genişleme görülmüştür. Stokiyometrik karışım oranında yapılan deneylerde /min motor hızında EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre HC emisyonları % 55,5 azalmıştır. Benzer şekilde /min motor hızında EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre CO emisyonları ise % 51,22 azalmıştır /min motor hızında stokiyometrik oranda 100 C sabit emme havası giriş sıcaklığında en düşük motor momenti EM 5,5-EG 2 ile elde edilmiştir. EM 5,5-EG 3,5 supap mekaniması ile motor momenti EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre % 9,5 azalmıştır. Bilim Kodu : Anahtar Kelimeler : HCCI, Yanma, Motor performansı, Egzoz emisyonları, Kam tasarımı Sayfa Adedi : 191 Danışman : Prof. Dr. Can ÇINAR

7 v INVESTIGATION OF THE EFFECTS OF VALVE LIFT IN A HOMOGENOUS CHARGED COMPRESSION IGNITION GASOLINE ENGINE ON COMBUSTION AND PERFORMANCE (Ph. D. Thesis) Ahmet UYUMAZ GAZİ UNIVERSITY GRADUATE SCHOOL OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES July 2014 ABSTRACT HCCI engines have misfiring and knocking problems at low load and high load respectively. However HCCI combustion can be achieved with leaner mixture and high thermal efficiency can be obtained. In this study, a single cylinder, four stroke, spark ignition engine was converted to HCCI combustion mode. A variable valve mechanism including different valve lifts was designed and manufactured for the conversion of HCCI engine. The effects of different valve lifts (5.5, 3.5 ve 2 mm), intake air temperature (20 C- 120 C) and lambda (λ=0.5-2) were investigated on HCCI combustion and HCCI operating range was determined.. The test engine was run at different intake air temperature (20 C- 120 C) and lambda (λ=0.5-2) at full load between engine speeds of rpm on HCCI combustion mode. The variation of cylinder pressure, heat release rate, indicated mean effective pressure, cyclic variations, engine performance and exhaust emissions were investigated. Misfiring, partial combustion and knocking regions that limited HCCI operating range were determined. The increasing intake air temperature let the HCCI engine operate at leaner air-fuel mixtures. The test results showed that residual gas fraction increased with decreasing of valve lifts. As a result, HCCI operating range has been expanded in terms of misfiring and knocking limits. When EM 3.5-EG 3.5 valve mechanism used, HC emissions were decreased by 55.5 % in the experiments which conducted at stoichometric mixture ratio and 1000 rpm according to EM 5.5-EG 3.5 valve mechanism. Similarly, CO emissions were decreased by 51,22 % at 1200 rpm when EM 3.5-EG 3.5 valve mechanism used according to EM 5.5-EG 3.5 valve mechanism. The minimum engine torque was obtained by EM 5.5-EG 2 valve mechanism at stoichometric mixture ratio, the engine speed of 1000 rpm and 100 C constant intake air temperature. Engine torque decreased by 9.5 % When EM 5.5-EG 3.5 valve mechanism used according to EM 3.5-EG 3.5. Science Code : Key Words Page Number : 191 Supervisor : HCCI, Combustion, Engine performance, Exhaust emissions, Cam design : Prof. Dr. Can ÇINAR

8 vi TEŞEKKÜR Çalışmalarım boyunca değerli bilgilerinden ve yardımlarından yararlandığım, beni yönlendiren tez danışmanım saygıdeğer hocam Prof. Dr. Can ÇINAR a teşekkürü bir borç bilirim. Yine kıymetli bilgilerinden ve tecrübelerinden yararlandığım tezime katkıda bulunan tez komite üyeleri Prof. Dr. Halit KARABULUT a ve Yrd. Doç. Dr. Nureddin DİNLER hocalarıma teşekkür ederim. Deney çalışmalarım boyunca yardımları esirgemeyen değerli arkadaşlarım Arş. Gör. Hamit SOLMAZ a, Arş. Gör. Emre YILMAZ a, Öğr. Gör. Dr. Emre ARABACI ya, MATLAB programı hakkında bilgi ve deneyimlerinden yararlandığım Öğr. Gör. Seyfi POLAT a teşekkürü bir borç bilirim. İmalat işlemlerinde yardımlarını esirgemeyen Koray SEYMEN e ve SEYMEN Makina çalışanlarına teşekkür ederim. Yardımları için Yrd. Doç. Dr. Tolga TOPGÜL e, Yrd. Doç. Dr. Fatih ŞAHİN e ve Yrd. Doç. Dr. Suat SARIDEMİR e teşekkürlerimi sunarım. Yine beni her zaman destekleyen değerli mesai arkadaşlarıma teşekkürü bir borç bilirim. Hayatım boyunca maddi ve manevi desteklerini hiç esirgemeyen beni yalnız bırakmayan değerli aileme teşekkür ederim.

9 vii İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET... ABSTRACT... TEŞEKKÜR... İÇİNDEKİLER... ÇİZELGELERİN LİSTESİ... ŞEKİLLERİN LİSTESİ... iv v vi vii xi xii RESİMLERİN LİSTESİ... xvii SİMGELER VE KISALTMALAR... xviii 1. GİRİŞ HOMOJEN DOLGULU SIKIŞTIRMA İLE ATEŞLEMELİ MOTORLAR HCCI Motorların Tarihçesi Kendi Kendine Kontrollü Yanma Kimyası HCCI Motorların Emisyon Karakteristikleri BUJİ İLE ATEŞLEMELİ MOTORLARDA HCCI UYGULAMASI Buji ile Ateşlemeli Motorlarda HCCI Yanma Karakteristiği Buji ile Ateşlemeli Motorlarda HCCI Yanmasının Kontrolü Buji ile Ateşlemeli Motorlarda HCCI Yanmasını ve Isı Dağılımını Etkileyen Parametreler Sıkıştırma oranı Emme havası giriş sıcaklığı Supap zamanlaması ve kalkma miktarı Yakıt özellikleri Hava/yakıt oranı Motor hızı Egzoz gazı resirkülasyonu (EGR)... 34

10 viii Sayfa 4. BENZİNLİ HCCI MOTORLARDA GAZ DEĞİŞİM İŞLEMİ HCCI Yanmasında Homojen Karışım Teşkili Art Gazların HCCI Yanmasına Etkileri Silindir Basıncı Kullanılarak Art Gaz Miktarının Hesaplanması LİTERATÜR ÖZETLERİ HCCI MOTOR İÇİN KAM TASARIMI Farklı Supap Kalkma Miktarlarına Sahip Kam Profillerinin Elde Edilmesi Farklı Supap Kalkma Miktarlarına Sahip Kam Profillerinin Klasik Spline Yöntemi ile Elde Edilmesi Harmonik Daire Yayı Kamı Yöntemi ile Kam Profillerinin Elde Edilmesi Harmonik Daire Yayı Kamının Fourier Serileri ile Ekstrapole Edilerek Kam Profillerinin Elde Edilmesi Farklı Supap Kalkma Miktarlarına Sahip Kamların Klasik Spline Yöntemi ile Tasarımı Harmonik Daire Yayı Kamının Fourier Serileri ile Ekstrapole Edilerek Farklı Supap Kalkma Miktarlarına Sahip Kamların Tasarımı ve İmali MATERYAL VE METOT HCCI Dönüşümü Yapılan Deney Motoru ve Deney Ekipmanları Deney motoru Dinamometre Laminer hava akış ölçüm sistemi İndikatör sistemi Sıkıştırma oranının değiştirilmesi Emme havası giriş sıcaklığının değiştirilmesi Hava/yakıt oranının ölçülmesi Emisyon analiz cihazı Deneylerde kullanılan yakıtlar Deney Yöntemi... 99

11 ix Sayfa 7.3. Ölçülen Verilerin İşlenmesi ve Değerlendirilmesi Motor momenti Efektif güç Özgül yakıt tüketimi ve ısıl verimin belirlenmesi Volümetrik verim Silindir içi basınç verilerinin ön değerlendirilmesi ve işlenmesi İndike ortalama efektif basınç ve net işin belirlenmesi Maksimum silindir basıncı ve basınç artış oranının belirlenmesi Çevrimsel farklılıkların analizi Politropik üssün belirlenmesi Isı dağılımı analizi Isı taşınım katsayısı ve yanma odasındaki ısı transferinin belirlenmesi Yanma verimi Gaz değişim verimi DENEY SONUÇLARININ DEĞERLENDİRİLMESİ HCCI Çalışma Aralığının Belirlenmesi HCCI Yanma Karakteristikleri Düşük supap kalkma miktarına sahip kamların HCCI yanmasına etkileri Emme havası giriş sıcaklığının HCCI yanmasına etkileri Hava/yakıt oranının HCCI yanmasına etkileri HCCI Yanmasında Çevrimsel Farklılıkların Değişimi Isıl Verim ve Özgül Yakıt Tüketiminin Değişimi Yanma Başlangıcı ve Yanma Süresinin Değişimi HCCI Yanmasında Art Gaz Miktarının Değişimi Gaz Değişim Veriminin Değişimi

12 x Sayfa 8.8. HCCI Yanmasının Egzoz Emisyonları Üzerindeki Etkileri Hidrokarbon (HC) emisyonlarının değişimi Karbonmonoksit (CO) emisyonlarının değişimi SONUÇLAR VE ÖNERİLER KAYNAKLAR EKLER EK-1 Silindir Basınç Sensörünün Motor Üzerindeki Şematik Bağlantısı ÖZGEÇMİŞ

13 xi ÇİZELGELERİN LİSTESİ Çizelge Sayfa Çizelge 3.1. Sıkıştırma ile ateşlemeli, buji ile ateşlemeli ve HCCI motorlarda yanma, verim ve emisyonlar Çizelge 3.2. HCCI yanma zamanlaması kontrol etmek için kullanılan yöntemler Çizelge ,5, 5,5, 3,5 ve 2 mm supap kalkma miktarları için supap açık kalma süreleri ve düğüm noktaları Çizelge 6.2. Supap sistemi kütleleri için kuvvet değerleri Çizelge 7.1. Deney motorunun teknik özellikleri Çizelge 7.2. Dinamometre kontrol paneli üzerindeki değişkenlerin ölçüm aralığı ve hassasiyetleri Çizelge 7.3. Basınç sensörünün teknik özellikleri Çizelge 7.4. Enkoderin teknik özellikleri Çizelge 7.5. Veri toplama kartının teknik özellikleri Çizelge 7.6. SUN MGA 1500 marka egzoz gazı analiz cihazının teknik özellikleri Çizelge 7.7. İzooktan ve n-heptan yakıtlarının bazı özellikleri Çizelge 7.8. Deneylerde kullanılan emme ve egzoz supabı kalkma miktarları

14 xii ŞEKİLLERİN LİSTESİ Şekil Sayfa Şekil 2.1. HCCI yanması... 8 Şekil 2.2. Dahili hidrojen atomunun ayrılması Şekil 2.3. HCCI, dizel ve buji ile ateşlemeli motorda emisyon değişimleri Şekil 2.4. HCCI motorlarda hava fazlalık katsayısı ve silindir içi sıcaklık değerlerine göre çalışma aralığı Şekil 3.1. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanması Şekil 3.2. HCCI yanmasını kısıtlayan alt ve üst çalışma sınırları Şekil 3.3. HCCI yanmasını sınırlayan ateşlenememe ve vuruntu bölgeleri Şekil 3.4. Egzoz gazlarının silindirde tutulması metodu Şekil 3.5. Sıkıştırma oranının HCCI yanmasına etkisi Şekil 3.6. Emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı ısı dağılımı ve basınç artış oranı üzerindeki etkileri Şekil 3.7. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasına uygun supap açık kalma süreleri ve supap kalkma miktarları Şekil 3.8. HCCI yanmasında yeniden doldurma metodu Şekil 3.9. Negatif supap bindirmesinin art gaz miktarına etkileri Şekil HCCI yanmasında RON 80 ve izooktan yaktlarının ısı dağılımına etkileri. 30 Şekil Farklı yakıtların uçuculukları ve kendi kendine tutuşma kaliteleri Şekil oktan benzin, benzin muadili izooktan ve n-heptan yakıt ve referans (PRF 95) yakıtlarının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil Hava/yakıt oranının maskimum silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil EGR nin tutuşma zamanlaması üzerindeki etkileri Şekil 4.1. Krank açısına göre farklı enjeksiyon zamanlamaları Şekil 4.2. Silindirde ölçülen basınç değerleri ile gaz değişim analizinden elde edilen silindir basıncı değerlerinin karşılaştırılması... 39

15 xiii Şekil Sayfa Şekil 4.3. Emme manifoldu basıncı ve hava/yakıt oranına göre silindir içi art gazların miktarı Şekil 5.1. Supap kalkma miktarlarının krank mili açısına göre değişimi Şekil º KMA açık kalma süresine ve 9,5 mm lifte sahip kamın yer değiştirme hız, ivme ve sıçrama grafikleri Şekil 6.2. Polar koordinatlarda 2,164 radyan (124 KMA) supap açık kalma süresine göre elde edilen kam profili Şekil 6.3. Harmonik daire yayı kamının temel geometrik tasarım parametreleri Şekil 6.4. Fourier serisi ile ekstrapole edilmiş kam profillerinin karşılaştırılması Şekil 6.5. Geometrik olarak elde edilmiş ve Fourier serisi ile ekstrapole edilmiş supap kalkma miktarlarının karşılaştırılması Şekil 6.6. Klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların supap kalkma miktarlarının karşılaştırılması Şekil 6.7. Klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların hızlarının karşılaştırılması Şekil 6.8. Klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların ivmelerinin karşılaştırılması Şekil 6.9. Klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların sıçramalarının karşılaştırılması Şekil Supap yayı için dinamik model Şekil Kam hareketine göre zamana bağlı yay kuvveti Şekil Klasik spline yöntemi ile elde edilen 124 KMA supap açık kalma süresi 2, 3,5, 5,5 ve 9,5 mm supap kalkma miktarına sahip kamların karşılaştırılması Şekil Farklı kurs miktarlarına sahip kamların supap kalkma miktarı grafiği Şekil , 3,5, 5,5 ve 9,5 mm supap kalkma miktarına sahip emme ve egzoz kamları ve supap açık kalma süreleri Şekil 7.1. Deney düzeneğinin şematik görünümü Şekil 7.2. Hava akış metresinin şematik görünümü Şekil 7.3. Laminer hava ölçüm sisteminin karakteristiği Şekil 7.4. Şim kalınlıklarına bağlı olarak sıkıştırma oranlarının değişimi... 95

16 xiv Şekil Sayfa Şekil 7.5. UEGO sensörün şematik görünümü Şekil 7.6. Yanma analizi akış şeması Şekil 7.7. Ham silindir içi basınç verilerinde zamana bağlı meydana gelen kayma Şekil 7.8. Ham silindir basıncı verilerinde meydana gelen sıfırdan sapma Şekil 7.9. Dinamik ÜÖN nın belirlenmesi Şekil Filtreleme işlemi Şekil Silindir hacmi ve silindir hacmi türevinin krank mili açısına göre değişimi Şekil Vuruntu oluşumu Şekil Silindir basıncı ve silindir basıncının 1. türevinin krank açısına göre değişimi Şekil Termodinamiğin birinci kanununa göre tek bölgeli yanma modeli Şekil HCCI yanmasında yanma safhaları ve yanma süresi Şekil Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasında yanma safhaları Şekil Krank açısına göre emme ve egzoz supabı kalkma miktarı ve silindir basıncı Şekil Supap kalkma miktarının volümetrik verime etkisi Şekil 8.1. Motor hızına bağlı indike ortalama efektif basınç değişimi ve HCCI yanmasını sınırlayan ateşlenememe, kısmi yanma ve vuruntu bölgeleri Şekil 8.2. Hava fazlalık katsayısına bağlı imep değerlerinin değişimi ve değişken supap mekanizmalarına ait HCCI çalışma bölgeleri Şekil 8.3. Emme havası giriş sıcaklığına göre imep değerlerinin değişimi ve değişken supap mekanizmaları ile elde edilen HCCI çalışma bölgeleri Şekil 8.4. Değişken supap zamanlamalarının motor torku, motor gücü ve indike ortalama efektif basınca etkileri Şekil 8.5. HCCI yanmasında efektif motor gücü ve motor torkunun değişimi Şekil 8.6. Emme havası giriş sıcaklığı ve motor hızına göre volümetrik verimin değişimi Şekil 8.7. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasının silindir basıncı, ısı dağılım oranı ve silindir gaz sıcaklığı üzerindeki etkileri

17 xv Şekil Sayfa Şekil 8.8. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasına ait P-V diyagramı Şekil 8.9. HCCI yanmasında değişken supap kalkma miktarlarının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil HCCI yanmasında emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil Emme havası giriş sıcaklığının silindir gaz sıcaklığına etkileri Şekil /min motor hızında emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncına ve ısı dağılımına etkileri Şekil EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile HCCI yanmasında motor hızının silindir basıncı ve ısı dağılımına etkileri Şekil HCCI yanmasında hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımına etkileri Şekil EM 5,5-EG 5,5 ve EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmaları ile hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil EM 5,5-EG 3,5 ile hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil Değişken supap mekanizmalarının silindir basıncı ve COV imep üzerindeki etkileri Şekil Çevrim sayısına göre imep değişimleri Şekil Değişken supap mekanizması ve hava fazlalık katsayısının ısıl verim üzerindeki etkileri Şekil Değişken supap mekanizmalarının özgül yakıt tüketimi ve ısıl verim üzerindeki etkileri Şekil EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile emme havası giriş sıcaklığının ısıl verim ve özgül yakıt tüketimine etkileri Şekil (a) Emme havası giriş sıcaklığının yanma başlangıcına ve yanma süresine etkisi (b) HFK nın yanma başlangıcına ve yanma süresine etkisi Şekil (a) Emme havası giriş sıcaklığının politropik üsse etkileri (b) Hava fazlalık katsayısının politropik üsse etkileri Şekil Emme havası giriş sıcaklığının yanma verimi üzerindeki etkileri

18 xvi Şekil Sayfa Şekil (a) Emme havası giriş sıcaklığının maksimum silindir gaz sıcaklığına etkisi (b) HFK nın maksimum silindir gaz sıcaklığına etkisi Şekil Maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımının emme havası giriş sıcaklığına göre değişimi Şekil Ardışık 50 çevrimin maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımları değişimi Şekil (a) Emme havası giriş sıcaklığının art gaz miktarına etkisi (b) HFK nın art gaz miktarına etkisi Şekil Art gaz miktarı ve HFK ya bağlı HCCI çalışma bölgesi Şekil (a)emme havası giriş sıcaklığına göre gaz değişim verimleri (b) HFK ya bağlı gaz değişim verimleri Şekil Motor hızının gaz değişim verimi üzerindeki etkisi Şekil (a) Emme havası giriş sıcaklığının HC emisyonlarına etkisi (b) HFK nın HC emisyonlarına etkisi Şekil Farklı değişken supap mekanizmalarının HC emisyonları üzerindeki etkisi Şekil Motor hızına göre HC emisyonlarının değişimi Şekil (a) Emme havası giriş sıcaklığının CO emisyonlarına etkisi (b) HFK nın CO emisyonlarına etkisi Şekil Motor hızına göre CO emisyonlarının değişimi

19 xvii RESİMLERİN LİSTESİ Resim Sayfa Resim 6.1. İmal edilen kam mili Resim 6.2. Orijinal kam mili üzerinden supap kalkma miktarı ölçüsünün alınması Resim 6.3. Modifiye edilen kam mili ve kamlar Resim 6.4. Fourier serileri ile tasarlanan ve imal edilen 2, 3,5 ve 5,5 mm supap kalkma miktarına sahip kamlar Resim 7.1. Deney motoru Resim 7.2. Dinamometre ve deney düzeneği Resim 7.3. Dinamometre kontrol paneli Resim 7.4. İndikatör cihazı Resim 7.5. Silindir basınç sensörü Resim 7.6. Enkoderin krank miline bağlantısı Resim 7.7. Deney motoru üzerinde emme havası ısıtma tertibatı Resim 7.8. Port tipi yakıt enjeksiyon sistemi ve yakıt enjektörü Resim 7.9. Egzoz hattına yerleştirilmiş UEGO sensör Resim SUN MGA 1500 marka egzoz gazı ölçüm cihazı... 98

20 xviii SİMGELER VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış bazı simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile birlikte aşağıda sunulmuştur. Simgeler Açıklama a Stokiyometrik hava/yakıt oranı a sup ap Supabın maksimum ivmesi, m/s 2 A Krank açısına göre pistonun anlık yer değiştirme miktarı, m A Yanma odası ısı transferi yüzey alanı, m 2 2 A pis Piston yüzey alanı, m 2 b 1 Merkez aralığı, mm b 2 Kam profili merkezi ile kam tepesi daire merkezi arası uzaklık, mm c Ortalama piston hızı, m/s m c p c v D dq dw Sabit basınçtaki ideal gazın özgül ısısı, kj/kgk Sabit hacimdeki ideal gazın özgül ısısı, kj/kgk Silindir çapı, m Yanma odasından sistem sınırlarına doğru birim zamanda gerçekleşen ısı transferi, kj Sistem sınırları değişimi ile piston-krank mekanizması ile birim zamanda yapılan iş, J dq gr Yanma odasına sürülen toplam ısı enerjisi, kj dq Silindir cidarlarına transfer edilen ısı, kj heat dq Net ısı dağılımı, kj net f Bir çevrimde iş yapan kurs sayısı F sup ap Supap sistemindeki toplam atalet kuvveti, kg mm/s 2

21 xix Simgeler Açıklama h h c h i h f h o Maksimum supap kalkma miktarı, mm Isı taşınım katsayısı, W/m 2 K Sistem sınırlarından giren kütlenin entalpisi, kj Yakıtın entalpisi, kj Sistem sınırlarından çıkan kütlenin entalpisi, kj H H 1 Kurs boyu, m Yanma odasına gönderilen yakıtın yanması sonucu açığa çıkan enerji, kj im ep Bir çevrim boyunca hesaplanan indike ortalama n et efektif basınç im ep Kapalı çevrim boyunca hesaplanan indike ortalama gross efektif basınç K Düzeltme faktörü d L m m a Biyel uzunluğu, m Silindir içi gaz miktarı, kg Bir çevrimde silindire alınan hava miktarı, kg/çevrim m f Bir çevrimde silindire alınan yakıt miktarı, kg/çevrim m sup ap Supap mekanizması toplam kütlesi, kg m rg Art egzoz gazı miktarı, kg m Silindir içi toplam gaz miktarı, kg tot m y Bir çevrimdeki yakıt tüketimi, kg/çevrim m i Sistem sınırlarına giren kütle miktarı, kg/s m o Sistem sınırlarından çıkan kütle miktarı, kg/s m Birim zamanda motorun tükettiği hava miktarı, kg/s h m y Birim zamanda motorun tükettiği yakıt miktarı, kg/s

22 xx Simgeler Açıklama m izook tan Birim zamanda motorun tükettiği izooktan miktarı, kg/h m n hep tan Birim zamanda motorun tükettiği n-heptan miktarı, kg/h m izook tan Bir çevrimde silindire alınan izooktan yakıt miktarı, kg/çevrim m n hep tan Bir çevrimde silindire alınan n-heptan yakıt miktarı, kg/çevrim M Ölçülen motor momenti, Nm ö M Düzeltme yapılmış motor momenti, Nm d n n i n c Motor hızı, 1/min Veri sayısı Politropik üs n Kam mili devri, 1/min kam P Silindir basıncı, Pa P Atmosferik basınç, Pa atm P e Efektif motor gücü, kw P Emme basıncı, bar em m e P egzoz Egzoz basıncı, bar P Egzoz supabı kapandığı anda silindir basıncı, bar evc P i Q Q 1 Q 2 Silindir basınç sinyali Supap açık kalma süresi, o 1. daire yayının maksimum açısı, o 2. daire yayının maksimum açısı, o Q Silindir cidarlarına transfer edilen ısı, kj heat Q f Yakıtın yanması sonucu silindire verilen enerji, kj Q Yakıtın alt ısıl değeri, kj/kg LH V

23 xxi Simgeler Açıklama Q LHV izook tan İzooktanın alt ısıl değeri, kj/kg Q n-heptanın alt ısıl değeri, kj/kg r r 2 LHV n hep tan Krank mili yarıçapı, m Kam tepesi yarıçapı, mm r Temel daire yarıçapı, mm kam Ra Ortalama aritmetik sapma ile yüzey pürüzlülüğü, µm R rg Üniversal gaz sabiti, J/kgK s S t t 1 Supabın yukarı yönde yer değiştirmesi, m Supabın anlık yer değiştirme miktarı, m Supabın kapandığı kam açısı, o Zaman sayacı, s ty Krank mili açısına bağlı olarak yanma başlangıcı, baş o KA ty Krank mili açısına bağlı olarak yanma sonu, o KA son T Atmosferik sıcaklık, K atm T Egzoz gazı sıcaklığı, K exhaust T g Silindir içi ortalama gaz sıcaklığı, C T giriş Emme havası giriş sıcaklığı, C T Yanma odası duvar sıcaklığı, K W x Supabın açıldığı kam açısı, o X X i Ortalama efektif basınçların ortalaması, Pa Ortalama efektif basınçların toplamı, Pa X rg Silindir içi art gaz miktarı oranı, % U Sistemin iç enerjisi, kj V Silindir hacmi, m 3 V 1 Krank açısına göre anlık silindir hacmi değişimi, m 3 / KA

24 xxii Simgeler Açıklama V Yanma odası hacmi, m 3 2 V Egzoz supabı kapandığı anda silindir hacmi, m 3 evc V Kurs hacmi, m 3 kurs V Hacimsel izooktan miktarı, % izook tan V Hacimsel n-heptan miktarı, % W n hep tan Pistona uygulanan iş, J W Kam milinin açısal hızı, rad/s kam W Net iş, J n et Sıkıştırma oranı Gaz değişim verimi ge Volümetrik verim V Isıl verim T yanm a Yanma verimi Krank açısı, o Hava fazlalık katsayısı Silindire alınan havanın yoğunluğu, kg/m 3 h Silindire alınan havanın hacimsel debisi, m 3 /s 50 çevrimin ortalama efektif basınç değerlerinin im ep standart sapması Kısaltmalar Açıklama AÖN ASCII ATAC Alt ölü nokta Bilgi değişimi için Amerikan standart kodlama sistemi (American Standard Code For Information Interchange) Aktif termo atmosfer kontrollü yanma (Active Thermo-Atmosphere Combustion)

25 xxiii Kısaltmalar Açıklama CAD CAI CNC Cr Bilgisayar destekli tasarım (Computer Aided Design) Kontrollü kendi kendine tutuşma (Controlled Auto Ignition) Bilgisayarlı nümerik kontrol (Computer Numeric Control) Krom COV İndike ortalama efektif basınç varyans katsayısı im ep DAQ DI DISI DIN DME EGR GDI GTL HCCI HCCI-DI HFK HRc IC imep KA KMA LPG NTC OH OKP öyt PRF RON SACI Veri toplama (Data Acqusition) Direkt enjeksiyon Direkt enjeksiyonlu buji ile ateşleme Alman Standartlar Enstitüsü Dimetil eter Egzoz gazı resirkülasyonu Benzinli direkt enjeksiyon Gaz yakıttan dönüştürülen sıvı yakıt Homojen dolgulu sıkıştırma ile ateşlemeli Pilot dizel enjeksiyonlu HCCI yanması Hava fazlalık katsayısı Rockwell sertliği İçten yanmalı İndike ortalama efektif basınç Krank açısı Kam mili açısı Sıvılaştırılmış petrol gazı Negatif sıcaklık katsayısı Hidroksil Geliştirilmiş kinetik işlem Özgül yakıt tüketimi Referans yakıt Araştırma oktan sayısı Buji kıvılcımı yardımlı sıkıştırma ile ateşleme

26 xxiv Kısaltmalar Açıklama SI TS UEGO ÜÖN VVT VVAS Buji ile ateşleme Türk Standartları Üniversal egzoz gazı oksijen miktarı (Universal Exhaust Gas Oxygen Sensor) Üst ölü nokta Değişken supap zamanlaması Değişken supap mekanizması aktivasyon sistemi (Variable Valve Actuation System)

27 1 1. GİRİŞ Motorlu taşıtlardan kaynaklanan emisyonlar çevre kirliliğine ve iklim değişikliklerine neden olmaktadır. Bu nedenle üreticilere daha ekonomik ve çevreye daha az zarar veren taşıtlar üretmesi konusunda yapılan baskılar artmaktadır. Motorlu taşıtlardan kaynaklanan zararlı egzoz emisyonlarını sınırlamak amacıyla getirilen standartlar NO x, CO ve HC gibi emisyonları önemli ölçüde azaltmaktadır. Bu zararlı emisyonların azaltılmasında egzoz gazlarının yeniden kullanılmasını sağlayan sistemler, farklı partikül tutucu filtreler ve katalitik konverterler kullanılmaktadır [1-5]. Her geçen gün egzoz emisyonları limit değerleri sınırlandırılmaktadır. Bu nedenle hem yakıt ekonomisi sağlamak hem de egzoz emisyonlarını azaltmak için kullanılması düşünülen hibrid ve elektrikli taşıtların kısa ve orta vadede günlük hayatta kullanılması pek mümkün görülmemektedir. Batarya teknolojisinin yeterli performansı vermemesi, elektrik enerjisi ile yeterli menzilde yolun katedilememesi, batarya dolum problemlerinin olması, hidrojen-elektrik dönüşümü için gerekli mekanizmaların pahalı ve pratik olmaması elektrikli taşıtların kullanımını zorlaştırmaktadır. Bu sebeple içten yanmalı motorların geliştirilmesi üzerinde yapılan çalışmalar hızla devam etmektedir [6]. Dünya çapında artan yakıt tüketimi, fosil kökenli yakıtların sınırlı rezervi, sera etkisi yapan gazların sebep olduğu küresel ısınma ve hükümetlerin emisyon sınırlamaları içten yanmalı motorlar üzerinde yapılan çalışmaların temelini oluşturmaktadır. Bununla birlikte buji ile ateşlemeli ve sıkıştırma ile ateşlemeli motorlardaki teknolojik gelişmelere rağmen, hala bir takım eksiklikler ve sınırlamalar bulunmaktadır. Dizel motorlar, yüksek sıkıştırma oranı ve şarj dolgusunu herhangi bir kısılma olmadan alabilmesi sayesinde yüksek ısıl verime sahiptir. Fakat NO x ve is emisyonları eş zamanlı olarak azaltılamamaktadır. Buji ile ateşlemeli motorlarda ise sıkıştırma oranları vuruntu probleminden dolayı arttırılamamakta bu sebeple ısıl verimleri düşük kalmaktadır. Buji ile ateşlemeli motorların ısıl verimleri dizel motorlara göre düşük olmasına rağmen ilk harekete geçişte sağladığı kolaylık, daha kolay tutuşma özellikleri ve yanmanın kontrol edilmesi avantajlarından dolayı yaygın bir şekilde kullanılmaktadır. Her iki konvansiyonel motor için katalitik konverterler, partikül tutucu filtreler ve EGR uygulaması gibi egzoz emisyonlarını azaltıcı sistemler kullanılmaktadır. Fakat bu karmaşık sistemler ek maliyetler getirmektedir. Bu dezavantajlar yeni bir yanma modu olan homojen dolgulu sıkıştırma ile ateşlemeli (HCCI)

28 2 yanma üzerinde yapılan çalışmaları arttırmaktadır. Kendiliğinden meydana gelen yanma sonucu yanma odasında homojen karışım bir anda tutuşmakta ve daha fakir karışımların yanmasına izin verilmektedir. Bu özellik HCCI yanmasının daha yüksek hava fazlalık katsayısı oranlarında gerçekleşmesini sağlayarak yakıt ekonomisini iyileştirmektedir. Buji ile ateşlemeli motorlarda katalitik konverterlerin kullanılması motorun stokiyometrik havayakıt oranlarında çalışma zorunluluğunu getirmektedir [6,7]. Bu nedenle buji ile ateşlemeli ve sıkıştırma ile ateşlemeli motorların en iyi özelliklerini üzerinde bulunduran HCCI motorlardır. Bu motorların sıkıştırma oranlarının yüksek olması sonucu ısıl verimlerinin yüksek ve egzoz emisyonlarını azaltma potansiyelinin olması önemli avantajlar getirmektedir [2-5]. HCCI motorlar, konvansiyonel buji ile ateşlemeli ve sıkıştırma ile ateşlemeli motorların benzer avantajlarına sahiptir. İdeal HCCI yanma işleminde, yanma odasının tamamında zengin ve fakir karışım bölgeleri ve sıcaklık farkları oluşmadan yüksek hava fazlalık oranı ile hava/yakıt karışımı homojen olarak hazırlanmaktadır. Homojen ve fakir dolgunun sıkıştırılması ile yanma odasındaki karışımın tümünün eşzamanlı olarak kendi kendine tutuşması sağlanabilmektedir. Böylece yanma odasında zengin hava/yakıt karışım bölgeleri mevcut olmadan, partikül madde oluşumuna neden olan öncü moleküller önlenebilmektedir. Aynı zamanda yanma sırasında parlak olmayan alev meydana gelmektedir. Yanma odasında ani meydana gelen yanma fakir karışım bölgelerinde de tutuşmayı başlatarak yanmanın gerçekleşmesine olanak sağlamaktadır [6-8]. HCCI motorunda yanma buji ile ateşlemeli motorlardaki gibi sıkıştırma zamanından önce karışımın homojen olarak hazırlanması ve sonrasında dizel motorlarındaki gibi sıkıştırılarak ateşlenmesi prensibine dayanmaktadır. HCCI yanma işleminde hava/yakıt karışımı homojen olarak hazırlandığı için yanma odasının genelinde yerel lambda ve sıcaklık farklılıkları meydana gelmemektedir. Aynı zamanda yüksek hava fazlalık oranı ile yanma odasının her noktasında meydana gelen yanma ve lokal bölgelerdeki kısmen daha düşük sıcaklıklar ile NO x emisyonları azaltılabilmektedir. Bu nedenle konvansiyonel motorlara göre HCCI motorlar bugünün ve geleceğin emisyon standartlarını karşılayabilmek için büyük bir potansiyele sahiptir. Fakat, HCCI yanma teknolojisi yanma fazının kontrolü, sınırlı çalışma aralığı, yüksek HC ve CO emisyonları gibi kendi içerisinde bazı problemlere sahiptir. Son yıllarda HCCI yanma teknolojisinde kimyasal ve fiziksel

29 3 işlemler daha iyi anlaşılmaya çalışılmakta aynı zamanda içten yanmalı motorlar ile bu yeni yanma modu arasında bağdaşan noktalar için teknik çözümler aranmaktadır [9, 10]. HCCI yanmasının buji ile ateşlemeli motorlarda uygulanmasında motor performansını artırmak için EGR, hava/yakıt oranı ve supap zamanlaması gibi faktörlerin etkileri incelenmektedir. Yüksek sıkıştırma oranlarında, emme havasının ısıtılması ile içten yanmalı motorlarda HCCI yanması geliştirilebilmektedir. Benzinli motorlarda kendi kendine ateşleme uygulamasını kalıcı hale getirmek için belirli yakıt karışımlarında ve yüksek sıkıştırma oranlarında çalıştırılması gerekmektedir. Bunun yanında tutuşma şartlarının iyileştirilmesi için emme havası giriş sıcaklığı arttırılmaktadır. HCCI yanmasının yüksek hız ve yük aralıklarında benzinli motorlara uygulanmasında değişken supap zamanlaması ve farklı supap kalkma miktarlarına sahip kamların kullanılması en etkili yöntemlerden birisi olarak görülmektedir [5, 10]. Emme havası giriş sıcaklığının arttırılması için kullanılan harici ısıtıcılar fazladan enerji ihtiyacı doğurmakta, sistemi karmaşık hale getirmekte ve maliyeti arttırmaktadır. Bu nedenle içten yanmalı motorlarda bu sistemler pek kullanışlı olmamaktadır. HCCI çalışma aralığının genişletilmesi için egzoz gazlarının ısısından faydalanılabilmektedir. Bu amaçla farklı supap kalkma miktarlarına sahip değişken kam mekanizmaları kullanılarak egzoz gazları yanma odasında tutulmakta, karışımın ısıtılması ve kendiliğinden yanma sonucu meydana gelen hızlı ısı dağılımının yavaşlatılması mümkün olmaktadır. HCCI yanması kendiliğinden meydana gelen bir yanma türü olduğundan, yanma karışımın kompozisyonundan ve termodinamik özelliklerinden oldukça etkilenmektedir. HCCI motorda değişken kam mekanizması ve emme havası ısıtma tertibatı kullanıldığında silindir içi karışımın kompozisyonu, miktarı ve kendi kendine tutuşma şartları değiştirilebilmektedir. Bununla birlikte konvansiyonel yanma türlerine göre daha sınırlı motor yükü ve motor hızı aralığında gerçekleşen HCCI çalışma aralığının değiştirilen bu parametrelerle genişletilebilmesi mümkün olmaktadır. Bu nedenle değişken kam mekanizması kullanılarak HCCI yanmasında silindir içi basınç, ısı dağılımı, indike ortalama efektif basınç, çevrimsel farklılıklar, silindir içi ortalama gaz sıcaklığı, moment, efektif güç, özgül yakıt tüketimi, ısıl verim ve art gaz miktarı değişimleri, kendiliğinden kontrollü yanma başlangıcı yanma aşamaları ve HCCI çalışma aralığı incelenerek yanma analizinin gerçekleştirilmesi gerekmektedir [7, 9-13].

30 4 Benzinli ve dizel motorlar üzerinde detaylı değişikliğe gidilmeden HCCI motora dönüşüm gerçekleştirilebilmektedir. Buji ile ateşlemeli motorlar HCCI yanma modunda çalıştırıldığında, düşük yüklerde yanan karışımın tekrar edilebilir şekilde kendiliğinden yanması esnasında bazı problemler görülmektedir. Dizel HCCI yanmasında ise düşük yüklerde basınç ve sıcaklık arasındaki ilişkiye bağlı olarak çevrimsel farklılıklar, CO ve HC emisyonları artış göstermektedir. Silindir içinde kendiliğinden yanmanın sağlanacağı yanma odası, homojen karışımın tutuşturulabilmesi için yeterince sıcak olmalıdır. Bu nedenle sıkıştırma oranı, emme havası giriş sıcaklığı arttırılmaktadır. Buji ile ateşlemeli motorlarda yanma işleminde alev cephesi meydana gelirken HCCI motorlarda yanmış ve yanmamış karışım bölgeleri meydana gelmemektedir. Fakat her iki yanma türü aynı çevrimde ısı enerjisinin ortaya çıkmasına katkıda bulunduklarından hibrid yanma modu şeklinde düşünülebilir. Birincisi karışımın buji kıvılcımı ile tutuşturularak alev cephesi halinde ilerleyen yanmadır. Diğeri ise yanma odasında birçok noktadan kendiliğinden tutuşmanın başlamasıyla meydana gelen yanmadır. Aslında dizel motorlarda tam HCCI yanması gerçekleşememektedir. Çünkü dizel yakıtların özelliğine bağlı olarak yanma odasında bazı homojen olmayan karışım formları bulunmakta ve homojen karışımın oluşturulabilmesi için yeterli zaman kalmamaktadır. Buji ile ateşlemeli motorlarda ise taze hava/yakıt karışımı ile yanma odasında tutulan art egzoz gazları arasında bazı ısıl ve dolgu tabakaları görülmektedir. Bu düşük ve yüksek sınırlarda HCCI yanma bölgelerinin genişletilmesine imkân tanımaktadır. Sonuçta HCCI yanması yanma teknolojisinde bir adım ve içten yanmalı motorlarda düşük sıcaklıkta yanmayı gerçekleştirecek gelişmenin parçası olarak görülmektedir. Bazı araştırmacılar tarafından gelecekte buji ile ateşlemeli ve sıkıştırma ile ateşlemeli motorlarda meydana gelen yanma ön karışımlı, kendiliğinden tutuşan sıkıştırma ile ateşlemeli yanma şeklinde birleşeceğini ifade etmektedirler [5]. Bu çalışmada tek silindirli, dört zamanlı, port tipi yakıt enjeksiyon sistemine sahip bir araştırma motoru üzerinde değişikliğe gidilerek HCCI yanma şartlarında çalıştırılması sağlanmıştır. Deney motorunun HCCI motora dönüşümü için farklı supap kalkma miktarlarına sahip değişken kam mekanizması tasarlanmış ve imal edilmiştir. Tasarlanan ve imal edilen değişken kam mekanizması, dönüşümü yapılan HCCI motorda kullanılmıştır. Değişiklik yapılan motor üzerinde supap kalkma miktarı, emme havası giriş sıcaklığı ve hava/yakıt oranının HCCI yanması üzerindeki etkileri araştırılmıştır. Bu amaçla deneylerde tek silindirli, sıkıştırma oranı değiştirilebilen, benzinli bir araştırma

31 5 motoru (Ricardo Hydra) kullanılmıştır. Farklı supap kalkma miktarlarına sahip değişken kam mekanizması, farklı emme havası giriş sıcaklığı ve hava/yakıt oranının HCCI yanması, motor performansı, HC ve CO emisyonları üzerindeki etkileri incelenmiştir. Dönüşümü yapılan benzinli motor HCCI yanma modunda kararlı bir şekilde çalıştırıldıktan sonra HCCI yanması çalışma aralığı elde edilmiş, düşük supap kalkma miktarına sahip kamların HCCI yanması çalışma aralığına etkileri incelenmiştir. HCCI yanması sınırlayan vuruntu, ateşlenememe ve kısmi yanma bölgeleri belirlenmiştir.

32 6

33 2. HOMOJEN DOLGULU SIKIŞTIRMA İLE ATEŞLEMELİ MOTORLAR 2.1. HCCI Motorların Tarihçesi 7 HCCI motor çalışmaları ilk olarak Onishi ve Noguchi tarafından 1979 yılında iki zamanlı benzinli motorlarda kontrollü yanma işlemi sağlayabilmek için gerçekleştirilmiştir. HCCI yanmasının iki zamanlı motorlar üzerinde uygulamasını sağlamak ve yanmanın kontrol edilmesi için art egzoz gazların enerjisinden yararlanılmıştır [14-16]. HCCI yanmasının dört zamanlı motorlara ilk uygulaması 1983 yılında Najt ve Foster tarafından yapılmıştır. Farklı motor hızlarında farklı yakıtlarla yaptıkları çalışmalarda iki zamanlı motorlardan farklı olarak silindir içi art egzoz gazlarının seviyesi azaldığı için emme havasını ısıtma ihtiyacı görmüşlerdir. Stockinger tarafından 1992 yılında yapılan çalışmada sıkıştırma oranının yükseltilmesi ve emme havası sıcaklığının arttırılması ile benzinli bir motorun HCCI yanma moduna dönüşümü sağlanmıştır. Bu amaçla 1,6 litre hacmindeki içten yanmalı bir motorun HCCI yanmasını test etmek amacıyla dönüşümü gerçekleştirilmiştir. Motor veriminin kısmi yük şartlarında %14 den %34 e kadar yükseldiği görülmüştür [17-20]. Amerika, Japonya ve Avrupa ülkeleri özel ve resmi kuruluşları ile HCCI üzerinde farklı araştırma ve geliştirme laboratuvarları kurmuşlardır. HCCI yanması üzerinde meydana gelen gelişmelerin çoğu bu ülkelerde gerçekleştirilmektedir. Nissan kısmi HCCI yanmasını ve dizel yakıt kullanan hafif ağır taşıtları üretmektedir. Honda ise iki zamanlı benzinli HCCI yanmasının uygulamalarını motosiklet motorlarında kullanmaktadır [20, 21] Kendi Kendine Kontrollü Yanma Kimyası Buji ile ateşlemeli motorlara benzer olarak HCCI motorlarda yakıt ve hava emme manifoldunda veya direkt enjeksiyonlu motorlarda olduğu gibi silindir içerisinde karıştırılır. Silindire alınmadan önce karıştırılan yakıt ve hava ön karışım halinde sıkıştırılır. Sıkıştırmanın sonuna doğru yanma, klasik dizel motorlarında olduğu gibi kendi kendine tutuşma yolu ile başlar. Sıkıştırma zamanının başlangıcında dolgunun sıcaklığı kendi kendine ateşleme için arttırılmak zorundadır. Bu işlem emme havasının ısıtılmasıyla veya silindirde sıcak yanma ürünlerinin tutulmasıyla sağlanabilir. Bu yöntemler homojen hava/yakıt karışımının yanmasının başlamasına neden olmaktadır. Şekil 2.1 de HCCI

34 8 yanma işlemi görülmektedir. HCCI yanmasında ısı dağılımı, seyreltme stratejisine, kullanılan yakıtın kimyasal kinetiklerine, sıkıştırma işlemi boyunca karışımın basınçsıcaklık ilişkisine ve termal şartlara bağlıdır. Yüksek sıcaklıklarda yanma olmasına rağmen enerjinin yaklaşık % 10 u dışarı atılmaktadır. İdeal HCCI motorlarda kendi kendine ateşleme ve yanma eş zamanlı olarak gerçekleşmekte, hızlı bir ısı dağılım oranı görülmektedir. Karışımın eş zamanlı yanmasıyla gerçekleşen ısı dağılım oranını düzenlemek için HCCI motorlar fakir veya seyreltilmiş karışımlarla çalıştırılmalıdır [5, 22]. Şekil 2.1. HCCI yanması [22] HCCI yanmasında karışımın tamamı yanmaya iştirak ettiğinden tekrar edilebilir ve daha uniform bir yanma gerçekleşmektedir. HCCI yanmasında tutuşmanın başlaması noktasında iki olgu söz konusudur. Birincisi daha önceden hazırlanmış hava/yakıt karışımı kompozisyonu, diğeri ise kendi kendine yanma işleminin başlamasıdır. HCCI yanmasının kimyasal olarak açıklanabilmesi için iki farklı varsayım bulunmaktadır. Birincisi yeterli sıcaklık ve basınç altında yanma odasındaki moleküllerin birbirine çarpması sonucu kendiliğinden gerçekleşen tutuşmadır. İkincisi ise yanma odasında aktif kimyasal merkezlerde meydana gelen zincir dallanma reaksiyonları ile tutuşmanın başlamasıdır [21, 23, 24]. HCCI yanmasında birbirine çok yakın zaman aralıklarında birden fazla kendiliğinden tutuşma reaksiyonları gerçekleşmektedir. Bu nedenle kendiliğinden yanma zamanlaması ve kontrolü için hidrokarbonların kendiliğinden tutuşma kimyası detaylı bir şekilde ele alınmalıdır. HCCI motorlarda yanmanın yayılmasına neden olan esas mekanizma sıkıştırma sonu elde edilen ısı miktarıdır. Buji ile ateşlemeli motorlardan farklı

35 9 olarak alev gelişimi ikinci planda kalmaktadır [24-26]. Reaksiyon RH yakıt molekülünden O 2 ile H in ayrılmasıyla başlar. Bu noktada HO 2 ve R form kazanır. Düşük sıcaklıklarda R O RO 2 2 ekzotermik reaksiyonu ile H O 2 ve alkilperoksit O R O O H üretilir. Bu kısım R O Olefin HO 2 2 reaksiyonu, birinci kademe yanma aşamasını önemli oranda sonlandıracak sıcaklığa ulaşana kadar devam etmektedir. Kısmen yüksek sıcaklıktaki egzotermik reaksiyonları içeren ikinci aşamada H O 2 2 ve olefin üretilir. Sıcaklık artışı hızlı bir şekilde azalmaya başlar. Daha sonra sıcaklık H O M OH OH M 2 2 reaksiyonu ikinci aşama yanmayı önemli oranda son verene kadar yavaşça artmaya başlar ve zincir yapılı termal patlama görülür. Patlama evresi boyunca O R O O H ve olefin H O 2 ve CO e ayrışır. Son olarak CO CO OH CO H 2 reaksiyonu ile CO 2 e dönüşmektedir. Bu reaksiyonlarda yanma gecikmesini belirleyen başlangıç reaksiyonlarıdır. Bu reaksiyonlar karışımın kompozisyonu, yakıtın kimyasal yapısı ve silindir içi sıcaklığa göre değişmektedir. Bu özellikler HCCI yanmasının karakteristiğini göstermektedir [8, 24, 26-28]. HCCI yanmasında sıkıştırma zamanı boyunca homojen dolgu ısıtıldığı için 600 K civarında yanma kimyası daha önemli hale gelmektedir. Bu yanma şartları altında yakıtın ayrışması düşük sıcaklık mekanizmaları ile ifade edilmektedir. Meydana gelen düşük sıcaklık mekanizmaları aşağıdaki gibi özetlenebilir [29, 30]. RH O R H O ( Başlangıç) 2 2 (2.1) R O RO ( İlk oksijen eklenm esi) 2 2 (2.2) RO R OOH ( Dahili H atomunun ayrılması) 2 (2.3) ' R OOH R O OH ( Zincir yayılma) (2.4) R OOH O HO R O ( İkinci oksijen eklenmesi) (2.5) HO R O RH HO R O H R ( Harici H atomunun ayrılması) (2.6) HO R O H HO R O OH ( Zincir dallanma ) (2.7) HO R O OR O OH ( Zincir yayılma) 2 (2.8) HO R O HO R O H ( Dahili H atomunun ayrılması) (2.9) HO R O H HO R O OH ( Zincir yayılma) (2.10)

36 10 HO R O OR O OH ( Zincir dallanma ) 2 (2.11) Başlangıçta hidrokarbon ( RH ) hidrokarbon radikali ( R ) üretmek için oksijen ile reaksiyona girer. Hidrokarbon radikali ise peroksi radikal ( RO ) 2 için oksijen ile reaksiyona girmektedir. Daha sonra dahili hidrojen atomunun ayrılması gerçekleşmektedir. Şekil 2.2 de hidrojen atomunun ayrılması görülmektedir [29]. Şekil 2.2. Dahili hidrojen atomunun ayrılması [29] R O O H radikali OH radikalini elimine etmek için reaksiyona girer (Eş.2.4). İkinci O 2 ilavesiyle peroksi radikali (Eş.2.5) meydana gelir [5,31]. Daha sonra keto hidroperoksid meydana gelir ve yaklaşık 800 K sıcaklıkta ayrışır (Eş.2.10). Bunun sonucunda OH radikali üretilir (Eş.2.11). Hidrojenin ayrışması reaksiyonunda (Eş.2.3) hidrokarbon zincirinden hidrojen atomu ayrılarak molekül izomerleşir. Eş. 2.1 ve Eş iki kademeli tutuşma olarak bilinen aynı zamanda negatif sıcaklık katsayılı bölgeyi (NTC) ifade etmektedir. Düşük sıcaklıklarda oksijen ilavesi (Eş. 2.2 ve Eş 2.5) ile zincir dallanma reaksiyonları görülür (Eş. 2.7 ve Eş. 2.11). Zincir dallanma reaksiyonları karışımın sıcaklığının hızlı bir şekilde artmasına neden olur. Düşük sıcaklıklarda devam eden reaksiyonlar yavaş fakat gözlenebilir biçimdedir. Negatif sıcaklık katsayılı bölgenin altındaki sıcaklıklarda bu reaksiyonlar tarafından salınan enerji yavaş bir şekilde sıcaklığı arttırır. Artan sıcaklıkla reaksiyon oranı artar ve sıcaklık artışı hız kazanır. Bu kısım tutuşmanın birinci kademesini oluşturur. Negatif sıcaklık katsayılı bölgeye ulaşana kadar sıcaklık artar. Daha sonra infilak şeklinde yanma görülür. Bu ise tutuşmanın ikinci kademesini oluşturur [5].

37 K dolayında ısıtılan dolgu yeni bir dizi kimyasal reaksiyonların aktive edilmesine neden olmaktadır. Bunlar aşağıda belirtilen ara sıcaklık reaksiyonlarıdır. RH O R H O ( Başlangıç) 2 2 (2.12) H O RH H O R ( Yayılm a) (2.13) H O M O H O H M ( Zincir dallanm a ) 2 2 (2.14) HCCI yanması zincir dallanma reaksiyonları (Eş.2.14) aktif olduğunda meydana gelmektedir. Reaktif karışımda biriken hidrojen peroksid ( H O ) 2 2 ayrışır ve ayrışan her iki hidrojen peroksid için iki hidroksil radikali ( OH ) üretilir. Eş ile belirtilen reaksiyonda HCCI yanması boyunca OH form kazandığı için H O 2 2 konsantrasyonu hızlı bir şekilde azalır. Bunun sonucunda reaksiyona giren karışımın sıcaklığı artar ve etkin zincir dallanma dizisi harekete geçirilir. Bu reaksiyon dizisi yüksek sıcaklık zincir dallanma dizisinin gerçekleşebileceği yeterli sıcaklığa ulaşana kadar ilerler. H O O OH 2 reaksiyonu tarafından kontrol edilen zincir dallanma reaksiyonları tüm HCCI yanmasına yön vermektedir. Düşük sıcaklık reaksiyonu HCCI yanma kimyasını direkt olarak etkilemez. Fakat ısının açığa çıkmasına neden olduğundan tutuşmanın hızlanmasına neden olmaktadır. Sıkıştırma işlemi ile güçlendirilen ısı dağılımı reaktif karışımın Eş de görüldüğü gibi tutuşma sıcaklığına ulaşmasına yardımcı olur [32]. HCCI motorlarda hidrojen peroksidin ayrışması (Eş.2.14) tutuşmayı tetikler. Ayrışma işlemi reaktif moleküllerin kinetik enerjisi H O O H kimyasal bağ enerjisinin kırılmasına neden olabilecek seviyeye ulaştığında gerçekleşir. Tutuşma K sıcaklık değerleri arasında gerçekleşir. Bu tutuşma sıcaklığı HCCI yanma özelliğini ifade etmektedir [5, 33] HCCI Motorların Emisyon Karakteristikleri HCCI yanması kendi kendine zayıf veya seyreltilmiş hava/yakıt karışımının ateşlenmesiyle meydana gelen ön karışımlı bir yanma türüdür. HCCI yanmasında konvansiyonel yanma türlerinden farklı olarak karışımın küçük bir miktarı alevin önünde bulunmaktadır. Yanma işlemi aynı anda ani olarak meydana geldiği için yanmış gazlardaki kompresyon etkisi ortadan kalkmaktadır. Bunun sonucunda yanma sonu yüksek sıcaklık bölgeleri ortadan kaldırılmış olmaktadır. Hava miktarının fazla olması nedeni ile yanma odasının her yerinde yanma sonu gaz sıcaklığı azalmaktadır. Maksimum yanma sıcaklığı 1800 K in altında

38 12 tutulabildiği için açığa çıkan NO x emisyonları azalmaktadır. Aynı zamanda fakir ön karışımın hazırlanması nedeni ile açığa çıkan duman seviyesi azaltılabilmektedir. HCCI motorlarda silindirde tutulan egzoz gazlarının miktarı değiştirilerek veya sabit hava akış oranında yakıt miktarının değiştirilmesiyle yük değiştirilebilmektedir. Bu nedenle HCCI yanma teknolojisi dizel motora yakın yanma verimi ve düşük egzoz emisyonları bakımından önemli avantajlara sahiptir. Fakat zayıf yanma veya seyreltme işlemi yanmanın tamamlanması için gerekli olan sıcaklığın düşmesine neden olabilmektedir. Sonuçta ateşlenememe problemi görülmektedir. Bu nedenle buji ile ateşlemeli motorlarda olduğu gibi belirli hava/yakıt oranlarında HC emisyonlarının arttığı görülmektedir. Aynı zamanda düşük yanma sonu gaz sıcaklığına bağlı olarak piston ve segman kenarlarında, yanma odasında oyuk bölgelerde kalan yanmamış yakıt, HC emisyonlarının artmasına ve CO emisyonlarının üretilmesine neden olmaktadır. Bununla birlikte silindirde homojen karışımın oluşmaması ve yakıtın iyi atomize edilememesi sonucu bölgesel zengin karışım bölgeleri oluşmakta ve is emisyonları artabilmektedir [5, 22, 34]. İçten yanmalı motorlarda NO x ve is emisyonları eş zamanlı olarak azaltılamamaktadır. HCCI motorlarda ise NO x ve is emisyonlarını birlikte azaltmak mümkündür. NO x emisyonlarının oluşmasında üç temel kaynak bulunmaktadır. Bunlar termal NO x oluşumu, hazır NO x oluşumu ve yakıt NO x oluşumudur. Hazır NO x oluşumu alev cephesinde direkt meydana gelen NO x oluşumu formasyonudur. Yakıt NO x oluşumu ise yakıt içerisindeki nitrojen ile havadaki oksijenin reaksiyona girmesi ile meydana gelir. Termal NO x oluşumu ise yanma sonu gaz sıcaklığına bağlı olarak meydana gelmektedir. Şekil 2.3 de sıkıştırma ile ateşlemeli, buji ile ateşlemeli ve HCCI motorların emisyon karakteristikleri karşılaştırılmaktadır. Aynı zamanda sıcaklık ve eşdeğerlik oranına bağlı emisyonların değişimi görülmektedir. HCCI motorların fakir karışımlarla çalışabilmesi sonucu hem yakıt ekonomisi sağlanmakta hem de üç yollu katalitik konverterli buji ile ateşlemeli motorlara göre daha az NO x emisyonu açığa çıkmaktadır. HCCI yanmasında fakir karışım yanma sonu gaz sıcaklığının azalmasına neden olarak oksijen ile azot molekülleri arasındaki oksidasyonu yavaşlatmaktadır. Düşük sıcaklıkta meydana gelen yanma ile NO x emisyonları azaltılmaktadır. Dizel motorlarda ise eşdeğerlik oranının artması is emisyonlarının artmasına neden olmaktadır. Bunun tersine eşdeğerlik oranı azaltılmaya başlandığında yanma sonu gaz sıcaklığı artarak NO x oluşumu meydana gelmektedir. HCCI motorda karışımın homojen olması ve daha fakir karışımlarla çalışabilmesi hem is hem de

39 13 NO x emisyonlarının azaltılmasına yardımcı olmaktadır. Buji ile ateşlemeli motorlarda yüksek yanma sonu gaz sıcaklıklarında meydana gelen NO x emisyonlarını azaltmak için katalizörler kullanılmaktadır. Dolayısıyla HCCI yanması düşük eşdeğerlik oranı ile kısmi yüklerde gerçekleşmektedir. Stokiyometrik hava-yakıt oranına yaklaştıkça yanma sonu gaz sıcaklığı artış göstermekte, homojen karışımın seyreltilmesi gerekmektedir [5, 22, 35-37]. Şekil 2.3. HCCI, dizel ve buji ile ateşlemeli motorda emisyon değişimleri [35] Sıkıştırma ile ateşlemeli ve buji ile ateşlemeli yanmaya göre HCCI yanmasının çok fakir karışımlarla gerçekleşmesi düşük yanma sonu sıcaklıklarına neden olmakta HC emisyonlarını arttırmaktadır. Meydana gelen düşük yanma sonu gaz sıcaklığı oksidasyon reaksiyonlarını yavaşlatmaktadır. EGR miktarı arttırıldığında ise ısı dağılım hızı yavaşlatılmakta düzensiz ve kısmi yanma gerçekleşerek motorun tekleyerek çalıştığı görülmektedir. Şekil 2.4 de HCCI motorlarda hava fazlalık katsayısı ve silindir içi sıcaklık değerlerine göre çalışma aralığı görülmektedir [35]. Yanma sonu gaz sıcaklıklarının azalması özellikle daha soğuk olan silindir cidarlarında alevin sönmesine neden olarak, oksidasyon reaksiyonlarının gerçekleşmesine engel olmaktadır. Bunun sonucunda eksik yanma ürünü olan CO emisyonlarının artışı görülmektedir [38-40].

40 14 Şekil 2.4. HCCI motorlarda hava fazlalık katsayısı ve silindir içi sıcaklık değerlerine göre çalışma aralığı [35] HCCI yanmasında yanmanın tam olarak gerçekleşmemesi sonucu HC ve CO emisyonları artmaktadır. Homojen karışımın oluşturulamaması, silindir cidarları üzerinde alevin sönmesi HC emisyonlarının artmasına neden olmaktadır. Aynı zamanda homojen karışımın fakir olması, yanma odası gaz sıcaklıklarının azalmasına neden olarak CO 2 oluşumunu yavaşlatmaktadır. CO in CO 2 e dönüşümü için yanma odasında minimum gaz sıcaklığının K e ulaşması gerekmektedir. HCCI yanmasında daha düşük yanma sonu silindir gaz sıcaklığının elde edilmesi CO emisyonlarını arttırmaktadır. Daha zengin karışımlarda ise meydana gelen hızlı ısı dağılımı sonucu yanma süresi kısalmaktadır. HCCI yanmasının bu özelliği yanmanın Otto çevriminde olduğu gibi sabit hacim yanmasına yaklaştırmaktadır. Sabit hacime yakın şekilde meydana gelen yanma sonucu net iş arttırılabilmektedir. Aynı zamanda buji ile ateşlemeli motorlardan farklı olarak gaz kelebeği tam açık olduğundan pompalama kayıpları azalmaktadır. Bunun sonucunda HCCI yanmasının kararlı ve tekleme yapmadan sağlanması sonucu ısıl verim arttırılabilmektedir [5, 41].

41 15 3. BUJİ İLE ATEŞLEMELİ MOTORLARDA HCCI UYGULAMASI 3.1. Buji ile Ateşlemeli Motorlarda HCCI Yanma Karakteristiği HCCI motorlar, buji ile ateşlemeli motorlarla karşılaştırıldığında NO x emisyonlarında önemli ölçüde azalma ve yakıt ekonomisinde ciddi iyileşmeler görülmektedir. HCCI yanmasının benzinli motorlarda kullanımının sağladığı en önemli avantajlar; ısı dağılım işleminin ve kendi kendine ateşlemenin daha kolay başlatılabilmesidir. Buji ile ateşlemeli motorların sıkıştırma oranları sıkıştırma ile ateşlemeli motorlara göre düşük olduğundan kimyasal kinetiklerin kontrol ettiği kendi kendine tutuşma işlemi için benzinli motorlarda sıkıştırma oranları arttırılmalıdır [5, 25]. Buji ile ateşlemeli motorlarda yanma alev cephesi tarafından yanmış ve yanmamış gaz bölgesi şeklinde ayrılmaktadır (Şekil 3.1). Yanmamış gazın bulunduğu bölge son gaz bölgesidir. Yüksek sıkıştırma oranlarında son gaz bölgesinin sıcaklığı kendi kendine tutuşmanın gerçekleşeceği sıcaklığa ulaşır. Bu ani tutuşma, basıncın hızla artmasına ve vuruntuya neden olmaktadır. Meydana gelen bu vuruntu piston ve motor parçalarına zarar vermektedir. Son gaz bölgesinde lokal olarak artan kızgın sıcak noktalarda tutuşma başlar. Kızgın noktaların tutuşması ve basıncın artışı ile alevin yayılması ve vuruntu dalgalarının oluştuğu görülür [5, 25]. Şekil 3.1. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanması [25] Buji ile ateşlemeli motorlarda sıkıştırma oranları vuruntu ihtimali ve yüksek oktanlı yakıt kullanma zorunluluğundan dolayı arttırılamamaktadır. Sonuçta buji ile ateşlemeli motorların ısıl verimleri dizel motorlara göre düşüktür. Fakat günümüzde buji ile

42 16 ateşlemeli motorların ısıl verimleri düşük olmasına rağmen yaygın bir şekilde kullanılmakta, yakıt tüketimi ve çevreye salınan egzoz emisyonları artmaktadır. Egzoz emisyonlarını azaltıcı sistemlerin getirdiği ek maliyet ve bu sistemleri kullanan motorların stokiyometrik oranlarda çalışma zorunluluğu buji ile ateşlemeli motorlarda HCCI yanması üzerine yapılan çalışmaları arttırmıştır [5, 21, 25, 42]. HCCI yanmasında buji ile ateşlemeli yanmadan farklı olarak alev cephesi olmadan yanma reaksiyonları yanma sürecinin her anında silindirde eş zamanlı gerçekleşmektedir. Bu sebeple HCCI yanmasında türbülans buji ile ateşlemeli ve sıkıştırma ile ateşlemeli yanmada olduğu kadar büyük önem arz etmemektedir. Homojen dolgunun kendiliğinden yanması işleminde yanma türbülans yerine hava/yakıt oranı ve emme havası giriş sıcaklığından etkilenmektedir. HCCI/CAI yanmasında silindirde eş zamanlı reaktif emme dolgusu olduğundan sıkıştırma ile ateşlemeli ve buji ile ateşlemeli yanmaya göre tekrar edilebilir ve uniformdur. HCCI yanması homojen ön karışımın birçok noktadan eş zamanlı tutuşması ile başlar ve buji ile ateşlemeli yanmadan daha hızlı bir ısı dağılımı görülmektedir. Fakir karışımlarda HCCI yanması sağlandığında özgül ısıların oranı artmaktadır. Bununla birlikte daha düşük yanma sıcaklığı ve daha yüksek sıkıştırma oranına bağlı olarak ısı kayıpları azalmakta, daha hızlı bir yanma meydana gelmektedir [5, 21, 22]. HCCI motorlarda yük hava/yakıt oranı ve silindirde bırakılan egzoz gazları ile kontrol edilmektedir. Gaz kelebeği olmadığından özellikle kısmi yüklerdeki pompalama kayıpları ortadan kalkmakta, buji ile ateşlemeli motora göre verim artmaktadır. Fakat fakir ve seyreltilmiş karışım tam yanmanın gerçekleşmesi için gerekli sıcaklığı azaltmakta, oksidasyon reaksiyonları yavaşlamaktadır. Dolayısıyla kısmi yanma gerçekleşmekte HC ve CO emisyonları artış göstermektedir [43]. Motor yükü azaldığında egzoz supabı kapanma zamanlaması avansa alınarak, silindirde tutulan art egzoz gazı miktarı arttırılır. Silindirde tutulan art egzoz gazları yanma odası sıcaklığını arttırarak yanma reaksiyonlarının gerçekleşmesine yardımcı olmaktadır. Aynı zamanda emme supabı açılma zamanlaması rötara alınarak tutulan art egzoz gazların emme portundan geri akışı engellenmektedir [5, 43]. HCCI yanması sonucu meydana gelen zincirleme reaksiyonlarda zincir taşıyıcı popülasyon artarak büyümeye devam eder ve kendi kendine yanmaya neden olur [32, 44]. Buji ile

43 17 ateşlemeli motorlarda meydana gelen ani kimyasal patlama motora zarar verir ve son gaz bölgesinde vuruntuya neden olur. Fakat HCCI ve dizel yanmasında meydana gelen bu ani patlama normal yanmanın başlangıcını göstermektedir. Dolayısıyla HCCI yanması yanma odasının tamamında hemen hemen aynı anda meydana gelen kendi kendine tutuşma reaksiyonlarını içeren bir yapıya sahiptir [5, 32, 43, 44] Buji ile Ateşlemeli Motorlarda HCCI Yanmasının Kontrolü HCCI yanması benzinli motorlarda uzun süredir incelenmesine rağmen hala bazı problemlerle karşı karşıyadır. HCCI yanma işlemi basınç, sıcaklık ve hava-yakıt karışımının kompozisyonu ile kontrol edilebilmektedir. Böylece kendi kendine yanma işlemi doğru zamanda başlar ve ısı dağılımı kontrol edilerek yanma işlemi devam eder. Bunun yanında kimyasal kinetikler HCCI yanma işleminin kontrolünde kritik rol oynamaktadır. İdeal HCCI yanması ile ön karışımlı hava/yakıt karışımı kontrollü bir şekilde kendi kendine ateşlenmektedir. Bu yanma ön ateşleme olmaksızın içeri alınan hava/yakıt karışımının eş zamanlı reaksiyona girmesi ile gerçekleşmektedir. Bu nedenle HCCI yanmasında ısı dağılım işlemi buji ile ateşlemeli motorlardan daha hızlı gerçekleşmektedir [5, 32]. HCCI motorlarda yanma alev cephesinin gelişimi halinde değil, silindir boyunca homojen olarak gelişmektedir. Sıkıştırma ile ateşlemeli motorlara benzer şekilde karışımın kendi kendine ateşlenebilmesi için yüksek sıkıştırma oranına ihtiyaç duyulmaktadır [45]. Sıkıştırma oranının arttırılmasıyla dolaylı olarak kontrol edilen yanma doğru zamanda başlamalıdır. HCCI motorların sağladığı bu avantajlar sıkıştırma ile ateşlemeli ve buji ile ateşlemeli motorların yanında kullanımını cazip hale getirmektedir. Çizelge 3.1 sıkıştırma ile ateşlemeli, buji ile ateşlemeli ve HCCI motorlar için yanma, verim ve emisyonların seviyelerini göstermektedir [46].

44 18 Çizelge 3.1. Sıkıştırma ile ateşlemeli, buji ile ateşlemeli ve HCCI motorlarda yanma, verim ve emisyonlar [46] Buji ile ateşlemeli yanma Sıkıştırma ile ateşlemeli yanma HCCI yanması Verim Emisyonlar Yanma zamanlaması Vuruntu sınırlı Düşük Buji kıvılcımı Yüksek Yüksek NO x ve Yakıt enjeksiyonu partikül Yüksek Yüksek CO ve HC Sıcaklık ve basınca bağlı HCCI yanmasının benzinli motorlarda kullanımını sağlamak için silindire alınan havanın sıcaklığı arttırılmaktadır. HCCI yanmasının sağlanması için üç önemli sınır bulunmaktadır. Bunlar ateşlenememe, kısmi yanma ve vuruntu sınırlarıdır. HCCI çalışmasının daha geniş yük ve motor hızı aralığında sağlanması için EGR, değişken supap zamanlaması, farklı supap kalkma miktarlarına sahip kamların kullanılması ve emme havası giriş sıcaklığının değiştirilmesi gibi yöntemler kullanılmaktadır. Yüksek EGR oranlarında emme dolgusunun H 2 O ve CO 2 içeriği artmaktadır. Sonuçta bölgesel fazda ateşlenememe meydana gelmektedir. Bunun yanında EGR miktarı hava fazlalık katsayısı arttığı zaman arttırılmalıdır. Çünkü emme girişinde daha fazla O 2, daha az CO 2 ve H 2 O içeriği bulunmaktadır. Bu nedenle daha stabil ateşleme ve devam eden bir yanma sağlanmaktadır. Yakıt miktarı azaldığında ise net ısı dağılımı azalmaktadır. Böylece ortalama yanma sıcaklığının aşamalı azalması yanmamış dolgu miktarının artmasına, CO ve HC emisyonlarının da aynı şekilde artmasına neden olmaktadır [5]. HCCI yanmasını alt sınırlarda tutan en önemli faktör ateşlenememe ve yanma veriminin azalması problemlerine bağlı olarak meydana gelen CO emisyonlarının artışıdır. Şekil 3.2 de HCCI çalışma aralığını kısıtlayan faktörler görülmektedir. Düşük yüklerde yanma verimini arttırmak ve CO emisyonlarını azaltmak için yanma sonu gaz sıcaklığı yükseltilmelidir. Yanma sonu gaz sıcakığının arttırılması için uygulanan yöntemlerden biri kendiliğinden yanmanın avansa alınmasıdır. Bu, yanma işlemi boyunca silindirdeki gazın sıkıştırılması temayülünü arttırır. Yanmanın avansa alınması için karışımın ısıl enerjisinin daha fazla olması gerekmektedir. Sonuçta kendi kendine tutuşma sıcaklığına daha önce ulaşılmaktadır. Diğer kontrol metodu, kademeli dolgu ile zengin karışım bölgelerinde lokal hava/yakıt oranının azaltılmasıdır. Zengin karışım daha yüksek yanma sonu gaz sıcaklığına

45 19 neden olur. Kademeli dolgu direkt yakıt enjeksiyonlu motorlarda enjeksiyon zamanlamasının rötara alınması ile gerçekleştirilebilmektedir [5]. Düşük motor yüklerinde CO emisyonlarının azaltılmasında uygulanan diğer yöntemler; emme havası basıncının azaltılarak, art gaz miktarının arttırılmasıdır [47]. Emme havası giriş basıncının azaltılarak silindir içi art egzoz gazı miktarının arttılması, yanma sonu gaz sıcaklığını arttırmaktadır. Daha düşük egzoz gazı akış oranlarında, art gazlar CO emisyonlarının azaltılmasına neden olmaktadır [48]. HCCI yanmasını kısıtlayan üst sınır düzensiz yanma ve kabul edilemez seviyelerde gerçekleşen vuruntudur. Yüksek motor yüklerinde bir çevrimde silindire verilen yakıt miktarının artışına bağlı olarak yetersiz seyreltme işlemi vuruntulu yanmaya neden olmaktadır. Daha az seyreltilen karışım daha fazla ısı açığa çıkarmakta, yanma sonu gaz sıcaklığı artmaktadır. Daha yüksek gaz sıcaklığı vuruntulu yanma eğilimini arttırmaktadır [49]. HCCI yanmasını vuruntu sınırında genişletmek için yanma zamanlaması rötara alınabilmektedir. Yanmanın rötara alınması, yanma işlemi boyunca yanma odası hacminin genişlemesine neden olacağından, yanma sonu gaz sıcaklığı ve kimyasal reaksiyon oranı azalır. Sonuçta vuruntu eğilimi ve düzensiz yanma engellenebilmektedir. Bunun aksine yanma başlangıcının geciktirilmesi çevrimsel farklılıkları arttırarak ateşlenememe probleminin meydana gelmesine neden olur. Bunun nedeni düşük sıcaklık reaksiyonları boyunca üretilen radikaller ve ortaya çıkan ısıdır. Silindir içinde yanmanın gerçekleştiği hacmin genişlemesinden dolayı gaz sıcaklığı hızlı bir şekilde azalır. Sonuçta açığa çıkan düşük ısı, yüksek sıcaklık reaksiyonlarının gerçekleşmesi için yetersiz kalmaktadır [5, 47, 50]. Şekil 3.2. HCCI yanmasını kısıtlayan alt ve üst çalışma sınırları [5]

46 20 HCCI yanmasında aynı zamanda çevrimden çevrime görülen değişiklikler artarak devam eden CO ve HC emisyonlarına neden olduğunu, daha fakir karışımla çalışma yapıldığında ısıl verimin azaldığı görülmektedir [47, 51]. Şekil 3.3 de HCCI yanmasını sınırlayan ateşlenememe ve vuruntu bölgeleri hava/yakıt oranı ve emme havası giriş sıcaklıklarına bağlı olarak görülmektedir. Düşük emme havası giriş sıcaklıklarında hava fazlalığı arttırılamamaktadır. Giriş sıcaklığının düşük olması fakir karışımın ateşlenememesine neden olmaktadır. Emme havası giriş sıcaklığının arttırılması kendiliğinden kontrollü yanmanın daha fakir karışımlarda gerçekleşmesine yani hava fazlalığının artmasına imkân tanımaktadır [5, 47]. Şekil 3.3. HCCI yanmasını sınırlayan ateşlenememe ve vuruntu bölgeleri [47] HCCI motorların dezavantajı düşük yüklerde HC ve CO emisyonlarının fazla, yüksek yüklerde ısı dağılım oranının ve maksimum basıncın fazla olmasıdır. Bu nedenle HCCI yanmasının sağlandığı çalışma aralığı daralmaktadır. HCCI yanmasını daha iyi hale getirmenin en etkili yolu, değişken supap zamanlama sistemini kullanmaktır. Tam değişken supap mekanizması ile bir önceki çevrimden kalan egzoz gazları karışımın kompozisyonunu, sıcaklığını ve yanmayı etkiler. Sıcak egzoz gazlarının miktarı değiştirilerek karışımın sıcaklığı ve kompozisyonu ayarlanabilmektedir [2, 52]. HCCI yanmasının dört zamanlı benzin motorlarındaki uygulaması için en önemli nokta emme dolgusunun ısıtılmasıdır. HCCI yanmasının sağlanabilmesi için kendi kendine ateşlemenin gerçekleşeceği sıcaklığa ve basınca ulaşana kadar sıkıştırma oranının artırılması gerekmektedir. Fakat hem benzinli motor hem de HCCI yanması isteniyorsa değişken sıkıştırma oranı sağlayan mekanizmalara ihtiyaç vardır. Bunun yanında benzinli motorlarda HCCI yanması işleminin uygulanmasının başarılı ve pratik yolu yanmış

47 21 gazların kullanılması işlemidir. Çünkü bu gazların ısıl enerjisi kendi kendine ateşleme sıcaklığı için dolgu sıcaklığını arttırarak, ısı dağılım oranının daha faydalı kullanılmasına neden olmaktadır [5, 43]. HCCI yanmasının sağlanması için yanmış gazların kullanılmasında iki yöntem bulunmaktadır. Art egzoz gazlarının silindirde tutulmasındaki ilk yaklaşım egzoz supaplarının erken kapatılmasıdır. Egzoz zamanı boyunca egzoz supabının daha erken kapanması art gazlarının tutulmasını sağlar. Bunun için silindir içerisinde tutulan egzoz gazlarının emme manifoldundan geri akışını önlemek amacıyla emme supapları ÜÖN dan sonra açılması gerekmektedir. Bu yaklaşım negatif supap bindirmesi olarak bilinmektedir. İkinci yaklaşım ise egzoz gazları silindirden atıldıktan sonra tekrar silindire alınması işlemini içermektedir. Negatif supap bindirmesi ile karşılaştırıldığında silindirden atılan egzoz gazlarının yeniden silindire alınması metodu daha düşük dolgu sıcaklığına neden olmaktadır. Çünkü bir miktar ısı egzoz gazının değişimi işlemi boyunca kaybolmaktadır [5]. Şekil 3.4 egzoz gazlarının silindirde tutulması metodunu göstermektedir. Şekil 3.4 de görüldüğü gibi yanma odasında hapsedilen egzoz gazları, emme zamanında silindire alınan taze karışım ile karışır ve art gazların daha yüksek ısıl enerjisinden dolayı enerjisi artar. Yanma odasında tutulan art egzoz gazları sıkıştırılıp, genleştirildiği için yanma ÜÖN yakınlarında yanma işlemi boyunca ikinci bir basınç pikinin görülmesine neden olabilmektedir. Şekil 3.4. Egzoz gazlarının silindirde tutulması metodu [5]

48 22 Benzinli motorlarda HCCI yanmasının uygulanmasında çözülmesi gereken problemlerin başında emisyonların azaltılması ve yakıt ekonomisi sağlamak için yanma oranının ve yanma fazının kontrol edilmesi gelmektedir. Benzinli motorlardaki yanma işleminden farklı olarak HCCI yanması aşağıdaki parametrelerin kontrol edilmesiyle başarılı bir şekilde uygulanabilir. EGR veya art gazların oranı Hava/yakıt oranı Sıkıştırma oranı Emme karışım sıcaklığı Emme manifoldu basıncı Yakıt veya yakıt karışımlarının özellikleri Soğutucu sıcaklığı Değişken supap zamanlama mekanizması, art egzoz gazları ve sıkıştırma oranı üzerinde direkt etki göstermektedir. Karışım sıcaklığı ve kompozisyonu yanma fazının endirekt kontrolünde değiştirilebilmektedir. Isı dağılımına bağlı bu yaklaşım karışımın sıcaklığını direkt olarak kontrol etmeyi amaçlamaktadır. Böylece yanma fazı değiştirilmektedir. Yanma odasında tutulan egzoz gazları ile fakir karışımın aktif hale getirilmesiyle ısı dağılım oranı yavaşlatılabilmektedir. Bunun yanında silindirde tutulan art egzoz gazları karışımı seyreltmekte ve yanma odasında oksijenin yerini doldurmaktadır. Bu amaçla ekstra hava dolgusuna ihtiyaç duyulmaktadır. Turboşarj uygulaması ile silindire alınan hava arttırılmakta, yüksek motor yüklerinde motor fakir karışımlarla çalıştırılabilmektedir. Bunun sonucunda yüksek motor yüklerinde, vuruntulu yanma önlenebilmektedir. Bunun yanında yanma fazının kontrolünde bir diğer önemli husus da uygun enjeksiyon stratejisinin belirlenmesidir [5, 53]. Kendiliğinden yanmanın sağlandığı HCCI motorlarda yanma üzerinde direkt bir kontrol yoktur. Bu nedenle HCCI yanmasında faz uyumunun sağlanması ve kararlı bir yanmanın gerçekleşmesi için karışımın termodinamik özellikleri ve reaktivitesi değiştirilmektedir. Emme havası giriş sıcaklığının değiştirilmesi, sıkıştırma oranının değiştirilmesi ve değişken supap zamanlamasının kullanılması gibi yöntemler ile karışımın termodinamik özellikleri değiştirilmektedir. Aynı zamanda farklı yakıtların kullanılması, hava/yakıt

49 23 oranının değiştirilmesi ve EGR uygulaması ile karışımın reaksiyona girme kabiliyeti değiştirilerek HCCI yanması kontrol edilmektedir [5, 54]. HCCI yanmasını kontrol etmek için kullanılan metotlar ve uygulama yöntemleri Çizelge 3.2 de görülmektedir [16-19, 38]. Çizelge 3.2. HCCI yanma zamanlaması kontrol etmek için kullanılan yöntemler [16, 18] Yöntem Emme havası sıcaklığı Egzoz gazlarının tutulması Değişken sıkıştırma oranı Karışım reaktivitesi Sıkıştırma boyunca sıcaklık Emme basıncı Uygulama Elektrikli hava ısıtıcısı, Egzoz hattı ısı eşanjörü EGR supabı, Değişken supap zamanlaması Geometrik değişken sıkıştırma oranlı motor Eşdeğerlik oranı, Yakıt, Pilot enjeksiyon Su/buhar enjeksiyonu Turboşarj/süperşarj 3.3. Buji ile Ateşlemeli Motorlarda HCCI Yanmasını ve Isı Dağılımını Etkileyen Parametreler Sıkıştırma oranı Buji ile ateşlemeli motorların sıkıştırma oranları oktan sayısı ve vuruntu temayülünden dolayı sınırlandırılmaktadır. Sıkıştırma oranları arttırılmadıkları için ısıl verimleri sıkıştırma ile ateşlemeli motorlara göre düşüktür. HCCI motorlarda kendiliğinden eş zamanlı yanmanın gerçekleşmesi için sıkıştırma sonu basıncı dolayısıyla sıkıştırma oranları arttırılabilmektedir. Sonuçta HCCI motorların ısıl verimleri artmaktadır. Sıkıştırma oranının artması, sıkıştırma sonu sıcaklığın artmasına neden olarak yanma odasında kendiliğinden tutuşma şartları hazırlanabilmektedir [5, 55-57]. Kendiliğinden yanmanın olabilmesi için karışım tutuşma sıcaklığına kadar sıkıştırılmalı, silindir içi karışımın basıncı arttırılmalıdır. Bu sebeple sıkıştırma oranı silindir içi basıncı, ısı dağılımını ve yanma başlangıcını etkileyen en önemli değişkenlerden birisidir. Şekil 3.5 de Velji ve arkadaşları tarafından yapılan çalışmada, sıkıştırma oranının artışı ile yanma sonu meydana gelen yüksek sıcaklıklar vuruntulu yanmaya neden olmakta ve NO x emisyonlarında artış görülmektedir. Bu problemi aşabilmek için değişken supap

50 24 zamanlaması ile değişken sıkıştırma oranının sağlanması oldukça etkili olmaktadır. Çift yanma modunda çalışan motorlarda, tam yükte yüksek ısıl verim sağlayabilmek için klasik dizel motorunun ihtiyacı olan yüksek sıkıştırma oranı ve kısmi motor yüklerinde HCCI motorlar için düşük sıkıştırma oranını sağlayabilecek teknolojiler kullanılabilmektedir [57]. Şekil 3.5 incelendiğinde sabit motor hızında ve emme havası giriş sıcaklığında sıkıştırma oranı arttıkça silindir basıncının arttığı ve maksimum silindir basıncının daha önce elde edildiği görülmektedir. Şekil 3.5. Sıkıştırma oranının HCCI yanmasına etkisi [57] Emme havası giriş sıcaklığı HCCI yanması homojen fakir karışımın yanma odasının tamamında aynı anda tutuşarak yanmaya devam etmesi ile gerçekleşir. Sonuçta HCCI yanma kimyası emme havası giriş sıcaklığından hassas bir şekilde etkilenmektedir. Emme havası sıcaklığının artışı sıkıştırma sonu gaz sıcaklığını arttırarak kendiliğinden tutuşmanın sağlanacağı ortamın şartlarını hazırlamaktadır [5, 8]. Zhang ve arkadaşları metanol, etanol ve benzin ile çalıştırdıkları HCCI motorda emme havası giriş sıcaklığının HCCI yanması ve emisyonlar üzerindeki etkileri incelemişlerdir [58]. Şekil 3.6 da benzin ile yapılan HCCI çalışmasında emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı, ısı dağılımı ve silindir basınç artış oranı üzerindeki etkileri görülmektedir.

51 25 Şekil 3.6. Emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı, ısı dağılımı ve basınç artış oranı üzerindeki etkileri [58] Emme havası giriş sıcaklığının artışı ile maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımının arttığı görülmektedir. Aynı zamanda emme havası sıcaklığı ile CO ve HC emisyonlarının azaldığı NO x emisyonlarının bir miktar arttığı görülmüştür [58]. Maurya ve arkadaşları tarafından yapılan çalışmada emme havası giriş sıcaklığının HCCI yanma parametreleri, ısıl verim ve yanma verimi üzerindeki etkileri incelenmiştir. Yüksek emme havası giriş sıcaklıklarında motor zengin karışımlarla çalıştırıldığında vuruntunun meydana geldiğini, emme havası giriş sıcaklığı arttıkça indike ortalama efektif basınç değişim katsayısının azaldığını görmüşlerdir. Emme havası giriş sıcaklığı artışı yakıt molekülleri ve oksijen molekülleri arasındaki oksidasyon reaksiyonlarını hızlandırmakta daha hızlı bir ısı dağılımı görülmektedir. Hızlı ve ani ısı dağılımı sonucu vuruntu problemi görülmektedir. Bu nedenle emme havası giriş sıcaklığı basınç artış oranı ve vuruntu problemlerinden dolayı sınırlandırılmaktadır [59] Supap zamanlaması ve kalkma miktarı İçten yanmalı motorların volümetrik verimi supap sisteminde supap zamanlaması ve kam profili tasarımından oldukça etkilenmektedir. Silindire alınan dolgunun kompozisyonu ve volümetrik verim dikkate alındığında supap sisteminde kullanılan kam profilleri ve supap zamanlaması büyük önem arz etmektedir. Bu nedenle silindire maksimum karışım kütlesinin alınabilmesini sağlayacak supap düzenlemeleri ve kam tasarımları gerekmektedir. Dört zamanlı benzinli motorlarda HCCI yanmasının sağlanmasında uygulanan en pratik ve etkili yöntem art egzoz gazlarının tutulmasıdır. Egzoz stroku sonunda yanma odasında kalan art gazların miktarı ve kompozisyonu değişken supap zamanlaması ve kam profili tasarımı ile kontrol edilebilmektedir. Aynı zamanda supapların sessiz ve titreşimsiz çalışmasını sağlayacak en uygun kam profili ile supapların kurs

52 26 miktarları ve supap açık kalma süreleri değiştirilmeli, pompalama kayıpları azaltılmalıdır [10, 13, 58-73]. HCCI motorların çalışma aralığı yüksek yüklerde vuruntu, düşük yüklerde ateşlenememe problemlerinden dolayı sınırlıdır. Kararlı HCCI yanmasının geniş yük ve motor hızı aralıklarında sağlanması ve ısı dağılım hızının yavaşlatılarak vuruntu ve ateşlenememe problemlerinin önlenmesi için değişken supap mekanizmaları ve farklı kam profilleri kullanılmaktadır. HCCI yanmasının sağlanabilmesi amacıyla emme havası giriş sıcaklığını arttırmak için emme hattına ısıtıcı rezistanslar bağlanmaktadır. Bu sistemlerin maliyeti, ekstra güç harcaması ve sistemi daha karmaşık hale getirmesi içten yanmalı motorlarda kullanımını zorlaştırmaktadır. Ayrıca, HCCI yanmasında sıkıştırma stroku sonrası kendi kendine tutuşma şartlarının hazırlanması ve silindire alınan dolgunun seyreltilmesi için bir miktar egzoz gazı silindirde tutulmakta ve karışımın sıcaklığı arttırılabilmektedir. Bu nedenle HCCI motorlarda konvansiyonel motorlara göre daha düşük supap kalkma miktarlarına sahip kam profillerinin kullanılmasına ihtiyaç vardır. Kendi kendine ateşlemenin başlaması için yanma odası sıcaklığını arttırmak gerekir. Bu nedenle sıcak egzoz gazları yanma odasında hapsedilerek taze karışımın sıcaklığı arttırılmaktadır. Bunun için supap zamanlama süreleri daha kısa ve supap kalkma miktarlarının daha düşük olması gerekmektedir [58, 69-73]. Şekil 3.7 de buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanma karakteristiğine uygun supap zamanlamaları ve supap kalkma miktarları görülmektedir. Şekil 3.7 incelendiğinde HCCI yanması için düşük supap kalkma miktarına sahip kamlar kullanılarak silindirde art egzoz gazları tutulabilmektedir. Buji ile ateşlemeli yanmadan farklı olarak HCCI yanmasında motor yükü egzoz supabı zamanlaması ile kontrol edilmektedir. Motor yükü azaldığında egzoz supabı kapanma zamanlaması avansa alınarak daha fazla egzoz gazı silindirde hapsedilir. Aynı zamanda egzoz gazlarının emme portundan geri akışını engellemek için emme supabı açılma zamanlaması geciktirilmektedir. Değişken supap zamanlaması ile yapılan bu uygulamada HCCI motorlar tam gaz kelebeği açıklıklarında çalıştıklarından buji ile ateşlemeli motorlardan farklı olarak pompalama kayıpları azalmaktadır. Silindirde tutulan art egzoz gazları sıkıştırılır ve genişletilir. Bir miktar ısı sıcak egzoz gazlarından silindir duvarlarına transfer edilir. Bunun sonucunda HCCI yanmasında P-V diyagramında pompalama işinin bulunduğu bir döngü görülür [5].

53 27 Düşük motor yüklerinde emme supabı açılma ve kapanma zamanlamasının rötara alınması etkili sıkıştırma oranının azalmasına neden olmakta ve genişleme işi azalmaktadır. Yüksek motor yüklerinde ise egzoz supabı kapanma zamanlamasının ÜÖN ya doğru rötara alınması, emme supabının daha erken açılması ve kapanması etkili sıkıştırma oranının artmasına neden olmaktadır. Bunun sonucunda vuruntulu yanma eğilimi artmaktadır. HCCI yanmasında emme supabının erken açılması durumunda silindir basıncı emme manifoldu basıncından fazla olduğundan art egzoz gazları manifolda geri gönderilir. Piston emme zamanında AÖN ya doğru ilerlerken taze karışım ile art egzoz gazları silindire yeniden doldurulur. Silindire doğru meydana gelen bu geri akış esnasında art egzoz gazlarının sahip olduğu ısının bir kısmı manifold cidarlarına aktarılır. Emme supabının geç açılması durumunda ise silindir basıncı manifold basıncına kadar azaldığı için geri akış engellenmektedir. Emme supabının daha geç açılması geç kapanmasına neden olacağından piston ÜÖN ya çıkarken bir miktar karışımın emme manifolduna geri süpürülmesine neden olur. Emme manifolduna gönderilen karışım bir sonraki çevrimde silindire yeniden alınır. Özellikle emme supabı boyunca art gazlar ve taze karışımı içeren tabakalaşma görülür. Aynı zamanda emme manifolduna geri gönderilen taze havanın sıcaklığı sıcak art gazların etkisiyle arttırılır [5]. Şekil 3.7. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasına uygun supap açık kalma süreleri ve supap kalkma miktarları [5] Egzoz supabı kapanma zamanlaması geciktirildikçe HCCI yanmasını başlatmak için silindirde yeterli art gaz tutulmamakta, kararlı HCCI yanması sağlanamamaktadır. Egzoz supabı kapanma zamanlamasının avansa alınması, silindire alınan taze dolgu miktarını azaltmaktadır.

54 28 Şekil 3.8 de görüldüğü gibi HCCI yanması için supap kalkma miktarının azaltılması ile birlikte negatif supap zamanlaması uygulanmakta ısı dağılımı ve kendiliğinden yanma zamanlaması kontrol edilmektedir. Bu metot yeniden sıkıştırma olarak adlandırılmaktadır. HCCI yanmasının kontrolünde uygulanan diğer bir yöntem, emme stroku boyunca emme ve egzoz supaplarının eşzamanlı açılması ile egzoz manifoldundan emme manifolduna egzoz gazlarının yönlendirilmesidir. Bu metot ikinci bir egzoz işlemini içermekte ve yeniden doldurma olarak bilinmektedir (Şekil 3.8). Genelde buji ile ateşlemeli motorlarda HCCI yanmasının sağlanması için minimum motor hızı, egzoz supabı kapanma zamanlaması ve enjeksiyon zamanlamasına bağlı olarak değişmektedir [58, 69-76]. Şekil 3.8. HCCI yanmasında yeniden doldurma metodu [5] HCCI yanmasında ani ve hızlı gerçekleşen yanma sonucu piston ve diğer motor parçalarına gelen kuvvetler artmakta ve zarar vermektedir. HCCI yanmasında meydana gelen bu hızlı ısı dağılımının yavaşlatılması için kullanılan en yaygın yöntem silindir içi dolgunun seyreltilmesidir. Motorun stabil sıcak çalışma şartları altında yanma odası duvar sıcaklığı ve emme portu yüzeyindeki sıcaklık emme havası giriş sıcaklığından biraz daha fazladır. Sıcaklığı daha yüksek olan yanma odası duvarı ile emme havası giriş sıcaklığı arttırılarak HCCI yanması kontrol edilebilmektedir. Fakat duvar sıcaklığı ısıl ataletten dolayı çok hızlı bir şekilde arttırılamamaktadır. Bu amaçla silindir içinde bir miktar art egzoz gazı bırakılmaktadır. Pistonlu motorlarda yanma sonunda yanma odasında her zaman bir miktar egzoz gazı kalmaktadır. Silindirde tutulan art egzoz gazları karışımın ısıl kapasitesini arttırmakta ve dolguyu seyreltmektedir. Bunun sonucunda ısı dağılım hızı

55 29 yavaşlatılabilmektedir. Silindir içinde art egzoz gazların tutulabilmesi amacıyla egzoz supabı erken kapatılarak ve emme supabı geç açılarak negatif supap bindirmesi sağlanmaktadır [5, 12, 25]. Karagiorgis ve arkadaşları negatif supap bindirmesinin art gazlar üzerindeki etkisini HCCI motorda incelemişlerdir. Egzoz supabı kapanma zamanlamasının avansa alınması yanmanın rötara alınmasına neden olduğunu ve çevrimsel farklılıkların arttığını görmüşlerdir [12]. He ve arkadaşları negatif supap bindirmesinin HCCI yanması üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Negatif supap bindirmesi sağlanarak bir miktar egzoz gazının silindirde bırakılmasını sağlamışlardır. Egzoz supabının erken kapanması ile daha fazla art gazın silindirde kalmasını sağlayarak, içeri alınan hava kütlesinin azaldığını görmüşlerdir. Sonuç olarak yanma süresinin arttığını, ortalama efektif basınç ve pik silindir basıncının azaldığını görmüşlerdir [10]. Şekil 3.9 negatif supap bindirmesinin /min ve /min motor hızları için HCCI yanmasında art gaz miktarına etkilerini göstermektedir. Motor hızı arttıkça silindirde tutulan art gaz miktarı artmaktadır. Daha fakir karışımda silindirde bulunan hava miktarı oranı arttığından art egzoz gazının yerini oksijen molekülleri doldurmakta, art gaz miktarı azalmaktadır. Şekil 3.9. Negatif supap bindirmesinin art gaz miktarına etkileri [10] Yakıt özellikleri Buji ile ateşlemeli motorlarda kendiliğinden tutuşmayı engellemek için oktan sayısı yüksek yakıtlar kullanılmaktadır. Sıkıştırma ile ateşlemeli motorlarda ise buji ile ateşlemeli motorların aksine yakıtın kendiliğinden tutuşma kabiliyetinin yüksek olması istenmektedir. HCCI motorlarda ise yakıtın kendiliğinden tutuşma özelliği motor tasarımına ve motor çalışma parametrelerine göre değişmektedir. Uygun çalışma şartları belirlendiğinde HCCI motorlar hemen hemen bütün yakıtlarla çalışabilir. Fakat hava ile homojen bir karışım

56 30 oluşturabilmesi için uçucu olması gerekmektedir [5, 60]. Ayrıca yakıtın tutuşma kalitesi HCCI yanma fazını değiştirmekte HCCI yanmasını büyük ölçüde etkilemektedir. HCCI yanmasında bazı yakıtlarda iki aşamalı ısı dağılımı görülürken bazı yakıtlarda tek aşamalı ısı dağılımı görülmektedir. Bu nedenle HCCI yanmasında optimum oktan sayısının belirlenmesi gerekmektedir. Sjöberg ve Dec yaptıkları çalışmada izooktan ve RON 80 yakıtlarının yanma fazı üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. İzooktan yakıtı ile yapılan çalışmada tek aşamalı ısı geçişi görülürken RON 80 yakıtı ile iki aşamalı ısı geçişinin olduğu görülmüştür. Her iki yakıt aynı anda tutuşmaya başlamasına rağmen RON 80 yakıtında ana yanma aşamasından yaklaşık 28 KA önce düşük sıcaklık ısı dağılımının olduğunu görmüşlerdir [61]. Şekil 3.10 da Sjöberg ve Dec tarafından izooktan ve RON 80 yakıtları ile yapılan deneylerde elde edilen ısı dağılımı grafiği görülmektedir. Dizel, n- heptan, dimetil eter gibi düşük oktan, yüksek setan sayısına sahip yakıtlarda benzer yanma karakteristiğinin olduğu, iki aşamalı ısı dağılımının meydana geldiği görülmüştür [53, 61]. Amaan ve arkadaşları HCCI yanmasında optimum oktan sayısının RON 80 dolayında olduğunu belirten bir çalışma gerçekleştirmişlerdir. Motorun daha yüksek hızlarında çalıştırılması amacıyla RON değerinin azaltılması gerekmektedir [62]. Şekil HCCI yanmasında RON 80 ve izooktan yakıtlarının ısı dağılımına etkileri [61] Şekil 3.10 incelendiğinde ÜÖN dan yaklaşık 15 KA önce düşük sıcaklık reaksiyonları gerçekleşmiştir ve reaktif karışım 750 K sıcaklıktadır. Meydana gelen bu ilk ısı dağılımı 875 K sıcaklıkta sona ermektedir. İlk aşama ısı dağılımı alkil preoksi radikal izomerizasyonu tarafından oluşturulmaktadır. HCCI yanmasında meydana gelen bu reaksiyon yakıtın oktan sayısının etkisi ile uyum içerisindedir. Çünkü düşük oktan sayısına sahip yakıt kendiliğinden yanma şartları altında düşük sıcaklıktaki tepkimelerin olmasına

57 31 neden olmaktadır. Daha yüksek motor hızları farklı oktan sayısına sahip yakıtlar arasındaki tutuşma zamanlaması farklılıklarını azaltmaktadır. Pistonun hareketine bağlı olarak ısıtılan reaktif karışım düşük motor hızlarına göre hızlı bir şekilde düşük sıcaklık rejimine girmektedir. EGR uygulaması ve daha fakir karışım ısı dağılım oranını azaltmak suretiyle tutuşmanın başlangıcını yavaşlatmaktadır. Bu nedenle reaktif karışım H O 2 2 nin ayrıştırılması için gerekli sıcaklığa daha uzun sürede ulaşmaktadır [5]. HCCI motorlarda benzin diğer yakıtlarla hassas bir şekilde karışabilmektedir. Benzinin bu özelliği HCCI motorlarda esnek bir şekilde kullanılmasına imkân tanımaktadır. Bu nedenle konvansiyonel benzin tam HCCI yanması için dizel yakıta göre daha uygundur [5]. Şekil 3.11 de farklı yakıtların uçuculukları ve kendi kendine tutuşma kaliteleri görülmektedir. Şekil Farklı yakıtların uçuculukları ve kendi kendine tutuşama kaliteleri [5] Dizel, n-heptan, DME gibi düşük oktanlı, yüksek setan sayısına sahip yakıtlarda iki aşamalı ısı dağılımı görülürken, benzin, etanol ve yüksek oktanlı, düşük setan sayısına sahip yakıtlarda düşük sıcaklık ısı dağılımı görülmemektedir. Dolayısıyla motor çalışma şartları ve yakıtın özellikleri HCCI yanmasında ısı dağılımını etkilemektedir [5,61]. Machrafi ve Cavadias yaptıkları çalışmada benzinli HCCI motorda 95 oktan benzin, benzin muadili izooktan ve n-heptan yakıt ve referans (PRF 95) yakıtlarının kendi kendine tutuşma özelliklerini incelemişlerdir. Fakir karışım şartlarında bile yüksek oktanlı benzinin kendi kendine tutuşabileceğini görmüşlerdir. HCCI yanmasında üç aşamalı yanma

58 32 olduğunu belirtmektedirler. Bunlar soğuk alev, tutuşma öncesi kısım ve son tutuşma bölgesidir [63]. Şekil 3.12 de üç farklı yakıtın silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri görülmektedir. Şekil oktan benzin, benzin muadili izooktan ve n-heptan yakıt ve referans (PRF 95) yakıtlarının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri [63] Hava/yakıt oranı Buji ile ateşlemeli motordan farklı olarak kendiliğinden tutuşma silindir içi basınç ve sıcaklığın yanında karışımın kompozisyonundan oldukça etkilenmektedir. HCCI motorların hava fazlalığına ihtiyaç duyması tam gaz kelebeği açıklığında çalışmasına izin vermektedir. Motorun daha fakir karışımlarla çalışması sonucu buji ile ateşlemeli motorlara göre motor veriminin artmasına, yakıt tüketiminin azalmasına neden olmaktadır. Hava/yakıt oranı arttıkça toplam ısı dağılımının ve ortalama yanma sonu gaz sıcaklığının azalmasına bağlı olarak yanmamış hidrokarbonlar ve karbon monoksit emisyonları artmaktadır. Aynı zamanda karışımın zenginleşmesi, yanma zamanlamasını avansa almaktadır [5, 64]. Şekil 3.13 de hava/yakıt oranının maksimum silindir içi basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri görülmektedir. Şekil 3.13 de ardışık 100 çevrimin maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımları farklı hava fazlalık katsayısı değerlerinde görülmektedir. Maurya ve Agarwal tarafından yapılan çalışmada lambda arttıkça maksimum silindir içi basıncın ve ısı dağılımının azaldığını görmüşlerdir. Karışım zenginleştikçe silindire verilen enerji ve yanma sonu basınç artmaktadır. Bunun sonucunda vuruntu eğilimi artış göstermektedir [65].

59 33 Şekil Hava/yakıt oranının maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri [65] Motor hızı Motor hızının kendiliğinden yanma üzerinde dolaylı bir etkisi görülmektedir. Motor hızı arttıkça silindir içerisinde yakıt ve havanın karışması için gerekli süre azalmaktadır. Aynı zamanda motor hızının artması, türbülansın artmasına ve yanmanın daha erken ve hızlı gerçekleşmesine neden olmaktadır. Karışımın homojenliği tam olarak sağlansa da oksidasyon reaksiyonlarının göreceli olarak motor hızı ile değişmediği düşünüldüğünde reaksiyon için gerekli zaman kısalmaktadır. Bunun yanında sıkıştırmanın başlaması ile kendiliğinden tutuşmanın başladığı zaman farkı kısalmaktadır. Sonuçta kendiliğinden tutuşma sıcaklığı motor hızı arttıkça bir miktar azalmaktadır. Silindir içi dahili karışım ve

60 34 sıcaklık gradyanı motor hızı arttıkça artmaktadır. Bu kendiliğinden tutuşmanın daha önce ve hızlı gerçekleşmesine neden olmaktadır. Sonuçta yüksek motor hızlarında tekleme, motor gücünde ve verimde azalmaya neden olabilmektedir. Bu nedenle motor hızı arttıkça kendilinden yanma olanağının azaldığını söylemek mümkündür [5, 16] Egzoz gazı resirkülasyonu (EGR) HCCI yanmasında yanmanın başlamasından önce homojen yakıt hava karışımı sağlanmaktadır. Yakıt düşük sıcaklık reaksiyonları ile tutuşarak yanmaya başlar. HCCI yanmasının en önemli sorunlarından biri hızlı silindir içi ısı dağılımı nedeni ile CO, HC ve is emisyonlarının artmasıdır. Püskürtme zamanlamasının yanında ısı dağılım hızını yavaşlatmak ve emisyonları azaltmak için EGR ile silindir içi oksijen konsantrasyonu azaltılmaktadır. Oksijen konsantrasyonun azaltılması ile CO, HC ve is içeren silindir içi dolgunun oksidasyon oranı azaltılmaktadır. Bunun yanında püskürtme zamanlaması avansa alındığında tutuşma gecikmesi süresi uzamakta, fakir karışım formasyonuna bağlı olarak daha düşük alev sıcaklığı elde edilmektedir [66, 67]. HCCI yanmasında EGR nin dolguyu ısıtma etkisi, seyreltme etkisi, ısı kapasitesi etkisi ve kimyasal etkisi bulunmaktadır. Silindire alınan dolgu yanan gazların sıcaklığı ile artmakta kendiliğinden yanmanın gerçekleşeceği kimyasal şartlar hazırlanmaktadır. Bunun yanında yanmış gazların taze dolgu ile karışması sonucu oksijen yüzdesi azalmaktadır [66]. Isı kapasitesi etkisi Silindir içerisinde bulunan CO 2, su buharı ve yanmamış hidrokarbonlar taze dolgu ile karışarak karışımın ısıl kapasitesini arttırır. İnert egzoz gazları aynı zamanda yanma boyunca açığa çıkan ısının absorbe edilmesini sağlayarak maksimum yanma sonu gaz sıcaklığının ve basınç artış oranının azalmasına neden olmaktadır. Aynı zamanda yanma odasında bırakılan egzoz gazı miktarı arttığında yanma süresi uzamaktadır [5, 68, 69]. Soğutulmuş egzoz gazlarının ısıtma etkisi kalmamaktadır. Bunun yanında ısı kapasitesi etkisi kendi kendine tutuşma zamanlamasını etkileyen en önemli faktördür. Şekil 3.14 EGR nin tutuşma zamanlaması üzerindeki etkilerini göstermektedir. EGR uygulandığında yanma odasında oksijenin yerini alan H 2 O ve CO 2 dolgunun özgül ısı oranının azalmasına neden olmaktadır. Sabit emme dolgusu mol miktarı için karışım daha düşük özgül ısı oranından dolayı sıkıştırma zamanının sonunda daha düşük sıcaklıkta sıkıştırılacaktır. Kendi kendine yanma kimyası sıkıştırma sonu gaz sıcaklığından çok fazla etkilendiğinden

61 35 HCCI yanması rötara alınır. Tutuşma zamanlaması üzerinde en büyük etkinin ısı kapasitesi tarafından sağlandığı görülmektedir [5]. Şekil EGR nin tutuşma zamanlaması üzerindeki etkileri [5] Isıtma etkisi Yanma odasında tutulan egzoz gazları emme zamanında silindire alınan soğuk karışımın ısıtılmasına yardımcı olmaktadır. Egzoz hattı boyunca motordan atılan ısının bir kısmı emme dolgusunu ısıtmak için kullanılabilmektedir. Sıcak egzoz gazlarının bu ısıtma etkisi oksidasyon reaksiyonlarını hızlandırmakta, yanma süresini azaltmaktadır. Benzin ve alkol benzeri yüksek oktanlı yakıtların kullanıldığı HCCI motorlarda sıcak egzoz gazların ısısından faydalanmak, kendiliğinden tutuşmayı kolaylaştırmaktadır [5,69]. HCCI motorlarda yanma sonu gaz sıcaklığını ve ısı dağılım hızını yavaşlatmak, taze karışımı seyreltmek amacıyla harici EGR ile soğutma işlemi uygulanabilmektedir. Fakat benzinli HCCI motorlarda dizel HCCI motorlardan farklı olarak kendi kendine tutuşmanın sağlanacağı şartları hazırlamak için soğutulma yapılmadan EGR uygulanmaktadır [5,70]. Seyreltme etkisi Egzoz gazlarının bir başka etkisi silindir içi dolguyu seyreltme etkisidir. Silindire alınan egzoz gazları yanma odasında bir kısım taze karışımın yerini doldurarak yanma odasındaki oksijen konsantrasyonunun azalmasına neden olmaktadır. Yüksek oranlarda EGR uygulaması yapıldığında HCCI motorlarda ateşlenememe problemi görülmektedir [5, 71].

62 36 Kimyasal etkisi Yanmış gazlar içinde bulunan yanma ürünleri EGR ile kimyasal reaksiyonlara iştirak etmektedir. Aynı zamanda yanma ürünleri arasında bulunan aktif yanma ürünleri bir sonraki çevrimde oksidasyon reaksiyonlarına katılabilmektedir. Yanma ürünleri içindeki bu aktif bileşenler yanma zamanlamasının avansa alınmasına neden olabilmektedirler [5, 72, 73].

63 37 4. BENZİNLİ HCCI MOTORLARDA GAZ DEĞİŞİM İŞLEMİ 4.1. HCCI Yanmasında Homojen Karışım Teşkili Benzinli motorlarda dizel motorlardan farklı olarak karışımın silindir dışında hazırlanması ve silindire alınması sonucu emme sisteminde bazı sürtünme ve basınç kayıpları görülmektedir. Bu kayıplar motorun volümetrik verimini, silindir içerisine alınan karışımın termodinamik özelliklerini ve ısı dağılımını etkilemektedir. Bu noktada emme sisteminde supap geometrisinde, portlarda ve manifoldlarda meydana gelen pompalama kayıpları büyük önem arz etmektedir [5, 25]. İçten yanmalı motorlarda emme ve egzoz işlemlerinin amacı güç zamanının sonunda yanmış gazları dışarı atmak ve bir sonraki çevrim için taze karışımın silindire alınmasını sağlamaktır. Verilen bir motor hızında içten yanmalı motorun gücü silindire alınan hava miktarına bağlıdır. Bunun için tam gaz kelebeği açıklığında silindire maksimum havanın alınmasını sağlamak, gaz değişim işleminin ilk amacıdır. Motor gaz değişim analizi hacimsel verim, süpürme verimi ve gazların silindirde tutulma verimi şeklinde isimlendirilebilir. Bu işlemi oluşturan tüm parametreler motorun çalışma şartları kadar portlar, supaplar ve manifoldlar gibi motoru oluşturan alt sistemlerin tasarımına da bağlıdır [25, 77]. HCCI yanmasında karışımın homojenliği çok önemlidir. Kendiliğinden yanmanın sağlıklı bir şekilde gerçekleşmesi hava ve ile yakıtın homojen karışabilmesi için türbülansa ve yakıtın yeterli derecede atomizasyonuna ihtiyaç vardır. İçten yanmalı motorlarda silindire alınan sıvı yakıtın bir kısmı manifold ve silindir cidarlarında yoğuşabilmekte, karışımın homojenliği ve hacimsel verim kötüleşmektedir. Bunun sonucunda HC emisyonları artmakta, yakıt ekonomisi kötüleşmektedir [54]. Homojen karışımın sağlanması için dahili ve harici karışım teşkil yöntemleri kullanılmaktadır. Özellikle dizel motorlarda yakıtın direkt yanma odasına püskürtülerek silindir içinde hava ile karışması sonucu oluşturulan homojen karışım yöntemi dahili homojen karışım teşkil yöntemidir. Yakıtın direkt yanma odasına püskürtülmesiyle hava ile karışması için yeterli zaman olmadığından homojen karışım elde edilememektedir [5, 54, 78,79]. Harici homojen karışım teşkil yöntemlerinden en yaygın olarak kullanılan sistem, port tipi yakıt enjeksiyon sistemleridir. Emme manifolduna püskürtülen yakıtın hava ile karışması sonucu emme zamanı boyunca silindire dolgu alınmaktadır. Karışım silindir dışında karışmaya başladığından homojen karışımın oluşması için yeterli zaman sağlanmaktadır. Aynı zamanda emme manifoldunun arkasına

64 38 yapılan enjeksiyon ile türbülans sağlanarak karışımın homojenliği arttırılmaktadır [5, 79, 80]. Buji ile ateşlemeli motorlarda HCCI yanmasını etkileyen diğer bir parametre enjeksiyon zamanlamasıdır. Optimum enjeksiyon zamanlaması ile homojen karışımın sağlanması öngörülmektedir. HCCI yanması sıkıştırma zamanı başında yapılan enjeksiyondan oldukça etkilenmektedir. Sıkıştırma zamanı boyunca yapılan geç enjeksiyon kendi kendine kontrollü yanmanın başlangıcını etkilemektedir. Sjoberg ve arkadaşları geç yapılan enjeksiyon ile kademeli dolgu stratejisinin yanma işlemini avansa aldığını ve vuruntuya neden olduğunu görmüşlerdir [17-19, 81-88]. Brouzos çalışmasında hava fazlalık katsayısı 1 ve /min motor hızında yaptığı çalışmada yakıt enjeksiyon zamanlamasını değiştirmiştir [14]. Şekil 4.1 krank açısına göre farklı enjeksiyon zamanlamalarını göstermektedir. Şekil 4.1. Krank açısına göre farklı enjeksiyon zamanlamaları [14] Burada erken enjeksiyon egzoz zamanında, normal ve geç enjeksiyon emme ve sıkıştırma zamanında gerçekleştirilmiştir. Yeniden sıkıştırma ve emme zamanları boyunca yapılan enjeksiyon daha erken, stabil bir HCCI yanmasını meydana getirmiştir. Bunun yanında yanma veriminin arttığını, HC ve CO emisyonlarının azaldığını görmüşlerdir [14]. HCCI motorlarda da silindirde art egzoz gazların hapsedilmesi amacıyla kullanılan en yaygın ve etkili yöntem değişken supap zamanlaması olduğundan supap zamanlaması, supap kalkma miktarı ve bu parametrelerde meydana gelen sapmalar gaz değişim analizinin sonuçlarını etkilemektedir. Supap zamanlaması ve supap kalkma miktarı değiştirildiğinde volümetrik verim, karışımın kompozisyonu ve art egzoz gazları değişmektedir. Silindirde gaz değişim işlemini analiz etmek için birçok farklı metot kullanılmaktadır. Bu nedenle HCCI yanmasında gaz değişim işleminde analiz edilmesi gereken en önemli parametre art egzoz gazı miktarının tespit edilmesidir. Şekil 4.2 de bir

65 39 motorun silindirinde ölçülen basınç değerleri ile gaz değişim analizinden elde edilen silindir basıncı değerlerinin karşılaştırılması görülmektedir [25, 77]. Şekil 4.2. Silindirde ölçülen basınç değerleri ile gaz değişim analizinden elde edilen silindir basıncı değerlerinin karşılaştırılması [77] 4.2. Art Gazların HCCI Yanmasına Etkileri Sıkıştırma işlemi boyunca silindirdeki art gazlar emme ve egzoz işlemleri tarafından belirlenir. Art gaz miktarı volümetrik verimi, motor performansını, emisyonları ve çevrime alınan karışımın termodinamik özelliklerini direkt olarak etkilemektedir. Art gazlar egzoz sistemi dinamikleri, supap zamanlaması, sıkıştırma oranı, egzoz basıncı ve emme basıncının bir fonksiyonudur. Bunun yanında egzoz basıncı da art gaz miktarını etkilemektedir. İçten yanmalı motorlarda egzoz gazlarının dışarı atılıp taze dolgunun silindire alınacağı anda bir miktar egzoz gazı silindirde kalmaktadır. Supap bindirmesinin gerçekleştiği anda gaz değişim işleminin verimine göre silindirde kalan inert egzoz gazlar EGR etkisi oluşturmaktadır. Aynı zamanda fazla supap bindirmesi egzoz portundan silindire gazın geçişine neden olmaktadır [25]. Şekil 4.3 de buji ile ateşlemeli motorlarda emme manifoldu basıncı, hava/yakıt oranı, sıkıştırma oranı ve motor hızına göre art gaz miktarı oranının değişimi görülmektedir. Manifold basıncının artması art gaz miktarını azaltmaktadır. Emme dolgusu miktarının artması yanma odasında art egzoz gazlarının yerini almaktadır. Şekil 4.3-a da motor hızı arttıkça art gaz miktarının bir miktar azaldığı görülmektedir. Motor hızının artması dolgu

66 40 miktarını arttırmakta, art gaz miktarı da azalmaktadır. Şekil 4.3-b de supap bindirmesi arttıkça art gaz miktarının arttığı, silindirde daha fazla art gazın tutulduğu görülmektedir. Şekil 4.3-c de aynı şekilde sıkıştırma oranının artması art gaz miktarını azaltmaktadır. Şekil 4.4-d de hava/yakıt oranı arttıkça art gaz miktarının azaldığı görülmektedir. Aynı zamanda hava-yakıt oranının artması ile ısıl verim azalmaktadır. Dizel motorlarda art gazların miktarı buji ile ateşlemeli motorlardan daha düşüktür. Çünkü emme ve egzoz basınçları çok yüksek, sıkıştırma oranları çok fazladır [25]. Şekil 4.3. Emme manifoldu basıncı ve hava/yakıt oranına göre silindir içi art gazların miktarı [25] HCCI yanmasında silindirde tutulan egzoz gazları kendiliğinden tutuşma sıcaklığına ulaşmak için soğuk taze karışımın ısıtılmasına yardımcı olmaktadır. Bunun yanında emme havasını ısıtarak düşük yüklerde de kendiliğinden yanma şartları iyileştirilerek HCCI çalışma aralığını genişletmektedir [5]. Aynı zamanda egzoz supapları erken kapatılarak art egzoz gazlarının silindirde tutulması sonucu silindire alınan hava miktarı azalmaktadır. İçeri alınan hava miktarının azalması sonucu yanma süresi uzamakta, maksimum yanma basıncı ve ortalama efektif basınç düşmektedir. Yüksek motor hızlarında da içeri yeterli miktarda havanın alınamaması sonucu yüzde cinsinden silindirde bırakılan art egzoz gazları artmakta, aynı etki bu çalışma aralığında da görülmektedir [4, 7, 11, 14, 89-94].

67 Silindir Basıncı Kullanılarak Art Gaz Miktarının Hesaplanması Art gaz miktarının tahmin edilmesi motorda tespit edilen önemli parametrelerden biridir. Çünkü art gaz miktarı alev hızını önemli derecede etkilemektedir. Yanma hızının belirlenmesi, ateşleme zamanlaması ve yanma analizi için gerekli önemli bir girdi parametresidir. HCCI yanmasında da karışımın kompozisyonu yanma fazını etkilemekte, yanmanın kontrol edilmesinde art egzoz gazları önem taşımaktadır. Art gazlar yanma odasında egzoz supabı kapandıktan sonra tutulan gazlar ve emme manifoldundan silindire çekilen gazların kombinasyonudur. Art gaz miktarını etkileyen en önemli parametreler P / P oranı, motor hızı, supap bindirmesi, supap kalkma miktarı ve sıkıştırma em m e egzoz oranıdır. Hava/yakıt oranı ve ateşleme zamanlamasının ise daha zayıf bir etkisi vardır. Motor hızı supap zamanlaması açısından art gaz miktarını değiştirmektedir. Motor sabit basınç oranında çalıştırıldığında, pozitif supap bindirmesi için düşük motor hızlarında, yüksek motor hızlarına göre supap bindirmesi zaman açısından artmaktadır. Sonuçta düşük motor hızlarında art gaz miktarı ve geri akış artmaktadır [4, 12, 23, 66, 67, 95]. Pozitif supap bindirmesi arttıkça, emme manifoldundan taze karışımın geri akış süresi uzadığı için art gaz miktarı artmaktadır. Aynı şekilde negatif supap bindirmesi arttıkça egzoz supabının daha erken kapanmasına bağlı olarak art gaz miktarı artmaktadır. Minimum art gaz miktarı supap bindirmesinin 0º olduğu durumda görülmektedir. Çünkü manifolddan silindire geri akış çok azdır ve egzoz supabı egzoz zamanı boyunca yeterli gecikmedeki kapanma ile gazların neredeyse tamamının dışarı atılmasını sağlamaktadır. Minimum art gaz miktarının sağlandığı supap bindirmesi, motor hızı, kütle akış oranı, gaz değişim işlemini etkilemektedir. Bunun yanında genel olarak manifold basıncı arttıkça art gazların miktarı azalmaktadır. Supap bindirmesi arttıkça art gaz miktarı artmakta, sıkıştırma oranı arttıkça art gaz miktarı da azalmaktadır. Aynı supap zamanlamasında supap kalkma miktarının azaltılması egzoz gazlarının tutulmasına yardımcı olmakta, art gaz miktarı artmaktadır [4, 12, 13, 23, 25, 66, 71,72, 96, 97]. Negatif supap bindirmesi art gaz miktarının kontrolünde etkili bir yöntemdir. Pozitif supap bindirmesinden farklı olarak geri akışı zorlaştırmaktadır. Bu noktada art gaz miktarının tahminini kolaylaştırmaktadır. Aynı zamanda negatif supap bindirmesinin gerçekleştirildiği zaman egzoz zamanından, emme stroku zamanına kaydırıldığında art gaz miktarı azalmaktadır. Egzoz supabı kapandığında silindir hacminin fazla olmasına bağlı olarak

68 42 negatif supap bindirmesi emme zamanına kaydırıldığında dışarı atılan art gaz miktarı artmaktadır [4, 12, 13, 23, 25, 66, 71]. Yanma odası içerisinde laminer yanma hızı art gaz miktarından etkilenmektedir. Silindir içi art gaz miktarını tespit etmek için kullanılan sensörler pahalı ve araştırma çalışmaları için pratik değildir. Bunun için krank açısına bağlı art gaz miktarının tespiti için farklı tahminler ve ölçüm teknikleri kullanılmaktadır. Son yapılan çalışmalarda tepki süresi kısa diagnostik teknikler kullanılarak emisyon cihazları ile farklı yöntemlerle art gaz miktarı ölçülmektedir. Bu çalışmalar arasında yanmadan önce silindir içi HC ve CO 2 konsantrasyonunu ölçmek bulunmaktadır [4, 12, 23, 25, 66]. Silindir basıncına dayalı art gaz miktarının ölçümü emisyon ölçümüne dayalı metotlardan daha az maliyetlidir. Art gaz miktarını ölçerken emisyona dayalı metotlarla karşılaştırıldığında paralellik göstermektedir. Daha önce bahsedilen metotlarda deneysel verileri elde etmek zordur. Silindir basıncı ile art gaz miktarını direkt olarak ölçmek zor olsa da silindir basıncı bize karışım ve art gaz miktarı hakkında yeterli bilgiyi vermektedir [4, 12, 23, 25, 66, 67]. Silindir basıncı verileri kullanılarak art egzoz gazının miktarında aşağıdaki eşitlikler kullanılmaktadır [25, 98]. Q m Q ( kj ) (4.1) f f LHV yanma Bu eşitlikte; Q LH V yakıtın alt ısıl değerini (kj/kg), yanma yanma verimini, m f bir çevrimde silindire alınan yakıt miktarını (kg/çevrim) göstermektedir. Bu eşitlikten; elde edilir. Bu eşitlikte; Q f m ( kg / çevrim ) f (4.2) Q LHV yanma m a m ( kg / çevrim) (4.3) a f m a a bir çevrimde silindire alınan hava miktarını (kg/çevrim), stokiyometrik hava/yakıt oranını ifade etmektedir.

69 43 m rg P V evc evc ( kg) (4.4) R T rg exhaust eşitliği ile art egzoz gazını tahmin etmek mümkündür. Bu eşitlikte; P evc egzoz supabı kapandığı anda silindir basıncını (Pa), V evc egzoz supabı kapandığı anda silindir hacmini (m 3 ), R rg üniversal art gaz sabitini (J/kgK), T exhaust egzoz gaz sıcaklığını (K), m rg art egzoz gazı miktarını (kg) ifade etmektedir. Silindir içi art gaz miktarı oranı; X rg m m rg rg m m m m tot f a rg (4.5) ile hesaplanabilir. m eşitlikte yerine yazılırsa; a X rg m m rg rg m a m m m 1 a m f f rg f rg (4.6) elde edilir. Art gaz miktarı mol cinsinden hesaplanırsa; X rg rg m 1 a m f m rg (4.7) elde edilir. Bu eşitlikte art gaz miktarı mol cinsinden m rg P V evc evc ( km ol ) (4.8) R T rg exhaust şeklinde yazılabilir. Rrg evrensel gaz sabiti 8314 ( J / kmolk ) alınır.

70 44 m f yakıt tüketiminin mol cinsinden belirlenmesi için yanma denkleminden elde edilen katsayı kullanılır. Bir çevrimde tüketilen yakıt miktarı mol cinsinden hesaplanır ve art gazın belirlenmesi için denklemde kullanılır [23, 25, 99, 100].

71 45 5. LİTERATÜR ÖZETLERİ Giderek sıkılaşan çevre koruma kanunları ve yakıt tüketiminin azaltılması ihtiyacından dolayı, alternatif bir yanma teknolojisi olan HCCI motorlar, yüksek ısıl verimi, düşük is ve NO x emisyonları ile ümit vermekte ve son yıllarda bu yanma teknolojisi üzerinde birçok araştırma yapılmaktadır [5, 7]. İdeal HCCI yanma işleminde, yanma odasının genelinde ve bölgesel alanlarda lambda ve sıcaklık oranlarında bir farklılık olmadan, yüksek hava fazlalık oranı ile hava/yakıt karışımı homojen olarak hazırlanmaktadır. Homojen ve fakir dolgunun sıkıştırılması ile yanma odasındaki karışımın tümünün eşzamanlı olarak kendi kendine tutuşması sağlanabilmektedir. Böylece zengin yakıt karışım bölgeleri mevcut olmadan, is oluşumu engellenebilmektedir [5-7,8]. HCCI motorların sağladığı bu avantajlara karşın, güncel uygulamalarda birçok teknik problem ile karşılaşılmaktadır. Çözülmesi gereken bu temel problemlerin başında yanma başlangıcının ve yanmada oluşan faz farkının kontrol edilmesi gelmektedir. Aynı zamanda yüksek motor yüklerinde vuruntu sınırı ile çok düşük motor yüklerinde düzensiz çalışma problemleri bulunmaktadır. Bu problemleri aşacak HCCI çalışma aralığını daha geniş yük ve motor hızı aralığında gerçekleştirebilecek motor ayar parametreleri üzerine literatürde birçok çalışma yapılmaktadır [9-13]. Yüksek ısıl verim ve düşük egzoz emisyonlarına sahip olan HCCI yanması, benzinli veya dizel motor üzerinde değişikliğe gidilerek sağlanabilmektedir. Her iki durumda da yanma, hava/yakıt karışımının kendi kendine tutuşması ile başlamaktadır. Hava/yakıt karışımı, silindir içerisine gaz kelebeği olmaksızın herhangi bir kısılma meydana gelmeden alınmakta ve kısmi motor yüklerinde oldukça fakir karışımlarda çalışabilmektedir. Motor yükü değişimi hava/yakıt oranının kontrolü ile sağlanmaktadır. Benzinli motorlarda HCCI yanmasının sağlanabilmesi amacıyla kendi kendine tutuşmanın gerçekleşeceği şartlar oluşturulmalıdır. Bu amaçla kendiliğinden yanma işlemi için silindir içerisindeki basınç ve sıcaklığı arttırmak amacıyla sıkıştırma oranının arttırılması veya emme havasının ısıtılması gerekmektedir. Bunun yanında oktan sayısı düşük yakıtların kullanılmasıyla HCCI yanması sağlanabilmektedir [5]. Yücesu ve arkadaşları çalışmalarında RON 40 ve dizel yakıtlarını kullanarak tek silindirli bir dizel motorunu kısmi ve tam HCCI modlarında çalıştırmışlardır. Deneyler tek silindirli,

72 46 dört zamanlı, direkt enjeksiyonlu bir dizel motoru ile gerçekleştirilmiştir. Motorun emme manifoldu üzerine düşük basınçlı port tipi yakıt enjektörü yerleştirmişlerdir. Kısmi HCCI konumundaki deneyler 16 Nm ve 8 Nm motor momenti (tam ve yarım yük) ile /min motor hızında yapılmıştır. Deneylere başlanmadan önce kararlı çalışma şartlarının oluşması için motor ısıtılmış, kısmi HCCI deneylerinde motor dizel yakıtı ile çalıştırılarak istenilen moment değerine ayarlanmıştır. Daha sonra moment miktarı %10 aralıklarla azaltılmış, azalan kısım emme manifolduna püskürtülen RON 40 yakıtı ile tamamlanmıştır. Ön karışım yakıtının miktarı motor momentinin % değişim oranı olarak tanımlanmıştır. Hacimsel olarak RON 40 yakıt tüketimi, enjektörün açık kalma süresine ve açılma gecikme miktarına bağlı olarak hesaplanmıştır. Kısmi HCCI modunda gerçekleştirilen testleri /min motor hızında tam ve yarım yük konumlarında yapmışlardır. Tam HCCI testleri ise 4, 8, 12, 16 ve 20 N motor yüklerinde yapılmıştır. Kısmi HCCI modda silindir içi basınç ön karışım oranı arttığı için ortalama efektif basınçtaki değişimlerin ve ana yanma fazında ısı dağılım oranının arttığını görmüşlerdir. Ön karışım oranı arttığında HC ve NO x emisyonlarının arttığını, duman emisyonlarının ise azaldığını görmüşlerdir. Tam HCCI modunda yapılan çalışmada hemen hemen sıfır NO x ve duman emisyonu değerlerine ulaşılmıştır. Fakat CO ve HC emisyonlarının kısmi HCCI moddan daha fazla olduğunu görmüşlerdir [101]. Can ve arkadaşları yaptıkları çalışmada, ön karışımlı benzin yakıtının yanma ve egzoz emisyonları üzerine etkilerini tek silindirli bir HCCI-DI motorunda incelemişlerdir. Deneyler motorun maksimum moment devri olan /min ve tam yük çalışma şartlarında yapılmıştır. Bu çalışmada, kısmi olarak HCCI modunda çalışacak şekilde direkt enjeksiyonlu bir dizel motorunun dönüşümü yapılmıştır. Motor üzerine adapte edilen ikinci bir yakıt sistemi haricinde herhangi bir değişikliğe gidilmeden pilot dizel yakıt enjeksiyonu ile HCCI yanma başlangıcı kontrol edilmeye çalışılmıştır. Deneysel çalışmalar sonucunda, iki aşamalı yanma (ön karışımlı HCCI yanması ve difuzyon yanması) gözlemlenmiştir. İlk aşama yanma kısmında, silindir içi basınç ve ısı dağılımında artış görülmüştür. İkinci aşama yanma kısmında ise, ön karışımlı benzin yakıtı ile daha düşük difüzyon yanması gerçekleşmiştir. Çevrimden çevrime farklılıklar dizel yakıtı ve % 10 ön karışımlı benzin yakıtında oldukça azaldığını görmüşlerdir. % 30 ön karışımlı benzin yakıtında duyulabilir miktarda vuruntu gerçekleştiğini görmüşlerdir. NO x -is zıt eğilim karakteristiği değişmiş ve her iki emisyonda iyileşmeler eş zamanlı olarak sağlanmıştır. Egzoz gazı sıcaklığı % 22

73 47 oranında azalırken, NO x ve is emisyonlarında % 16 ve % 65 oranında azalma sağlandığını diğer yandan HC ve CO emisyonlarında artış olduğunu görmüşlerdir [102]. Chang ve arkadaşları yaptıkları çalışmada benzinli HCCI motorda termal etkilerin daha iyi kavranması için nicel ve nitel açıdan deneysel bir çalışma yapmışlardır. Deneylerde ön karışımlı tek silindirli benzinli bir motor kullanmışlardır. HCCI motorunda emme havası giriş sıcaklığı, silindir duvar sıcaklığı ve soğutucu akışkan sıcaklığının yanma, performans ve emisyonlar üzerindeki etkileri incelenmiştir. Deneylerde motor yüksek yüklerde buji ile ateşlemeli modunda, kısmi yüklerde HCCI modda çalıştırılmıştır. HCCI motorun stabil yanma sınırının emme havası giriş sıcaklığından çok silindir duvar sıcaklığına bağlı olduğunu görmüşlerdir. Yaptıkları deneylerde emme havası giriş sıcaklığı azaldıkça, yanma zamanlamasının rötara alındığını görmüşlerdir. Bunun tersinde silindir duvar sıcaklığının azalması ile çevrimsel farklılıkların arttığını, yanma oranının azaldığını görmüşlerdir. HCCI yanma işleminde yanmanın alevden çok kimyasal kinetikler tarafından kontrol edildiğini ortaya koymuşlardır. Türbülans girdabının kontrol edilmesiyle kısmi yanmanın kontrol edilebileceğini görmüşlerdir. Aynı zamanda ikinci bir emme portunda bulunan girdap kontrol supabı ile türbülans girdabını kontrol etmişler ve tek silindirli bir motorda yanma üzerindeki etkilerini incelemişlerdir [103]. Osborne ve arkadaşları silindir içi kendi kendine yanma şartlarının elde edilmesi için gerekli olan değerlerin belirlenmesi amacıyla 2 ve 4 zamanlı motorlarda yanma modelleri geliştirmişlerdir. Gerçekleştirilen programda 4 zamanlı motorda NO x emisyonlarında %50-99 arasında azalma elde edilmiş, gelecekte otomotiv uygulamaları için HCCI yanmasının değerlendirilmesini yapmışlardır. Fakat HC emisyonlarının klasik yanma türlerinden fazla olduğu anlaşılmıştır. Yakıt tüketiminde de iyileşmeler olduğunu görmüşlerdir [104]. Maurya ve Agarwal çalışmalarında iki silindirli, dört zamanlı metanol ve benzinle çalışan bir dizel motorda HCCI yanma karakteristiklerini incelemişlerdir. Homojen dolgunun elde edilmesi için port yakıt enjeksiyon sistemi kullanmışlardır. Emme havası sıcaklığının ısı dağılım oranı, elde edilen maksimum basınç ve meydana gelen basıncın şekli üzerinde önemli etkileri olduğunu görmüşledir. Sonuçlar emme havası giriş sıcaklığının yanma zamanlamasının kontrolünde çok hassas bir parametre olduğunu göstermektedir. Sonuçta HCCI yanma işleminin değiştiğini görmüşlerdir. Metanol ve benzinin kullanıldığı HCCI yanmasında ısı dağılım oranının daha yüksek ve yanma süresinin daha kısa sürdüğünü

74 48 gözlemlemişlerdir. Gaz değişim veriminin metanolle yapılan çalışmada benzinden daha yüksek olduğunu görmüşlerdir. Metanolle elde edilen yanma verimi %96,6, benzinde ise % 91,7 olduğunu tespit etmişlerdir. Bu sonuçlar altında metanolün HCCI yanması için benzine göre daha üstün karakteristikler ortaya koyduğunu göstermişlerdir [52]. Wang ve arkadaşları çalışmalarında DI ve SI yanma modlarında HCCI yanmasında yanma kontrolü, çalışma aralığının genişletilmesi gibi problemlere çözüm bulmak amacıyla iki kademeli enjeksiyon sistemini incelemiştir. Çalışmada HCCI yanma karakteristiklerini farklı hava/yakıt oranlarında, motor hızlarında ve enjeksiyonun başlamasına göre incelemişlerdir. Sıkıştırma zamanında emme hattındaki türbülans, akış ve 2. yakıt enjeksiyonu ile karışım zenginleştirilmiş ateşleme şartlarına yaklaştırılmıştır. Hidroksil iyonları zengin karışım sınırında maksimum noktaya ulaşmıştır. Birçok karışım taneciğinin eş zamanlı olarak yanma işlemine iştirak ettiğini görmüşlerdir. Fakir karışım tarafından etrafı sarılan karışımla ateşleme işlemi başlangıcının sağlandığını tespit etmişlerdir. İkinci yakıt enjeksiyonun HCCI yanma stabilitesini iyileştirdiğini görmüşlerdir. Bunun yanında ikinci yakıt enjeksiyonunun vuruntuya, çevrimsel farklılıklara ve dalgalanmalara neden olduğunu görmüşlerdir [105]. Wang ve arkadaşları tarafından yapılan diğer bir çalışmada direkt enjeksiyonlu benzinli bir motorda buji ile ateşlemenin HCCI yanması üzerindeki etkileri incelenmiştir. Deney sonuçları buji ile ateşlemenin HCCI yanmasının kritik çalışma şartları altında yanmayı iyileştirdiğini göstermiştir. Buji ile ateşlemeden HCCI şartlarına geçişte, geçiş dalgalanmaları daha düzgün hale gelmiştir. HCCI yanma modunda buji kıvılcımının yanmanın stabilitesini kontrol ettiğini görmüşlerdir. Aynı zamanda SI ve HCCI modları arasında daha düzgün bir geçişin sağlandığını görmüşlerdir. Buji kıvılcımı kesildiğinde ateşlenememe problemi ortaya çıkmakta, buji kıvılcımı sağlandığında HCCI yanmasının tetiklendiğini görmüşlerdir. Karışımın konsantrasyonu ve sıcaklığı HCCI yanmasını oluşturacak şartlarda değilse buji kıvılcımının HCCI yanmasını sağlayamadığını görmüşlerdir [106]. Çanakçı yaptığı çalışmada, bir dizel motordan dönüştürülmüş direkt enjeksiyonlu benzinli HCCI motorunda emme havası basıncının motor performans ve emisyonları üzerindeki etkilerini incelemiştir. Genel olarak artan emme havası basıncına göre maksimum torku verecek şekilde yakıt enjeksiyon başlangıcı avansa alınmaktadır. Motor torku ise emme

75 49 havası basıncının artışıyla birlikte artış göstermiştir. Artan motor hızı ile yanma süresi daha da kısaldığından homojen karışımın sağlanabilmesi için enjeksiyon başlangıcı rötara alınmıştır. Aynı eşdeğerlik oranında emme havası basıncının artışı ile artan hava akış oranına karşılık yakıt akışında artışa neden olmuştur. Yakıt akışındaki artış ile motor torkunun artması sonucu özgül yakıt tüketiminin azaldığını görmüştür [107]. Chun-hua ve arkadaşları HCCI motorda etanol, metanol ve benzin yakıtlarını denemişlerdir. HCCI yanma karakteristikleri üzerinde emme havası giriş sıcaklığı ve karışım konsantrasyonun etkilerini incelemişlerdir. Emme havası sıcaklığı arttıkça maksimum silindir basıncının arttığını görmüşlerdir. Benzinle yapılan deneyde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça CO ve HC emisyonlarının azaldığını, NO x emisyonunun bir miktar arttığını görmüşlerdir. Aynı zamanda hava fazlalık katsayısının artışı ile HC ve CO emisyonlarının arttığını görmüşlerdir. Metanolün üç yakıt arasında en düşük HC emisyon değerlerini veren yakıt olduğunu görmüşlerdir. Her üç yakıt için NO x emisyonunun çok düşük olduğunu, hava fazlalık katsayısının 2,5 değerini geçtiğinde NO x emisyonunun sıfır olduğunu görmüşlerdir [94]. Düşük yüklerde yanma verimini iyileştirmek, daha yüksek yüklere doğru HCCI yanması sağlayarak çalışma aralığını genişletmek için bazı metodlar denenmiş ve analiz edilmiştir. Yang çalışmasında benzinli HCCI motorda çalışma aralığını genişletmeye çalışmıştır. Kinetik işlemleri iyileştiren OKP motor kullanmıştır. Kullanılan motorda sıkıştırma oranı değiştirilebilmekte, motor atkinson çevriminde çalıştırılmak için emme supabının kapanma zamanlaması rötara alınarak sıkıştırma oranı azaltılmakta ve volümetrik verim azaltılabilmektedir. Yapılan çalışmada CO emisyonunun HCCI çalışmasını sınırlayan bir diğer faktör olduğunu görmüştür. Düşük yüklerde karışım seyreltildiği zaman CO emisyonlarında keskin bir artış görmüştür. Bu karışımın sıcaklığını azaltarak CO emisyonun CO 2 e dönüşümünü yavaşlatmıştır [47]. Maurya ve Agarwal bir başka çalışmasında HCCI benzin motorunda metanol yakıtı kullanılarak, yanma üzerindeki etkilerini deneysel olarak incelemişlerdir. Çalışmalarında iki silindirli, dört zamanlı, bir benzinli motorda metanol ve benzin kullanılarak HCCI yanma karakteristikleri incelemişlerdir. Homojen hava/yakıt karışımı için port tipi yakıt enjeksiyon sistemi kullanmışlardır. Deneyler HCCI yanması için gerekli olan kendi kendine yanma şartlarında emme havası giriş sıcaklığı C arasında değiştirilerek

76 50 gerçekleştirilmiştir. Emme havası sıcaklığının ısı dağılım oranı, elde edilen maksimum basınç ve basıncın şekli üzerinde önemli etkileri olduğunu görmüşlerdir. Sonuçta emme havası giriş sıcaklığının yanma zamanlamasının kontrolünde çok hassas bir parametre olduğunu görmüşlerdir [59]. Xingcai ve arkadaşları n-heptan ve etanol/n-heptan yakıt karışımını kullanan HCCI motorunda kendi kendine yanma, tutuşma ve emisyon karakteristiklerini incelemişlerdir. Deneyler tek silindirde HCCI yanması sağlanarak n-heptan ve %10, %20, %30, %40, ve %50 hacimsel oranda etanol/n-heptan yakıt karışımları kullanılarak yapılmıştır. N-heptan içerisine etanolün ilave edilmesiyle, maksimum ortalama efektif basıncın 3,38 bara yükseldiğini, %30 etanol ilavesi ile maksimum ortalama efektif basıncın 5,2 bara kadar arttığını görmüşlerdir. Etanol ilavesi ile ateşleme zamanlamasının rötara alınmasından dolayı etanol/n-heptan yakıt karışımında geniş yüklerde HCCI yanmasının arttığını, etanol/n-heptan yakıt karışımında yanma süresinin n-heptan yakıtına göre daha uzun olduğunu gözlemlemişlerdir. %20-30 etanol/n-heptan yakıt karışımında kısmi yanma, %40 karışım oranında ise ateşlenememe problemini görmüşlerdir [2]. Fathi ve arkadaşları çalışmalarında tek silindirli bir araştırma motoru üzerinde doğal gaz ve n-heptan yakıtı kullanılarak HCCI yanmasını incelemişlerdir. Deneylerde farklı EGR miktarlarında yanma fazı ve yanma süresinin kontrolü araştırılmıştır. Sonuçların analizi için ısı dağılım modeli geliştirmişlerdir. Deney sonuçları EGR nin ortalama dolgu sıcaklığını azalttığını göstermiştir. Bunun yanında yanma fazı üzerinde etkisi görülmüş, yanma süresi uzamış ve yanmanın başlangıcı rötara alınmıştır. Isı transfer oranının EGR ile azaldığını aynı zamanda EGR ile NO x miktarının azaldığını, HC ve CO emisyonlarının arttığını gözlemlemişlerdir [108]. Zhang ve arkadaşları çalışmalarında HCCI yanmasını ve hızını kontrol etmek için pozitif supap bindirmesinin sağlandığı, port tipi yakıt enjeksiyon sistemine sahip bir benzinli motorda yanma odasına direkt DME püskürtmüşlerdir. Erken, bölünmüş ve geç yakıt enjeksiyon stratejileri uygulanarak, kendi kendine tutuşma ve alev gelişimini incelemişlerdir. 1,3 bar ile 9,1 bar efektif basınç değerleri arasında kararlı HCCI yanmasını sağlamışlardır. DME yakıt enjeksiyon stratejileri ile HCCI çalışma aralığının genişletildiğini, erken yakıt enjeksiyonu ile kendi kendine tutuşmanın kolayca gerçekleştiğini görmüşlerdir. Aynı hava/yakıt oranında buji ile ateşlemeli yanmaya göre

77 51 NO x emisyonlarında % 90 azalma görmüşlerdir. Aynı zamanda ısıl verim buji ile ateşlemeye göre artmış fakat indike ortalama efektif basınç azalmıştır [109]. Wang ve arkadaşları HCCI ve buji ile ateşleme yanma modunda termal tabakalaşmanın etkilerini incelemişlerdir. Tek silindirli, supap zamanlaması ve supap kalkma miktarı değiştirilebilen motorda yapılan deneylerde silindir duvar sıcaklığının son gaz bölgesi sıcaklığını önemli bir şekilde etkilediğini görmüşlerdir. Emme havası giriş sıcaklığının ve soğutucu akışkan sıcaklığının artması maksimum ısı dağılımı değerini arttırdığını ve yanma süresinin kısaldığını görmüşlerdir. Emme havası giriş sıcaklığının artışı kendi kendine tutuşma işlemini hızlandırmıştır. Bunun yanında erken gerçekleşen kendi kendine yanma işleminin (yanan kütle miktarının % 65 inden önce) emme havası giriş sıcaklığına karşı hassas bir şekilde değiştiğini görmüşlerdir. Yanma başlangıcında emme havası giriş sıcaklığının daha büyük etkisi olduğunu görmüşlerdir. Emme havası giriş sıcaklığı ve silindir duvar sıcaklığı son gaz bölgesinde termal tabakalaşma üzerinde güçlü bir etkisi bulunduğunu görmüşlerdir [110]. Turkcan ve arkadaşları yaptıkları çalışmada etanol, metanol ve benzin karışımlarını direkt enjeksiyonlu benzinli HCCI motorunda denemişlerdir. Dizel motoru elektronik olarak kontrol edilen benzinli HCCI motora dönüştürmüşlerdir. Yakıt enjeksiyon miktarı ve yakıt enjeksiyon zamanlaması değiştirilebilen motorda benzin, E10, E20, M10 ve M20 yakıtları ile sabit motor hızında (1100 1/min) ve farklı eşdeğerlik oranlarında test edilmiştir. İkinci bir yakıt enjeksiyonu ile HCCI yanması çalışma aralığının genişletilebileceğini ve emisyonların kontrol edilebileceğini görmüşlerdir. İkinci yakıt enjeksiyon zamanlamasının rötara alınmasıyla yanma başlangıcının rötara alındığını, silindir basıncı ve ısı dağılımının azaldığını görmüşlerdir. Optimum ikinci yakıt enjeksiyon zamanlaması ile yanmanın iyileştiğini, CO, HC ve NO x emisyonlarının azaldığını daha yüksek indike ortalama efektif basınç ve verimin elde edildiğini görmüşlerdir. Test yakıtlarında etanol oranının artması maksimum silindir içi basıncını, silindir basıncı artış oranını, ısı dağılım değerlerini ve NO x emisyonlarını azaltmıştır. Düşük ve yüksek eşdeğerlik oranlarında yanma başlangıcı ve KA50 sürelerinin rötara alındığını görmüşlerdir. Bunun yanında alkol ve benzin yakıt karışımlarının benzine göre vuruntu sınırına daha fazla yaklaştığını, yanma süresinin kısaldığını görmüşlerdir. İkinci yakıt enjeksiyon işleminde HC ve CO emisyonları NO x ve is emisyonlarına göre daha az etkilenmiştir. Tüm test yakıtları için yakıt enjeksiyon

78 52 zamanlamasının avansa alınması is emisyonlarını arttırmış NO x emisyonlarını azaltmıştır [111]. Jang ve arkadaşları DME ile HCCI yanma modunda çalıştırdıkları tek silindirli, dört zamanlı, üstten kam miline sahip motorda direkt enjeksiyonun ve EGR nin yanma karakteristikleri üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. EGR miktarı % 0 dan %60 a kadar değiştirilmiştir. Hava fazlalık katsayısı 3,1 den 4,8 e, enjeksiyon zamanlaması 20 KA dan 350 KA a kadar değiştirilmiştir. Direkt enjeksiyon ile yapılan çalışma sonunda port enjeksiyona göre geç gerçekleşen yanmadan dolayı indike ortalama efektif basınç artmıştır. İndike ortalama efektif basınç EGR ile artmıştır. Aynı zamanda EGR ile genişleme zamanı boyunca yapılan pozitif işin arttığını görmüşlerdir. Optimum enjeksiyon zamanlaması ile port enjeksiyon sistemine göre indike ortalama efektif basınç % 22, EGR ile %55 artmıştır [112]. Bahri ve arkadaşları tek silindirli, dört zamanlı bir dizel motorunu HCCI yanma modunda etanol ile çalıştırarak ateşlenememe problemini incelemişlerdir. Ateşlenememe problemini incelemek için yapay sinir ağlarından faydalanmışlardır. Yanan yakıt miktarının % 50 ye ulaşması için gereken krank açısı cinsinden süre uzadıkça kısmi yanma görülmüş, HC ve CO emisyonlarında çok ciddi artış fark edilmiştir. Etanol ile sağlanan HCCI yanmasının eşdeğerlik oranına bağlı olarak hassas bir şekilde değiştiğini görmüşlerdir. Maksimum ısı dağılımı, indike ortalama efektif basınç, ateşlenememe işlemine bağlı olarak değiştiğinden normal çevrimler ile ateşlemenin sağlanamadığı çevrimleri ayırt etmişlerdir [113]. Singh ve arkadaşları çalışmalarında iki silindirli motorda dizel, dizel-biyodizel yakıt karışımlarının (B20, B40) HCCI yanması, motor performansı ve emisyonlar üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Silindirlerden birini HCCI yanma modunda diğerini konvansiyonel sıkıştırma ile ateşlemeli yanma modunda çalıştırmışlardır. HCCI yanmasında hava ile yakıtın homojen karışım oluşturabilmesi için port tipi yakıt enjeksiyon sistemi kullanılmıştır. HCCI yanmasının kontrol edilmesi için %0, % 15, %30 oranlarında EGR uygulanmıştır. Biyodizel ile yapılan HCCI çalışmasında düşük ısı dağılımına bağlı olarak dizel HCCI yanmasına göre daha stabil yanma sağlanmıştır. Motor çıkış gücü azalmış, özgül yakıt tüketimi test yakıtındaki biyodizel miktarı arttıkça artmıştır. Aynı zamanda biyodizelin daha yavaş buharlaşma karakteristiğine bağlı olarak test

79 53 yakıtlarındaki biyodizel miktarı arttıkça CO, HC ve is emisyonlarında bir miktar artış görmüşlerdir [114]. Zhang ve arkadaşları n-heptan ile HCCI motorda λ ve emme havası giriş sıcaklığının HCCI yanması üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Farklı λ ve emme havası giriş sıcaklıklarında yapılan deneylerde silindir basıncı, ısı dağılımı, tutuşma zamanlaması, tutuşma süresi değişimlerini araştırmışlardır. N-heptan ile yapılan çalışma sonucunda emme havası giriş sıcaklığının HCCI yanmasını hava/yakıt oranından daha fazla etkilediğini görmüşlerdir. Bunun nedeni emme havası giriş sıcaklığının oksidasyon reaksiyonları üzerinde daha fazla etkisinin olmasıdır. Aynı zamanda emme havası giriş sıcaklığının artışı ile HCCI yanma modunda deney motorunun daha geniş hava fazlalık katsayısı aralıklarında çalıştığını görmüşlerdir. N-heptanın HCCI yanmasında üç aşamalı yanmaya neden olduğunu belirtmişlerdir. Bunlar düşük sıcaklık reaksiyonları, negatif sıcaklık katsayılı bölge ve ana yanmanın görüldüğü yüksek sıcaklık reaksiyonları bölgesidir. Emme havası giriş sıcaklığının düşük sıcaklık reaksiyonları ve negatif sıcaklık katsayılı bölgedeki kimyasal reaksiyonlar üzerinde büyük etkiye sahip olduğunu görmüşlerdir. Emme havası giriş sıcaklığı 30 C den 70 C ye çıkarıldığında kendi kendine tutuşma gecikmesinin kısaldığını, erken tutuşma ile negatif işin arttığını görmüşlerdir [115]. Lu ve arkadaşları tek silindirli bir motorda benzin-dizel yakıt karışımlarının HCCI yanması ve emisyonlar üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Deney motorunda direkt enjeksiyon ve port enjeksiyon sistemi bulunmaktadır. Hacimsel olarak % 30, %40 ve %50 benzin içeren dizel-benzin yakıt karışımları (G30, G40 ve G50) ile HCCI yanma modunda yapılan deneylerde G30 yakıtı ile karşılaştırıldığında G40 ve G50 yakıtları ile maksimum silindir basıncı, ısı dağılımı ve NO x emisyonlarının arttığını görmüşlerdir. Aynı zamanda emme basıncının artışının NO x ve is emisyonlarını azaltmada büyük potansiyele sahip olduğunu görmüşlerdir [116]. HCCI yanması silindire alınan karışımın homojenliği, volümetrik verim ve hava fazlalık katsayısından oldukça etkilenmektedir. Emme havasının ısıtılması ve hızlı ısı dağılımının yavaşlatılması amacıyla yanma odasında bir miktar egzoz gazının bırakılması gerekmektedir. Bu amaçla HCCI yanmasında değişken supap zamanlamasına ve farklı kam profillerinin kullanılmasına ihtiyaç vardır. HCCI yanma fazının kontrolünde kendiliğinden

80 54 kontrollü yanma ile ilgili yapılan çalışmaların temelinde değişken supap zamanlama sistemleri ve farklı kam profillerinin kullanıldığı mekanizmalar bulunmaktadır. Xie ve arkadaşları buji yardımı ile kendi kendine tutuşmanın sağlandığı tek silindirli, dört zamanlı Ricardo-Hydra motorda pozitif supap bindirmesinin ve supap zamanlamasının yanma ve gaz değişim işlemi üzerindeki etkilerini deneysel ve sayısal olarak incelemişlerdir. Emme ve egzoz supap kalkma miktarları 0,3 mm den 9,5 mm ye kadar değiştirilmiştir /min motor hızında tam gaz kelebeği açıklığında yapılan deneylerde stokiyometrik çalışma şartı altında motor yükünün pozitif supap bindirmesi ve EGR ile kontrol edilebileceğini görmüşlerdir. Emme supabının erken açılması ile ısı kayıplarının arttığını stabil kendi kendine tutuşma potansiyelinin yük azaldıkça zayıfladığını görmüşlerdir. Yakıt tüketiminin azaltılması için daha az pozitif supap bindirmesi ve daha fazla EGR uygulamasının gerektiğine karar vermişlerdir [117]. Chen ve arkadaşları tek silindirli değişken supap zamanlamasına sahip bir motorda HCCI yanmasının düşük yüklerdeki çalışma sınırını genişletmeye çalışmışlardır. Deney motorunda emme ve egzoz supapları kalkma miktarı 0,3 mm den 9,5 mm ye kadar değiştirilebilmektedir. Deneyler tam gaz kelebeği açıklığında ve stokiyometrik şartlarda gerçekleştirilmiştir. Direkt ve port tipi yakıt enjeksiyonlu sistemde negatif supap bindirmesi sağlanarak rölanti devrinde kararlı kendi kendine tutuşmayı incelemişlerdir. Emme supabı erken açıldığında düşük yüklerde kararlı HCCI yanmasının sağlandığını görmüşlerdir. Rölanti devrinde, stokiyometrik hava/yakıt oranında emme supabının daha erken açılmasının HCCI çalışma aralığını genişlettiğini görmüşlerdir /min motor hızında 85 kpa indike ortalama efektif basınç ile stabil bir yanma elde edildiğini görmüşlerdir. Bunun yanında direkt enjeksiyon ve erken emme supabı açılma stratejisi ile yakıt tüketiminin iyileştirilebileceğini görmüşlerdir [118]. Hunicz direkt enjeksiyonlu HCCI motorda negatif supap bindirmesinin yanma üzerindeki etkilerini incelemiştir. Krank açısı cinsinden 157 ile 182 KA derece aralıklarda sağlanan negatif supap bindirmesi ile hava yakıt karışımı, stokiyometrik orandan fakir karışıma doğru değiştirilmiştir. Egzoz gazlarının sıkıştırılması boyunca yakıt enjeksiyonun rötara alınması ile yanmanın avansa alındığını görmüştür. Aynı zamanda egzoz gazlarının genişlemesi süresince negatif supap bindirmesinin termal etkisine bağlı olarak yanmanın rötara alındığını görmüştür. Negatif supap bindirmesi ile geç yakıt enjeksiyonu (ÜÖN dan

81 55 20 KA sonra) sonucu yanma zamanlamasının stokiyometrik ve fakir karışım şartları için rötara alındığını görmüştür [119]. He ve arkadaşları negatif supap bindirmesi stratejisine sahip tek silindirli port tip yakıt enjeksiyon sistemine sahip HCCI motoru n-butanol ile çalıştırmışlardır. Deneyler farklı hava/yakıt oranlarında sabit indike ortalama efektif basınç değerlerinde gerçekleştirilmiştir. Emme supabı açık kalma süresi 170 KA, kalkma miktarı 2 mm, egzoz supabı açık kalma süresi 127 KA kalkma miktarı ise 1 mm dir. Aynı çalışma şartları altında hava/yakıt oranının artması ile yanma süresinin çok az değiştiğini, motor hızının artışı ile kendi kendine tutuşma zamanlamasının avansa alındığını görmüşlerdir. Aynı zamanda hava fazlalık katsayısının artışı ile art gaz miktarı azalmış motor hızından bağımsız olarak kendi kendine tutuşma zamanlamasının rötara alındığını görmüşlerdir [120]. Tian ve arkadaşları yaptıkları çalışmada geliştirilmiş iki kademe kam mekanizmasıyla motorun tek bir devrinde normal SI kam mekanizmasından HCCI çalışması için gerekli olan negatif supap bindirmesini sağlayan supap mekanizmasına geçişi sağlamışlardır. HCCI yanmasını sınırlayan basınç artış oranı ve maksimum basınçtan dolayı karışımı seyreltmek için EGR kullanmışlardır. Bunun yanında dahili EGR uygulaması için negatif supap bindirmesi ile art gazları silindirde tutmuşlardır. CAI yanma işleminde gaz kelebeği konumunun değişiminin etkilerini incelemişlerdir. SI ve HCCI modları arasındaki geçiş ateşlenememe, vuruntu gibi anormal yanma işlemlerine neden olmadan daha düzgün ve hızlı bir şekilde sağlanmıştır. Gaz kelebeği konumunun az bir etkisinin olduğunu görmüşlerdir. İki kademeli kam profili değişimi ile HCCI ve SI modları arasında düzgün, kararlı bir geçiş sağlamışlardır [121]. Milovanovic ve arkadaşları çalışmalarında RON 95 araştırma yakıtıyla çalışan bir CAI motorunda egzoz supabının açılması ile emme supabının kapanması arasında egzoz gazı değişim işlemi üzerinde değişken supap zamanlama stratejisinin etkilerini analiz etmişlerdir. Analizi hem deneysel hem de modelleme ile gerçekleştirmişlerdir. SI çalışma modundan CAI moduna geçişi negatif supap bindirmesinin arttırılması ve supap kalkma miktarının azaltılması ile sağlamışlardır. SI çalışma modunda supap kalkma miktarı 8 mm iken CAI yanma modunda 6 mm olarak ayarlamışlardır. CAI motor simülasyonunu Chemkin III programı ile kimyasal kinetik kodları kullanılarak yapmışlardır. Sonuçlar incelendiğinde egzoz supabı kapanmasının parametreler üzerinde en fazla etkiye sahip

82 56 olduğunu görmüşlerdir. Egzoz supabının açılması ve emme supabının kapanmasının daha az etkisinin olduğunu görmüşlerdir. Egzoz supabının kapanması yük, motor gücü ve volümetrik verim üzerinde direkt etkiye sahiptir. Ayrıca içeride bırakılan egzoz gazları emme supabının kapanması esnasında karışımın sıcaklığı, basıncı ve kompozisyonunu değiştirmektedir. Emme supabı açılması işleminin pompalama kayıpları ve emme supabına art gazların geri akışı üzerinde etkileri olduğunu görmüşlerdir. Sonuçta CAI yanma işleminin kontrol edilebildiğini görmüşlerdir [74]. Li ve arkadaşları çalışmalarında CAI yanmasında enjeksiyon zamanlaması ve iki kademeli enjeksiyonun etkilerini tek silindirli, direkt enjeksiyonlu, benzinli bir motorda hava destekli çalışan bir enjektör vasıtası ile incelemişlerdir. Egzoz supaplarının erken kapanması ve düşük supap kalkma miktarını ayarlayan kam mili mekanizması ile yanmış gazların silindirde tutulmasıyla CAI yanması gerçekleştirilmiştir. Bu çalışmada tek ve iki kademeli enjeksiyonun etkilerini görmeye çalışmışlardır. Tek enjeksiyon için enjeksiyon zamanlaması farklı egzoz supabı kapanma zamanlamalarına göre erken enjeksiyondan geç enjeksiyona şeklinde gerçekleştirmişlerdir. CAI yanması çalışma aralığının erken enjeksiyon ile uzatılabileceğini görmüşlerdir. İki kademe enjeksiyon ile CAI yanmasında stokiyometrik ve fakir karışımlarda çalışma aralığının uzatıldığını görmüşlerdir. Ortalama efektif basınç değerlerinin uzatılmasının egzoz supabı kapanma zamanlamasına bağlı olduğunu göstermişlerdir. Ayrık enjeksiyon kullanıldığında egzoz supabının geç kapanmasının daha iyi bir CAI yanması oluşturduğunu görmüşlerdir [122]. Yeom ve arkadaşları yaptıkları çalışmada LPG ve benzin ile çalışan HCCI motorda değişken supap mekanizmasının emisyon ve yanma karakteristikleri üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. LPG ve benzinin yanında ek olarak di-metil eter yakıtını kullanmışlardır. Yanmanın başlaması, volümetrik verime bağlı olarak emme supabı zamanlaması ve hava/yakıt oranından etkilenmiştir. Emme supabı zamanlaması rötara alındığı için HC ve CO emisyonlarının arttığını, CO 2 miktarının azaldığını görmüşlerdir. Bunun yanında LPG ile yapılan HCCI yanmasında CO 2 emisyonlarının benzinli HCCI yanmasına göre daha az olduğunu tespit etmişlerdir. Maksimum yanma basıncı ve basınç artış oranının toplam hava/yakıt oranı azaldığından dolayı yanabilir dolgu miktarının artmasına bağlı olarak arttığını görmüşlerdir. Geç zamanlamalarda tamamlanmayan yanmadan dolayı ortalama efektif basıncın azaldığını tespit etmişlerdir [123].

83 57 Lee ve arkadaşları çalışmasında daha düşük sıcaklıkta meydana gelen benzinle yapılan kendi kendine tutuşma işleminin (CAI) esaslarını incelemişlerdir. Kendi kendine tutuşma işleminde hava/yakıt oranı, EGR ve enjeksiyon zamanlamasının etkilerini araştırmışlardır. Egzoz supapı kalkma miktarı 10 mm (standart), 8, 4, 2 mm ve emme supabı supap kalkma miktarı 10 mm (standart) CAI yanması için 6 mm olacak şekilde ayarlanmıştır. En yüksek ortalama efektif basıncın 5 değerinde, %28 EGR miktarında ve egzoz supap zamanlamasının ÜÖN dan 90º önce olduğu kam profilinde 5 bar olduğunu görmüşlerdir. Bu şartlar altında HC emisyonları hariç tüm emisyonların minimum olduğunu görmüşlerdir. Aynı zamanda art gazların miktarının artmasına göre silindir içi sıcaklığın azalmasından dolayı yanmamış HC emisyonlarının azaldığını görmüşlerdir [93]. Jang ve Bae çalışmalarında emme ve egzoz supaplarının maksimum açılma ve kapanma noktaları ile egzoz supabı kalkma miktarını değiştirerek HCCI yanma karakteristiklerini incelemişlerdir. Deneylerde 2,5, 4, ve 8,4 mm kalkma miktarına sahip kam profillerini kullanmışlardır. Silindir içerisinde EGR oranını ölçmek için ateşlemeden önce emme supabında gaz örneklemesi yapılmıştır. Yakıt olarak dimetil eter kullanan HCCI motorunun yanma özelliklerini belirlemek için egzoz gazlarının kompozisyonu ve silindir içi basınç kullanılarak ısı dağılımı, yakıt dönüşüm verimi ve yanma verimi değerlerini hesaplamışlardır. Yüksek kalkma miktarına sahip egzoz supaplarının daha yüksek yük şartları altında avantajlı olduklarını görmüşlerdir. Emme ve egzoz supabının geç açılması dahili EGR miktarını arttırmaktadır. Egzoz supabı erken kapandığında, silindir içi basınç yüksektir ve EGR miktarı fazladır. Bu nedenle volümetrik verimin azaldığını görmüşlerdir. Çünkü silindir içindeki basınç taze karışımın silindire girişine engel olduğunu, bunun yanında erken emme ve egzoz açılma süresi ve daha düşük egzoz supabı kurs miktarından dolayı yanma fazının avansa alındığını görmüşlerdir [124]. Megaritis ve arkadaşları negatif supap bindirmesinin HCCI yanması üzerindeki etkilerini araştırmak için tek silindirli, dört zamanlı bir motoru bio-etanol yakıtı kullanarak çalıştırmışlardır. Deneylerde emme supabı açılma zamanlaması 118 KA, 144 KA ve 168 KA krank açısı değerlerine ayarlanmıştır. Egzoz supabı açılma zamanlaması sabit 140 KA derecedir. Bunun yanında tutulan egzoz gazlarının miktarını arttırmak için düşük kurs miktarına sahip kam kullanmışlardır. Emme supabı zamanlaması optimum zamanlamadan rötara veya avansa alındığında, belirlenen hava fazlalık oranı ile yanmanın rötara alınabileceğini görmüşlerdir. Fakat bunun verilen bir emme basıncı için daha yüksek

84 58 yüklerde ve düşük hava fazlalık katsayısı değerlerinde gerçekleştiğini görmüşlerdir. Sonuç olarak rötara veya avansa alınan supap zamanlamasının stabil yanma için gerekli hava fazlalık katsayısını azalttığını görmüşlerdir [51]. Değişken supap zamanlamasının HCCI yanmasına etkilerini görmek amacıyla Caton ve arkadaşları tek silindirli bir motorda art gaz etkili HCCI yanması incelemiştir. Belirlenen sıkıştırma oranlarında çalışma yapılarak verim değişimi araştırılmıştır. Sıkıştırma oranı arttırıldığında yükten ve HCCI yanma fazından bağımsız olarak kontrolü sağlamak için emme supabı kapanma zamanlaması rötara alınmıştır. Egzoz supabı açılma zamanlaması egzoz sıcaklığı, sıkıştırma işi ve ilk karışım kompozisyonundan bağımsız olarak kullanılan üçüncü kontrol parametresidir. Sonuçlar ölçülen egzoz gazı sıcaklığının HCCI yanma fazını gösteren iyi bir parametre olmadığını göstermiştir. Sıkıştırma oranı arttırıldığında HCCI yanması daha yüksek art gaz miktarı ile sağlanmaktadır. Bu noktada HCCI yanmasının düşük yüklerde çalışması sağlanabilmektedir. Deney sonuçları silindire yeniden alınan art gazlara doğru gerçekleşen ısı transferinin önemli olduğunu göstermiştir [125]. Law ve arkadaşları tam değişken supap mekanizması ve egzoz supabı kontrol stratejisinin CAI yanması üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Art egzoz gazlarının CAI yanması üzerinde hem ısı hem de kimyasal etkisi görülmektedir. Isı etkisini araştırmak için kimyasal inert gaz olan azot gazını kullanmışlardır. Art gaz sıcaklığı artmasına rağmen buji ile ateşleme olmadan CAI yanmasının gerçekleşemediğini görmüşlerdir. Azot gazı miktarı arttığında karışımın seyreltildiğini, ısı dağılım oranının azaldığını görmüşlerdir. Oksijen ilavesinin yanma işlemini avansa aldığını fakat ısı dağılımı üzerinde az bir etki gösterdiğini görmüşlerdir. Deney sonuçlarında kimyasal etki arttıkça ısı etkisinin gerekliliğinin azaldığını görmüşlerdir. Azot gazının yanma başlangıcını geciktirdiğini, daha düzgün bir reaksiyon oranının sağlandığını görmüşlerdir. Aynı zamanda oksijenin yanmayı hızlandırarak, vuruntu eğilimini arttırdığını görmüşlerdir [72]. Motor yükü, emme havası giriş sıcaklığı, harici ve dahili EGR oranının HCCI yanması ve emisyonlar üzerindeki etkilerini incelemek amacıyla Shi ve arkadaşları bir dizel motorunda HCCI yanmasını sağlayarak dizel yakıtını direkt silindir içine püskürtmüş, daha yüksek oranda EGR sağlamak için negatif supap bindirmesi ile motoru çalıştırmışlardır. Motor yükü ve emme havası sıcaklığı arttıkça yanmanın başlangıcının avansa alındığını, silindir

85 59 içi sıcaklığın arttığını görmüşlerdir. Krank açısına bağlı relatif HCCI yanma zamanlamasının rötara alındığını gözlemlemişlerdir. Motor hızı arttıkça EGR içindeki inert gazlar kimyasal reaksiyon oranını yavaşlatmış, kendi kendine ateşleme işlemini geciktirmiştir [126]. Shi ve arkadaşları bir başka çalışmalarında dizel HCCI yanmasında soğutulmuş EGR ve dahili EGR nin etkilerini incelemişlerdir. Homojen karışımı yönlendirmek ve biçim vermek için egzoz zamanında ÜÖN dan önce püskürtme yapılmış ve negatif supap bindirmesinin etkilerini araştırmışlardır. Bunun sonucunda NO x ve is emisyonlarının azaldığını görmüşlerdir. Dahili ve harici EGR nin etkilerini birleştirerek yanmaya etkilerini incelemişlerdir. Dahili EGR nin homojen karışım formasyonuna biçim vermede ve is emisyonlarını azaltmada önemli yararlarının olduğunu görmüşlerdir. Aynı zamanda CO emisyonlarının EGR oranının artışı ile arttığını, düşük oksijen konsantrasyonu ve düşük sıcaklığa bağlı olarak tamamlanmayan yanmanın meydana geldiğini görmüşlerdir [127]. Zhang ve arkadaşları çalışmalarında tek silindirli dört zamanlı benzinli bir motora mekanik olarak modifiye edilmiş değişken supap zamanlama sistemi ve farklı supap kurs miktarlarına sahip bir mekanizma adapte etmişlerdir. Değişken supap zamanlama sistemi ve farklı supap kurs miktarlarının CAI yanmasına ve emisyonlara etkilerini incelemişlerdir. Deneylerde emme ve egzoz supapları kurs miktarları 0,3 mm den 9,5 mm ye kadar değiştirilmiş ve denenmiştir. Şekil 5.1 de supap kalkma miktarlarının krank mili açısına bağlı değişimi görülmektedir /min motor hızında, 3 bar ortalama efektif basınç çalışma şartlarında SI ve CAI yanma modlarında, çevrim sayısına bağlı olarak ısı dağılımı, silindir içi basınç ve art gaz miktarlarının değişimini incelemişlerdir [128].

86 60 Şekil 5.1. Supap kalkma miktarlarının krank mili açısına göre değişimi [128] Peng ve Jia çalışmalarında bir dizel motorunda HCCI dönüşümü yaparak değişken supap zamanlamasının gaz değişim işlemine etkilerini üç boyutlu hesaplamalı dinamik akış modellemesi yaparak incelemişlerdir. Farklı supap zamanlamaları ve supap kurs miktarlarına göre türbülans ve HCCI yanma özelliklerini incelemişlerdir. Deney sonuçları uygun negatif supap bindirmesinin sıkıştırma zamanından önce türbülansın yoğunluğunu arttırdığını, silindir içi karışımın daha iyi sağlandığını göstermiştir. Aynı zamanda supap kurs miktarının tek başına etkili bir yöntem olmadığını negatif supap bindirmesinin de arttırılarak silindir içi art gaz miktarının arttırılması gerektiği sonucuna varmışlardır. Negatif supap bindirmesi 0º, 60º, 120º ve 180º KA na ayarlanarak dahili EGR miktarı, silindir içi basınç, silindir içi sıcaklık ve türbülans yoğunluğu değerlerini tespit etmişlerdir. Negatif supap bindirmesi stratejisi ile silindirde tutulan art gaz miktarının ve silindir sıcaklığının arttığını görmüşlerdir [129]. Homojen karışım dolgulu yanmayı farklı motor hızı ve yüklerinde sağlamak için düşük kurs miktarına sahip, kısa süre açık kalan kam millerine ihtiyaç vardır. He ve arkadaşları çalışmalarında tek silindirli, dört zamanlı, port enjeksiyon yakıt sistemine sahip Ricardo Hydra motorunda farklı supap zamanlamasına sahip kam milleri denemişlerdir. HCCI yanması negatif supap bindirmesi sağlanarak bir miktar egzoz gazının silindirde bırakılması sonucu sağlanmıştır. Deney sonuçları ortalama efektif basıncın supap zamanlamasına, hava fazlalık katsayısına (HFK) ve motor hızına bağlı olduğunu göstermiştir. Egzoz supabının erken kapanması daha fazla art gazın silindirde kalmasını ve içeri alınan hava kütlesinin azalmasını sağladığını görmüşlerdir. Sonuç olarak yanma süresinin arttığını, ortalama efektif basınç ve pik basıncın azaldığını görmüşlerdir.

87 61 Lambda, supap zamanlaması ve motor hızının yanma işlemini ve gaz değişim işlemini etkilediğini görmüşlerdir [10]. Karagiorgis ve arkadaşları HCCI motoru negatif supap bindirmesi uygulayarak çalıştırmışlardır. Gaz örnekleme metodu ile art gaz miktarını tespit etmişlerdir. Ölçülen art gaz miktarı ile HCCI yanma modunda çalışan 4 silindirli motorda modelleme yapmışlardır. Ölçülen art gaz miktarı değerleri ile modelden alınan sonuçların uyum içerisinde olduğunu görmüşlerdir [12]. He ve arkadaşları tek silindirli port tip yakıt enjeksiyon sistemine sahip bir motorda benzin (Bu0), butanol (B100) ve hacimsel olarak %70 benzin, % 30 butanol karışım (Bu30) yakıtlarını HCCI yanma modunda denemişlerdir. Yapılan deneylerde negatif supap bindirmesi ve farklı supap kalkma miktarlarına sahip kamlar kullanmışlardır. Emme supabı kalkma miktarı 2 mm, egzoz supabı kalkma miktarı 1 mm olarak ayarlanmıştır. Belirlenen egzoz supabı kapanma zamanlamasında yapılan deneylerde test yakıtlarındaki butanol miktarı arttıkça yanma süresinin kısaldığını, kendi kendine tutuşmanın avansa alındığını görmüşlerdir. Aynı zamanda motor hızının artışı HCCI yanmasının daha erken gerçekleşmesine neden olduğunu görmüşlerdir. Fakat test yakıtlarındaki butanol oranının ve motor hızının artmasının indike ortalama efektif basıncın azalmasına neden olduğunu görmüşlerdir [130]. Munoz çalışmasında çift yakıtla çalışan HCCI motorda farklı yüklerde silindir basıncı, ısı dağılımı, yanma verimi, indike verim, gaz değişim veriminin değişimini incelemiştir. Aynı zamanda doğalgaz ve n-heptan yakıtlarının yanma süresi ve egzoz emisyonları üzerindeki etkilerini incelemiştir. Motor hızı arttıkça sürtünme ve akış kayıplarının arttığını, gaz değişim veriminin azaldığını görmüştür [22]. Maurya ve Agarwal etanol, metanol ve benzin yakıtlarını dört zamanlı, port tipi yakıt enjeksiyon sistemine sahip bir HCCI motorda kullanarak performans, emisyon ve yanma karakteristiklerini araştırmışlardır. Emme havası giriş sıcaklığı ve hava/yakıt oranının ısıl verim, yanma verimi ve egzoz emisyonları üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. HCCI yanma modunda etanol ve metanol yakıtlarının benzin yerine kullanılabileceğini göstermişlerdir. Tüm test yakıtları için motor hızının artmasıyla HCCI çalışma aralığının azaldığını görmüşlerdir. Etanol ve metanol yakıtlarının benzine göre daha düşük emme havası giriş sıcaklıklarında tutuşabildiklerini görmüşlerdir. Tüm sabit hava/yakıt oranı

88 62 değerlerinde etanol ve metanol ile daha yüksek imep değerlerinin elde edildiğini görmüşlerdir. Aynı zamanda yanma veriminin benzine göre arttığını görmüşlerdir. Tüm test yakıtları için maksimum NO x değerinin 0.26 g/kwh olduğunu görmüşlerdir. HCCI yanma modunda CO ve HC emisyonlarının konvansiyonel ateşlemeye göre daha fazla olduğunu tespit etmişlerdir [131].

89 63 6. HCCI MOTOR İÇİN KAM TASARIMI HCCI yanmasında ani şekilde yanma odasının tamamında meydana gelen yanma ısı dağılım hızının ve basıncın hızla artmasına neden olmaktadır. Meydana gelen bu ani basınç artışı motor parçalarına gelen kuvvetlerin ve yüklerin artmasına neden olarak zarar görmesine neden olmaktadır. HCCI yanmasında meydana gelen ısı dağılım hızının azaltılması için uygulanan yöntemlerin başında, art egzoz gazları ile taze ve homojen karışımın özelliğinin bozulması gelmektedir. Dizel motorlardan farklı olarak harici EGR mekanizması ve EGR valfi kullanmadan egzoz gazının silindiri terk etmeden yanma odasında hapsedilmesi ile hızlı ısı dağılımı yavaşlatılabilmektedir. Silindirde tutulan art egzoz gazları, karışımın ısıl kapasitesini arttırmakta ve yanmanın kötüleşmesine neden olmaktadır. Aynı zamanda sıcak art egzoz gazları taze, soğuk ve homojen karışımın sıcaklığını arttırarak, ısıtma etkisi göstermekte, kendiliğinden tutuşmanın sağlanacağı termal şartların oluşmasına yardımcı olmaktadır. Sıcak art egzoz gazlarının silindirde tutulmasını sağlamak için kullanılan en yaygın ve pratik yöntem değişken supap mekanizmasıdır. Egzoz supabı kalkma miktarı azaltıldığında silindirde egzoz gazlarının hapsedilmesi mümkün olmaktadır. Bu sebeple HCCI yanma karakteristiğine uygun düşük supap kalkma miktarına sahip kamların ve kam milinin tasarlanmasına ihtiyaç bulunmaktadır Farklı Supap Kalkma Miktarlarına Sahip Kam Profillerinin Elde Edilmesi İçten yanmalı motorlarda hız arttıkça supap sisteminde meydana gelen titreşimlerin azaltılması için daha dinamik ve sessiz çalışan supap sistemine ihtiyaç duyulmaktadır. Supapların daha sessiz ve titreşimsiz çalışmasını sağlamak için motora en uygun kam profillerinin tasarlanması ile mekanik sürtünme ve aşınmalardan kaynaklanan kayıplar en aza indirilmektedir. Kam profili supabın hareket karakteristiğini belirlediği için manifolddaki akış ve kütle dirençlerini aynı zamanda volümetrik verimi de etkilemektedir [129, 132, 133]. İçten yanmalı motorlarda hız arttıkça atalet ve sürtünme kuvvetleri artmakta, mekanik verim azalmaktadır. İçten yanmalı motorlarda kamlar supaplara hareket ileten mekanik elemanlardır. İletilmek istenen mekanik hareketin karakteristiği en uygun kam profilinin tasarımı ile belirlenmektedir. Supap sisteminde kam profilinin tasarımında en önemli iki

90 64 parametre supapların açık kalma süreleri ve supap kalkma miktarlarıdır. Kam profillerinin tasarlanmasında trapezoidal, sinüs kam eğrileri, spline, kübik spline, B-spline, 4. dereceden hiperbolik, Fourier serileri ve trigonometrik fonksiyonlar yaygın olarak kullanılmaktadır. Günümüzde, bilgisayar destekli tasarım teknolojileri ile kinematik optimizasyona dayalı çeşitli kam profili tasarım metotları geliştirilmiştir. Diğer yandan dinamik optimizasyona dayalı özel kam profili analiz yaklaşımları geliştirilmeye devam etmektedir [129, ] Farklı Supap Kalkma Miktarına Sahip Kam Profillerinin Klasik Spline Yöntemi İle Elde Edilmesi Klasik spline yönteminde supabın açık kalma süresi eşit aralıklara bölünmüştür. Belirlenen düğüm noktaları ile supabın yer değiştirmesi kamın açısı cinsinden ifade edilmektedir. Belirlenen düğüm noktaları arasında kalan her parça için ayrı ayrı yazılan hareket fonksiyonlarının sırasıyla türevi alınarak supabın hız, ivme ve sıçrama değerleri elde edilmektedir [ ]. HCCI dönüşümü yapılan motorda kullanılan orijinal emme ve egzoz supaplarının açık kalma süreleri kam açısı cinsinden 124 KMA, supap kalkma miktarı 9,5 mm dir. Motorun orijinal kamlarından faydalanılarak 5. dereceden klasik spline yöntemi ile 5,5, 3,5 ve 2 mm kalkma miktarlarına sahip kamlar elde edilmiştir. 9,5, 5,5, 3,5, ve 2 mm supap kalkma miktarı için supap açık kalma süreleri ve düğüm noktaları Çizelge 6.1 de verilmektedir. Supap kalkma miktarı arttıkça düğüm noktaları değiştirilmelidir. Çünkü supap kalkma miktarının artışı klasik spline yöntemi ile elde edilen kamın iticiye tek noktadan temas özelliğini kaybetmesine neden olmakta, düzgün bir kam profilinin elde edilmesini engellemektedir. Bu amaçla en uygun düğüm noktaları belirlenmeye çalışılmıştır. Çizelge ,5, 5,5, 3,5, ve 2 mm supap kalkma miktarları için supap açık kalma süresi ve düğüm noktaları 0 0,541 (31º) Düğüm noktaları (radyan) 1,082 (62º) 1,623 (93º) 2,164 (124º) Yer değiştirme miktarı (mm) 0 3 9,5 3 0 Hız (mm/s) 0 3 5,5 3 0 İvme (mm/s 2 ) 0 2 3,5 2 0 Sıçrama (mm/s 3 )

91 65 Kam açısı Q ( KMA) ile ifade edilirse ve supabın açıldığı an Q 0 için her bir parçanın genel ifadesi; Q x Q x Q x Q x Q x s( ) a b c d e t x t x t x t x t x f... x Q t (6.1) şeklinde yazılabilir. Burada; x supabın açıldığı kam açısını, t ifade etmektedir. supabın kapandığı kam açısını Supabın açıldığı ve kapandığı an, kam mili açısına bağlı olarak radyan cinsinden yazılmıştır. Supabın açıldığı ve kapandığı zaman 4 eşit parçaya bölünürse elde edilen aralıklar için spline polinomları; Q Q Q Q Q P ( Q ) a b c d e f 0, 541 0, 541 0, 541 0, 541 0, Q 0, 541 (6.2) Q 0, 541 Q 0, 541 Q 0, 541 Q 0, 541 P ( Q ) a b c d , 541 0, 541 0, 541 0, 541 Q 0, 541 e f...0, 541 Q 1, , Q 1, 082 Q 1, 082 Q 1, 082 Q 1, 082 P ( Q ) a b c d , 541 0, 541 0, 541 0, 541 Q 1082 e f...1, 082 Q 1, , Q 1, 623 Q 1, 623 Q 1, 623 Q 1, 623 P ( Q ) a b c d , 541 0, 541 0, 541 0, 541 Q 1, 623 e f...1, 623 Q 2, , 541 şeklinde yazılabilir. (6.3) (6.4) (6.5)

92 66 Eşitliklerde a 1, b 1, c 1, d 1, e 1, f 1, a 2, b 2, c 2, d 2, e 2, f 2, a 3, b 3, c 3, d 3, e 3, f 3 ve a 4, b 4, c 4, d 4, e 4, f 4 katsayılarının belirlenmesi gerekmektedir. Bu amaçla 24 tane eşitlik gerekmekte olup, bunlardan 15 adedi düzgünlük eşitliği, 3 adedi interpolasyon eşitliği ve 8 adedi sınır şartları eşitliğidir. Hareket eğrisinin ilk düğüm noktasında polinomun sürekli olması için Eş. 6.2 ve 6.3 eşit olmalıdır [139]. Buradan; P (0, 541) a b c d e f (6.6) P (0, 541) f 2 2 (6.7) elde edilir. Son iki eşitliğin sağ tarafı eşitlenirse; a elde edilir. b c d e f f (6.8) İkinci düğüm noktasında ( Q 1, 082) Eş. 6.3 ve 6.4 de yerine yazılırsa ve sonuçlar eşitlenirse; a b c d e f f (6.9) elde edilir. Üçüncü düğüm noktası için de aynı şekilde yazılırsa; a b c d e f f (6.10) elde edilir. Eş. 6.2 ve 6.3 birinci türevleri eşit olmalıdır. Eş. 6.2 ve 6.3 birinci türevlerinde Q 0, 541 radyan karşılığı yazılırsa ve elde edilen sonuçlar eşitlenirse; olur. 5a d e e (6.11) 4b 3c Benzer şekilde diğer iç düğüm noktaları için; 4b 3c a d e e (6.12) 3 elde edilir. 5a d e e (6.13) 4b 3c İvme eğrisi birinci iç düğüm noktasında sürekli olmalıdır. Bunun için Eş. 6.2 ve 6.3 ün ikinci türevleri eşit olmalıdır. Eş. 6.2 ve 6.3 ün ikinci türevlerinde Q 0, 541 radyan yazılırsa ve birbirine eşitlenirse;

93 67 10 a c d d (6.14) 6b Benzer şekilde diğer iç düğüm noktaları için 10 a c d d (6.15) 6b a c d d (6.16) 6b eşitlikleri elde edilir Sıçrama eğrisinin birinci iç düğüm noktasında süreklilik arz etmelidir. Bunun için Eş. 6.2 ve 6.3 ün üçüncü türevleri eşit olması gereklidir. Eş. 6.2 ve 6.3 ün üçüncü türevlerinde Q 0, 541 radyan yazılırsa ve sonuçlar eşitlenirse; olur. 10a 4b c c (6.17) Benzer şekilde diğer iç düğüm noktaları için; 10a 4b c c (6.18) a 4b c c (6.19) eşitlikleri elde edilir.iç düğüm noktaları yazılarak interpolasyon eşitlikleri elde edilir [139]. Örneğin Eş. 6.2 de Q 0, 541 yazılırsa kamın yer değiştirme fonksiyonunun ilk düğüm noktasındaki değeri polinom katsayılarına bağlı hesaplanır. Bu değer Çizelge 6.1 de aynı nokta için verilen değere eşitlenirse; a b c d e f 3 (6.20) elde edilir. Aynı şekilde Eş. 6.3 ve 6.4 den a b c d e f 9, (6.21) elde edilir. a b c d e f 3 (6.22) Bunun yanında düğüm noktaları için sınır şartları belirlenerek eşitlikler bulunmalıdır. Supap açılmaya başladığında Q 0 konumunda yer değiştirme sıfırdır ve sınır şartlarından birisidir ve aşağıdaki şekilde yazılabilir. P(0) 0 (6.23)

94 68 Durgun halden harekete geçen cisimler için ilk hız sıfır olduğundan; P ' (0) 0 (6.24) olur. İvme değeri de sıfır alınabilir. P '' (0) 0 (6.25) Belirtilen matematiksel ifade supabın kapandığı an için de uygulanabilir. Supap kapandığı anda hız, ivme ve sıçrama değerleri sıfır olacaktır. P(2,164) 0 (6.26) P ' (2,164) 0 (6.27) P '' (2,164) 0 (6.28) Eş. 6.2 de Q 0 yazılarak kamın hareket fonksiyonu birinci uç düğüm noktasındaki değeri sıfıra eşitlenirse; f 1 0 (6.29) Eş. 6.5 de Q 2,164 yazılırsa kamın hareket fonksiyonu ikinci uç düğüm noktasındaki değeri sıfıra eşitlenirse; a b c d e f 0 (6.30) Eş. 6.2 in birinci türevinde Q 0 yazılarak kamın hareket fonksiyonu birinci uç düğüm noktasındaki değeri sıfıra eşitlenirse; olur. e 0 1 (6.31) Eş. 6.5 in birinci türevinde Q 2,164 yazılarak kamın hareket fonksiyonu ikinci uç düğüm noktasındaki değeri sıfıra eşitlenirse; olur a 4b 3c 2d e 0 (6.32) Eş. 6.2 nin ikinci türevinde Q 0 yazılarak kamın hareket fonksiyonu birinci uç düğüm noktasındaki değeri sıfıra eşitlenirse; d 1 0 (6.33) Eş. 6.5 in ikinci türevinde Q 2,164 yazılarak kamın hareket fonksiyonu ikinci uç düğüm noktasındaki değeri sıfıra eşitlenirse;

95 69 20 a 12 b 6c 2d (6.34) Eş. 6.2 den 6.34 e kadar olan denklemler yazılıp, katsayılar belirlenir ve yerlerine yazılırsa; Q Q Q Q P ( Q ) 1, 794 x 7, 366 x 8, 571x 0 x 1 0, 541 0, 541 0, 541 0, 541 Q 0 x Q 0, 541 0, 541 (6.35) Q 0, 541 Q 0, 541 Q 0, 541 P ( Q ) 0, 348 x 1, 607 x 2, 946 x 2 0, 541 0, 541 0, 541 Q 0, 541 Q , 536 x 5, 223 x 3...0, 541 Q 1, 082 0, 541 0, 541 (6.36) Q 1, 082 Q 1, 082 Q 1, 082 P ( Q ) 0, 348 x 0,134 x 0 x 3 0, 541 0, 541 0, 541 Q 1, 082 Q 1, 082 3, 214 x 0 x 6...1, 082 Q 1, 623 0, 541 0, Q 1, 623 Q 1, 623 Q 1, 623 P ( Q ) 1, 794 x 1, 607 x 2, 946 x 4 0, 541 0, 541 0, 541 Q 1, 623 Q 1, 623 0, 536 x 5, 223 x 3...1, 623 Q 2,164 0, 541 0, 541 (6.37) (6.38) denklemleri elde edilir. Bu denklemlerle 124º KMA supap açık kalma süresine, 9,5 mm supap kalkma miktarına sahip orijinal kama göre çizilmiş yer değiştirme, hız, ivme ve sıçrama grafikleri Şekil 6.1 de gösterilmiştir.

96 70 Şekil º KMA açık kalma süresine ve 9,5 mm kalkma miktarına sahip kamın yer değiştirme, hız, ivme ve sıçrama grafikleri Şekil 6.2 de polar koordinatlarda 2,164 radyan (124 KMA) supap açık kalma süresine göre elde edilen kam profili görülmektedir Şekil 6.2. Polar koordinatlarda 2,164 radyan (124 KMA) supap açık kalma süresine göre elde edilen kam profili Klasik spline yöntemi ile kam tasarımında supap kalkma miktarı arttıkça iticinin kama tek noktadan temas özelliği kaybolmaktadır. Kam ile iticinin temas ettiği kam hareket sahası yüzeyinin geometrisi kötüleşmektedir. Kam profilinin kötüleşmesi ve iticinin kama tek noktadan temas özelliğinin kaybolması supap sistemindeki mekanik aşıntıların ve sürtünme kuvvetlerin meydana gelmesine, volümetrik verimin azalmasına neden olmaktadır [ ]. Bu nedenle kam tasarımında farklı bir yöntem olan harmonik daire yayı kamı yöntemi kullanılmıştır.

97 Harmonik Daire Yayı Kamı Yöntemi ile Kam Profillerinin Elde Edilmesi İçten yanmalı motorların kam tasarımında yaygın olarak kullanılan yöntemlerden bir diğeri de harmonik daire yayı kamıdır. Harmonik daire yayı ile kam profilinin belirlenmesinde geometrik değerler kullanılmaktadır. Bu yöntemle elde edilen kam profili üzerinde iki adet yay bulunmaktadır. Şekil 6.3 de daire yayı kamının temel geometrik tasarım parametreleri görülmektedir [ , ]. Şekil 6.3. Harmonik daire yayı kamının temel geometrik tasarım parametreleri [141] Burada; Q supap açık kalma süresini, ( derece ) Q 1 1. daire yayının maksimum açısını, ( derece ) Q 2 2. daire yayının maksimum açısını, ( derece ) h maksimum supap liftini, ( mm ) r kam temel daire yarıçapını, ( mm ) 2 a supabın maksimum ivmesini ( m / s ) sup ap n kam mili devrini ( d / d ) kam W kam kam milinin açısal hızını ( rad / s ) ifade etmektedir [141]. Kam tepesi yarıçapı; r r h b (6.39) 2 kam 2 ile hesaplanmaktadır. Merkez aralığı

98 72 b ( ) 2 kam 2 b r r 2( r r cos Q ) kam 2 (6.40) ile hesaplanır. Kam milinin açısal hızı ise; W kam 2 n kam (6.41) 60 eşitliği ile elde edilir. Supap ivmesi a sup ap Fsup ap (6.42) m sup ap ile hesaplanır. Bu eşitlikte a sup ap supap ivmesini 2 ( m / s ) F sup ap supap sistemindeki toplam atalet kuvvetini ( N ) m sup ap supap mekanizması toplam kütlesini ( kg ) ifade etmektedir Harmonik Daire Yayı Kamının Fourier Serileri ile Ekstrapole Edilerek Kam Profillerinin Elde Edilmesi Harmonik daire yayı yöntemi ile geometrik modeli elde edilen 2, 3,5 ve 5,5 mm supap kalkma miktarına sahip kam profilleri Fourier serisi ile ekstrapole edilmiştir. Fourier serisinin genel ifadesi Eş ile belirtilmiştir. a n 0 f (x ) a cos kx b sin kx k k 2 k 1 (6.43) Fourier eşitliğinin kullanılması için yeter sayıda katsayının belirlenmesi gerekmektedir. Eş de belirtilen a k ve b k katsayıları belirlenerek, Fourier dönüşümü ile kamın hareket fonksiyonunu veren Eş elde edilmiştir. Elde edilen eşitlikten iticinin hız, ivme ve sıçrama değişimleri türetilmiştir.

99 73 a 0 F I a cos( T I b sin 1 1 T I a cos 2 2 T I b sin 2 2 T I 2 a cos(3 T ( I )) b sin 3 T I a cos 4 T I b sin 4 T I (6.44) Şekil 6.4 de geometrik modeli oluşturulan daire yayı kamlarının fourier serisi ile ekstrapole edilmiş profilleri görülmektedir. Fourier serisi ile elde edilen kam profilleri HCCI karakteristiğine uygun olarak 38 mm temel daire çapı, 124 o KMA supap açık kalma süresi, 2, 3,5, ve 5,5 mm supap kalkma miktarları için tasarlanmıştır. Şekil 6.4. Fourier serisi ile ekstrapole edilmiş kam profillerinin karşılaştırılması Şekil 6.5 de, motor hızı /min alınarak geometrik olarak tasarlanan ve Fourier serileri ile ekstrapolasyonu yapılan kam profillerinin supap kalkma miktarı grafiği görülmektedir. Daire yayı ile elde edilen ve Fourier serileri ile ekstrapolasyonu yapılan kamların supap kalkma miktarı grafiğinin düzgün ve homojen bir hareket sağladığı görülmektedir.

100 74 Şekil 6.5. Geometrik olarak elde edilmiş ve fourier serisi ile ekstrapole edilmiş supap kalkma miktarlarının karşılaştırılması Şekil 6.6 de ise klasik spline yöntemi ve geometrik modelden Fourier serisi ile ekstrapole edilmiş kamların kalkma miktarı grafikleri görülmektedir. Şekil 6.7 de klasik spline ve fourier serileri ile elde edilen kamların hızlarının karşılaştırılması görülmektedir. Şekilde görüldüğü gibi supap kalkma miktarı arttıkça iticinin hızı artmaktadır. Klasik spline yöntemi ile elde edilen kamlarda maksimum hızlar 5,5 mm supap kalkma miktarı için 1945,11 mm/s, 3,5 mm supap kalkma miktarı için 1274,25 mm/s ve 2 mm supap kalkma miktarı için 677,23 mm/s iken, Fourier serisi ile elde edilen kamlarda 5,5 mm supap kalkma miktarı için 780,30 mm/s, 3,5 mm supap kalkma miktarı için 470,53 mm/s ve 2 mm supap kalkma miktarı için 379,46 mm/s dir. Kamların hız grafiği incelendiğinde fourier serileri kullanılarak ekstrapole edilmiş kamlarda hızların azaldığı görülmektedir.

101 75 Şekil 6.6. Klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların supap kalkma miktarlarının karşılaştırılması Şekil 6.7. Klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların hızlarının karşılaştırılması Şekil 6.8 de klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların ivmelerinin karşılaştırılması görülmektedir. Klasik spline yöntemi ile elde edilen kamlarda maksimum ivmeler 5,5 mm supap kalkma miktarı için 13,3912x10 5 mm/s 2, 3,5 mm supap kalkma miktarı için 9,0337x10 5 mm/s 2 ve 2 mm supap kalkma miktarı için 4,3684x10 5 mm/s 2 iken, fourier serileri ile elde edilen kamlarda 5,5 mm supap kalkma miktarı için 9,7421x10 5 mm/s 2, 3,5 mm supap kalkma miktarı için 5,0106x10 5 mm/s 2 ve 2 mm supap supap kalkma miktarı için 3,4629x10 5 mm/s 2 dir. Supap sisteminde aranan en önemli özelliklerden biri kamın minimum ivme ile çalışmasını sağlamaktır. Bu özellik iticinin ve kamın daha az yük

102 76 altında çalışmasına imkan tanımaktadır. Aynı zamanda supap sisteminde meydana gelen titreşimler ve darbeler azaltılmakta, bu titreşimleri absorbe etmek amacıyla daha güçlü supap yaylarının kullanılma zorunluluğu ortadan kalkmaktadır [ , 143]. Şekil 6.8. Klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların ivmelerinin karşılaştırılması Supap sisteminde kütle değişimlerine göre kullanılacak supap yaylarının belirlenmesi mümkündür [137,138]. Fourier serileri ve Klasik spline yöntemi ile elde edilen 5,5 mm supap kalkma miktarına sahip kamların, maksimum ivme değerleri için supap sisteminin 100 gr ile 180 gr arasında kütle değişimlerine göre elde edilen kuvvet değerleri Çizelge 6.2 de görülmektedir. Çizelge 6.2. Supap sistemi kütleleri için kuvvet değerleri Kütle (gr) K. Spline (N) Fourier serileri (N) 133,9 147,3 160,6 174,0 187,4 200,8 214,2 227, ,4 107,1 116,9 126,6 136,3 146,1 155,8 165,6 175,3 Şekil 6.9 da klasik spline ve Fourier serisi ile elde edilen kamların sıçramalarının karşılaştırılması görülmektedir. Şekil 6.9 incelendiğinde klasik spline yöntemi ile elde edilen kamlarda maksimum sıçrama değerleri 5,5 mm supap kalkma miktarı için

103 77 2,2320x10 9 mm/s 3, 3,5 mm supap kalkma miktarı için 2,2375x10 9 mm/s 3 ve 2 mm supap kalkma miktarı için 0,9945x10 9 mm/s 3 iken, fourier serileri ile elde edilen kamlarda 5,5 mm supap kalkma miktarı için 0,9319x10 9 mm/s 3, 3,5 mm supap kalkma miktarı için 0,4192x10 9 mm/s 3 ve 2 mm supap kalkma miktarı için 0,3459x10 9 mm/s 3 olduğu görülmüştür. Şekil 6.9. Klasik spline ve fourier serisi ile elde edilen kamların sıçramalarının karşılaştırılması Kam milinin yüksek hızlarında izleyicinin sıçraması sonucu supap yay halkalarının birbirine çarpması supap sisteminde istenmeyen bir durumdur. Bu nedenle supap yayın tepki kuvveti ve yayın dinamik etkileri incelenmelidir [137, 138, 143]. Şekil 6.10 da supap sisteminde supap yayı için dinamik model görülmektedir. Şekil 6.10 incelendiğinde kamın hareketine göre supap yayının gösterdiği tepki ve maksimum supap kalkma miktarı (h) görülmektedir.

104 78 Şekil Supap yayı için dinamik model [138] Burada supap yayı dinamik modeli için 2 d s F m F kam 1 2 y (6.45) dt F k s F Y y0 (6.46) eşitlikleri yazılabilir. Burada m 1 supap sisteminin toplam kütlesini, ( kg ) 2 d s dt 2 supabın yukarı yöndeki hareket ivmesini, 2 ( m / s ) F y toplam yay kuvvetini, ( N ) k yay sabitini, ( N / m ) s supabın yukarı yönde yer değiştirmesini, ( m ) F y 0 başlangıçta yayın kama uyguladığı sabit kuvveti, ( N ) h maksimum supap kalkma miktarını, ( m ) W kam milinin açısal hızını, ( rad / s ) kam göstermektedir.

105 79 Supabın hareket denklemi h W t kam s 1 cos 2 Q şeklinde yazılabilir. Eş nin zamana göre ikinci türevi (6.47) d s h W W t kam kam cos 2 2 dt 2 Q Q olur. (6.48) Eş ve Eş Eş de yerine yazılırsa 2 2 h W W t h W t kam kam kam F m cos k 1 cos F kam 2 2 Q Q 2 Q (6.49) elde edilir. y 0 Elde edilen Eş a göre F kam ın (-) değer aldığı noktada supap sıçrama yapmaktadır [137, 138]. Şekil 6.11 zamana bağlı supap yayının tepki kuvvetini göstermektedir. Şekil 6.11 de görüldüğü gibi yayın tepki kuvveti (-) değerler olmadığı için supap sıçrama yapmamaktadır. Şekil Kam hareketine göre zamana bağlı yay kuvveti

106 80 HCCI motorlarda düşük supap kalkma miktarına sahip kamlar kullanılmaktadır. Düşük supap kalkma miktarına sahip kamların kullanılması volümetrik verimi azaltmaktadır. Fakat yanma odasında art egzoz gazlarını hapsederek homojen karışımın sıcaklığını arttırmak ve taze dolgunun özelliğini bozmak için HCCI motorlarda supap kalkma miktarı azaltılmaktadır. 5. dereceden klasik spline yöntemi ve Fourier serileri kullanılarak tasarlanan kamlarda supap açık kalma süreleri aynıdır. 5. dereceden klasik spline yöntemi ile elde edilen kamlarda supap kalkma miktarı arttıkça iticinin kama tek noktadan temas etme özelliği azalmaktadır. Bu supap sistemindeki sürtünme ve aşıntıların artmasına neden olmakta, volümetrik verimi kötüleştirmektedir. Fourier serileri ile ekstrapole edilerek tasarlanan ve imal edilen kamlar incelendiğinde supap kalkma miktarı artmasına rağmen iticinin kama tek noktadan temas etme özelliğinin kaybolmadığı görülmüştür. Bunun yanında Fourier serileri ile elde edilen kamlarda kamın hız, ivme ve sıçrama değerlerinin daha az olduğu görülmüştür. Daha düşük hız, ivme ve sıçrama değerleri ile supap sistemindeki kütle kuvvetleri ve yükler azalmaktadır. Tasarlanan ve imal edilen kamlar dönüşümü yapılan HCCI motorda başarılı bir şekilde kullanılmıştır [137, 138, 143] Farklı Supap Kalkma Miktarına Sahip Kamların Klasik Spline Yöntemi İle Tasarımı 2,164 radyan (124º KMA) supap açık kalma süresi için hesaplanan farklı kam profillerine göre, her derecedeki supap açılma miktarları Şekil 6.12 de görüldüğü gibi çizilmiştir. Şekil 6.12 de görülen kam profilleri 38 mm temel daire çapı, 124 o supap açık kalma süresi (kam açısı) ve 2, 3,5 ve 5.5, mm supap kalkma miktarları için 5. dereceden klasik spline yöntemi ile tasarlanmıştır. Tasarlanan kam profillerin /min sabit bir hız için supap kalkma miktarı grafiği Şekil 6.13 de verilmiştir.

107 81 Şekil Klasik spline yöntemi ile elde edilen 124 KMA supap açık kalma süresi, 2, 3,5, 5,5 ve 9,5 mm supap kalkma miktarına sahip kamların karşılaştırılması Şekil 6.13.Farklı kurs miktarlarına sahip kamların supap kalkma miktarı grafiği HCCI dönüşümü yapılacak motor için tasarlanan kam profillerinde iç düğüm noktaları farklı ölçülerde denenmiştir. Temel daire çapı 38 mm olan kam profillerinde en uygun iç düğüm noktası değerinin 3 mm olduğu görülmüştür Harmonik Daire Yayı Kamının Fourier Serileri ile Ekstrapole Edilerek Farklı Supap Kalkma Miktarına Sahip Kamların Tasarımı ve İmali Kam profillerinin tasarımında iki temel amaç göz önünde bulundurulmalıdır. Bunlardan biri supabın mümkün olan en düşük ivme ile çalışmasını sağlamaktır. Bu iticinin minimum

108 82 yük altında çalışmasına yardımcı olmaktadır. İkincisi iticideki titreşimli hareketin ortadan kaldırılmasıdır. Kamların ivmeleri arttıkça supap sisteminde meydana gelebilecek titreşim ve darbeleri absorbe etmek amacıyla daha güçlü yayların kullanılması zorunlu hale gelmektedir. Çünkü iticinin ivme değerleri arttıkça sürtünme kuvveti artmakta kam daha hızlı aşınmaktadır [ ]. İçten yanmalı motorlarda özellikle yüksek hızlarda, kamın iticiye tek noktadan direkt temas etme özelliği kayboldukça atalet ve sürtünme kuvvetleri artmakta, supap sistemi gürültülü ve titreşimli çalışmaktadır [67, 136, 144, 145]. Klasik spline yöntemi ile tasarlanan kamlarda supap kalkma miktarı arttıkça kamların iticiye tek noktadan temas etme özelliği kaybolmaktadır. İtici ile kam arasındaki sürtünme kuvvetleri artmakta mekanik kayıplar meydana gelmektedir. Bu amaçla harmonik daire yayı kamı ile geometrik olarak elde edilen kam profilleri Fourier serileri ile ekstrapole edilmiş ve kam profilleri tasarlanmıştır. Elde edilen kam profilleri incelendiğinde kam hareket sahası boyunca daha düzgün bir yüzeyin elde edildiği ve iticinin kama tek noktadan temas etme özelliğinin kaybolmadığı görülmüştür. Bu nedenle HCCI çalışma şartlarında yapılan deneylerde Fourier serileri ile ekstrapole edilerek elde edilmiş düşük supap kalkma miktarlarına sahip kamlar kullanılmıştır. Tek silindirli, dört zamanlı benzinli HCCI motor için tasarımı yapılan kamların açılma ve kapanma zamanlarını değiştirebilmek amacıyla yeni bir kam mili Ç4140 ıslah çeliğinden imal edilmiş ve 42 HRc sertliğe kadar sertleştirilmiştir. Kamlar istenilen açılma-kapanma zamanlamasına ayarlandığında her iki tarafına yerleştirilen kontra somunlarla sabitlenebilmektedir. Değişken kam mili mekanizması ile farklı supap kalkma miktarına sahip kamlar, farklı supap açılma-kapanma zamanlamalarında kam miline monte edilebilmektedir. Şekil 6.14 de 2, 3,5, 5,5 ve 9,5 mm supap kalkma miktarına sahip Fourier serileri ile elde edilmiş emme ve egzoz kamları ve supap açık kalma süreleri görülmektedir.

109 83 Şekil , 3,5, 5,5 ve 9,5 mm supap kalkma miktarına sahip emme ve egzoz kamları ve supap açık kalma süreleri Kam mili ise ıslah çeliğinden imal edilerek üzerine M28x1 diş açılmıştır. Supapların açılma ve kapanma zamanlamalarını değiştirmek için hem mile hem de kam profillerine diş açılmıştır. Kam profillerinin takılacağı mil Resim 6.1 de görülmektedir. Resim 6.1. İmal edilen kam mili HCCI dönüşümü yapılan motorda kullanılacak olan farklı kalkma miktarlarına sahip kamlar Matlab programında tasarlandıktan sonra AutoCad programına aktarılmıştır. Daha sonra tel erozyonda kesim işlemi yaptırılmıştır. Kestirimi tamamlanan kamların kam miline monte edilmesi için kontra somunlarla sabitlenmesi sağlanmıştır. Deney motorunun orijinal kam mili üzerinden referans alınarak supapların açılma ve kapanma dereceleri 1º hassasiyette ölçülerek modifiye edilen yeni kam miline aktarılmıştır. Bunun için orijinal kam milinden komparatör ile ölçüm yapılarak supaplar arasındaki açı farkı, supapların açılma ve kapanma zamanlamaları belirlenmiştir. Resim 6.2 de orijinal kam milinden supap zamanlama ve kalkma miktarı ölçülerinin alınması görülmektedir.

110 84 Resim 6.2.Orijinal kam mili üzerinden supap kalkma miktarı ölçüsünün alınması Orijinal kam milinden alınan referans ölçülerle modifiye edilen kam mili üzerine kamlar monte edilerek kontra somunlarla sabitlenmiştir. Deney motorunun HCCI motora dönüşümü için farklı supap kalkma miktarlarına sahip kamlar modifiye edilen kam mili üzerinde kontra somunlarla monte edilmektedir. Kamların merkezine ve kam mili üzerine diş açılarak kamların mile montajı sağlanmıştır. Monte edilen kamların hareketini sınırlamak için kamların her iki tarafına kontra somunlar takılmış ve sıkılmıştır. Resim 6.3 de modifiye edilen kam mili ve kamlar görülmektedir. Resim 6.3. Modifiye edilen kam mili ve kamlar Resim 6.4 de fourier serileri ile tasarlanan ve imal edilen 2, 3,5 ve 5,5 mm supap kalkma miktarına sahip imal edilen kamlar görülmektedir. DIN normu X210Cr12 olan soğuk iş takım çeliği kullanılarak imal edilen kamlar profil kesiminden önce 60 HRc sertliğe kadar ısıl işlem uygulanarak sertleştirilmiştir. Nümerik olarak elde edilen kam

111 85 profilleri Autocad ortamına aktarılarak CNC tel erozyon tezgâhında kestirilmiştir ve kam hareket sahaları polisaj işlemine tabi tutulmuştur. Resim 6.4. Fourier serileri ile tasarlanan ve imal edilen 2, 3,5 ve 5,5 mm supap kalkma miktarına sahip kamlar İmal edilen kamların yüzey pürüzlülük değerleri Time TR200 marka yüzey pürüzlülüğü ölçüm cihazı ile ±40 µm hassasiyette ölçülmüştür. Kam yüzeyleri üzerinden 4 mm uzunlukta 0,8 mm aralıklarla 5 örnek ölçüm yapılmış ve ortalaması alınmıştır. Kamların yüzey pürüzlülüğü ortalama olarak Ra 0, 4 µm ölçülmüştür.

112 86

113 87 7. MATERYAL VE METOT 7.1. HCCI Dönüşümü Yapılan Deney Motoru ve Deney Ekipmanları Deney motoru Deneyler Gazi Üniversitesi, Teknoloji Fakültesi, Otomotiv Mühendisliği Bölümü İçten Yanmalı Motorlar Laboratuarında gerçekleştirilmiştir. Buji ile ateşlemeli motorun HCCI motora dönüşümü için tek silindirli, sıkıştırma oranı, emme havası giriş sıcaklığı, yakıt püskürtme miktarı gibi çalışma parametreleri değiştirilebilen Ricardo Hydra marka araştırma motoru üzerinde modifikasyonlar yapılmıştır. Deney motorunda HCCI yanması için emme havası giriş sıcaklığı ve sıkıştırma oranı arttırılmıştır. HCCI yanmasını incelemek amacıyla motora monte edilmiş silindir içi basınç sensörü ve indikatör sistemi kullanılmıştır. Ham silindir içi basınç sinyalleri Matlab programlama dilinde hazırlanan bir program vasıtasıyla işlenmiş ve yanma analizi geçekleştirilmiştir. Deney düzeneğinin şematik görünümü Şekil 7.1 de görülmektedir. 1.Deney motoru 2. DC dinamometre 3. Port tipi yakıt enjeksiyon sistemi 4. ECU 5. Hassas terazi 6. Emme havası ısıtma tertibatı 7. Laminer hava akış ölçüm sistemi 8. Silindir basınç sensörü 9.Yanma analiz cihazı 10. Enkoder 11. Bilgisayar 12. Veri toplama kartı 13. Egzoz gazı analiz cihazı 14. UEGO sensör 15.Dinamometre kontrol paneli 16. Akü 17. Lambda göstergesi Şekil 7.1.Deney düzeneğinin şematik görünümü

114 88 Deneylerde dört zamanlı, buji ile ateşlemeli, port tipi yakıt enjeksiyon sistemine sahip Ricardo Hydra marka motor kullanılmıştır. Deney motorunun teknik özellikleri Çizelge 7.1 de verilmiştir. Deney motoru Resim 7.1 de görülmektedir. Çizelge 7.1. Deney motorunun teknik özellikleri Buji ile ateşleme HCCI Markası Ricardo Hydra Ricardo Hydra Silindir sayısı 1 1 Çap x Kurs [mm] 80,26 x 88,9 80,26 x 88,9 Silindir hacmi [cm 3 ] Maksimum motor hızı [1/min] Maksimum güç [kw] 15 (4500 1/min motor 4,2 hızında) Sıkıştırma oranı 5/1 13/1 13/1 Supap düzenlemesi Üstten kamlı, düşey iki supap Üstten kamlı, düşey iki supap Yakıt sistemi Port tipi enjeksiyon Port tipi enjeksiyon Ateşleme zaman aralığı 70º ÜÖN den önce 20º ÜÖN den sonra - Emme supabı açılma zamanlaması Emme supabı kapanma zamanlaması Egzoz supabı açılma zamanlaması Egzoz supabı kapanma ÜÖN dan 12 KA önce AÖN dan 56 KA sonra AÖN dan 56 KA önce ÜÖN dan 12 KA sonra ÜÖN dan 12 KA önce AÖN dan 56 KA sonra AÖN dan 56 KA önce ÜÖN dan 12 KA sonra zamanlaması Supap kalkma miktarı [mm] 9,5 5,5 3,5 2 Resim 7.1. Deney motoru

115 Dinamometre Deneylerde motorun yüklenebilmesi için McClure marka /min motor hızında ve 30 kw güce kadar frenleme yapabilen elektrikli dinamometre kullanılmıştır. Dinamometre aynı zamanda motor olarak çalıştırılabilmektedir. Dinamometre üzerinde bulunan straingauge yük hücresi ile motor yükü değiştirilebilmektedir. Dinamometre kontrol paneli üzerine yerleştirilmiş bir potansiyometre ile motor hızı ayarlanabilmektedir. Deneylerde lambda değerlerinin değiştirilebilmesi için port tipi yakıt enjeksiyon sisteminde enjektörün açık kalma süresi dinamometre kontrol paneli üzerinden ayarlanabilmektedir. Aynı zamanda dinamometre kontrol paneli üzerinden emme havası giriş sıcaklığı, motor soğutma suyu sıcaklığı, yağ sıcaklığı, motor hızı kontrol edilmekte, ölçülen motor momenti değeri dijital ve analog göstergelerden okunabilmektedir. Dinamometre kontrol paneli üzerinden ölçülebilen motor hızı ve momentinin ölçüm hassasiyetleri ve ölçüm aralıkları Çizelge 7.2 de görülmektedir [146]. Resim 7.2 de ise dinamometre ve deney düzeneği görülmektedir. Çizelge 7.2. Dinamometre kontrol paneli üzerindeki değişkenlerin ölçüm aralığı ve hassasiyetleri [146] Ölçüm aralığı Hassasiyet Motor hızı (1/min) Motor momenti (Nm) ,01 Ateşleme zamanlaması 70º KA ÜÖN den önce - 1º KA Resim 7.2. Dinamometre ve deney düzeneği

116 90 Sistem çalıştırılmadan önce deney motorunun yağlama ve soğutma sistemlerini çalıştırmak için kontrol paneli üzerinden yağ pompası ve su pompası çalıştırılmaktadır. Sistemde herhangi bir problem yoksa kendi kendine arıza tespit ışığı kontrol edilerek sistem çalıştırılabilir. Dinamometre kontrol paneli üzerinden aynı zamanda emme havası giriş sıcaklığı, egzoz gazı sıcaklığı, motor yağı sıcaklığı ve soğutucu akışkan sıcaklığı kontrol edilebilmektedir. Resim 7.3 de dinamometre kontrol paneli görülmektedir. Resim 7.3. Dinamometre kontrol paneli Laminer hava akış ölçüm sistemi Motorun tükettiği hava miktarının ölçülmesinde Merriam Z50MC2-4F marka laminer hava akışmetresi kullanılmıştır. Şekil 7.2 de hava akış metresinin şematik görünümü verilmektedir. Şekil 7.3 de çalışma karakteristiği verilen hava akış ölçüm sisteminde akış elemanında oluşturulan basınç farkı ile hava debisi ölçülebilmektedir. Sistem atmosfer basıncını ve ortam sıcaklığını dikkate alarak tüketilen hava miktarını göstermektedir [147]. Emme havası girişinde meydana gelebilecek dalgalanmaları ve basınç değişimleri ölçülen hava miktarını değiştirecektir. Bunu engellemek için emme hattına 50 L hacminde tank bağlanmıştır.

117 91 Şekil 7.2. Hava akış metresinin şematik görünümü Şekil 7.3. Laminer hava ölçüm sisteminin karakteristiği [147] İndikatör sistemi İndikatör sistemi silindir içi basınç sensörü, enkoder, indikatör cihazı, veri toplama kartı ve bilgisayardan oluşmaktadır. Alınan analog silindir içi basınç sinyalleri National Instrument marka veri toplama kartında dijital sinyallere çevrilmektedir. Dijital verilere çevrilen sinyallerin bilgisayara aktarımı gerçekleştirilmiştir. Silindir içi basınç sinyallerinin toplanması ve yükseltilmesi için Resim 7.4 de görülen Cussons P4410 indikatör cihazı kullanılmıştır.

118 92 Resim 7.4. İndikatör cihazı Basınç sensörü İndikatör sisteminde silindir içi basınçların ölçülmesi için Kistler 6121 marka piezoelektrik basınç sensörü kullanılmıştır. Deneylerde kullanılan silindir içi basınç sensörünün teknik özellikleri Çizelge 7.3 de verilmektedir. Silindir içi basınç sensörü Resim 7.5 de görülmektedir. EK-1 de silindir basınç sensörünün motor üzerindeki şematik bağlantısı görülmektedir [146]. Çizelge 7.3. Basınç sensörünün teknik özellikleri [146, 148] Marka/model Kistler 6121 Piezo elektrik Çalışma aralığı (bar) Ölçüm hassasiyeti (pc/bar) 14,7 Çalışma sıcaklığı ( C) Ölçüm toleransı (+/- %) 0,5 Resim 7.5. Silindir basınç sensörü

119 93 Enkoder Krank miline adapte edilen enkoder krank açısını ölçmekte ve iki sinyal üretmektedir. Bunlardan biri üst ölü nokta (Z sinyali) diğeri ise krank açısı sinyalidir (B sinyali). 1 turda 1000 pals üreten enkoder 0,36 KA aralıklarla motor hızını ölçmekte ve silindir içi basınç sinyallerinin veri toplama kartına gönderilmesi sağlanmaktadır. Çizelge 7.4 de enkoderin teknik özellikleri görülmektedir. Enkoder krank miline plastik kaplin ile montaj edilmiştir. Resim 7.6 da enkoder ve krank miline bağlantısı görülmektedir. Resim 7.6. Enkoderin krank miline bağlantısı Enkoderin montajı silindir basıncının ölçülmesine ve imep değerlerinin belirlenmesinde oldukça önemlidir. Bunun için ÜÖN sinyali hassas bir şekilde ayarlanmalıdır. Bu amaçla 0,01 mm hassasiyette komparatör kullanılarak ÜÖN belirlenmiş ve enkoderin veri toplama kartına bağlantısı yapılmıştır. Enkoder +5V olan ÜÖN sinyalini (Z sinyali) verdikten sonra plastik kaplin üzerindeki civatalar sıkılarak mile sabitlenmiştir. Sonuçta piston ÜÖN da iken enkoderin ürettiği ÜÖN sinyali (Z sinyali) çakıştırılmıştır.

120 94 Çizelge 7.4. Enkoderin teknik özellikleri Marka/model Opkon Gövde çapı [mm] 50 Mil çapı [mm] 8 Besleme gerilimi [V DC] 5 Bir turdaki pals sayısı 1000 Çıkış tipi Line driver Çalışma sıcaklığı C Maksimum çalışma hızı [1/min] 4000 Çıkış sinyalleri A,B,Z veya A,A B,B,Z,Z Veri Toplama Kartı Analog silindir içi basınç sinyallerinin dijital sinyallere çevrilmesi ve bilgisayar ortamına aktarılması için National Instrument USB 6259 marka veri toplama kartı (DAQ) kullanılmıştır. Enkoderin ürettiği krank açısı sinyallerine göre ÜÖN sinyali (Z sinyali) ile ÜÖN belirlenmekte ve motorun her devrinde enkoder 1000 pals üretmektedir. 0,36 KA aralıklarla silindir içi basınç sinyalleri dijital ortama kaydedilmektedir. Çizelge 7.5 de veri toplama kartının teknik özellikleri görülmektedir. Çizelge 7.5.Veri toplama kartının teknik özellikleri Marka/model National Instrument USB 6259 Örnekleme hızı 1,25 ms/s giriş ve 2,86 Ms/s çıkış Kanal sayısı Çözünürlük 32 adet giriş 4 adet analog çıkış 48 adet dijital giriş/çıkış 16 bit giriş/çıkış çözünürlüğü 32 bit 2 sayıcı/zamanlayıcı Sıkıştırma oranının değiştirilmesi Deney motorunun sıkıştırma oranını değiştirmek amacıyla motor bloğuna farklı kalınlıklarda şimler yerleştirilmektedir. Şekil 7.4 de şim kalınlıklarına bağlı olarak sıkıştırma oranlarının değişimi görülmektedir. Buji ile ateşlemeli deney motorunun HCCI motora dönüşümü için sıkıştırma oranı 9:1 den 13:1 e yükseltilmiştir. 10,124 mm kalınlığındaki şimler kullanılarak deney motorunun sıkıştırma oranı 13:1 e yükseltilmiştir.

121 95 Krank mili ve kam mili arasındaki mesafe ise 0,01 mm hassasiyetindeki komparatör ile ölçülmüş ve ayarlanmıştır. Şekil 7.4. Şim kalınlıklarına bağlı olarak sıkıştırma oranlarının değişimi [149] Emme havası giriş sıcaklığının değiştirilmesi Deneylerde motor yağı ve soğutma suyu sıcaklıkları sabit tutulmuş, motor çalışma sıcaklığına ulaştıktan sonra ölçümlere başlanmıştır. Bunun yanında emme havası giriş sıcaklığını değiştirebilmek amacıyla kontrol paneli üzerinden emme havası ısıtıcısı çalıştırılmakta elektronik bir devre ile emme havası giriş sıcaklığı istenilen sıcaklığa ayarlanabilmektedir. Deneylerde motorun orijinal emme havası ısıtma tertibatının yanında emme hattına ayrı bir ısıtıcı bağlanarak emme havasının ısıtılmasına yardımcı olmakta ve hızlı bir şekilde giriş sıcaklığı istenen değere yükseltilebilmektedir. Emme hattına Farnam Flow Torch 400 model ısıtıcı rezistans bağlanmış, ENDA ETC9420 model sıcaklık kontrol ünitesi yerleştirilmiştir. Motor girişinde emme havası sıcaklığı K tipi termokupl ile ölçülerek emme havası sıcaklığı istenilen değerde tutulabilmektedir. Resim 7.7 de deney motoruna bağlanan emme havası ısıtma tertibatı görülmektedir.

122 96 Resim 7.7. Deney motoru üzerinde emme havası ısıtma tertibatı Hava/yakıt oranının ölçülmesi Deney motorunda kararlı HCCI çalışma aralığının belirlenmesi için farklı hava/yakıt oranlarında çalışmalar yapılmıştır. Dinamometre kontrol paneli üzerinden port tipi yakıt enjektörünün açık kalma süresi 10 turlu potansiyometreden ayarlanabilmektedir. Resim 7.8 da port tipi yakıt enjeksiyon sistemi ve yakıt enjektörü görülmektedir. Resim 7.8. Port tipi yakıt enjeksiyon sistemi ve yakıt enjektörü Hava/yakıt oranının ölçülebilmesi için egzoz gazı analiz cihazı ve egzoz hattına yerleştirilen UEGO sensör (Üniversal egzoz gazı oksijen miktarı) kullanılmıştır. Şekil 7.5 de UEGO sensörün şematik görünümü verilmektedir. Egzoz hattına yerleştirilen

123 97 UEGO sensör egzoz gazlarında bulunan oksijen ile atmosferdeki oksijen miktarını karşılaştırarak karışım bilgisini elektronik kontrol ünitesi ve lambda göstergesine göndermektedir. Resim 7.9 da egzoz hattına yerleştirilmiş UEGO sensör görülmektedir. Şekil 7.5. UEGO sensörün şematik görünümü Resim 7.9.Egzoz hattına yerleştirilmiş UEGO sensör Emisyon analiz cihazı Egzoz gazlarının analizinde SUN MGA 1500 marka emisyon ölçüm cihazı kullanılmıştır. Egzoz gazı analiz cihazı HC, CO, O 2, CO 2, NO emisyonlarını, hava/yakıt oranını ve hava fazlalık katsayısını ölçebilmektedir. Deneylerde kullanılan egzoz gazı analiz cihazının teknik özellikleri Çizelge 7.6 da verilmektedir. Resim 7.10 da ise egzoz gazı analiz cihazı görülmektedir.

124 98 Çizelge 7.6. SUN MGA 1500 marka egzoz gazı analiz cihazının teknik özellikleri Ölçme aralığı Hassasiyet CO [%] ,001 HC [ppm] NO x [ppm] CO 2 [%] ,1 O 2 [%] ,01 Lambda 0,6 1,2 0,001 Resim SUN MGA 1500 marka egzoz gazı ölçüm cihazı Deneylerde kullanılan yakıtlar Deneylerde kendiliğinden tutuşmanın sağlanması ve kararlı HCCI yanması için daha düşük oktan sayısına sahip yakıtlar kullanılmıştır. Literatürde n-heptan ve izooktan yakıtlarının farklı oranlarda karıştırılarak (RON50, RON 75, RON80 gibi) yapılan HCCI çalışmaları görülmektedir. Bu çalışmada deneylerde hacimsel olarak % 80 izooktan ve % 20 n-heptan kullanılarak elde edilen RON80 yakıtı kullanılmıştır. Amaan ve arkadaşları HCCI yanması için uygun yakıtın RON 80 olduğunu belirtmişlerdir [62]. Çizelge 7.7 de izooktan ve n- heptan yakıtlarının bazı özellikleri verilmektedir. Yakıtın oktan sayısının hesaplanması Eş. 7.1 ile gösterilmiştir. RO N V V izook tan V izook tan n hep tan x100 (7.1)

125 99 Çizelge 7.7. İzooktan ve n-heptan yakıtlarının bazı özellikleri [150, 151] İzooktan n-heptan RON Kimyasal formülü 100 C 8 H 18 0 C 7 H 16 Molar kütle [gr/mol] 114,23 100,21 Yoğunluk [kg/m 3 20 C de] Kaynama noktası [K] 372,2-372,6 371 Yakıtın alt ısıl değeri [kj/kg] Deney Yöntemi Deney verileri alınmadan önce motor çalışma sıcaklığına ulaştırılmış, soğutma suyu, motor yağı ve emme havası giriş sıcaklığı sabit tutulmuştur. Motor yağı sıcaklığı 80 C ye motor soğutma suyu sıcaklığı 90 C ye ayarlanmış ve sabit tutulmuştur. Motor öncelikle buji ile ateşleme modunda çalışma sıcaklığına ulaşana kadar çalıştırılmıştır. HCCI yanmasının sağlanabilmesi için gaz kelebeği tam açık pozisyona getirilmiş, dinamometre kontrol paneli üzerinden buji kıvılcımı kapatılarak motorun tam HCCI yanma modunda çalışması sağlanmıştır. Sabit emme havası giriş sıcaklığı değerinde kararlı HCCI çalışması sağlandıktan sonra hava/yakıt oranı, motor momenti, egzoz gazı sıcaklığı, yakıt ve hava tüketimi, silindir basıncı ve egzoz emisyonları ölçülmüştür. HCCI motora dönüşümü yapılan deney motorunda supap kalkma miktarlarının HCCI yanması ve egzoz emisyonları üzerindeki etkilerini incelemek amacıyla supap kalkma miktarı 5,5, 3,5 ve 2 mm olan kamlar monte edilmiş ve HCCI çalışması sağlanmıştır. Deney motoru üç farklı supap kalkma miktarına sahip kamlarla dört farklı değişken kam mekanizması ile sabit supap zamanlamasında HCCI yanma modunda çalıştırılmıştır. Çizelge 7.8 de deneylerde motorda kullanılan supap emme ve egzoz supapı kalkma miktarları görülmektedir.

126 100 Çizelge 7.8. Deneylerde kullanılan emme ve egzoz supapı kalkma miktarları Değişken supap mekanizması Emme Egzoz Gösterimi Orijinal 9,5 mm lift 9,5 mm lift EM 9,5-EG 9,5 1 5,5 mm lift 5,5 mm lift EM 5,5-EG 5,5 2 3,5 mm lift 3,5 mm lift EM 3,5-EG 3,5 3 5,5 mm lift 3,5 mm lift EM 5,5-EG 3,5 4 5,5 mm lift 2 mm lift EM 5,5-EG 2 Deney motoru emme havası giriş sıcaklığı 20 C den 120 C ye kadar değiştirilerek 0, 5 ile 2 lambda değerleri ve /min motor hızları arasında HCCI yanma modunda kararlı bir şekilde çalışmıştır. Sonuçta HCCI çalışma bölgesi elde edilmiş, supap kalkma miktarlarının HCCI yanmasına, motor performansına ve egzoz emisyonlarına etkileri incelenmiştir Ölçülen Verilerin İşlenmesi ve Değerlendirilmesi Motor momenti Motor momenti dinamometre kontrol panelinden dijital ve analog göstergelerden direkt olarak ölçülmüştür. TS 1231 standardına göre ortam sıcaklığı ve atmosferik basınca göre deney sırasında ölçülen motor momenti değerleri düzeltme faktörü ile düzeltilmiştir. Bunun için Eş. 7.2 ile belirtilen düzeltme faktörü kullanılmıştır [152]. K d 1,2 0,6 99 Tatm. P 298 atm (7.2) Bu eşitlikte P atm atmosferik basıncı (kpa), T atm atmosferik sıcaklığı (K), M ö ölçülen motor momentini (Nm) K d düzeltme faktörünü ifade etmektedir.

127 101 Ölçülen motor momenti ve düzeltme faktörü ile elde edilen motor momenti M K M d d ö (Nm) (7.3) eşitliği ile hesaplanmıştır [152]. Tam yükte HCCI yanma modunda /min motor hızında stokiyometrik hava/yakıt oranında atmosferik basınç 91 kpa, ortam sıcaklığı 23 C, ölçülen motor momenti 18,60 Nm ise düzeltme faktörü K d 1,2 0, , olarak hesaplanmıştır. Ölçülen motor momenti değeri ve düzeltme faktörü ile elde edilen motor momenti M K M 1, , 60 20, 49 d d ö Nm dir Efektif güç Krank milinden alınan faydalı güç P e 2 M n d eşitliği ile hesaplanmaktadır. Bu eşitlikte ( kw ) (7.4) M d motor momentini, ( Nm ) n motor hızını, (1 / min) P e efektif motor gücünü ( kw ) ifade etmektedir. Tam yükte HCCI yanma modunda, stokiyometrik hava/yakıt oranında /min motor hızında elde edilen motor momenti 20,49 Nm ise efektif güç P 2 20, , 21 kw

128 102 bulunur Özgül yakıt tüketimi ve ısıl verimin belirlenmesi Özgül yakıt tüketimi, motorun ürettiği birim güç başına birim zamanda tüketilen yakıt miktarını ifade etmektedir. Özgül yakıt tüketimi Eş.7.5 ile hesaplanmıştır. Bu eşitlikte m y öyt ( kg / kw h) (7.5) P e m y birim zamanda motorun tükettiği yakıt miktarını, P e motorun efektif gücünü ifade etmektedir. Özgül yakıt tüketimi aşağıdaki eşitlik ile hesaplanmıştır. Bu eşitlikte; m izook tan m n hep tan öyt (7.6) im ep V n f kurs m izook tan ve n hep tan m birim zamanda tüketilen yakıt miktarlarını, ( kg / h ) imep indike ortalama efektif basıncı, ( kpa ) V kurs kurs hacmini, n 3 ( m ) motor hızını, (1 / min) f bir devirde iş yapan kurs sayısını ifade etmektedir. Dört zamanlı motorlarda f 0, 5 tir. Isıl verim yanma sonucu piston üzerine uygulanan enerjinin ne kadarının mekanik enerjiye dönüştüğünün bir ifadesidir [25]. Yanma odasına gönderilen yakıtın yanması sonucu açığa çıkan enerji; H m Q ( kj ) 1 y LHV (7.7) ile hesaplanmaktadır. Burada;

129 103 m bir çevrimdeki yakıt tüketimini, ( kg / çevrim ) y Q yakıtın alt ısıl değerini ( kj / kg ) LH V göstermektedir. Hesaplamalarda ısıl verim aşağıdaki Eş. 7.8 ile belirlenmiştir. T W net m Q m Q izook tan LH V izook tan n hep tan LH V n hep tan (7.8) Bu eşitlikte m izook tan ve n hep tan m bir çevrimde silindire alınan izooktan ve n-heptan yakıt miktarını, ( kg / çevrim ) Q LHV izook tan ve LHV n hep tan göstermektedir. Q izooktan ve n-heptanın alt ısıl değerlerini ( kj / kg ) Volümetrik verim Volümetrik verim motorun tükettiği gerçek hava miktarının teorik olarak tüketmesi gereken hava miktarına oranıdır. Volümetrik verim Eş. 7.9 ile hesaplanabilmektedir. V 2 m V n h h kurs (7.9) Bu eşitlikte m birim zamanda tüketilen hava miktarını, ( g / h ) h h 3 silindire alınan havanın yoğunluğunu, ( kg / m ) V kurs kurs hacmini, 3 ( m ) n motor hızını (1 / min) ifade etmektedir.

130 104 Tam yükte HCCI yanma modunda 13:1 sıkıştırma oranında, 5,5 mm supap kalkma miktarına sahip kamlarla, /min motor hızında, stokiyometrik hava yakıt oranında yapılan çalışmada deney motoru dakikada 203,5 litre hava tüketmiştir. 1,012 bar basınç ve 23 C sıcaklıkta, havanın yoğunluğu tükettiği hava kütlesel hava miktarına dönüştürülmelidir. 3 1,22586 kg / m h ise motorun hacimsel olarak , 5 L / dak 0, 2035 m / dak 12, 21 m / h m 1, , 21 14, kg / h 14967, 75 g / h h Buradan volümetrik verim h v , 75 0, 6032 % 60, , , bulunur. Hava/yakıt oranı H 14, , 7 Y 1, 02 Yukarıda hesaplanan ve ölçülen değerler kullanılarak hava fazlalık katsayısı G erçek H ava / Yakıt 14, 7 1 T eorik H ava / Yakıt 14, 7 olarak hesaplanmaktadır Silindir içi basınç verilerinin ön değerlendirilmesi ve işlenmesi Silindir içi ham basınç sinyalleri ASCII formatında bilgisayara kaydedilmektedir. HCCI yanmasını incelemek için silindir içi basınç verileri ile yanma analizi gerçekleştiren program Matlab yazılımı kullanılarak hazırlanmıştır. Hazırlanan program ile ham silindir içi basınç verileri girildikten sonra 50 çevrimin ortalama silindir basıncı, indike ortalama efektif basınç, ısı dağılımı, silindir içi gaz sıcaklığı, konvektif ısı taşınım katsayısı, silindir duvarlarına transfer edilen ısı miktarı, net iş, indike ortalama efektif basınç varyans katsayısı, silindir basınç artış oranı hesaplanabilmektedir. Şekil 7.6 da yanma analizinin akış şeması verilmiştir. Basınç sensörünün ölçtüğü analog sinyaller amplifikatör ve

131 105 indikatör sistemine verilerek veri toplama kartında dijital sinyallere çevrilir. Daha sonra bilgisayara aktarılarak işlenmeye hazır hale getirilir [153]. Şekil 7.6.Yanma analizi akış şeması [153] Ham silindir basıncı verilerinin işlenmeye hazır hale getirilmesi Silindir basınç sensörünün gönderdiği sinyaller işlenmeden önce sinyaller üzerinde bazı düzeltmeler yapılmalıdır. Basınç sensörünün analog sinyalleri dijital sinyallere çevrildikten sonra basınç sensörünün sahip olduğu referans basınç değeri ile çarpılarak basınç verileri elde edilir. Sağlıklı ve doğru silindir basıncı ölçümü için enkoderin ölçtüğü ÜÖN sinyali (Z sinyali) ile motorun ÜÖN sı arasında fark olmamalıdır. Bunun için ÜÖN hassas bir şekilde ayarlanarak enkoderin krank miline bağlantısı sabitlenmiştir. Bunun yanında alınan silindir içi basınç sinyallerinde zamana bağlı kayma görülmektedir. Basınç ölçüm hattında biriken elektriksel yük ve gürültü ile basınç sensöründeki elektriksel yükün çakışması, kabloların tam yalıtılmamış olması, yanma sonu meydana gelen termal stres ölçülen basınç sinyallerinde kaymaya neden olmaktadır. Bujide meydana gelen kıvılcım da gürültüye neden olmakta sensörün ölçtüğü değerleri etkilemekte ve değişmesine neden olmaktadır [147,148,153]. Bu nedenle silindir basıncı ölçülürken daha iyi yalıtılmış kablolar

132 106 kullanılmış, basınç ölçüm hattı ve veri toplama kartı üzerindeki negatif yükü ve gürültüyü azaltmak için şasileme yapılmıştır. HCCI yanma modunda buji kıvılcımının kapatılması ile silindir basınç sensörünün bu yüksek gerilimden etkilenmesi de engellenmiş olmaktadır. Şekil 7.7 de silindir içi basınç ölçümünde meydana gelen kayma görülmektedir. Şekil 7.7. Ham silindir içi basınç verilerinde zamana bağlı meydana gelen kayma Ham silindir basıncı verilerinde meydana gelen kaymanın düzeltilmesi için trigonometrik bir dönüşüm yapılmıştır. Meydana gelen kaymanın açısı belirlenerek bütün basınç değerlerinde görülen kayma farkı çıkartılmış ve basınç eğrileri düzeltilmiştir. Aynı zamanda emme zamanı sonunda piston AÖN da iken mutlak basınç atmosferik basınca (1 bar) eşitlenmiştir. 50 adet ardışık çevrimin ortalama silindir basıncını hesaplamak için bu değerler kullanılmış ve analiz gerçekleştirilmiştir. Bir çevrimde 2000 adet ham silindir içi basınç verisi 0,36 KA aralıklarla alınmaktadır. Silindir basıncının çok küçük krank açısı aralıklarında ölçülmesi enkoderin gönderdiği ÜÖN sinyali ile motorun ÜÖN sının her zaman tam olarak eşleşmesini engellemektedir. Bu amaçla deney motoru çalışma sıcaklığına getirilerek buji kıvılcımı kapatılmıştır. Ham silindir basıncı ve ölü nokta sinyallerinde meydana gelen sapmalar belirlenmiştir. Şekil 7.8 de ham basınç verilerinde meydana gelen sıfırdan sapma görülmektedir. Yanma meydana gelmeden dinamometre motor olarak çalıştırılmış ve dinamik ÜÖN tayin edilmiştir. Dinamik ÜÖN nın belirlenmesi Şekil 7.9 da gösterilmektedir. Şekil 7.9 incelendiğinde ham silindir basıncı sinyallerinde sıfırdan sapmanın olduğu görülmektedir.

133 107 Şekil 7.8. Ham silindir basıncı verilerinde meydana gelen sıfırdan sapma Şekil 7.9. Dinamik ÜÖN nın belirlenmesi Filtreleme Silindir içi basınç verileri 0,36 KA aralıklarla alınmakta ve dijital sinyallere çevrilmektedir. Dijital sinyallere çevrilen basınç verilerinin türevi alındığında ısı dağılımı hesabında gürültü ortaya çıkmaktadır. Bu gürültünün önlenebilmesi amacıyla basınç verileri aşağıda belirtilen fonksiyon ile filtrelenmektedir. Yapılan çalışmada ısı dağılımı 4.

134 108 dereceden filtreleme işlemine tabi tutulmuştur. Silindir içi basınç sinyalleri Taylor serisi formatında 4. seriye göre açılabilir. P P P i 2 i 1 i P P i 1 i 2 ' 2 '' 2 3 ''' 3 4 '''' 4 i i i i 2 P d 2 P d 2 P d 2 P d P... i 1! 2! 3! 4! ' '' 2 ''' 3 '''' 4 i i i i P d P d P d P d P... i 1! 2! 3! 4! P i ' '' 2 ''' 3 '''' 4 i i i i P d P d P d P d P... i 1! 2! 3! 4! ' 2 '' 2 3 i i ''' 3 4 '''' 4 2 P d 2 P d 2 P d 2 P d i i P i 1! 2! 3! 4!... (7.10) Dört adet düğüm noktasına göre fonksiyonun 1. mertebe türevi aşağıdaki gibi olmaktadır. P P 8P 8P P (7.11) 12d ' i 2 i 1 i 1 i 2 i Sonuçta elde edilen basınç verilerinde meydana gelen gürültüyü azaltmak amacıyla Eş ile filtreleme işlemi uygulanmıştır [148, 153, 154]. 1 P 2 P 3P xp 3P i x 1 i ( x 2 ) i x 3 i i x 3 P i 2 x 2 P P i x 2 i ( x 1) Burada P fonksiyonları silindir basınç sinyallerini, i i indisleri belirli krank mili aralıklarını ifade etmektedir. Şekil 7.10 da filtreli ve filtresiz ısı dağılımları görülmektedir. (7.12)

135 109 Şekil Filtreleme işlemi İndike ortalama efektif basınç ve net işin belirlenmesi Motorun gerçek çevrimdeki gücünü verebilmesi için bir kurs boyunca piston üzerine etki eden sabit basınca indike ortalama efektif basınç denir [25]. İndike ortalama efektif basınç imep W net ( Pa ) (7.13) V kurs veya P f 60 e imep V n kurs eşitlikleri ile hesaplanabilmektedir. Bu eşitlikte ( kpa ) (7.14) P e efektif motor gücünü, ( kw ) f n bir çevrimde iş yapan kurs sayısını, motor hızını, (1 / min) V kurs kurs hacmini ifade etmektedir. Kurs hacmi ise ile hesaplanmaktadır. 2 D 3 V H ( m ) kurs (7.15) 4 Bu eşitlikte

136 110 D silindir çapını, ( m ) H kurs boyunu, ( m ) ifade etmektedir. Tam yükte /min motor hızında, stokiyometrik hava/yakıt oranında 3, 21 kw motor gücü elde edilmiştir. Silindir çapı 80,26 mm, kurs boyu 88,9 mm ise kurs hacmi, Vkurs 2 (80, 26) 88, 9 3 0, m bulunur. 4 İndike ortalama efektif basınç 3, imep 570,95 kpa 5, 63 bar 0, elde edilir. Net iş krank açısına bağlı olarak değişen silindir hacmi ve ölçülen silindir basıncı verileri çarpılmak suretiyle integrali alınarak Eş ile hesaplanmaktadır. W PdV ( Joule) (7.16) net Krank açısına bağlı olarak değişen silindir hacminin hesaplanmasında yanma odası hacmi ve krank açısına bağlı olarak pistonun yer değiştirme miktarı hesaplanmalıdır. Yanma odası hacmi V kurs V ( m ) (7.17) eşitliği ile krank açısına bağlı olarak pistonun anlık yer değiştirme miktarı ise 2 r S r 1 cos L 1 1 sin ( m ) L (7.18) eşitliği ile hesaplanmaktadır.

137 111 Verilen eşitliklerde motorun sıkıştırma oranını, krank açısını, ( derece ) r krank yarıçapını, ( m ) L biyel uzunluğunu, ( m ) S pistonun anlık yer değiştirme miktarını ( m ) ifade etmektedir. Bu eşitliklerden krank açısına bağlı olarak anlık silindir hacmi değişimi 2 D 3 (7.19) V V S ( m ) eşitliği ile hesaplanmıştır. Şekil 7.11 de silindir hacmi ve silindir hacminin türevinin krank mili açısına göre değişimi görülmektedir. Şekil 7.11.Silindir hacmi ve silindir hacmi türevinin krank mili açısına göre değişimi Maksimum silindir basıncı ve basınç artış oranının belirlenmesi Krank açısına bağlı olarak piston üzerine gelen basınç ani olarak artarsa motor parçaları arasındaki boşluklar çok hızlı bir şekilde kapatılır ve parçalar üzerine gelen kuvvet ve yükler hasarlara neden olur. Krank açısına bağlı olarak ölçülen 50 ardışık çevrimin ortalaması alınarak maksimum basıncın elde edildiği krank açısı ve basınç artış oranı hesaplanabilmektedir. İçten yanmalı motorlarda maksimum basınç artış oranı 10 bar/ KA değerini geçtiğinde vuruntu görülmektedir [25]. Silindir basıncının 1. dereceden türevi

138 112 basınç artış oranını vermektedir. Basınç artış oranı silindir basıncı değerlerinin 1. dereceden krank açısına göre sayısal türevi alınarak belirlenmektedir. Şekil 7.12 de vuruntu oluşumu görülmektedir. Şekil 7.12 de görüldüğü gibi basınç artış oranı 10 bar/ KA değerini aşmış ve vuruntulu çalışma görülmüştür. Şekil 7.13 de ise silindir basıncı ve silindir basıncının 1. türevinin krank açısına göre değişimi görülmektedir. Şekil Vuruntu oluşumu Şekil Silindir basıncı ve silindir basıncının 1. türevinin krank açısına göre değişimi Çevrimsel farklılıkların analizi Silindir içindeki karışım kompozisyonunun değişimi, silindir içindeki sıcaklık ve basınç farkları çevrimsel değişikliklere neden olmaktadır. HCCI yanmasında yanma odasının tamamında meydana gelen ani ve hızlı ısı dağılımı çevrimsel farkların artmasına neden olmaktadır. Bunun yanında özellikle düşük motor yüklerinde meydana gelen ateşlenememe ve yüksek yüklerde karşılaşılan vuruntu, çevrimden çevrime meydana gelen farkları arttırmaktadır. Literatürde motorun kararlı bir şekilde çalışması için varyans katsayısı

139 113 değerinin % 10 u geçmemesi istenmektedir. Bu değer HCCI yanması için kritik değer olarak kabul edilmektedir [25]. İndike ortalama efektif basınç varyans katsayısı, C O V im ep im ep 100 (7.20) X eşitliği ile hesaplanmıştır. Bu eşitlikte, 50 çevrimin ortalama efektif basınç değerlerinin standart sapmasını, imep X ortalama efektif basınçların ortalamasını ifade etmektedir. X ve imep değerleri Eş ve Eş.7.22 ile gibi hesaplanmaktadır. X n i (7.21) i 1 X n i Bu eşitlikte X i ortalama efektif basınçların toplamını, n i veri sayısını göstermektedir. n 2 ( X X ) / ( n i i 1) (7.22) i Politropik üssün belirlenmesi Yanma süreci boyunca politropik üs değişmektedir. Bu değişim ile yanmanın başladığı ve sona erdiği an belirlenebilmektedir. Politropik sıkıştırma ve genişleme Eş ile yazılabilir. PV n c c (7.23) Eşitliğin diferansiyeli alınırsa; n 1 n c c n PV dv V dp 0 (7.24) c n c VdP (7.25) PdV elde edilir.

140 Isı dağılımı analizi HCCI yanmasında yanma odasında ısı dağılımı hesabında tek bölgeli yanma modeli ile termodinamiğin birinci kanunu uygulanmaktadır. Bu modelde ısı dağılımı hesabında yanma odasındaki karışımın ideal gaz ve üniform olduğu kabulü yapılır. Piston kenarlarından ve segmanlardan oluşan kaçaklar ihmal edilmektedir. Bunun yanında bir çevrim tamamlandıktan sonra yanma odasında bir miktar egzoz gazı kalmaktadır. Bu gazların oranı tam olarak bilinememektedir. Silindir içindeki dolgunun termodinamik açıdan dengede olduğu kabul edilmektedir. Yanma odasında açık sistemler için termodinamiğin birinci kanunu uygulanmaktadır [25]. Şekil 7.14 de termodinamiğin birinci kanununa göre tek bölgeli yanma modeli görülmektedir. Şekil Termodinamiğin birinci kanununa göre tek bölgeli yanma modeli Eş termodinamiğin birinci kanunu ifade etmektedir. Q W U (7.26) Termodinamiğin birinci kanunu açık sistemler için yazılırsa Bu eşitlikte dq dw du dt dt dt m h i i (7.27) i dq dt yanma odasından sistem sınırlarına doğru birim zamanda gerçekleşen ısı transferi

141 115 dw dt sistem sınırları değişimi ile piston-krank mekanizması ile birim zamanda yapılan iş m sistem sınırlarından giren ve çıkan kütle miktarı, ( kg ) h i sistem sınırlarından giren ve çıkan kütlenin entalpisi, ( kj ) U sistemin iç enerjisidir. ( kj ) Piston hareketine bağlı olarak sistem sınırı hareket etmektedir. Buna bağlı olarak yapılan iş dw dt dv P (7.28) dt ile hesaplanmaktadır. Elde edilen eşitlik termodinamiğin birinci kanununda yazılırsa dq dv du P dt dt dt m h i i (7.29) i olur. Termodinamiğin birinci kanununa göre silindire sistem sınırlarından sadece hava/yakıt karışımı ve kartere sızan gazlar geçebilmektedir. Piston ve segman kenarlarında sızan gazların miktarı ihmal edildiğinde Eş yazılabilir. dq dv du P m h y y (7.30) dt dt dt U iç enerji değişimi, h y silindire alınan yakıtın entalpisi ise dq dt yanma sonu açığa çıkan ısı ile silindir cidarlarından transfer edilen ısının farkına dönüşmektedir. Bu eşitlikte h y elde edilir. 0 alınırsa dq dv du P (7.31) dt dt dt

142 116 Yanma odasındaki ısı enerjisinin bir kısmı silindir cidarlarından soğutma sistemine aktarılır. Yanma odasına sürülen toplam ısı enerjisi dq gr dt ile silindir cidarlarına transfer edilen ısı dq heat dt farkı net ısı dağılımını dq net dt vermektedir. dq dq dq dv du net gr heat P (7.32) dt dt dt dt dt Yanma odasındaki iç enerji değişimi Eş ile ifade edilir. du dt dtg mcv (7.33) dt Isı dağılımı analizi yapılırken silindir içi dolgunun ideal gaz olduğu kabul edilirse dq dv dt net g P m cv (7.34) dt dt dt elde edilir. İdeal gaz kanunu diferansiyel formda yazılırsa PV m R T g (7.35) dv dp dt g P V dm P V m R (7.36) dt dt dt m d elde edilir. Kartere olan kütle kaçakları ihmal edilirse ( dm 0 ) ve eşitlik yeniden düzenlenirse ve dt g dt Eş de yerine yazılırsa

143 117 dq c dv c dp net 1 v P v V dt R dt R dt (7.37) elde edilir. İdeal gaz sabiti ( R c c ) eşitliği yukarıdaki eşitlikte yerine konulursa ve yeniden p v düzenlenirse dq c net p dv dp dp P V V dt R dt dt dt (7.38) eşitliği bulunur. Elde edilen eşitlikte silindir cidarlarına transfer edilen ısı eklenerek krank mili açısı cinsinden yeniden yazılırsa dq c dv dp dp dq P V V d R d d d d elde edilir. Bu eşitlikte gr p heat (7.39) dq gr d toplam ısı dağılımını, ( J ) dq heat d silindir cidarlarına transfer edilen ısıyı ( J ) P ölçülen silindir basıncını, ( Pa ) V dv d silindir hacmini, 3 ( m ) silindir hacminin krank mili açısına göre türevini, 3 ( m / K A ) dp d etmektedir. silindir basıncının krank mili açısına göre türevini ( Pa / KA ) ifade Isı taşınım katsayısı ve yanma odasındaki ısı transferinin belirlenmesi Yanma işlemi boyunca meydana gelen ısı kayıpları yakıt ile yanma odasına verilen enerjinin yaklaşık %10-15 i kadardır ve krank açısına göre gerçekleşen ısı transferi

144 118 değişmektedir. Yanma odasında meydana gelen ısı yanma odası duvarlarından, silindirdeki oyuklardan ve köşe noktalardan transfer edildiğinde piston üzerine uygulanan kuvvet ve net iş azalmaktadır. Yanma odası duvarlarına gerçekleşen taşınım ısı transfer oranı aşağıdaki eşitlikle hesaplanabilmektedir [25]. dq d heat o A h ( T T ) ( W / K A) 2 c g W (7.40) Yukarıdaki eşitlikte birim analizi yapılarak; dq heat d elde edilir. 1 o h A2 T T ( J / K A) c g w (7.41) 6n Bu eşitlikte A 2 h c n ısı transferi yüzey alanı, ısı taşınım katsayısı, motor hızı, (1 / min) 2 ( m ) 2 ( W / m K ) T g silindir içi ortalama gaz sıcaklığı, ( K ) T W yanma odası duvar sıcaklığını ( K ) ifade etmektedir. Yanma odası ısı transferi yüzey alanı; V 2 2 A D 2 A ( m ) 2 pis (7.42) A pis ile hesaplanır. Bu eşitlikte; D piston çapını, ( m ) A pis piston yüzey alanını, 2 ( m ) V 2 A 2 ifade etmektedir. yanma odası hacmini, 3 ( m ) krank açısına bağlı olarak değişen yanma odası yüzey alanını 2 ( m )

145 119 Yanma odasına gerçekleşen ısı transfer hesabında Woschni tarafından tanıtılan ısı taşınım katsayısı için aşağıda belirtilen eşitlik yaygın olarak kullanılmaktadır [25, 155]. 0,8 0,06 0,8 0,4 2 h 130V P T c 1, 4 ( W / m K ) (7.43) c g m Bu eşitlikte; V silindir hacmini, 3 ( m ) P silindir basıncını, ( Pa ) T g silindir içi gaz sıcaklığını, ( K ) c ortalama piston hızını ( m / s ) göstermektedir. Ortalama piston hızı; m c m 2 A n (7.44) 60 eşitliği ile hesaplanmaktadır. Bu eşitlikte; A krank açısına bağlı olarak pistonun aldığı yolu, ( m ) n motor hızını (1 / min) ifade etmektedir Yanma verimi HCCI yanması yanma sonu gaz sıcaklığına bağlı olarak değiştiğinden yanma zamanlaması oldukça önemlidir [22, 25]. HCCI yanmasında silindir içi dolgunun özellikleri HCCI yanmasını önemli ölçüde etkilemektedir. Bu nedenle silindire verilen yakıtın stokiyometrik tam yanma denklemi aşağıdaki gibi gerçekleşir. n ( C H ) n ( C H ) ao 3, 76 N bc O ch O dn izook tan 8 18 n hep tan (7.45) b 8n 7n izook tan n hep tan (7.46)

146 n 16 n izook tan n hep tan c (7.47) 2 0, 8C H 0, 2 C H 12, 2 O 45, 87 N 7, 8C O 8, 8 H O 45, 87 N Hava-yakıt oranı mol cinsinden hesaplanırsa; (7.48) (12, 2x32) (45, 87x28) 1674, 76 gr / mol hava (96 x0, 8) (18 x0, 8) (84 x0, 2) (16 x0, 2) 111, 2 gr / mol yakıt Hava Yakıt 1674, 76 15, 06 elde edilir. 111, 2 Yanmanın sona ermesi genişleme zamanı sonuna doğru ısı dağılımının sıfırda hareket etmeye başladığı an olarak tanımlanmaktadır. Yanmanın başlangıcı ve sonu belirlenerek krank açısına bağlı olarak yanma süresince ısı dağılımlarının integrali alınarak toplam ısı dağılımı ve yanma verimi hesaplanabilmektedir [25]. ty ty son dqgr o d m ( / ) f Q LH V yanm a J K A (7.49) d bas Buradan yanma verimi; yanm a ty ty son bas m dqgr d d f Q LH V (7.50) şeklinde hesaplanabilir. RON 80 yakıtı hacimsel olarak %80 izooktan %20 n-heptandan oluşmaktadır. Dolayısıyla eşitlik

147 121 yanma ty ty son bas dqgr d d m Q m Q izook tan LHVizook tan n hep tan LHV n hep tan (7.51) şeklinde yazılır. Burada; ty baş ve ty son krank açısına bağlı olarak yanma başlangıcını ve sonunu, ( KA) dq gr d krank açısına bağlı olarak toplam ısı dağılımını, m izook tan ve n hep tan QLHV izook tan ve LHV n hep tan ifade etmektedir [25]. m bir çevrimde silindire sürülen izooktan ve n- heptan yakıt miktarını, ( kg / çevrim ) Q izooktan ve n-heptan yakıtlarının alt ısıl değerini, ( kj / kg ) HCCI yanması sonucu elde edilen ısı dağılımı grafiği ile yanma başlangıcı, yanma sonu ve yanma süresi belirlenebilmektedir. Kendine kendine tutuşmanın başlangıcı motorun yanma olmadan elde edilen silindir basıncı değerinden saptığı nokta olarak belirlenebilmektedir [156]. Şekil 7.15 de HCCI yanmasının yanma süresi ve yanma safhaları üzerindeki etkileri görülmektedir. Yanma başlangıcını tayin etmenin diğer bir yolu yanma odasında meydana gelen ısı dağılımının krank açısına bağlı olarak negatif değerden pozitif değere yükseldiği nokta şeklinde belirlemektir. Deneysel olarak yanmanın kesin olarak tamamlandığı noktayı bulmak güçtür. Yanmanın sonu, ısı dağılımı değerlerinin sıfır çizgisi dolayında yükselip azalmaya başladığı nokta olarak belirlenmektedir [25]. Belirlenen bu iki nokta arasında krank açısı cinsinden geçen süre yanma süresidir.

148 122 Şekil HCCI yanmasında yanma safhaları ve yanma süresi Krank açısına bağlı olarak yanan kütle miktarının hesaplanmasında kümülatif ısı dağılımı kullanılmaktadır. HCCI yanması sonucu yanma süresi boyunca elde edilen kümülatif ısı dağılımı 0 ile 1 arasında normalize işlemine tabi tutulduğunda yanan yakıt yüzdesi hakkında bize bilgi vermektedir. HCCI yanmasında kümülatif ısı dağılımının %10 a ulaştığı krank açısı, silindir içi yakıt miktarının %10 luk bölümünün yanmasını tamamladığı krank açısı olarak kabul edilmektedir. Kümülatif ısı dağılımının %90 a ulaştığı nokta ise yakıt miktarının %90 lık bir kısmının yanmasını tamamladığı krank açısına karşılık gelmektedir. Genellikle yanma için geçen süre yanan yakıtın %10 ile %90 ı arasında krank açısı cinsinden geçen süre olarak tanımlanmaktadır [24,25,156]. Şekil 7.16 da buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasında yanma safhaları görülmektedir. EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile yapılan çalışmada emme havası giriş sıcaklığı arttıkça yanma süresinin kısaldığı yanmanın avansa alındığı görülmüştür. Aynı zamanda EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile stokiyometrik karışım oranına kadar yanma başlangıcının avansa alındığı fakir karışımlarda yanma başlangıcı avansının azalmaya başladığı görülmüştür. EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmaları ile yapılan deneylerde stokiyometrik orana yakın karışım oranlarında yanma süresinin azaldığı görülmüştür.

149 123 Şekil Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasında yanma safhaları [24,25] Kendiliğinden yanma işleminde üç farklı nokta karşımıza çıkmaktadır. Bunlardan birincisi ilk alev çekirdeğinin oluşması aşaması ikincisi hızlı yanma periyodu üçüncüsü ise tüm yanma periyodudur. HCCI yanması buji ile ateşlemeden farklı olarak alev cephesi olmadığı için ilk yanma zaman aralığı çok hızlı bir şekilde geçmektedir. Aynı zamanda HCCI yanmasında yanma odasında ani bir ısı dağılımı gerçekleştiği için hızlı yanma periyodunda ısı dağılımı çok hızlı bir şekilde artar. Son yanma aşaması ise yanan yakıt oranı %90 ı geçtikten sonraki kısımdır. Bu noktada yanma süresi tam olarak bilinemediği için yanan yakıt miktarı tam olarak belirlenememektedir [25] Gaz değişim verimi İçten yanmalı motorlarda emme ve egzoz supaplarının amacı taze karışım ile silindirlerin doldurulmasını ve yanmış gazların dışarı atılmasını sağlamaktır. Dört zamanlı motorlarda gaz değişim işlemleri volümetrik verim ve gaz değişim verimi ile tarif edilmektedir. Volümetrik verim ve gaz değişim verimi motorun parçalarını oluşturan supaplar, portlar, manifoldlar ve motorun çalışma şartlarına bağlı olarak değişmektedir. Bunun yanında süperşarj ve egzoz turbo kompresörü silindirlere alınan havanın arttırılması için kullanıldığından volümetrik verimi ve gaz değişim verimini etkilemektedir. Bu amaçla emme ve egzoz hattında gerçekleşen akışın incelenmesi gerekmektedir. Özellikle emme hattındaki basınç motor hızına, emme sisteminde bulunan elemanların akışa karşı gösterdiği dirence ve dolgunun yoğunluğuna göre değişmektedir [5,25]. Şekil 7.17 krank

150 124 açısına göre emme ve egzoz supabı kalkma miktarını ve değişen silindir basıncını göstermektedir. Şekil Krank açısına göre emme ve egzoz supabı kalkma miktarı ve silindir basıncı [25] Emme ve egzoz zamanları boyunca emme ve egzoz gazlarının atalet kuvvetlerinden maksimum şekilde yararlanmak, silindirlerin taze dolgu ile doldurulmasını ve egzoz gazlarının süpürülmesi işlemlerini iyileştirmek için genelde emme ve egzoz supabı açık kalma süreleri uzatılmaktadır. Egzoz supabı genelde AÖN dan KA önce açılır ve ÜÖN dan KA sonra kapanır. Emme supabı ise ÜÖN dan KA önce açılır. Her iki supabın aynı anda açık kaldığı bu süre subap bindirmesidir. Supap bindirmesi boyunca emme basıncı, egzoz basıncından azaldığından egzoz gazları taze karışımla birlikte silindire geri alınır. Supap bindirmesi, yüksek motor hızlarında supap açık kalma periyodunu uzatarak volümetrik verimin artmasına yardımcı olmaktadır. Şekil 7.18 supap kalkma miktarının volümetrik verim üzerindeki etkisini göstermektedir. Takiuawa ve arkadaşları tam gaz kelebeği açıklığında, maksimum torkun elde edildiği ateşleme avansında, 13 hava/yakıt oranında 4 silindirli buji ile ateşlemeli motorda yaptıkları deneylerde supap kalkma miktarı arttıkça volümetrik verimin arttığı görmüşlerdir [5,25,157]. Bu çalışmada /min motor hızında, stokiyometrik karışım oranında,

151 125 HCCI yanma modunda yapılan deneylerde EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile EM 3,5- EG 3,5 supap mekanizmasına göre daha yüksek volümetrik verim elde edilmiştir. Şekil Supap kalkma miktarının volümetrik verime etkisi [25] ( Emme supabı açılması ÜÖN dan 19 KA önce, Emme supabı kapanması AÖN dan45 KA sonra, Egzoz supabı açılması AÖN dan 60 KA önce, Egzoz supabı kapanması ÜÖN dan 10 KA sonra) HCCI yanması kısmi yüklerde daha iyi gerçekleşmektedir. Bununla birlikte HCCI motorlarda silindirde art egzoz gazının tutulması için düşük supap kalkma miktarına sahip değişken supap mekanizmaları kullanılmaktadır. Bu nedenle HCCI yanmasında dahili EGR nin yapıldığı motorlarda gaz değişim veriminin en iyi olduğu metot seçilmelidir. Dahili EGR nin yapılmasında en yaygın ve pratik olarak uygulanan yöntemlerden birisi egzoz supabı kalkma miktarını azaltmaktır. Sonuçta HCCI motorlarda düşük supap kalkma miktarına sahip supap mekanizmaları gaz değişim verimini doğrudan etkilemektedir [5,22,25]. HCCI motorlar tam açık gaz kelebeği konumunda çalıştırıldıklarında konvansiyonel buji ile ateşlemeli motorlara göre pompalama kayıpları azalmaktadır. Gaz değişim verimi pompalama işine bağlı olarak motor kayıplarını göstermektedir. Gaz değişim verimi tüm çevrim boyunca elde edilen işin kapalı çevrimde elde edilen işe oranını ifade etmektedir. Motor yükü arttıkça pompalama gaz değişim verimi iyileşmektedir. Aynı zamanda motor

152 126 hızının azalması ile pompalama kayıpları bir miktar azalmakta ve gaz değişim verimi artmaktadır [22, 25, 59, 65]. Gaz değişim verimi Eş ile hesaplanabilmektedir. Bu eşitlikte im ep net ge (7.52) im ep gross ge gaz değişim verimini, im ep tüm çevrim boyunca hesaplanan indike ortalama net efektif basıncı ( Pa ) im ep gross kapalı çevrim boyunca hesaplanan indike ortalama efektif basıncı ( Pa) göstermektedir.

153 DENEY SONUÇLARININ DEĞERLENDİRİLMESİ 8.1. HCCI Çalışma Aralığının Belirlenmesi Deneylere başlamadan önce deney motoru 9:1 sıkıştırma oranında, orijinal supap mekanizması ile (emme ve egzoz supabı kalkma miktarı 9,5 mm) buji ile ateşleme yapılarak çalıştırılmış ve motor çalışma sıcaklığına ulaştırılmıştır. HCCI yanması için motor çalışma sıcaklığına ulaştıktan sonra buji ile ateşleme kapatılmıştır. Kendiliğinden tutuşmanın başlayarak yanmanın gerçekleşmesi için emme havası giriş sıcaklığı 20 C den 120 C ye kadar ısıtılmıştır. Fakat benzin ile yapılan deneysel çalışmalarda kararlı HCCI yanması gerçekleşmemiştir. HCCI yanmasının gerçekleşmesi için kendiliğinden tutuşma şartlarının iyileştirilmesi gerektiği sonucuna varılmıştır. Kararlı HCCI yanması sağlamak ve HCCI çalışma aralığını belirlemek için bazı değişiklikler yapılmıştır. İlk olarak HCCI yanması için deneysel çalışmalar RON 80 yakıtı ile yapılmıştır. Amaan ve arkadaşları yaptıkları çalışmada HCCI yanmasında en uygun yakıtın RON 80 olduğunu belirlemişlerdir [62]. Sjöberg ve Dec yaptıkları çalışmada izooktan ve RON 80 yakıtlarının ısı dağılımı üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. RON 80 yakıtı ile iki aşamalı ısı dağılımının meydana geldiğini görmüşlerdir [61]. Daha sonra aynı supap zamanlama değerlerinde düşük supap kalkma miktarına sahip kamların bulunduğu değişken supap mekanizmaları kullanılmıştır. Emme ve egzoz supabı kalkma miktarlarının 5,5 mm ye düşürülmesi ve sıkıştırma oranının 13:1 e yükseltilmesiyle yapılan deneysel çalışmada kendiliğinden kontrollü yanmanın gerçekleştiği görülmüş ve farklı emme havası giriş sıcaklıkları ve hava/yakıt oranlarında deneylere devam edilmiştir. HCCI motorlarda sıkıştırma oranı arttırıldığında, sıkıştırma sonu gaz sıcaklığı artmaktadır. Sıkıştırma sonu gaz sıcaklığının artışı kendiliğinden tutuşmanın sağlanacağı sıcaklığın daha önce elde edilmesine neden olmaktadır. Bunun sonucunda yanma odasında kendiliğinden meydana gelen yanma reaksiyonları daha kolay gerçekleşmektedir. Aynı zamanda yanma odasında sıkıştırma sonu gaz sıcaklığını arttırmak için emme havası ısıtılmaktadır. Daha yüksek sıcaklıktaki emme dolgusu yanmanın daha kolay başlamasına neden olmaktadır. Sıkıştırma oranı ve emme havası giriş sıcaklığının artması yanma odasında kendiliğinden yanmanın gerçekleşeceği şartları hazırlamakta, silindir içindeki karışımın ısıl enerjisi artmaktadır. Bu nedenle HCCI motorlarda sıkıştırma oranının ve emme havası giriş sıcaklığının arttırılması gerekmektedir.

154 128 Deneylerde HCCI çalışma aralığının belirlenmesi için emme havası giriş sıcaklığı, hava/yakıt oranı ve motor hızı değiştirilmiş, çalışma aralığını ifade eden haritalar elde edilmiştir. Düşük supap kalkma miktarına sahip kamların HCCI çalışma aralığına ve HCCI yanmasına etkileri incelenmiştir. Şekil 8.1 5,5, 3,5 ve 2 mm supap kalkma miktarlarına sahip kamlar kullanılarak farklı HFK değerlerinde yapılan deneylerde motor hızına göre indike ortalama efektif basınçların değişimini göstermektedir. Aynı zamanda supap kalkma miktarının HCCI çalışma aralığı üzerindeki etkileri görülmektedir. Bilindiği üzere HCCI yanması kısmi yüklerde daha kararlı ve stabil olmaktadır. Yüksek motor yüklerinde basınç artış oranına bağlı olarak yanma birçok noktadan başlamış, yanma oranı artmıştır [13,158]. HCCI yanmasını etkileyen ateşlenememe, kısmi yanma ve vuruntu bölgeleri Şekil 8.1 de görülmektedir. Tam yükte yapılan deneysel çalışmalarda düşük motor hızlarında ve fakir karışımlarda kendiliğinden yanma gerçekleşememiştir. Karışımın fakirleşmesi sonucu imep değerleri azalmaktadır. Motor hızının düşük olması karışımın kinetik enerjisini ve hızını azaltmaktadır. Bu homojen dolgunun elde edilmesine engel olmakta, karışım tutuşturulamamaktadır. Yüksek motor hızlarında ise motor fakir karışımlarla çalıştırıldığında eksik yanma görülmekte ve motor düzensiz çalışmaktadır. İçten yanmalı motorlarda vuruntu basınç artış oranı ile ifade edilmekte ve vuruntu sınırı 10 bar/ KA olarak kabul edilmektedir [4, 25, 51]. Özellikle yüksek motor hızlarında deney motoru zengin karışımlarla çalıştırıldığında vuruntunun gerçekleştiği görülmüştür. Tam yükte yapılan deneylerde HCCI yanmasının hava/yakıt oranı ve emme havası giriş sıcaklığından etkilendiği görülmektedir. 2, 3,5 mm supap kalkma miktarına sahip kamlarla yapılan deneylere göre EM 5,5-EG 5,5 ile silindire alınan dolgu miktarının ve homojenliğin artmasına bağlı olarak daha yüksek motor hızlarında kararlı HCCI yanması elde edilmiştir. Bunun yanında motor hızının artışı HCCI yanmasının daha fakir karışımlarla gerçekleşmesine izin vermektedir. Motor hızının artışı karışımın homojenliğini ve türbülansı arttırmaktadır. Yanma odasında daha fakir karışım bölgelerinin de yanmaya iştirak etmesine neden olmaktadır. Bunun aksine hava fazlalık katsayısının artması indike ortalama efektif basınçların azalıp, motorun vuruntusuz ve daha düzenli çalışmasını sağlamıştır. EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneylerde silindirde tutulan sıcak art egzoz gazı miktarı yanma odasındaki karışımın sıcaklığını arttırmıştır. Özellikle zengin karışımlarla yapılan deneysel çalışmalarda basınç artış oranının arttığı görülmüştür. Basınç artış oranına bağlı olarak HCCI yanması sonucu vuruntu sınırının genişlediği görülmüştür. Egzoz supabı kalkma miktarının 2 mm ye düşürülmesi ile (EM 5,5-EG 2) yanma odasındaki taze karışımın özelliği art egzoz gazları ile seyreltilmekte ve yanma kötüleşmektedir.

155 129 Dolayısıyla minimum çalışma aralığının EM 5,5-EG 2 maksimum çalışma aralığının EM 5,5-EG 3,5 ile elde edildiği görülmektedir. Şekil 8.1. Motor hızına bağlı indike ortalama efektif basınç değişimi ve HCCI yanmasını sınırlayan ateşlenememe, kısmi yanma ve vuruntu bölgeleri Supap kalkma miktarı arttırıldığında, HCCI yanmasının yüksek motor hızlarında gerçekleştiği görülmekte, imep değerleri artmaktadır. Şekil 8.2 de ise hava fazlalık katsayısına bağlı olarak imep değerlerinin değişimi görülmektedir. Deney motoru λ=0,5 ile λ=2 değerleri arasında HCCI yanma modunda çalışmıştır. EM 5,5-EG 5,5 ile yapılan deneylerde EM 3,5-EG 3,5 ve EM 5,5-EG 2 supap mekanizmalarına göre HCCI yanmasının daha zengin karışımlarla sağlandığı ve imep değerlerinin arttığı görülmektedir. Düşük emme havası giriş sıcaklıklarında karışımın zenginleşmesi ile kararlı HCCI yanması görülmüştür. Şekil 8.2 incelendiğinde HFK arttıkça imep değerlerinin azaldığı görülmektedir. EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda en geniş çalışma aralığı elde edilmiştir. Egzoz supabı kalkma miktarının düşürülmesi ile (EM 5,5-EG 3,5) sıcak egzoz gazları homojen dolguyu ısıtma etkisi göstererek düşük emme havası giriş sıcaklıklarında bile kendiliğinden yanmanın gerçekleşmesine izin vermiştir. EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda motorun zengin karışımlarla çalıştırılması ile maksimum imep değerleri elde edilmiştir. EM 3,5-EG 3,5 ile yapılan çalışmalarda ise deney motorunun λ=2 değerinde çalıştığı görülmüştür. EM 3,5-EG 3,5 ile art egzoz gazların etkisi azalmış, deney motoru maksimum fakir karışımlarla çalışmıştır. Minimum çalışma aralığı EM 5,5-EG 2 ile yapılan deneysel çalışmalarda elde edilmiştir. Pompalama kayıplarının artması, homojen karışımın kompozisyonunun bozulması eksik yanmaya

156 130 neden olmuş EM 5,5-EG 2 ile çalışma bölgesi çok sınırlı kalmıştır. Sonuçta emme havası giriş sıcaklığının artması ile motor daha fakir karışımlarla HCCI modda çalışmıştır. Şekil 8.2. Hava fazlalık katsayısına bağlı imep değerlerinin değişimi ve değişken supap mekanizmalarına ait HCCI çalışma bölgeleri HCCI yanmasını etkileyen en önemli parametrelerden biri emme havası giriş sıcaklığıdır. Emme havası sıcaklığının arttırılması kimyasal kinetikleri etkileyerek kendiliğinden yanmanın başlamasını kolaylaştırmaktadır. Şekil 8.3 emme havası giriş sıcaklığına göre imep değerlerinin değişimini ve farklı supap kalkma miktarına sahip değişken supap mekanizmalarının HCCI çalışma aralığına etkilerini göstermektedir. En geniş HCCI çalışma bölgesinin EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile yapılan deneylerde elde edildiği görülmektedir. Emme havası giriş sıcaklığı arttıkça, kendiliğinden yanmanın elde edildiği data noktalarının arttığı görülmektedir. Aynı zamanda emme havası giriş sıcaklığı artışına bağlı olarak deney motorunun fakir karışımlarla çalıştığı görülmektedir. Düşük emme havası giriş sıcaklıklarında karışımın tutuşamaması HCCI yanmasını başlatamamakta, ateşleme olmamaktadır. EM 5,5-EG 3,5 ile deney motoru 20 C ile 120 C emme havası giriş sıcaklıklarında HCCI modda çalışmıştır. EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda, düşük emme havası giriş sıcaklıklarında bile motorun fakir karışımlarla çalışabildiği görülmüştür. Yanma odasındaki inert egzoz gazlarının homojen karışımı ısıtma etkisi kendiliğinden tutuşma şartlarını iyileştirmiş, kendiliğinden yanma gerçekleşmiştir. EM 3,5-EG 3,5 ve EM 5,5-EG 2 ile yapılan çalışmalarda sadece yüksek emme havası giriş sıcaklıklarında HCCI yanması görülmüş, çalışma aralığı sınırlı kalmıştır. EM 3,5-EG 3,5 ile yapılan çalışmada volümetrik verimin azalması sonucu düşük

157 131 emme havası giriş sıcaklıklarında HCCI yanması sağlanamamış, 70 C den sonra kendiliğinden tutuşarak yanma görülmüştür. EM 5,5-EG 2 ile yanma odasında kalan art egzoz gazları karışımı seyrelterek oksijen konsantrasyonunu azaltmıştır. Yanma odasında taze karışımın yerini dolduran egzoz gazları homojen karışımın özelliğini bozarak yanmayı kötüleştirmiştir. Dolayısıyla en dar HCCI çalışma bölgesi EM 5,5-EG 2 değişken supap mekanizması ile elde edilmiştir. Şekil 8.3. Emme havası giriş sıcaklığına göre imep değerlerinin değişimi ve değişken supap mekanizmaları ile elde edilen HCCI çalışma bölgeleri Değişken supap kalkma miktarına sahip kamlarla yapılan deneylerde HCCI çalışma aralığının EM 5,5-EG 3,5 ile genişlediğini ifade etmek mümkündür. HCCI yanmasının daha geniş yük ve motor hızı aralıklarında sağlanması için düşük kalkma miktarına sahip supapların kullanılması gerekmektedir. Emme dolgusunun ısıtılması havanın yoğunluğunu azalttığından silindire alınan kütlesel karışım miktarını azaltarak etkili sıkıştırma oranının azalmasına neden olmaktadır. Bunun sonucunda kendi kendine tutuşma sıcaklığına ulaşılamamakta ve özellikle düşük motor hızlarında ve fakir karışımlarda ateşlenememe görülmektedir [13,25].

158 HCCI Yanma Karakteristikleri Düşük supap kalkma miktarına sahip kamların HCCI yanmasına etkileri Tam yükte farklı değişken supap kalkma miktarına sahip kamlarla HCCI yanma modunda yapılan çalışmalarda farklı supap kalkma miktarlarının motor momenti, motor gücü ve indike ortalama efektif basınca etkileri Şekil 8.4 de görülmektedir /min motor hızında 100 C emme havası giriş sıcaklığında yapılan deneylerde maksimum tork, güç ve imep değerleri EM 5,5-EG 5,5 supap mekanizması ile elde edilmiştir. EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneyde yanma odasında tutulan art egzoz gazları taze karışımın özelliğini bozarak yanma sonu gaz sıcaklıklarının azalmasına neden olmuştur. Minimum moment, güç ve imep değerleri EM 5,5-EG 2 değişken supap mekanizması ile elde edilmiştir. Egzoz supabı kalkma miktarının azaltılmasıyla yanma odasında hapsedilen inert gazlar yanma verimini düşürmüştür. Şekil 8.4. Değişken supap zamanlamalarının motor torku, motor gücü ve indike ortalama efektif basınca etkileri Şekil 8.5 HCCI yanmasında motor hızına göre efektif motor gücünün ve motor torkunun değişimini göstermektedir. Şekil 8.5-a ve Şekil 8.5-b incelendiğinde motor hızı arttıkça motor gücü her iki supap mekanizması için artmaktadır. Fakat Şekil 8.5-b de /min den sonra EM 5,5-EG 3,5 ile EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre motor gücünün daha fazla azaldığı görülmektedir. Motor hızının artışı ile silindirde hapsedilen art gaz miktarı EM 5,5-EG 3,5 artmaktadır. Özellikle yüksek motor hızlarında art gaz miktarının taze homojen karışımın özelliğini kötüleştirme etkisi daha fazla görülmüş,

159 133 motor gücü azalmıştır. Aynı etki motor torku üzerinde de görülmüş, yüksek motor hızlarında motor torku EM 5,5-EG 3,5 ile EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre daha fazla azalmıştır. Maksimum motor torku /min motor hızında EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile 16,21 Nm iken EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre % 7,46 artış göstermiştir. Maksimum motor torku EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile /min motor hızında 19,33 Nm iken motor gücü ise 2,63 kw olarak elde edilmiştir. Maksimum motor gücü /min motor hızında EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile 2,37 kw iken EM 5,5-EG 3,5 ile 2,19 kw hesaplanmış, % 8,21 artış görülmüştür. Şekil 8.5. HCCI yanmasında efektif motor gücü ve motor torkunun değişimi Yapılan deneylerde HCCI yanmasının daha düşük gaz sıcaklıklarında meydana geldiği görülmüştür. Aynı zamanda HCCI yanması daha kısa sürede meydana gelen bir yanma karakteristiğine sahiptir. Fakir karışımlarda efektif motor gücü azalmaktadır. Fakat HCCI yanmasında EGR oranı arttrıldığında stokiyometrik karışım oranlarına yakın değerlerde çalışabilmektedir. Motor hızı artıkça silindire verilen enerji artmakta ve daha yüksek motor gücü elde edilmektedir. Aynı zamanda kurs başına gaz kaçakları ve ısı kayıpları azalarak

160 134 özgül yakıt tüketimi azalmaktadır. Yapılan deneylerde kararlı HCCI yanması yüksek motor hızlarında sağlanamadığından efektif motor gücü azalmıştır [5,22, 25]. Motorun gücü silindire alınan emme dolgusu ile orantılı olarak artmaktadır. Silindire alınan karışımın miktarı volümetrik verim ile ifade edilebilmektedir. Volümetrik verim silindire alınan dolgu miktarının, silindire teorik olarak alınması gereken dolgu miktarına oranıdır. Volümetrik verim supap zamanlamasından ve farklı supap kalkma miktarlarından doğrudan etkilenmektedir. Yapılan deneylerde HCCI yanması için supap kalkma miktarları düşürülmüş değişken supap mekanizmaları kullanıldığından silindire alınan dolgu miktarı ve volümetrik verim azalmıştır. Şekil 8.6 da EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmalarının emme havası giriş sıcaklığı ve motor hızına göre volümetrik verim üzerindeki etkilerini göstermektedir. EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda volümetrik verimin daha yüksek olduğu görülmüştür. Şekil 8.6. Emme havası giriş sıcaklığı ve motor hızına göre volümetrik verimin değişimi Şekil 8.6-a incelendiğinde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça volümetrik verim azalmaktadır. Emme dolgusunun sıcaklığı arttıkça silindire alınan havanın yoğunluğu düşmekte volümetrik verim azalmaktadır. Motor hızının artması ise silindire alınan dolgunun artmasına neden olmakta, volümetrik verim artmaktadır (Şekil 8.6-b). Emme

161 135 supabı kalkma miktarının azaltılması, emme dolgusunun azalmasına neden olduğu ve volümetrik verimin azaldığı görülmektedir. Motorun tam HCCI yanma modunda çalıştırılması için port tipi yakıt enjeksiyonu ile hava ile yakıt homojen şekilde karıştırılmakta ve emme havası ısıtılmaktadır. Buji ile ateşleme kapatılarak silindirde kendiliğinden yanma gerçekleşmekte ve hızlı bir ısı dağılımı görülmektedir. Şekil 8.7-a ve Şekil 8.7-b de sırasıyla buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasının silindir içi basıncı, ısı dağılımı ve silindir gaz sıcaklığı üzerindeki etkisi görülmektedir /min motor hızında EM 5,5-EG 5,5 değişken supap zamanlaması ile yapılan deneysel çalışmada maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımının HCCI yanması ile elde edildiği görülmüştür. Şekil 8.7-a da ısı dağılımı eğrisi incelendiğinde HCCI yanmasında iki aşamalı ısı dağılımının olduğu görülmektedir. Buji ile ateşlemeli yanmada ise tek aşamalı ısı dağılımı görülmektedir. Hidrokarbon molekülleri ilk aşama olan düşük sıcaklık reaksiyonları ile tutuşmaya başlamış ve daha hızlı bir ısı dağılımının görüldüğü yüksek sıcaklık reaksiyonları ile kendiliğinden yanma devam etmiş, basınç ve ısı dağılımı hızlı bir artış göstermiştir. Şekil 8.7. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasının silindir basıncı, ısı dağılım oranı ve silindir gaz sıcaklığı üzerindeki etkileri Buji ile ateşlemeli yanmada ise tek aşamalı ısı dağılımının gerçekleştiği görülmektedir. Bunun yanında HCCI yanmasında düşük sıcaklık reaksiyonlarından yüksek sıcaklık reaksiyonlarına geçişte karışımın bir miktar ısı enerjisini kaybettiği ve ısı dağılımının azaldığı görülmektedir. Bu bölge negatif sıcaklık katsayılı bölge olarak tanımlanmaktadır [25]. HCCI yanması kendiliğinden gerçekleşen kontrolsüz bir yanmadır. Dolayısıyla yanma odasının tamamında ani şekilde gerçekleşen bu yanma özellikle yüksek sıcaklık reaksiyonları bölgesinde ısı dağılımının çok hızlı bir şekilde artmasına neden olur. HCCI

162 136 motorların sıkıştırma oranları buji ile ateşlemeli motorlara göre arttırılmalıdır. Çünkü kendiliğinden yanmanın sağlanması için sıkıştırma sonu basınç ve sıcaklığın arttırılması gerekmektedir. Buna bağlı olarak EM 5,5-EG 5,5, /min motor hızında λ=0,6 da yapılan çalışmada HCCI yanmasında ısıl verimin % 26 HCCI buji ile ateşlemeli yanmada % 21 olarak hesaplandığı HCCI ile ısıl verimin arttığı görülmüştür. Homojen SI karışımın yanma odasının tamamında ani olarak yanması ile elde edilen maksimum silindir içi gaz sıcaklığının azaldığı görülmektedir (Şekil 8.7-b). Yanma odasında hızlı ve ani şekilde gelişen yanma lokal fakir karışım bölgelerinde bulunan karışımın da yanmasına olanak sağlamaktadır. Sonuçta buji ile ateşlemeli motorlara göre HCCI motorların daha fakir karışımlarla çalışması yanma sonu gaz sıcaklığını azaltmaktadır. Şekil 8.8 de buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasının P-V diyagramı değişimleri görülmektedir /min motor hızında, aynı sıkıştırma oranında (13:1) HCCI ve buji ile ateşlemeli yanma modunda yapılan deneylerde elde edilen P-V diyagramı Şekil 8.8 de görülmektedir. HCCI yanmasında düşük sıcaklık reaksiyonları ile yüksek sıcaklık reaksiyonları arasındaki basınç azalması grafikte görülmektedir. Şekil 8.8. Buji ile ateşlemeli yanma ve HCCI yanmasına ait P-V diyagramı Şekil 8.9 HCCI yanmasında değişken supap mekanizmalarının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekil 8.9-a /min motor hızında Tgiriş 100 C emme havası giriş sıcaklığında, 1 değerinde yapılan deneylerde HCCI yanmasının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini göstermektedir. Silindire alınan homojen karışım dolgusunun artması ile maksimum basınç elde edilmiştir. Supap

163 137 kalkma miktarının azaltılması ile maksimum silindir basıncının avansa alındığını söylemek mümkündür. Şekil 8.9. HCCI yanmasında değişken supap kalkma miktarlarının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri EM 5,5-EG 2 ile yapılan çalışmada silindirdeki karışımın özelliği egzoz gazları ile bozulmakta, karışımın ısıl kapasitesi artmaktadır. Bunun sonucunda maksimum basınç ve ısı dağılımı azalmaktadır. Homojen karışımın zenginleşmesi sonucu EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneysel çalışmada kendiliğinden yanma daha önce gerçekleşmiş ve maksimum silindir içi basıncı artış göstermiştir. Çünkü silindirde bir önceki çevrimde tutulan art egzoz gazları düşük sıcaklık reaksiyonlarını tetiklemiş ve yanmanın avansa alınmasına neden olmuştur [10].

164 138 Şekil 8.9-b de görüldüğü gibi minimum basınç ve ısı dağılımı EM 3,5-EG 3,5 kamlar ile hesaplanmıştır. Motor hızı arttırıldığında ( n / min) T 100 C emme havası giriş sıcaklığında aynı etki Şekil 8.9-c de görülmektedir. Zengin karışımla yapılan deneylerde EM 5,5-EG 3,5 ile silindir basıncının daha önce maksimum değere ulaştığı görülmüştür. EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile silindire alınan karışımın miktarı azalmakta, sıkıştırma sonu ve yanma sonu basıncı azalmaktadır. Bununla birlikte yanma genişleme strokuna kaymakta maksimum basınç geç elde edilmektedir. giriş HCCI yanmasının daha fazla oksijene ve homojen karışıma ihtiyaç duyması elde edilen basıncın ve ısı dağılımının azalmasına neden olmaktadır. Şekil 8.9-d de deney motoru fakir karışımla ( 1, 2), /min motor hızında çalıştırıldığında maksimum silindir basıncının ve ısı dağılımının EM 5,5-EG 5,5 ile elde edildiği görülmüştür. EM 5,5-EG 5,5 ile silindire alınan homojen dolgu artmakta karışımın yanmasını tamamlayabilmesi için daha fazla zamana ihtiyaç duyulmaktadır. Bu nedenle maksimum basınç rötara alınmaktadır. EM 5,5-EG 3,5 ile EM 3,5-EG 3,5 karşılaştırıldığında EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile silindire alınan dolgu miktarı artmakta, silindir basıncı ve ısı dağılımı artış göstermektedir. Supap kalkma miktarının azaltılması volümetrik verimi azaltmakta, yanma sonu silindir basıncının ve ısı dağılımının azalmasına neden olmaktadır Emme havası giriş sıcaklığının HCCI yanmasına etkileri HCCI yanmasının kontrol edilmesinde uygulanan en yaygın ve pratik yöntemlerden biri emme havası giriş sıcaklığının arttırılmasıdır. Şekil 8.10 HCCI yanmasında emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini göstermektedir.

165 139 Şekil HCCI yanmasında emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri EM 5,5-EG 5,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda emme havası giriş sıcaklığı arttıkça silindir basıncının arttığı görülmektedir. Aynı zamanda yanma daha erken başlamaktadır. Emme havası giriş sıcaklığının azaltılmasının yanmanın genişleme zamanına kaymasına neden olduğu görülmüştür. 0, 6 için yapılan deneysel çalışmalarda maksimum basıncın ÜÖN yı geçtikten çok daha sonra elde edildiği görülmektedir. Zengin karışımda yapılan çalışmada homojen karışımın yanması için daha fazla enerjiye ve zamana ihtiyaç duyulduğu görülmekte, yanma genişleme zamanına kaymaktadır. Şekil 8.10-a ve Şekil 8.10-b incelendiğinde emme havası giriş sıcaklığının arttırılması yanma başlangıcını avansa almıştır. Dolayısıyla emme dolgusunun sıcaklığı kendiliğinden tutuşma zamanlamasını direkt olarak etkilemektedir. Yapılan deneysel çalışmalarda emme havası giriş sıcaklığı 120 C ye kadar ısıtılarak 2 için HCCI yanmasının gerçekleştiği görülmüştür. Fakat daha fakir karışımlarda ateşlenememe problemi ortaya çıkmıştır.

166 140 Sonuçta emme havası sıcaklığı arttıkça daha fakir karışımlar tutuşmaya başlayarak kendiliğinden yanması sağlanmıştır. Daha zengin karışımlarda ise basınç artış oranı çok fazla artarak vuruntu meydana gelmiştir. Şekil 8.11 emme havası giriş sıcaklığının silindir gaz sıcaklığına etkilerini göstermektedir. EM 5,5-EG 5,5 ile yapılan deneylerde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça maksimum silindir gaz sıcaklığının arttığı görülmektedir. Şekil Emme havası giriş sıcaklığının silindir gaz sıcaklığına etkileri Emme dolgusunun ısıtılması sıkıştırma sonu gaz sıcaklığını ve buna bağlı olarak yanma sonu gaz sıcaklığını arttırmaktadır. Yanma odasında kendiliğinden tutuşma şartları iyileşerek oksidasyon reaksiyonları hız kazanmaktadır. Şekil 8.12 de HCCI yanma modunda EM 3,5-EG 3,5 değişken supap zamanlaması ile 900 1/min motor hızında λ=0,6 ve λ=1 hava fazlalık katsayısı değerlerinde emme havası giriş sıcaklığına göre silindir basıncı ve ısı dağılımının değişimleri görülmektedir. Şekil 8.12 incelendiğinde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça silindir basıncının ve ısı dağılımının arttığı görülmektedir. Emme havası giriş sıcaklığı arttıkça aktive edilen molekül sayısı ve moleküler çarpışma olasılığı arttırılmaktadır. Buna bağlı olarak reaksiyon oranı iyileşmekte ve reaksiyon süresi kısalmaktadır [25, 58].

167 141 Şekil /min motor hızında emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncına ve ısı dağılımına etkileri Stokiyometrik hava/yakıt oranında yapılan deneysel çalışmalarda silindir basıncı λ=0,6 da yapılan çalışmaya göre artmıştır (Şekil 8.12-b). Emme havası giriş sıcaklığının artması yanmayı avansa almıştır. Stokiyometrik oranda HCCI yanması sağlandığında yüksek emme dolgusu sıcaklığında ısı dağılımının azaldığı görülmüştür. ÜÖN yakınlarında daha önce gerçekleşen tutuşma daha hızlı yanmaya neden olmuş daha yüksek silindir basınçlarında artan alev yayılım hızına bağlı olarak yanma süresini kısaltmıştır [159]. EM 5,5-EG 3,5 ile λ=1 için yapılan deneysel çalışmada emme havası giriş sıcaklığının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil 8.13 de görülmektedir. Egzoz supabı kalkma miktarının azaltılması yanma odasında hacimsel olarak hapsedilen art egzoz gazı miktarını arttırmaktadır. Artan egzoz gazları taze dolgunun yerini almaktadır. Aynı zamanda emme havası giriş sıcaklığının artması emme dolgusunun yoğunluğunu azaltarak kütlesel karışım miktarını azaltmaktadır. Bunun sonucunda yanma odasının daha büyük bir bölümünü kapsayan art gazlar karışımın kompozisyonunu bozarak yanma verimini azaltmıştır. Şekil 8.13 incelendiğinde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça silindir basıncı ve ısı dağılımının azaldığı görülmektedir. Maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı 80 C giriş sıcaklığı ile elde edilmiştir.

168 142 Şekil EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile emme havası sıcaklığının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri HCCI yanmasını etkileyen bir diğer faktör motor hızıdır. Motor hızının HCCI yanması üzerinde dolaylı bir etkisi vardır. Motor hızının karışımın kinetik enerjisini ve yanma odasındaki türbülansı arttırma potansiyeli vardır. Bu HCCI yanmasında homojen karışımın elde edilmesi için büyük önem taşımaktadır. Şekil 8.14 de EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile stokiyometrik hava/yakıt oranında silindir basıncı ve ısı dağılımının krank açısına göre değişimi gösterilmektedir. Motor hızı arttıkça HCCI yanmasında silindirde tutulan art egzoz gazların etkisine benzer etki görülmektedir. Şekil EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile HCCI yanmasında motor hızının silindir basıncı ve ısı dağılımına etkileri 120 C giriş sıcaklığında motor hızı arttıkça karışımın yanması için gerekli süre kısalmaktadır. Motor hızı arttıkça silindir basıncının ve ısı dağılımının azaldığı yanmanın genişleme strokuna kaydığı görülmektedir.

169 143 Sabit hava/yakıt oranında motor hızı arttıkça yanma avansa alınmaktadır. Fakat çok yüksek motor hızlarında volümetrik verim azalmaya başlamakta ve silindirde art gaz miktarı oranı artış göstermektedir. Yüksek motor hızlarında art gaz miktarı emme ve egzoz supaplarında meydana gelen sürtünme ve akış kayıplarından dolayı artmaktadır. Art gaz miktarının artışı yanmayı kötüleştirir, maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı azalır [5, 10, 13, 25, 156]. Düşük motor hızlarında ise fakir karışımlı yanma şartlarındaki imep değerleri, yüksek motor hızlarında stokiyometrik çalışma şartları altındaki imep değerlerinden daha fazla olmaktadır. Dolayısıyla motor hızı HCCI yanmasını sınırlayan önemli etkenlerden biridir [10,25] Hava/yakıt oranının HCCI yanmasına etkileri HCCI yanmasında yanma fazını etkileyen bir diğer önemli faktör hava/yakıt oranıdır. Yanma odasının tamamında meydana gelen ani yanma, yerel fakir karışım bölgelerinin de tutuşmasını sağlayarak yanmanın devam etmesini sağlar. Ancak çok fakir karışımlarda özellikle düşük yüklerde ateşlenememe problemi görülür. Şekil 8.15 de HCCI yanmasında hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımına etkileri görülmektedir. Maksimum emme havası giriş sıcaklığında (120 C) EM 5,5-EG 2 ile yapılan deneyde karışımın zenginleşmesi silindir basıncının ve ısı dağılımının artmasına neden olmuştur. Fakat stokiyometrik oranın üzerindeki hava fazlalık katsayısı değerlerinde silindir basıncı azalmış, λ=1,5 için minimum basınç ve ısı dağılımı görülmüştür (Şekil 8.15-a). Şekil HCCI yanmasında hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımına etkileri

170 144 Şekil 8.15-b de ise emme havası giriş sıcaklığı 90 C ye düşürülmesine rağmen aynı etki görülmektedir. Hava fazlalık katsayısının artması silindire birim hacimde sürülen enerjinin azalması anlamına gelmektedir. Bu nedenle fakir karışımlarda maksimum basıncın ve ısı dağılımının azaldığı görülmektedir. Zengin karışımlarda ise homojen karışımın kendiliğinden tutuşması ve yanması için daha fazla enerjiye ve zamana ihtiyaç duyulmaktadır. Özellikle yüksek motor hızlarında bu enerji ve reaksiyon için yeterli zaman sağlanamayınca maksimum basınç ve ısı dağılımı azalmaktadır [58]. EM 5,5-EG 2 değişken supap mekanizması ile yapılan çalışmada silindirde tutulan art egzoz gazları ve daha fakir karışım yanma sonu basıncının azalmasına neden olmaktadır. Çünkü sıkıştırma sonu karışımın enerjisi azalmaktadır. Şekil 8.16 HCCI yanmasında farklı emme havası giriş sıcaklığı ve motor hızlarında, hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekil 8.16-a ve Şekil 8.16-b EM 5,5-EG 5,5 değişken supap mekanizması ile hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini göstermektedir. EM 5,5-EG 5,5 ile yapılan çalışmada tam yükte stokiyometrik şartlarda HCCI yanması gerçekleşememiştir. Kendiliğinden tutuşmanın başlatılabilmesi için gerekli olan aktif kimyasal merkezlerdeki moleküler çarpışmalar meydana gelmemiştir [5,24,25]. Aynı zamanda silindire alınan homojen dolgunun fazla ve fakir olması ateşlenememe problemini meydana getirmiştir. Şekil 8.16-a da hava/yakıt oranı arttıkça silindir içi basıncının ve ısı dağılımının arttığı görülmektedir. λ=0,74 için ise ısı dağılımı azalmıştır. Şekil 8.16-b de maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı eğrisi λ=0,78 ile elde edilmiştir. λ=0,87 de basınç ve ısı dağılımı azalmıştır. Şekil 8.16-c ve Şekil 8.16-d EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile hava/yakıt oranının silindir içi basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini göstermektedir.

171 145 Şekil EM 5,5-EG 5,5 ve EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmaları ile hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri Şekil 8.16-c ve Şekil 8.16-d incelendiğinde silindir içi basınçlarının ve ısı dağılımlarının stokiyometrik orana kadar arttığı stokiyometrik oranın üzerindeki hava fazlalık katsayısı değerlerinde basıncın ve ısı dağılımın azaldığı görülmektedir. Aynı zamanda stokiyometrik hava/yakıt oranına kadar yanma avansa, fakir karışımlarda ise rötara alınmıştır. Sabit emme havası giriş sıcaklıklarında EM 3,5-EG 3,5 ile yapılan deneylerde maksimum silindir içi basıncı ve ısı dağılımı λ=1 için elde edilmiştir. Stokiyometrik oranın üzerinde silindire sürülen enerji dolayısıyla silindir içi basıncı ve ısı dağılımı azalmaktadır. EM 5,5-EG 5,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda motor zengin karışımlarla çalışmıştır. λ=1 için kararlı HCCI yanması gerçekleşmemiştir. Motorun zengin karışımlarda çalışması

172 146 indike ortalama efektif basıncın artmasına neden olmuştur. EM 5,5-EG 5,5 ile hacimsel verimin yüksek olması silindire gönderilen oksijen miktarının artmasına neden olmuş, HCCI yanmasında stokiyometrik orana yakın değerlerde ve fakir karışımlarda ateşlenememe problemi görülmüştür. Supap kalkma miktarının azaltılması sonucu motor HCCI modda daha fakir karışımlarla çalışabilmiştir. Şekil 8.17 ise EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini göstermektedir. EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması kullanıldığında da karışımın fakirleştirilmesi benzer şekilde basıncın ve ısı dağılımın azalmasına neden olmuştur. Şekil 8.17-a da görüldüğü gibi /min motor hızında 100 C emme havası giriş sıcaklığında maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı eğrisi karışımın biraz zengin olduğu λ=0,8 ile elde edilmiştir /min motor hızında yapılan deneylerde maksimum basınç ve ısı dağılımı 100 C emme havası giriş sıcaklığında λ=1 de elde edilmiştir (Şekil 8.17-b). Minimum silindir basıncı ve ısı dağılımı λ=1,45 de görülmüştür. Yüksek motor yükü, zengin karışım ve daha yüksek silindir gaz sıcaklığı yanma reaksiyonlarının hızlanmasına neden olmakta, yanmanın başlangıcını avansa almaktadır. Bununla birlikte silindir basınç salınımlarının frekansı artmaktadır. Çünkü daha yüksek silindir gaz sıcaklığı ve hızlı oksidasyon reaksiyonları yanma odasında daha yüksek lokal yanma hızlarının meydana gelmesine neden olmaktadır. Bunun sonucunda maksimum silindir basıncı ve basınç artış oranı maksimum silindir basıncı etkisi ile artış gösterir [110,112]. Daha zengin karışımlarda yakıtın daha büyük bir kısmı yanma odasında birkaç bölgeden tutuşmaya başlayarak yanmaktadır. Sonuçta zengin karışımlarda açığa çıkan ısı miktarı artmaktadır [59].

173 147 Şekil EM 5,5-EG 3,5 ile hava/yakıt oranının silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkileri 8.3. HCCI Yanmasında Çevrimsel Farklılıkların Değişimi Yapılan deneylerde COV değerlerinin belirlenmesi için 50 ardışık çevrimin basınç im ep verileri işlenmiş ve hesaplanmıştır. HCCI motorun çalışma aralığının belirlenmesinde önemli bir sınır olan ateşlenememe ve vuruntu bölgelerinin belirlenmesi için COVimep değerleri hesaplanmıştır. İçten yanmalı motorların kararlı bir şekilde sarsıntısız çalışması için COV im ep değerinin % 10 u geçmemesi istenmektedir [5,25]. Bu nedenle deney motoru vuruntunun başladığı zengin karışım sınırlarında çalıştırılmamıştır. Şekil 8.18-a da /min motor hızı, λ=0,6 hava/yakıt oranı ve 100 C emme havası giriş sıcaklığında değişken supap mekanizmalarının silindir basıncı ve COVimep değerleri üzerindeki etkileri görülmektedir. Maksimum silindir basıncının EM 5,5-EG 3,5 ile elde edildiği görülmektedir. Silindirde tutulan art egzoz gazları ile eksik yanma meydana gelmekte, yanmasını tamamlayamayan yakıt bir sonraki çevrimde yanmaya iştirak etmektedir. Dolayısıyla çevrimler arasındaki imep değerleri farklılıklar göstermektedir. Maksimum COV EM 5,5-EG 3,5 ile % 10,78 olarak elde edilmiştir. EM 3,5-EG 3,5 ile yapılan im ep çalışmada silindire alınan dolgu azalmakta HCCI yanma modunda motor daha stabil çalışmaktadır /min motor hızında minimum COV im ep %5,34 olarak hesaplanmıştır.

174 148 Stokiyometrik oranda /min motor hızında yapılan deneylerde maksimum basınç EM 5,5-EG5,5 ile elde edilmiştir. Motor hızının artması karışımın homojenliğini iyileştirmekte, volümetrik verimin artmasına neden olmaktadır. Sonuçta tam yükte elde edilen silindir basıncının arttığı görülmüştür (Şekil 8.18-b). EM 3,5-EG 3,5 ile supap kalkma miktarının azaltılması yüksek motor hızında silindirin doldurulmasını engellemekte, motorun düzensiz çalışmasına neden olduğu görülmektedir. Şekil Değişken supap mekanizmalarının silindir basıncı ve etkileri COVimep üzerindeki Sabit emme havası giriş sıcaklıklarında yapılan deneylerde /min motor hızında EM 5,5-EG 3, /min motor hızında EM 3,5-EG 3,5 ile yapılan deneylerde COVimep değerlerinin % 10 u geçtiği motorun düzensiz çalıştığı görülmüştür. Motorda vuruntulu çalışma sınırı ise basınç artış oranı ile ifade edilebilmektedir. İçten yanmalı motorlarda krank açısı değişimine bağlı olarak piston üzerinde uygulanan basıncın 10 bar/ KA ı aşması vuruntulu çalışmayı ifade etmektedir [25]. Şekil 8.19 ise 50 ardışık çevrimin farklı değişken supap mekanizmalarına bağlı olarak indike ortalama efektif basınçların değişimini göstermektedir. Şekil 8.19 incelendiğinde supap kalkma miktarının azaltılması motorun daha kararlı ve vuruntu sınırından uzak çalıştığını göstermektedir. Supap kalkma miktarının azaltılmasıyla özellikle EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile düşük motor hızlarında inert egzoz gazları yanma sonu ısı dağılım hızının yavaşlatılmasına ve maksimum basıncın azaltılmasına neden olmuştur.

175 149 Şekil Çevrim sayısına göre imep değişimleri Stokiyometrik oranda /min motor hızında yapılan çalışmada EM 5,5-EG 5,5 ile silindire alınan dolgu artmakta ve imep değerleri daha yüksek olmaktadır. Supap kalkma miktarı azaldıkça silindire sürülen dolgu miktarı ve enerji azalmakta indike ortalama efektif basınç azalmaktadır. EM 5,5-EG 3,5 ile silindirde tutulan art egzoz gazları oksidasyon reaksiyonlarını yavaşlatmakta, daha yavaş bir ısı dağılımına neden olmaktadır. Bu basınç artış oranının ve imep değerlerinin azalmasına neden olmaktadır Isıl Verim ve Özgül Yakıt Tüketiminin Değişimi Şekil 8.20 de değişken supap mekanizmalarının ve hava fazlalık katsayısının ısıl verim üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekilde görüldüğü üzere EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneylerde ısıl verim EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmasına göre daha azdır. EM 3,5-EG 3,5 ile /min motor hızında yapılan çalışmada stokiyometrik oranın üzerindeki fakir karışımlarda ısıl verimin azaldığı görülmektedir. Düşük motor hızında volümetrik verim ve karışımın homojenliği azalmaktadır. Bununla birlikte fakir karışım ısıl verimin azalmasına neden olmuştur. EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile silindirde tutulan art gazlar karışımın ısıl enerjisini arttırmaktadır. Art egzoz gazların taze dolguyu ısıtma etkisi ile HFK arttıkça ısıl verim artış göstermektedir.

176 150 Şekil Değişken supap mekanizması ve hava fazlalık katsayısının ısıl verim üzerindeki etkileri EM 5,5-EG 3,5 ile art egzoz gazların ısıtma etkisi motorun daha fakir karışımlarla çalışmasına izin vermektedir /min motor hızında kendiliğinden yanma için motorun ihtiyaç duyduğu oksijen miktarının artışı yanma verimini arttırmaktadır. Stokiyometrik hava/yakıt oranında /min motor hızında ısıl verim EM 5,5-EG 3,5 ile % 23 iken EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmasına göre % 20,68 azalmıştır. Benzer şekilde /min motor hızında EM 5,5-EG 3,5 ile ısıl verim % 15 iken EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre % 11,76 azalmıştır. Şekil 8.21 de değişken supap mekanizmalarının özgül yakıt tüketimi ve ısıl verim üzerindeki etkileri görülmektedir. Maksimum özgül yakıt tüketimi EM 5,5-EG 3,5 ile 0,71 kg/kwh iken EM 3,5-EG 3,5 supap mekanzimasına göre yaklaşık %13,8 artış göstermiştir. Stokiyometrik hava/yakıt oranında tam yükte yapılan deneylerde minimum özgül yakıt tüketimi ve ısıl verim EM 5,5-EG 2 ile elde edilmiştir. Özgül yakıt tüketiminin artışına bağlı olarak ısıl verim artmaktadır. Fakat EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5 ile elde edilen ısıl verimler arasında çok fazla farkın olmadığı görülmektedir. EM 5,5-EG 3,5 ile art gazlar yanma odasında taze dolgunun yerini alarak oksidasyon reaksiyonlarının kötüleşmesine ve yakıt tüketiminin artmasına neden olmuştur.

177 151 Şekil Değişken supap mekanizmalarının özgül yakıt tüketimi ve ısıl verim üzerindeki etkileri Şekil 8.22 EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile emme havası giriş sıcaklığının ısıl verim ve özgül yakıt tüketimi üzerindeki etkilerini göstermektedir. Emme havası giriş sıcaklığı arttıkça, ısıl verim ve özgül yakıt tüketimi artmaktadır. Emme havası giriş sıcaklığının artışı havanın yoğunluğunu ve kütlesel olarak silindirde bulunan oksijen miktarını azaltmaktadır. Dolayısıyla motor aynı gücü üretebilmesi için daha fazla yakıt tüketmek zorunda kalmakta, özgül yakıt tüketimi artmaktadır. Sonuçta tüketilen yakıt miktarı arttığından ısıl verim artış göstermektedir. Şekil EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile emme havası giriş sıcaklığının ısıl verim ve özgül yakıt tüketimine etkileri EM 5,5-EG 3,5 ile yanma odasındaki art gazlar karışımın kompozisyonunu kötüleştirmektedir. Egzoz gazları yanma odasında taze homojen karışımın yerini alarak yakıt tüketiminin artmasına neden olmaktadır. Aynı zamanda supap kalkma miktarının

178 152 azaltılması motorun volümetrik veriminin azalmasına neden olmaktadır. Sonuçta kararlı HCCI yanması yüksek motor hızlarında gerçekleşmediğinden motor gücü azalmıştır Yanma Başlangıcı ve Yanma Süresinin Değişimi Şekil 8.23 de EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda emme havası giriş sıcaklığının yanma başlangıcı ve yanma süresi üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekil 8.23-a da 1000 ve /min motor hızlarında stokiyometrik oranda yapılan çalışmalarda emme dolgusu sıcaklığı arttıkça yanma başlangıcının avansa alındığı, yanma süresinin kısaldığı görülmektedir. Yanma süresi homojen karışımın % 10 u ile % 90 lık bölümünün yanmasını tamamladığı krank açıları arasındaki fark belirlenerek hesaplanmıştır. Emme havası giriş sıcaklığının artışı homojen karışımın tutuşmasını avansa almıştır. Buna paralel olarak karışım yanmasını daha kısa sürede tamamlamıştır. Yanma süresini etkileyen ana faktör yanma zamanlamasıdır. Yanma zamanlaması rötara alındıkça yanma süresi uzamaktadır. Çünkü çevrimin maksimum gaz sıcaklığı azalmaktadır [22,25]. Şekil b de ise HFK nın yanma başlangıcı ve yanma süresi üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekil 8.23-b incelendiğinde /min motor hızında sabit emme havası giriş sıcaklığında ( T 100 C) giriş EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile yapılan deneysel çalışmalarda stokiyometrik karışım oranına kadar yanma başlangıcının avansa alındığı, fakir karışımlarda ise ( 1, 4 ve 1, 6) yanmanın bir miktar rötara alınmasıyla ÜÖN ya yaklaştığı görülmektedir. EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile yapılan çalışmalarda ise fakir karışımlarda yanmanın başlangıcının bir miktar arttığı görülmektedir. Burada EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile sıcak art egzoz gazları karışımın sıcaklığını arttırarak fakir karışımlarda da yanmanın avansa alınmasına neden olmuştur. Her iki supap mekanizması için stokiyometrik oranda minimum yanma süresi hesaplanmıştır. Fakir ve zengin karışımlarda yanma süresinin arttığı görülmüştür. Bunun yanında fakir ve zengin karışımlarda EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan çalışmalarda EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre yanma süresinin çok fazla değişmediği görülmektedir.

179 153 Şekil 8.23 a) Emme havası giriş sıcaklığının yanma başlangıcına ve yanma süresine etkisi b) HFK nın yanma başlangıcına ve yanma süresine etkisi Şekil 8.24 emme havası giriş sıcaklığının ve hava fazlalık katsayısının politropik üsse etkilerini göstermektedir. Şekil 8.24-a da görüldüğü üzere emme dolgusu sıcaklığı arttıkça politropik üs artmaktadır. Emme havası giriş sıcaklığının artışına bağlı olarak sabit motor hızı ve hava/yakıt oranında silindir gaz sıcaklığının arttığı görülmektedir. Bunun aksine politropik üs karışım fakirleştikçe azalmaktadır. EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile politropik üsün EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre daha fazla olduğu görülmektedir (Şekil 8.24-b).

180 154 Şekil 8.24 a) Emme havası giriş sıcaklığının politropik üsse etkileri b) Hava fazlalık katsayısının politropik üsse etkileri Şekil 8.25 EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmaları ile emme havası giriş sıcaklığının yanma verimi üzerindeki etkilerini göstermektedir. Emme havası sıcaklığı arttıkça yanma verimi artmaktadır. Çünkü kendi kendine tutuşmanın başladığı noktalar yakınlaşmakta, yanma daha kolay gerçekleşmektedir. Sıcak art egzoz gazlarının yüksek ısıl enerjisine bağlı olarak yeniden sıkıştırılması sonucu daha yüksek supap kalkma miktarına göre yanma veriminin artmasına neden olmaktadır [22,124]. Sonuçta supap kalkma miktarının azaltılması yanma verimini arttırmaktadır. Emme havası giriş sıcaklığı arttıkça yanma veriminin arttığı görülmektedir. Yanma odasında tutulan art egzoz gazları yanma verimini azaltma etkisi göstermiştir. Art egzoz gazları karışımın ısıl kapasitesini arttırarak maksimum yanma sonu gaz sıcaklığının azalmasına neden olmaktadır /min motor hızında EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile 90 C sıcaklıkta yanma verimi % 75 iken 100 C sıcaklıkta %16 artarak % 87 ye yükselmiştir. Benzer şekilde 900 1/min motor hızında EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile stokiyometrik oranda 90 C sıcaklıkta yanma verimi % 74 iken 100 C sıcaklıkta %13,51 artarak % 84 ye yükselmiştir.

181 155 Şekil Emme havası giriş sıcaklığının yanma verimi üzerindeki etkileri Şekil 8.26 emme havası giriş sıcaklığının ve HFK nın maksimum silindir gaz sıcaklığı üzerindeki etkilerini göstermektedir. Emme havası giriş sıcaklığı arttıkça maksimum yanma sonu gaz sıcaklığı artmaktadır (Şekil 8.26-a). Bunun yanında karışımın fakirleşmesi silindire alınan enerjinin azalmasına neden olmakta maksimum silindir gaz sıcaklığı azalmaktadır (Şekil 8.26-b). EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan çalışmada art egzoz gazlarının soğuk taze dolgunun ısıtılmasına yardımcı olarak maksimum gaz sıcaklığının EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmasına göre artmasına neden olmuştur /min motor hızında stokiyometrik oranda ve zengin karışımlarla gerçekleştirilen deneylerde elde edilen yüksek yanma sonu gaz sıcaklığı motorun vuruntulu çalışmasına neden olmuştur. Şekil 8.26 a) Emme havası giriş sıcaklığının maksimum silindir gaz sıcaklığına etkisi b) HFK nın maksimum silindir gaz sıcaklığına etkisi

182 156 Maksimum silindir basıncı yanmaya bağlı basınç artışı ve piston hareketine bağlı olarak hacim değişimine göre değişmektedir. Silindir hacmi arttıkça hacim değişimine bağlı olarak basınç ters bir şekilde azalmaya başlar [59]. Emme havası giriş sıcaklığı artışının benzer etkisi maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerinde görülmektedir. Şekil 8.27 maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımının emme havası giriş sıcaklığına göre değişimini göstermektedir. Stokiyometrik oranda, /min motor hızında, EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile yapılan çalışmada emme dolgusunun sıcaklığının artması maksimum basıncın ve ısı dağılımının artmasına neden olmuştur. Şekil Maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımının emme havası giriş sıcaklığına göre değişimi Şekil 8.28 de /min ve /min motor hızlarında stokiyometrik oranda maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımlarının ardışık 50 çevrime bağlı değişimleri görülmektedir. Şekil 8.28-a incelendiğinde EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile maksimum silindir basınçlarının arttığı görülmüştür. Silindire alınan dolgunun artışı yanma sonu basıncını arttırmıştır. Maksimum ısı dağılımları arasındaki çok büyük bir farkın olmadığı EM 5,5- EG 3,5 supap mekanizması ile EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre daha fazla maksimum ısı dağılım değerleri elde edilmiştir. Şekil 8.28-c ve Şekil 8.28-d de /min motor hızında çevrim sayısına bağlı maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı değerlerinin değişimi görülmektedir. EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımlarının azaldığı motorun vuruntu sınırından uzak bölgede çalıştığı görülmektedir. Silindire alınan homojen karışım kütlesinin artışına bağlı olarak maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı EM 5,5-EG 5,5 ile elde edilmiştir. EM 5,5-EG 3,5 ile art

183 157 egzoz gazları karışımın ısıl kapasitesini arttırarak maksimum basınç ve ısı dağılımlarının azalmasına neden olmaktadır. Şekil Ardışık 50 çevrimin maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımları değişimi 8.6. HCCI Yanmasında Art Gaz Miktarının Değişimi HCCI motorlarda supap kalkma miktarının azaltılmasının nedeni silindire alınan havanın azaltılması ve art egzoz gazlarının silindirde tutulmasıdır. Art egzoz gazlarının en önemli fonksiyonu karşımın oksijen konsantrasyonunu azaltmasıdır. Bu noktada karışımın kompozisyonunu değiştiren önemli değişkenlerden biri yanma odasındaki art gaz miktarıdır. Dolayısıyla kendiliğinden yanmada gaz değişim işlemi esnasında yanma

184 158 odasında tutulan art gaz miktarı yanmanın seyrini değiştirmektedir. Bu yüzden art gaz miktarının tespit edilmesi önemlidir. Şekil 8.29 emme havası giriş sıcaklığı ve hava fazlalık katsayısına göre iki farklı değişken supap mekanizmasının art gaz miktarı üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekil a) Emme havası giriş sıcaklığının art gaz miktarına etkisi b)hfk nın art gaz miktarına etkisi Art gaz miktarı silindirde tutulan art egzoz gazının silindirdeki toplam karışım kütlesine oranı ile hesaplanmaktadır. Şekil 8.29-a da emme havası giriş sıcaklığı arttıkça art gaz miktarı oranının arttığı görülmektedir. Emme havası giriş sıcaklığının artışı havanın yoğunluğunun azalmasına neden olarak kütlesel olarak silindire alınan havanın azalmasına neden olmaktadır. Yanma odasında azalan oksijen konsantrasyonuna bağlı olarak silindirde hapsedilen art gaz miktarı artış göstermektedir. Azalan emme dolgusunun yerini egzoz gazları almakta, toplam kütleye oranlandığında art egzoz gazı miktarı artmaktadır. Şekil 8.29-b hava fazlalık katsayısına göre EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmalarının art gaz miktarı üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekil 8.29-b incelendiğinde HFK arttıkça art gaz miktarı azalmaktadır. Karışımın fakirleşmesi kütlesel olarak silindire alınan dolgunun artışına neden olmakta silindirde tutulan art gaz miktarı oranı azalmaktadır. EM 3,5-EG 3,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre silindirde daha fazla art egzoz gazının bulunduğu görülmektedir. EM 5,5-EG 3,5 ile silindire daha fazla karışım dolgusu alınmakta art egzoz

185 159 gazlarının toplam kütleye oranı azalmaktadır. Sonuçta silindire alınan emme dolgusu art egzoz gazlarının yerini doldurmakta EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre art gaz miktarı oranı azalmaktadır. Art egzoz gazları homojen karışımın ısı kapasitesini arttırarak özgül ısıların oranını göreceli olarak azaltmaktadır. Taze havanın sıkıştırılması daha yüksek özgül ısı oranından dolayı art egzoz gazlarına göre daha etkili olmaktadır [13]. Yanma sonu gaz sıcaklığı fakir karışımlarda azalmaktadır. Buna bağlı olarak art egzoz gazlarının homojen karışımı ısıtma etkisi azalmaktadır. Sonuçta yanma rötara alınmaktadır [5, 13, 25]. Şekil 8.30 EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmaları ile yapılan deneysel çalışmalarda art gaz miktarına bağlı olarak HFK nın değişimi ve çalışma aralığı görülmektedir. Şekil 8.30 incelendiğinde HFK arttıkça art gaz miktarının azaldığı görülmektedir. Bunun yanında vuruntu ve ateşlenememe bölgeleri görülmektedir. EM 3,5- EG 3,5 supap mekanizması ile silindirdeki egzoz gazı miktarı oranı artmakta, HCCI yanmasında vuruntu sınırından uzaklaşılmaktadır. Fakat yanma odasında tutulan art gaz miktarının artışı karışımın tutuşmasına engel olmakta, ateşlenememe problemi görülmektedir. Şekil Art gaz miktarı ve HFK ya bağlı HCCI çalışma bölgesi

186 160 Art egzoz gazlarının HCCI yanması üzerindeki en önemli iki etkisi ısıtma ve ısı absorbe etkisidir. Art egzoz gazlarının yüksek özgül ısı kapasitesi karışımın özgül ısı kapasitesini arttırır ve sıkıştırma zamanı boyunca sıcaklık artış oranını yavaşlatır. Bunun sonucunda kendi kendine tutuşma sıcaklığına daha geç ulaşılır. Dolayısıyla düşük art gaz miktarı oranlarında egzoz gazlarının ısıtma etkisi daha üstünken yüksek art gaz miktarı oranlarında ısı absorbe etkisi daha önemli rol oynamaktadır [10] Gaz Değişim Veriminin Değişimi HCCI yanmasında tam açık gaz kelebeği konumunda yapılan deneylerde pompalama kayıpları azalmaktadır. Sabit motor hızında aynı motor yükünde pompalama kayıpları değişmemekte ve yanma zamanlamasından bağımsız değişmektedir [22,59]. Şekil 8.31 de emme havası giriş sıcaklığı ve HFK ya bağlı gaz değişim verimleri görülmektedir. Şekil 8.31-a incelendiğinde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile gaz değişim veriminin arttığı görülmektedir. EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile 90 C ye kadar gaz değişim veriminin arttığı daha sonra azalmaya başladığı görülmektedir. Sabit motor hızında ve emme havası giriş sıcaklığında (n=1000 1/min, T giriş =120 C) yapılan deneylerde HFK arttıkça gaz değişim veriminin azaldığı görülmüştür. Şekil a)emme havası giriş sıcaklığına göre gaz değişim verimleri b)hfk ya bağlı gaz değişim verimleri Şekil 8.32 de motor hızının gaz değişim verimi üzerindeki etkisi görülmektedir. Her iki supap mekanizması için (EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5) motor hızı arttıkça gaz değişim veriminin azaldığı görülmektedir. Motor hızının artması sürtünme ve akış kayıplarının artmasına, emme ve egzoz hattındaki elemanların akışa direnç göstermelerine

187 161 neden olmaktadır. Buna bağlı olarak pompalama kayıpları artmaktadır. Sonuçta gaz değişim verimi azalmaktadır. Şekil Motor hızının gaz değişim verimi üzerindeki etkisi 8.8. HCCI Yanmasının Egzoz Emisyonları Üzerindeki Etkileri Hidrokarbon (HC) emisyonlarının değişimi Tam yükte iki farklı motor hızı ve iki farklı değişken supap mekanizması (EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5) ile yapılan deneysel çalışmalarda emme havası giriş sıcaklığının ve hava fazlalık katsayısının HC emisyonları üzerindeki etkileri Şekil 8.33 de görülmektedir. Şekil 8.33-a incelendiğinde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça HC emisyonlarının azaldığı görülmektedir. Emme havası giriş sıcaklığının artışı yanma verimini arttırmakta, yanmamış hidrokarbon miktarı azalmaktadır. Emme havası giriş sıcaklığının artışı yanma reaksiyonunu ve karbon monoksitin oksidasyonuna yardımcı olan radikallerin üretimini hızlandırmaktadır. Aynı zamanda yüksek sıcaklıklar karışımın soğuma etkisini azaltarak yanma verimini iyileştirir. HC emisyonlarının oluşumu zincir dallanma reaksiyonları boyunca zincir yapının sona ermesi ile ilgilidir. HCCI yanmasında HC oluşumu için dört farklı mekanizma gerçekleşmektedir. Bunlar yanma odası duvarlarında soğuma etkileri, yarık ve boşluk etkileri, yağlama yağının yüzeyde tutma etkileri, ksmi yanma ve ateşlenememe etkileridir. Karışım fakirleştikçe eksik yanma görülür ve yanma hızı azalır. Fakir karışımın yanması alevin soğuk silindir cidarlarında sönmesine neden olur. Sonuçta HC emisyonları artar [58]. HCCI yanmasında düşük yanma sonu gaz sıcaklığı yanmamış

188 162 yakıtın oksidasyonunu azaltmaktadır. Bu eksik yanmaya neden olmaktadır. Şekil 8.33-b de görüldüğü gibi sabit emme havası giriş sıcaklığında HFK arttıkça HC emisyonları artmaktadır. Aynı zamanda EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan çalışmada silindire alınan oksijen miktarı artış göstermekte, HC emisyonları EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre artmaktadır. EM 3,5-EG 3,5 ile yapılan çalışmada motor hızının artması yanma verimi azalarak HC emisyonlarının artmasına neden olmaktadır. Zhang ve arkadaşları çalışmalarında hava fazlalık katsayısı arttıkça yanma sonu gaz sıcaklığının azaldığını, ateşlenememe probleminin olduğunu, stabil bir yanmanın gerçekleşmediğini göstermişlerdir. Bunun yanında tam yükte motor hızı arttıkça HC emisyonlarının arttığını ifade etmişlerdir. Motor hızının artışı art gaz miktarını arttırarak yanma işleminde daha fazla ısının absorbe edilmesine neden olmaktadır [13]. Şekil 8.33 a) Emme havası giriş sıcaklığının HC emisyonlarına etkisi b) HFK nın HC emisyonlarına etkisi Şekil 8.34 de farklı değişken supap mekanizmalarının HC emisyonları üzerindeki etkileri görülmektedir. Sabit emme havası giriş sıcaklıklarında ve sabit motor hızında, stokiyometrik oranda yapılan deneysel çalışmalarda EM 5,5-EG 5,5 ile maksimum HC emisyonlarının ölçüldüğü görülmektedir. En düşük HC emisyonları ise EM 3,5-EG 3,5 ile ölçülmüştür. Supap kalkma miktarı arttıkça eksik yanma görülerek HC emisyonları artmıştır.

189 163 Şekil Farklı değişken supap mekanizmalarının HC emisyonları üzerindeki etkileri Şekil 8.35 de motor hızına göre HC emisyonlarının değişimi görülmektedir. EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile silindirde tutulan art gaz miktarı oranı azalmaktadır. Bu EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre oksidasyon reaksiyonlarının iyileşmesine ve HC emisyonlarının azalmasına neden olmuştur. Motor hızı arttıkça silindirde tutulan art gaz miktarı artış göstermekte, inert gazlar yanma oranını azaltmaktadır. Sonuçta yanmamış yakıt miktarı artış göstermektedir. Stokiyometrik karışım oranında sabit emme havası giriş sıcaklığında yapılan deneylerde EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile yanma odasında hacimce tutulan art gaz miktarı daha fazla oksijenden dolayı azalmaktadır. Bu nedenle sıcak art egzoz gazları soğuk karışımın ısıtılmasına sağlayarak oksidasyon reaksiyonlarının iyileşmesine neden olmakta, yanmamış yakıt miktarının azalmasına yardımcı olmaktadır. Şekil Motor hızına göre HC emisyonlarının değişimi

190 Karbonmonoksit (CO) emisyonlarının değişimi CO emisyonları eksik yanma sonucu meydana gelmektedir. HCCI yanmasında CO emisyonu genellikle yanma sonu gaz sıcaklığı ve kimyasal reaksiyon kinetiklerine bağlı olarak değişmektedir. CO emisyonunun oluşumu ve oksidasyonu için temel reaksiyon CO OH CO H 2 reaksiyonudur. Bu reaksiyon aynı zamanda hidrojen atomunu üreten zincir transfer reaksiyonudur. Hidrojen atomu oksijen ile reaksiyona girerek ( H O OH O ) OH 2 açığa çıkar ve O 2 2 CO O CO O ve CO OH CO H 2 reaksiyonları ile oksidize olur. Sonraki reaksiyon daha önemlidir ve karışım fakirleştikçe CO oksidasyonunu kötüleştiren OH radikallerinin miktarı azalır. Sonuçta CO emisyonu artar [13,58]. Şekil 8.36 emme havası giriş sıcaklığı ve HFK nın CO emisyonlarına etkisini göstermektedir. Şekil 8.36-a incelendiğinde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça CO emisyonları azalmaktadır. Emme havası giriş sıcaklığının artışı oksidasyon reaksiyonlarını hızlandırmakta yanma sonu gaz sıcaklığını arttırmaktadır. Yakıt moleküllerinin hidrokarbon molekülleri ile oksidasyonu iyileşmekte CO emisyonları azalırken CO 2 emisyonları artmaktadır. Şekil 8.36 a)emme havası giriş sıcaklığının CO emisyonlarına etkisi b) HFK nın CO emisyonlarına etkisi /min motor hızında ölçülen CO emisyonları /min motor hızına göre daha azdır. Motor hızının artması karışımın homojenliğini arttırmakta yanma sonu gaz

191 165 sıcaklığının artışına neden olmaktadır. Bunun yanında silindire alınan daha fazla oksijen eksik yanmayı engellemektedir. Şekil 8.36-b ise HCCI yanmasında HFK nın CO emisyonları üzerindeki etkisini göstermektedir. EM 5,5-EG 3,5 ve EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmaları ile yapılan deneylerde minimum CO emisyonları 1 ölçülmüştür. Stokiyometrik hava/yakıt oranının dışında fakir ve zengin karışımlarda CO emisyonlarının arttığı görülmektedir. Hava/yakıt oranı arttıkça homojen karışımdaki oksijen miktarı oranı artmakta, yanma sonu gaz sıcaklığı azalmaktadır. Bu CO emisyonlarının silindirde oksidasyonuna engel olmakta ve CO emisyonu artmaktadır. Bu aynı zamanda motor gücünün azalmasına neden olmaktadır. Zengin karışımlarda ise karışımdaki oksijen konsantrasyonunun azalması oksidasyon reaksiyonlarını engellemekte CO emisyonları artmaktadır. için 1 de /min motor hızında EM 5,5-EG 3,5 ile ölçülen CO emisyonu EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre yaklaşık % 95,2 azalmıştır. % EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile yapılan deneylerde homojen karışımın egzoz gazları ile seyreltilmesi sonucu yanma sonu gaz sıcaklığı azalmakta CO emisyonları EM 3,5-EG 3,5 değişken supap mekanizmasına göre artmaktadır. Aynı zamanda motor hızının artması ile yanma sonu gaz sıcaklığının artarak CO emisyonlarının azaldığını söylemek mümkündür. Şekil Motor hızına göre CO emisyonlarının değişimi Şekil 8.37 de motor hızına göre CO emisyonlarının değişimi görülmektedir. Şekil 8.37 incelendiğinde düşük motor hızlarında CO emisyonlarının her iki supap mekanizması için yüksek olduğu görülmektedir. Motor hızının artışına bağlı olarak CO emisyonlarının

192 166 azaldığı görülmektedir. Düşük motor hızlarında silindir cidarlarında ısı transferinin gerçekleşmesi için yeterli zaman bulunmaktadır. Meydana gelen ısı kaybı yanma odasının sıcaklığını azaltmakta oksidasyon reaksiyonlarının gerçekleşmesine engel olmaktadır. EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile artan art gaz miktarına bağlı olarak eksik yanma meydana gelmekte, EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre CO emisyonlarının daha fazla olduğu görülmektedir. Motor hızı arttıkça karışımın kinetik enerjisi ve homojenliği artmakta oksidasyon reaksiyonları iyileşmektedir.

193 SONUÇLAR VE ÖNERİLER Bu çalışmada tek silindirli, dört zamanlı, sıkıştırma oranı değiştirilebilen port tipi yakıt enjeksiyonuna sahip benzinli bir motorun HCCI motora dönüşümü gerçekleştirilmiştir. Dönüşümü yapılan HCCI motor farklı emme havası giriş sıcaklıklarında (20 C-120 C) farklı hava/yakıt oranlarında ( 0, 5 2) ve farklı supap kalkma miktarları ile (5,5, 3,5 ve 2 mm) çalıştırılarak HCCI çalışma aralığı belirlenmiş, HCCI yanması, motor performansı ve emisyonlar üzerindeki etkileri incelenmiştir. Değişken supap kalkma miktarlarının HCCI çalışma aralığını değiştirdiği kararlı çalışma bölgeleri belirlenmiştir. Yapılan çalışmaların sonucunda motorun HCCI yanma modunda çalıştırılması sonucu aşağıdaki sonuçlara ulaşılmıştır. Motorun orijinal supap mekanizması ile (EM 9,5-EG 9,5), 9:1 sıkıştırma oranında emme havası giriş sıcaklığı 120 C ye ulaştırılmasına rağmen kurşunsuz benzin ile HCCI modda çalışma sağlanamamış, ateşlenememe problemi görülmüştür. Dönüşümü yapılan motor orijinal supap mekanizması ile (EM 9,5-EG 9,5) HCCI yanma modunda çalışmamıştır. Kendiliğinden yanmanın sağlanması için emme havası giriş sıcaklığının arttrılması amacıyla ek ısıtıcı rezistansa ihtiyaç duyulmuş, ek enerji kullanımını ortaya çıkmıştır. Kararlı HCCI yanması için egzoz gazlarının ısı enerjisinden faydalanmak ve hızlı ısı dağılımının yavaşlatılarak HCCI yanmasının kontrol edilmesi gerektiği sonucuna varılmıştır. Bu nedenle düşük kalkma miktarlarına sahip HCCI motora uygun kamların tasarımına gerek duyulmuş, kararlı HCCI yanmasının sağlanabilmesi için supap kalkma miktarları düşük değişken supap mekanizmaları kullanılmıştır. Deney motorunun kam mili modifiye edilerek supap kalkma miktarı düşük kam profilleri (5,5, 3,5 ve 2 mm) imal edilmiştir. Düşük kalkma miktarına sahip kamlar kam miline sökülebilmekte ve takılabilmektedir. Tek silindirli benzinli motorun HCCI modda çalışabilmesi için sıkıştırma oranı 9:1 den 13:1 e yükseltilmiştir. Kendiliğinden tutuşma şartlarının iyileştirilmesi için deneyler RON 80 yakıtı ile tam yükte gerçekleştirilmiştir. Bu çalışmada HCCI motora uygun kam profillerinin tasarımında klasik spline fonksiyonları ve harmonik daire yayı kamı metotları uygulanmıştır. Klasik spline

194 168 metodu ile tasarlanan kamlarda kamın iticiye tek noktadan temas etme özelliğinin bozulduğu görülmüştür. Bu kam ile itici arasındaki sürtünme ve mekanik aşıntıları arttırmaktadır. Harmonik daire yayı ile geometrik olarak elde edilen ve Fourier serileri ile ekstrapolasyonu yapılarak tasarlanan ve imal edilen kamlarda supap kalkma miktarı artmasına rağmen kamın iticiye tek noktadan temas özelliğinin bozulmadığı görülmüştür. Bunun yanında harmonik daire yayı kamının Fourier serileri ile ekstrapolasyonu sonucu tasarlanan kamlarıın hız, ivme ve sıçrama değerlerinin klasik spline yöntemine göre daha az olduğu görülmüştür. Bu sonuç supap sisteminin daha az titreşimle ve mekanik kayıplarla çalışabileceği anlamına gelmektedir. İçten yanmalı motorlarda daha düşük hız, ivme ve sıçrama değerlerinde çalışan kamların bulunduğu supap sisteminde daha düşük tansiyonlu supap yayları kullanılabilecek, supap sisteminde meydana gelen darbeler ve yükler daha kolay absorbe edilerek supap sistemi daha sessiz çalışabilecektir. En geniş HCCI çalışma aralığının EM 5,5-EG 3,5 ve EM 5,5-EG 5,5 değişken supap mekanizmaları ile belirlendiği görülmüştür. EM 5,5-EG 3,5 değişken supap mekanizması ile yapılan çalışmalarda motor 800 1/min motor hızına kadar yüklenebilmiş, ateşlenememe bölgesinde genişleme belirlenmiştir. Bunun yanında EM 5,5-EG 5,5 değişken supap mekanizmasına göre zengin karışımlarda motorun vuruntu sınırına daha fazla yaklaşılmıştır. En dar HCCI çalışma aralığı EM 5,5-EG 2 ile elde edilmiştir. EM 5,5-EG 5,5 değişken supap mekanizması ile motor /min motor hızında maksimum 1,18 değerinde fakir karışımla çalışabilmiştir. Karışım daha da fakirleştirildiğinde kısmi yanma görülmüştür. EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile motor daha düşük emme havası giriş sıcaklıklarında çalışabilmiştir. Bunun yanında emme havası giriş sıcaklığı arttıkça HCCI yanması daha fakir karışımlarda gerçekleşmiş, EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizması ile motor 100 C ve 110 C emme havası giriş sıcaklıklarında 2 için çalışmıştır. Emme havası giriş sıcaklığı arttıkça hava fazlalık katsayısının arttırılabilmesi sağlanmış HCCI çalışma aralığının genişlediği görülmüştür. EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile motor oda sıcaklığında HCCI modda çalıştırılabilmiştir. Egzoz gazlarının soğuk emme dolgusunu ısıtma etkisi ile

195 169 sıkıştırma sonu gaz sıcaklığı artmakta, düşük emme havası giriş sıcaklıklarında bile kendiliğinden tutuşmanın gerçekleştiği görülmüştür. Düşük supap kalkma miktarına sahip kamların kullanılmasıyla motorun HCCI modda daha düşük sıcaklıklarda çalıştığı, ateşlenememe ve vuruntu sınırının genişletilebildiği görülmektedir. Bu noktada egzoz supabı kalkma miktarının azaltılması ile silindirde tutulan art egzoz gazlarının HCCI yanmasını etkilediği görülmektedir. Dolayısıyla HCCI yanma şartlarının iyileştirilmesi için emme dolgusunu ısıtmanın yanında değişken supap mekanizması ile art egzoz gazlarının potansiyel ısı enerjisinden yararlanılmıştır. Art egzoz gazları homojen karışımın ısı kapasitesini arttırarak hızlı ısı dağılımı engellenmekte, basınç artış oranı ve vuruntu azaltılmaktadır. Emme dolgusunu ısıtmak hem ek maliyet ve enerji tüketimi hemde sistemin karmaşıklaşması problemlerini beraberinde getirmektedir. EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile yüksek emme havası giriş sıcaklıklarında zengin karışımlarla tam yükte yapılan deneylerde motorun vuruntulu çalıştığı görülmüştür. Deney motoru en kararlı EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile stokiyometrik orana yakın değerlerde yaklaşık /min motor hızında çalıştığı görülmüştür. Supap kalkma miktarı azaldıkça motorun volümetrik verimi düşmüştür. Buna bağlı olarak maksimum güç ve tork EM 5,5-EG 5,5 ile elde edilmiştir. EM 5,5-EG 3,5 ile volümetrik verimin EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmasına göre daha yüksek olduğu, emme havası giriş sıcaklığı arttıkça volümetrik verimin azaldığı görülmüştür. Emme dolgusunun ısıtılması silindire alınan kütlesel karışım miktarının azalmasına neden olmuştur. EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile silindire daha fazla hava alınmış art egzoz gazlarının silindirdeki toplam karışım kütlesi içerisindeki yüzdesi azalmıştır. Buji ile ateşlemeli yanma ile karşılaştırıldığında EM 5,5-EG 5,5 supap mekanizması ile /min motor hızı, 0, 6 ve 50 C emme havası giriş sıcaklığında yapılan deneysel çalışmalarda HCCI yanma sonu basıncının ve ısı dağılım oranının arttığı, yanma sonu gaz sıcaklığının azaldığı sonucuna varılmıştır. HCCI yanması ile ısıl verim %26 iken aynı şartlarda buji ile ateşlemeli yanmada ısıl verim % 21 olarak hesaplanmıştır. HCCI yanması sonucu buji ile ateşlemeli yanmadan farklı olarak iki aşamalı ısı dağılımı görülmüştür. Bunlar düşük sıcaklık ve yüksek sıcaklık reaksiyonlarının

196 170 gerçekleştiği ısı dağılımlarıdır. Sabit motor hızı, emme havası giriş sıcaklığı ve hava/yakıt oranında EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneylerde maksimum silindir basıncının azaldığı fakat yanmanın avansa alındığı görülmüştür. Maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı EM 5,5-EG 5,5 ile elde edilmiştir. EM 5,5-EG 5,5 ile yapılan deneylerde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça silindir basıncının ve ısı dağılımının arttığı, yanmanın avansa alındığı görülmüştür. Emme dolgusunun ısıtılması HCCI yanmasını tetikleyen kimyasal kinetikleri aktif hale getirmekte, yanma sonu basıncı ve sıcaklığı artmaktadır. EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneylerde emme havası giriş sıcaklığı arttıkça silindir basıncının ve ısı dağılımının azaldığı görülmüştür. Emme havası giriş sıcaklığının arttırılarak silindire alınan karışım kütlesinin azaltılması bir yandan silindirde hapsedilen art egzoz gazlarının homojen karışımı seyreltmesi maksimum basıncın ve ısı dağılımının azalmasına neden olmuştur. Sabit emme havası giriş sıcaklığında ve motor hızında EM 5,5-EG 3,5, EM 5,5-EG 2 ve EM 3,5-EG 3,5 supap mekanizmaları ile yapılan deneylerde maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı stokiyometrik karışım oranına ( 1) yakın değerlerde elde edilmiştir. Fakir karışımlarda maksimum basıncın ve ısı dağılımının azaldığı görülmüştür. Silindire alınan enerjinin azalması maksimum basıncın ve ısı dağılımının azalmasına neden olmuştur /min motor hızında EM 3,5-EG 3,5 ile sabit emme havası giriş sıcaklıklarında yapılan deneylerde COVimep değerlerinin % 10 u geçtiği motorun düzensiz çalıştığı görülmüştür. EM 5,5-EG 5,5 ile yapılan deneysel çalışmalarda maksimum imep değerleri elde edilmiştir /min motor hızında 0, C emme havası giriş sıcaklığında EM 5,5-EG 3,5 supap mekanizması ile minimum imep değerleri hesaplanmış ve motorun vuruntu sınırından uzak çalıştığı görülmüştür. da EM 5,5-EG 3,5 ile yapılan deneylerde emme dolgusu sıcaklığı arttıkça yanmanın avansa alındığı yanma süresinin kısaldığı görülmüştür. Emme havası sıcaklığının artışı daha hızlı kendiliğinden yanmaya neden olmuştur. EM 3,5-EG 3,5 ile yanma başlangıcı 1, 2 ye kadar avansa alınmış, daha fakir karışımlarda yanma rötara alınmıştır. EM 5,5-EG 3,5 ile yanma başlangıcı 1 den sonra çok fazla

197 171 değişmemiştir. Art gazlar yanma hızını yavaşlatarak yanma başlangıcının avansa alınmasını engellemiştir. Emme havası giriş sıcaklığının artması emme dolgusunun yoğunluğunu azaltarak art gaz miktarı oranının artmasına neden olduğu görülmüştür. Emme dolgusu yerini art egzoz gazlarının doldurduğu görülmüştür. Bunun aksine HFK nın artışı art gaz miktarının azalmasına neden olmuştur. Silindire alınan hava miktarının artışı yanma odasındaki toplam kütlenin art gaz miktarına oranını düşürmüştür. EM 5,5-EG 3,5 ile silindirde tutulan art gaz miktarı azalmıştır. Silindire alınan hava miktarı arttıkça egzoz gazları miktarının azaldığı görülmüştür. Buna bağlı olarak EM 3,5-EG 3,5 ile daha fazla art gazın silindirde hapsedildiği görülmüştür. Emisyonlar incelendiğinde stokiyometrik oranda emme havası giriş sıcaklığı arttıkça HC ve CO emisyonları azalmıştır. HFK arttıkça HC emisyolarının arttığı görülmüştür. Stokiyometrik orana kadar CO emisyonlarının azaldığı 1 den sonra artmaya başladığı görülmüştür. 1 den sonra fakir karışımlarda yanma sonu gaz sıcaklığının azaldığı ve oksidasyon reaksiyonlarının yavaşlayarak eksik yanmanın gerçekleştiği görülmüştür. Yapılan çalışmalarda benzinli HCCI yanmasının daha detaylı incelenmesi ve sonraki çalışmalarda yararlı olabilmesi amacıyla aşağıdakiler önerilmektedir. Homojen karışımın oluşturulmasında etanol, dietil eter gibi yakıtların kullanılması HCCI yanmasının daha düşük motor hızlarında ve yüklerinde gerçekleşmesini sağlayarak HCCI çalışma aralığı genişletilebilir. Farklı yakıtların denenmesine bağlı olarak farklı sıkıştırma oranlarında emme dolgusunu ısıtmadan HCCI yanması incelenebilir. HCCI motora uygun kam tasarımında bilgisayar tabanlı genetik algoritmadan faydalanılarak farklı kam profillerinin tasarlanması araştırılabilir. Yapılan çalışmada deneyler supap kalkma miktarı azaltılarak sabit supap zamanlamalarında gerçekleştirilmiştir. Değişken supap zamanlamasının HCCI yanmasına etkilerini incelemek için negatif supap bindirmesinin HCCI çalışma aralığı üzerindeki etkileri incelenebilir.

198 172 Değişken supap mekanizmasının HCCI yanması üzerindeki etkilerini incelemek için tek silindirli, buji ile ateşlemeli motor kullanılmıştır. Bunun yerine çok silindirli motorlarda HCCI yanması değişken supap zamanlaması ile birlikte denenebilir. Değişken supap mekanizmasının HCCI yanması üzerindeki etkilerini görmek için selenoid valf kontrollü elektrohidrolik değişken supap zamanlaması motora adapte edilerek HCCI ve SI yanması arasındaki geçişlerin farklı yük ve motor hızlarında incelenmesi faydalı olacaktır. HCCI yanmasını daha detaylı incelemek için gaz değişim işlemi boyunca emme ve egzoz sistemindeki sürtünme ve akış kayıpları hesaplanarak HCCI yanmasındaki etkileri incelenebilir. Bunun için farklı profesyonel akış programları kullanılarak emme ve egzoz hattındaki basınç kayıpları ve karışım kompozisyonunun incelenmesi faydalı olacaktır. Bunun yanında karışım kompozisyonunu daha hassas bir şekilde incelemek için hızlı gaz örnekleme metoduna dayalı art gaz miktarı analizi incelenebilir.

199 173 KAYNAKLAR 1. Uyumaz, A. (2009). Pamuk Yağı Esaslı Biyozel İle Çalışan Bir Dizel Motorunda Yakıt Püskürtme Avansının Motor Performansına ve Egzoz Emisyonlarına Etkileri, Yüksek Lisans Tezi, Gazi FBE., Ankara, Xingcai, L., Yuchun, H., Linlin, Z., Zhen, H. (2006). Experimental study on the autoignition and combustion characteristics in the homogeneous charge compression ignition (HCCI) combustion operation with ethanol/n-heptane blend fuels by port injection. Fuel, 85 (17-18), Arcoumanis, C., Bae, C., Crookes, R., Kinoshita, E. (2007). The potential of di-methyl ether (DME) as an alternative fuel for compression-ignition engines: A review. Fuel, 87(7), Yap, D., Karlovsky, J., Megaritis, A., Wyszynski, M. L., Xu, H. (2005). An investigation in to propane homogeneous charge compression ignition (HCCI) engine operation with residual gas trapping. Fuel, 84(18), Zhao, H. (2007). HCCI and CAI Engines For The Automotive Industry. England: Woodhead Publishing Limited, Stone, R. (2000). Introduction to internal combustion engines (second edition). London: Macmillan Press, 23-32, , Ghazikhani, M., Kalateh, M. R., Toroghi, Y.K., Dehnavi, M. (2009). An Experimental Study on the Effect of Premixed and Equivalence Ratios on CO and HC Emissions of Dual Fuel HCCI Engine. World Academy of Science, Engineering and Technology, 52: Can, Ö., (2012). Bir DI Dizel Motorda Etanol Ön Karışımlı Kısmi-HCCI Uygulamasının Yanma ve Emisyonlar Üzerine Etkilerinin İncelenmesi, Doktora Tezi, Gazi Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, 41-17, 25-30, Olesky, L. M., Martz, J. B., Lavoie, G. A., Vavra, J., Assania, D. N., Babajimopoulos, A. (2013). The effects of spark timing, unburned gas temperature, and negative valve overlap on the rates of stoichiometric spark assisted compression ignition combustion. Applied Energy, 105: He, B. Q., Xie, H., Zhang, Y., Qin, J., Zhao, H. (2006). An Experimental Study on HCCI Combustion in a Four Stroke Gasoline Engine With Reduced Valve Lift Operations. SAE International Technical Papers, Ma, J., Lü, X., Ji, L., Huang, Z. (2008). An Experimental Study of HCCI-DI Combustion and Emissions in a Diesel Engine with Dual Fuel. International Journal of Thermal Sciences, 47: Karagiorgis, S., Collings, N., Glover, K., Coghlan, N. (2006). Residual Gas Fraction Measurement and Estimation on a Homogeneous Charge Compression Ignition Engine Utilizing the Negative Valve Overlap Strategy. SAE International Technical Papers,

200 Zhang, Y., He, B. Q., Xie, H., Zhao, H. (2006). The Combustion and Emission Characteristics Of Ethanol on a Port Fuel Injection HCCI Engine. SAE International Technical Papers, Brouzos, N. P. (2007). Experimental Studies of CAI combustion in a Four-stroke GDI Engine with an Air-assisted Injector, Doktora Tezi, Brunel University School of Engineering and Design, United Kingdom, Onishi, S., Hong Jo, S., Shoda, K., Do Jo, P., Kato, S. (1979). Active Thermoatmosphere Combustion (ATAC)-A New Combustion Process For Internal Combustion Engines. SAE International Technical Papers, Noguchi, M., Tanaka, Y., Tanaka, T., Takeuchi, Y. A. (1979). Study on Gasoline Engine Combustion By Observation of Intemediate Reactive Products During Combustion. SAE International Technical Papers, Najt, P., Foster, D. E. (1983). Compression-Ignited Homogeneous Charge Combustion. SAE International Technical Papers, Thring, R. H. (1989). Homogeneous-Charge Compression-Ignition (HCCl) Engine. SAE International Technical Papers, Zhao, H., Ladommatos, N., Ma, T. (2002). New Generation Direct Injection Gasoline Engine with Controlled Autoignition; Brunel University, School of Engineering and Design, Research report, United Kingdom. 20. Johansson, B. (2007). Homogeneous charge compression ignition: the future of IC engines. International Journal of Vehicle Design, 44(1/2), U.S. Department of Energy Energy Efficiency and Renewable Energy Office of Transportation Technologies. (2001). Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) Technology; A Report to the U.S. Congress, Munoz, R. V. (2006). The Performance Of a Dual Fuel HCCI Engine, Master Thesis, Department of Energy Science Lund Institute of Technology, Lund, 8-14, Hinze, P., Miles, P. (1999). Quantitative Measurements of Residual and Fresh Charge Mixing in a Modern SI Engine Using Spontaneous Raman Scattering. SAE International Technical Papers, Tanaka, S., Ayala, F., Keck, J. C., Heywood, J.B. (2003). Two-stage ignition in HCCI combustion and HCCI control by fuels and additives. Combustion and Flame, 132: Heywood, J. B. (1988). Internal Combustion Engines Fundamentals. NewYork: McGraw-Hill, , , Cox, R. A., Cole, J. A. (1985). Chemical aspects of the autoignition of hydrocarbon air mixtures. Combustion and Flame, 60 (2), Clothier, P. Q. E. Aguda, B. D. Moise, A., Pritchard, H.O.(1993). How do diesel-fuel ignition improvers work?. Chem. Soc. Rev. 22:

201 AI-Rubaie, M. A. R., Griffiths, J. F., Sheppard, C. G. W. (1991). Some Observation on the Effectiveness of Additives for Reducing the Ignition Delay Period of Diesel Fuels Society of Automotive Engineers. SAE International Technical Paper, Warnatz, J., Maas, U., Dibble, R. W. (2006). Combustion, (4th Edition).Berlin: Springer-Verlag, 39-55, Eng, J. A. (2003). Kinetics of HCCI combustion in H. Zhao, Ed. Homogenous charge compression ignition (HCCI) engines: Key reserach and development Issues, SAE International Technical Papers, Special Publication PT Chevalier, C., Louessard, P., Müller, U. C.,Warnatz, J. (1990). A detailed low temperature reaction mechanismof n-heptane auto ignition. Paper presented at the Proceedings of the 2nd International Symposium on Diagnostics and Modeling of Combustion in Reciprocating Engines, Japanese Society Mechanical Engineers, Tokyo, Westbrook, C.K. (2000). Chemical kinetics of hydrocarbon ignition in practical combustion systems. Proceedings of the Combustion Institute, 28: Smith, J. R.,Green, R. M.,Westbrook, C. K.,Pitz, W. J. (1985). An experimental and modeling study of engine knock. Proceedings of the Combustion Institute, 20: California Exhaust Emissions Standards and Test Procedures for 2004 and Subsequent Model Passenger Cars. (2004). Light Duty Trucks and Medium Duty Vehicles, California Environmental Protection Agency Air Resources Board, Baumgarter C. (2006). Mixture formation in internal combustion engines. Berlin: Springer, Heat and Mass transfer series, Dec, J. E.(2009). Advanced compression-ignition engines understanding the incylinder processes. Proceedings of the Combustion Institute, 32: Jacobs, T. J., Assanis, D. N. (2007). The attainment of premixed compression ignition low-temperature combustion in a compression ignition direct injection engine. Proceedings of the Combustion Institute, 31: Oakley A., Zhao H., Ladommatos N., Ma T. (2001). Experimental Studies on Controlled Auto Ignition (CAI) Combustion Of Gasoline in a Four Stroke Engine. SAE International Technical Paper, Pucher, G. R., Gardiner, D. P., Bardon, M. F., Battista, V. (1996). Alternative Combustion Systems forpiston Engines Involving Homogeneous Charge Compression Ignition Concepts-A review Of Studies Using Methanol, Gasoline and Diesel Fuel. SAE International Technical Paper, Stranglmaier, R. H., Li, J., Matthews, R.D. (1999). The Effect of In-Cylinder Wall Wetting on the HC Emissions from SI Engines. SAE International Technical Paper,

202 Epping, K., Aceves, S., Bechtold, R., Dec, J. (2002).The potential of HCCI combustion for high efficiency and low emissions. SAE International Technical Paper, Jost, W. (1939). Explosions und verbrennungsvorgange in gasen. Berlin: Julius Springer, Kaiser, E. W., Yang, J., Culp, T., Xu, N., Maricq, C. (2003). Homogenous Charge Compression Ignition Engine-out Emissions-does flame propagation occur in homogeneous compression ignition. International Journal of Engines Research, 3(4), Westbrook, C.K. Dryer, F.L. (1984). Chemical kinetic modelling of hydrocarbon combustion. Progress in Energy and Combustion Science, 10: Searles, R. A. (2000). Emission Catalyst Technology-Challenges and Opportunities in the 21st century. Paper presented at the International Conference on 21st Century Emissions Technology, Imeche, Conference Transactions, Portland. 46. Questions and Answers on Using a Diesel Particulate Matter Filter in Heavy-Duty Trucks and Buses (2003). United States Air and Radiation Environmental Protection Agency, EPA420-F Yang, J. (2005). Expanding The Operating Range Of Homogeneous Charge Compression Ignition Spark Ignition Dual-Mode Engines in The Homogeneous Charge Compression Ignition Mode. International Journal of Engine Reserach, 6: Yang, J., Kenney, T. (2006). Robustness and performance near the boundary of HCCI operating regime of a single cylinder OKP engine. SAE International Technical Paper, Yelvington, P., Rallo, M.,Liput, S., Tester, J.,Green, W., Yang, J. (2004). Prediction of performance maps for homogenous-charge-compression-ignition engines. Combust. Sci. And Tech., 176: Sjoberg, M., Dec, J.,Babajimopolous, A., Assanis, D. (2004). Comparing enhanced natural thermal stratification against retarded combustion phasing for smoothing of HCCI heat release rates. SAE International Technical Paper, Megaritis, A., Yap, D., Wyszynski, M. L. (2007). Effect of water blending on bioethanol HCCI combustion with forced induction and residual gas trapping. Energy, 32(12), Maurya, R. K., Agarwal, A. K. (2009). Experimental Investigation Of The Effect Of The Intake Air Temperature and Mixture Quality On The Combustion Of a Methanoland Gasoline-Fuelled Homogeneous Charge Compression Ignition Engine. Journal of Automobile Engineering, 223:

203 Christensen, M., Johansson, B., Amneus, P., Mauss, F. (1998). Supercharged homogenous charged compression ignition. SAE International Technical Paper, Stranglmaier, R. H., Roberts, C. E. (1999). Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI): Benefits, Compromises, and Future Engine Applications. SAE International Technical Paper, Yang, J., Kenney, T. (2002). Some concept of DISI engine for high fuel efficiency and low emissions. SAE International Technical Papers, Yang, J., Culp, T., Kenney, T. (2002). Development of a gasoline engine system using HCCI technology-the concept and the test results. SAE International Technical Papers, Velji A., Günthner M., Spicher U. (2003). Direkteinspritzung im Ottomotor mit Fremdund Kompressionszündung-Brennverfahren der Zukunft?. Paper presented at the 5. Tagung Direkteeinspritzung im Ottomotor (in german) In Spicher U (ed) Direkteeinspritzung im Ottomotor Haus der Technik Fachbuch Band 24, German, Zhang, C. H., Pan, J. R., Tong, J. J., Li, J. (2011). Effects of Intake Temperature and Excessive Air Coefficient on Combustion Characteristics and Emissions of HCCI Combustion. Procedia Environmental Sciences, 11: Maurya, R. K., Agarwal, A. K. (2011). Experimental Investigation On The Effect Of Intake Air Temperature and Air Fuel Ratio On Cycle-To-Cycle Variations Of HCCI Combustion and Performance Parameters. Applied Energy, 88: Hultqvist, A., Christensen, M., Johanssson, B., Richter, M., Nygren, J.,Hult, J., Alden, M. (2002). The HCCI combustion process in a single cycle-high speed fuel tracer LIF and chemiluminescence imaging. SAE International Technical Paper, Sjöberg, M., Dec, J. E. (2007). Comparing Late-Cycle Auto-ignition Stability for Single-and Two-Stage Ignition Fuels in HCCI Engines. Proc. Comb. Inst., 31: Amaan, M., Ryan, T.W., Kono, N. (2005). HCCI fuels evaluations-gasoline boiling range fuels. SAE International Technical Paper, Machrafi, H., Cavadias, S. (2008). Three-stage autoignition of gasoline in an HCCI engine: An experimental and chemical kinetic modeling investigation. Combustion and Flame, 155: Duret, P., Dabadie, J.C., Lavy, J., Allen, J., Blundell, D., Oscarsson, J., Emanuelsson, G., Perotti, M., Kenny, R., Cunningham, G. (2000).The Air Assisted Direct Injection Elevate Automotive Engine Combustion System. SAE International Technical Paper,

204 Maurya, R. K., Agarwal, A. K. (2011). Experimental study of combustion and emission characteristics of ethanol fuelled port injected homogenous charge compression ignition (HCCI) combustion engine. Applied Energy, 88: Aceves, S. M., Flowers, D. L. Martinez-Frias, J., Smith, J. R., Dibble, R., Au, M., Girard, J. (2001). HCCI Combustion Analysis and Experiments. SAE International Technical Papers, Erlandsson, O. (2002). Thermodynamic Simulation of HCCI Engine Systems. Doktora Tezi, Lund Institute of Technology, Department of Heat and Power Engineering, Lund, 2-20, Law, D., Allen, J. (2002). On The Mechanism Of Controlled Auto Ignition. SAE International Technical Papers, Zhao, H., Peng, Z., Milliams, J., Ladommatos, N. (2001). Understanding the effects of Recycled Burnt Gases on the Controlled Autoignition (CAI) Combustion in Four- Stroke Gasoline Engines. SAE International Technical Paper, Peng, Z., Zhao, H., Ladommatos, N. (2003). Effects of Air/Fuel Rates on HCCI of n- heptane, a Diesel Type Fuel. SAE International Technical Paper, Tsurushima, T., Shimazaki, N., Asaumi, Y. (2000). Gas Sampling Analysis of Combustion Processes in a Homogenous Charged Compression Ignition Engine. International Journal of Engine Research 1, 4: Law, D., Kemp, D., Allen, J., Kirkpatric, G., Copland, T. (2000). Controlled Combustion in an IC Engine with a Fully Variable Valve Train. SAE International Technical Paper, Ishibashi, Y., Asai, M. (2000). Improving the Exhaust Emission of Two.-Stroke Engines by Applying activated radical combustion. SAE Technical Paper, Milovanovic, N., Chen, R., Turner, J. (2004). Influence Of Variable Valve Timings On The Gas Exchange Process In a Controlled Auto Ignition Engine. Journal of Automobile Engineering, 218: Fuerhapter, A., Unger, E., Piock, W., Fraidl, G. (2004). The new AVL CSI engine HCCI operation on a Multicylinder gasoline engine. SAE International Technical Paper, Lang, O., Salber, W., Hahn, J., Pischinger, S., Hortmann, K., Bucker, C. (2005). Thermodynamic and mechanical approach towards avariable valve train for the controlled auto ignition combustion process. SAE International Technical Paper, Burkhardt, J., Gnielka, M., Gossweiler, C., Karst, D., Schnepf, M., Berg, J. V., Wolfer, P. (2003, September). Optimization of gas exchange by a suitable combination of pressure indication, analysis and simulation. Paper presented at the 9 th Symposium The Working Process of the Internal Combustion Engine, Graz.

205 Richter, M., Engström, J., Franke, A., Aldén, M., Hultqvist, A., Johansson, B. (2000). The Influence of Charge Inhomogeneity on the HCCI Combustion Process. SAE International Technical Paper, Gan, S., Ng, H. K., Pang, K. M. (2011).Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) combustion: Implementation and effects on pollutants in direct injection diesel engines. Applied Energy, 88(3), Walter, B., Gatellier, B. (2003). Near Zero NOx Emissions and High Fuel Efficiency Diesel Engine: the NADITM Concept Using Dual Mode Combustion. Oil and Gas Science and Technology, 58(1), Kaneko, M. K., Morikawa, J. I., Saishu,Y. (2003). A Study on Homogenous Charge Compression Ignition Gasoline Engines. JSME International Journal, 46: Oakley, A. (2001). Experimental Investigations on Controlled auto Ignition Combustion in a Four-Stroke Engine. Doktora Tezi, Brunel University, London, 7-36, 39-51, Sjöberg, M., Edling, L., Eliassen, T., Magnusson, L., Angstrom, H. (2002). GDI HCCI: Effects of Injection Timing and Air Swirl on Fuel Stratification, Combustion and Emissions Formation. SAE International Technical Paper, Syzbist, J. P. (2005). Fuel Composition Impacts On Process in Compression Ignition Engines. Pennsylvania: Pennsylvania State University, Oakley, A., Zhao, N. L., Ma, T. (2001). Dilution Effects on The Controlled Auto- Ignition (CAI) Combustion of Hydrocarbon and Alcohol Fuels. SAE International Technical Paper, Christensen, M., Johansson, B., Hultquist, A. (2002). The Effect of Combustion Chamber Geometry on HCCI Operation. SAE International Technical Paper, Leach, B. T. (2004). In Cylinder Flow and Combustion Studies in an Air-assisted Direct Injection Gasoline Engine, Doktora tezi, Brunel University, London, 11-28, Aceves, S. M., Flowers, D. L. Martinez-Frias, J., Espinosa-Loza, F. W. Pitz, J., Dibble, R. (2003). Fuel and Additive Characterization for HCCI Combustion. SAE International Technical Paper, Onishi, S., Jo, S. H., Shoda, K., Jo, P. D., Kato, S. Active Thermo-Atmosphere Combustion (ATAC)-A New Combustion Process For Internal Combustion Engines. SAE International Technical Paper, Milovanovic, N., Chen, R. (2001). A Review Of Experimental and Simulation Studies On Controlled Auto-Ignition Combustion. SAE International Technical Paper,

206 Mahrous, A-F. M., Potrzebowski, A., Wyszynski, M. L., Xu, H. M., Tsolakis, A., Luszcz, P. (2009). A Modelling Study Into The Effects Of Variable Valve Timing On The Gas Exchange Process And Performance Of a 4-Valve DI Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) Engine. Energy Conversion and Management, 50: Ceviz, M. A., Yüksel, F. (2005). Effects Of Ethanol-Unleaded Gasoline Blends On Cyclic Variability and Emissions in an SI Engine. Applied Thermal Engineering, 25: Lee, C. H., Lee, K. H. (2007). An Experimental Study Of The Combustion Characteristics in SCCI and CAI Based On Direct-Injection Gasoline Engine. Experimental Thermal and Fluid Science, 31: Chun-hua, Z., Jiang-ru, P., Juan-Juan, T., Jing, L. (2011). Effects Of Intake Temperature and Excessive Air Coefficient On Combustion Characteristics and Emissions Of HCCI Combustion. Procedia Environmental Sciences, 11: Ivansson, N. (2003). Estimation of the Residual Gas Fraction in an HCCI-engine using Cylinder Pressure, Doktora Tezi, Linköpings University, Vehicular Systems Department of Electrical Engineering, Habo, Sellnau, M., Sinnamon, J., Oberdier, L. (2009). Development of a Practical Tool for Residual Gas Estimation in IC Engines. SAE International Technical Paper, Wang, Z.,, Wang, J. X., Shuai, S. J., Tian, G. H., An, X., Ma, Q. J. (2005). Study Of The Effect Of Spark Ignition On Gasoline HCCI Combustion. Journal of Automobile Engineering, 219: Prucka, R. G. (2008). An Experimental Characterization of a High Degree of Freedom Spark-Ignition Engine to Achieve Optimized Ignition Timing Control, Doktora Tezi, Mechanical Engineering, University of Michigan, Michigan, 10-35, Cains, T. (1997, December). Measurement of Trapped Residuals in an SI Engine Through Skip-Firing. Paper presented at the 1st International Seminar on the Euro IV Challenge - Future Technologies and Systems, London Mladek, M., Onder, C. (2000). A Model for the Estimation of Inducted Air Mass and the Residual Gas Fraction Using Cylinder Pressure Measurements. SAE International Technical Paper, Yücesu, H. S., Can, Ö., Çınar, C., Güçlü, H., Yavuzcan, M. Ö. (2011). Bir Dizel Motorunda Kısmi ve Tam HCCI Uygulaması. 6. Uluslararası İleri Teknolojiler Sempozyumunda sunuldu (IATS 11), Elazığ, Can, Ö., Çınar, C., Şahin, F., (2009). Ön Karışımlı Benzin Dolgusunun HCCI-DI Motorunda Yanma ve Egzoz Emisyonlarına Etkilerinin İncelenmesi. Gazi Üniversitesi MMF Dergisi, 24(2),

207 Chang, J., Filipi, Z., Assanis, D., Kuo, T-W., Najt, P., Rask, R. (2005). Characterizing The Thermal Sensitivity Of a Gasoline Homogeneous Charge Compression Ignition Engine With Measurements Of Instantaneous Wall Temperature and Heat Flux. International Journal of Engine Research, 6: Osborne, R. J., Li, G., Sapsford, S. M., Stokes, J., Lake, T. H. (2003). Evaluation of HCCI For Future Gasoline Powertrains. SAE Technical Paper, Wang, Z., Wang, J-X., Shuai, S-J., Ma, Q-J. (2006).New Gasoline Homogeneous Charge Compression Ignition Combustion System Using Two-State Direct Injection and Assisted Spark Ignition. Journal of Automobile Engineering, 220: Wang, Z., Wang, J-X., Shuai, S-J., Tian, G-H., An, X., Ma, Q-J. (2006). Study Of The Effect Of Spark Ignition On Gasoline HCCI Combustion. Journal of Automobile Engineering, 220: Canakci, M. (2008). An experimental study for the effects of boost pressure on the performance and exhaust emissions of a DI-HCCI gasoline engine. Fuel, 87: Fathi, M., Saray,R.K., Checkel, M.D. (2011). The Influence Of Exhaust Gas Recirculation (EGR) On Combustion and Emissions Of N-Heptane/Natural Gas Fueled Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) Engines. Applied Energy, 88: Zhang, H. F., Seo, K., Zhao, H. (2013). Combustion and emission analysis of the direct DME injection enabled and controlled auto-ignition gasoline combustion engine operation. Fuel, 107: Wang, X., Xie, H., Li, L., Xie, L., Chen, T., Zhao, H. (2013). Effect of the thermal stratification on SI-CAI hybrid combustion in a gasoline engine. Applied Thermal Engineering, 61: Turkcan, A., Ozsezen, A. N., Canakci, M. (2013). Effects of second injection timing on combustion characteristics of a two stage direct injection gasoline alcohol HCCI engine. Fuel, 111: Jang, J., Lee, Y., Cho, C., Wooa, Y., Bae, C. (2013). Improvement of DME HCCI engine combustion by direct injection and EGR. Fuel, 113: Bahri, B., Abdul Aziz, A., Shahbakhti, M.,Said, M.F.M. (2013). Understanding and detecting misfire in an HCCI engine fuelled with ethanol. Applied Energy, 108: Singh, G., Singh, A. P., Agarwal, A. K. (2014). Experimental investigations of combustion, performance and emission characterization of biodiesel fuelled HCCI engine using external mixture formation technique. Sustainable Energy Technologies and Assessments, 6: Zhang, C-H., Xue, L., Wang, J. (Baskıda). Experimental study of the influence of λ and intake temperature on combustion characteristics in an HCCI engine fueled with n-heptane. Journal of the Energy Institute.

208 Lu, X., Qian, Y., Yang, Z., Han, D., Ji, J., Zhou, X., Huang, Z. (2014). Experimental study on compound HCCI (homogenous charge compression ignition) combustion fueled with gasoline and diesel blends. Energy, 64: Xie, H., Li, L., Chen, T., Yu, W., Wang, X., Zhao, H. (2013). Study on spark assisted compression ignition (SACI) combustion with positive valve overlap at medium-high load. Applied Energy, 101: Chen, T., Xie, H., Li, L., Zhang, L.,Wang, X., Zhao, H. (2014). Methods to achieve HCCI/CAI combustion at idle operation in a 4VVAS gasoline engine. Applied Energy, 116: Hunicz, J. (2014). An experimental study of negative valve overlap injection effects and their impact on combustion in a gasoline HCCI engine. Fuel, 117: He, B-Q., Yuan, J., Liu, M-B., Zhao, H. (2014).Combustion and emission characteristics of a n-butanol HCCI engine. Fuel, 115: Tian, G., Wang, Z., Ge, I.Q., Wang, J., Shuai, S. (2006). Control Of a Spark Ignition Homogeneous Charge Compression Ignition Mode Transition On a Gasoline Direct Injection Engine. Journal of Automobile Engineering, 221: Li, Y., Zhao, H., Brouzos, N., Leach, B. (2007). Managing Controlled Auto-Ignition Combustion By Injection On A Direct-Injection Gasoline Engine. Journal of Automobile Engineering, 221: Yeom, K., Jang, J.,Bae, C., (2007). Homogeneous Charge Compression Ignition Of LPG And Gasoline Using Variable Valve Timing in an Engine. Fuel, 86: Jang, J., Bae, C. (2009). Effects Of Valve Events On The Engine Efficiency in a Homogeneous Charge Compression Ignition Engine Fueled By Dimethyl Ether. Fuel, 88: Caton, P. A., Song, H. H., Kaahaaina, N. B., Edwards, C.F. (2005). Residual-Effected Homogeneous Charge Compression Ignition With Delayed Intake-Valve Closing at Elevated Compression Ratio. International Journal of Engine Research, 6: Shi, L., Deng, K., Cui, Y. (2005). Study Of Diesel-Fuelled Homogeneous Charge Compression Ignition Combustion By in-cylinder Early Fuel Injection and Negative Valve Overlap. Journal of Automobile Engineering, 219: Shi, L., Cui, Y., Deng, K., Peng, H., Chen, Y. (2006). Study of Low Emission Homogeneous Charge Compression Ignition (HCCI) Engine Using Combined Internal And External Exhaust Gas Recirculation (EGR). Energy, 31: Zhang, Y., Zhao, H., Xie, H., He, B. Q. (2010). Variable-Valve-Actuation Enabled High-Efficiency Gasoline Engine. Journal of Automobile Engineering, 224:

209 Peng, Z. J., Jia, M. (2008). An Investigation and Evaluation Of Variable-Valve- Timing and Variable-Valve-Actuation Strategies in a Diesel Homogeneous Charge Compression Ignition Engine Using Three-Dimensional Computational Fluid Dynamics. Journal of Automobile Engineering, 222: He, B-Q., Liu, M-B., Yuan, J., Zhao, H. (2013). Combustion and emission characteristics of a HCCI engine fuelled with n-butanol-gasoline blends. Fuel, 108: Maurya, R. K., Agarwal, A. K. (2014). Experimental investigations of performance, combustion and emission characteristics of ethanol and methanol fueled HCCI engine. Fuel Processing Technology, 126: Yoon, B. O. (1993). Dynamic Analysis and Optimal Design of Over-Head Cam Systems. Michigan: The University of Michigan, Mechanical Engineering, Tsay, D. M., Huey, C. O. (1988). Cam Motion Synthesis Using Spline Functions. Journal of Mechanisms Transmissions and Automation in Design, 110: Flowers, D., Aceves, S., Smith, R., Torres, J., Girard, J., Dibble, R. (2000). HCCI in a CFR Engine: Experiments and Detailed Kinetic Modelling. SAE International Technical Paper, Tsay, D. M., Huey, C. O. (1989). Spline Functions Applied to the Synthesis and Analysis of Nonrigid Cam-Follower Systems. Journal of Mechanisms Transmissions and Automation in Design, 111: Mandal, M., Naskar, T. K. (2009). Introduction of Control Points in Splines for Synthesis of Optimized Cam Motion Program. Mechanism and Machine Theory, 44: Karabulut, H., Sarıdemir, S. (2009). Farklı Supap Açık Kalma Süreleri ve Kursları İçin Klasik Spline Yöntemi İle Elde Edilen Kam Profillerinin Karşılaştırılması. Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University, 24: Sarıdemir, S. (2009). İçten Yanmalı Dört Zamanlı Bir Motor İçin Supap Mekanizması Tasarımı, Doktora tezi, Gazi Üniversitesi FBE., Ankara, Norton, R. L. (2002). Cam design and manufacturing handbook. Newyork: Industrial Pres, Inc., Hsieh, J. F., (2010). Design and Analysis of Cams with Three Circular-Arc Profiles. Mechanism and Machine Theory, 45: Grohe, H. (1999). Otto ve Dizel Motorları. İstanbul: Bilim Teknik Yayınevi, Lanni, C., Ceccarelli, M., Figliolini, G. (2002). An Analytical Design for Three Circular-Arc Cams. Mechanism and Machine Theory, 37:

210 Cınar, C., Uyumaz, A. (2014). Homojen Dolgulu Sıkıştırma İle Ateşlemeli Bir Benzin Motoru İçin Kam Tasarımı ve İmalatı. Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University, 29(1), Lampinen, J. (2003).Cam Shape Optimisation by Genetic Algorithm. Computer Aided Design, 35: Liang, Z. Quinn, C. J. (1991). Accurate Design of a Cam Profile on the CAD System. Journal of Manufacturing Systems,10: Cussons Technology, The Ricardo/Cussons Standard Hydra Engine and Test Bed Instruction Manual (1996). G. Cussons Ltd., Manchester, 12, Anon. Merriam Instrument, Elektro-Mechanical Sys Intl Instruction Manual (2009). LFS-1180R-SP , Ohio US Anon, Cussons Technology, Engine Electronic Indicating Systems P4400&P4410 Instruction Manual (1993). Manchester UK Ricardo Hydra Research Engine Parts List, Hydra Single Cylinder Research Engine 2 Valve Gasoline Variable Compression with 2 Valve DI Diesel Conversion Engine No. 110 Parts List (1996). Ricardo Consulting Engineers Ltd., Merck, Merck Millipore Laboratuvar El Kitabı (2011). Orlab Laboratuvar Market ve Merck İlaç, Ecza ve Kimya A.Ş., Environmental Protection Agency. (2007). Toxicological Review of Trimethylpentane (CAS No ); In Support of Summary Information on the Integrated Risk Information System (IRIS), Research Report, Washington, İçten Yanmalı Motorlar-Muayene ve Deney Esasları (1991). Türk Standardları Enstitüsü, Ankara, TS 1231: Martyr, A. J. and Plint, M. A. (2007). Engine Testing, Theory and Practice (Third edition). Warrendale-Pittsburgh: SAE International and Elsevier, 260, Stone, R. (1999). Introduction to Internal Combustion Engines. London: MacMillan Pres. LTD, , , , Mollenhauer, K., Tschöeke, H. (2010). Handbook of Diesel Engines. Newyork: Springer, Milovanovic, N., Chen, R., Turner J. (2004). Influence of the Variable Valve Timing Strategy on the Control of a Homogenous Charge Compression (HCCI) Engine. SAE International Technical Paper, Takiuawa, M., Uno, T., Oue, T., and Yura, T. (1982). A Study of Gas Exchange Process Simulation of an Automotive Multi-Cylinder Internal Combustion Engine. SAE paper

211 Dec J. (2002). A Computational Study of the Effect of Low Fuel Loading and EGR on Heat Release Rates and Cmbustion Limits in HCCI Engines. SAE International Technical Paper, Zhao, H., Peng, Z., Ladommatos, N. (2001). Understanding of controlled autoignition combustion in a four-stroke gasoline engine. Part D: Journal of Automobile Engineering, 215:

212 186

213

214 EKLER 187

215

216 EK-1 Silindir Basınç Sensörünün Motor Üzerindeki Şematik Bağlantısı 188

217 189 ÖZGEÇMİŞ Kişisel Bilgiler Soyadı, Adı Uyruğu : UYUMAZ, Ahmet : T.C. Doğum tarihi ve yeri : Nazilli Medeni hali : Bekar Telefon : E-posta : auyumaz526@mynet.com.tr Eğitim Derecesi Okul/Program Mezuniyet Yılı Yüksek Lisans Gazi Üni., FBE, Makine Eğt. ABD Lisans Gazi Üni., TEF, Otomotiv Eğt. ABD Lise Nazilli Endüstri Meslek Lisesi 2002 İş Deneyimi, Yıl Çalıştığı Yer Görev 2010-Halen Mehmet Akif Ersoy Üni., Burdur Öğretim Görevlisi HİBM Komutanlığı, Eskişehir Teknisyen Yabancı Dil İngilizce Yayınlar 1. Cınar, C., Uyumaz, A. (2014). Homojen Dolgulu Sıkıştırma ile Ateşlemeli Bir Benzin Motoru İçin Kam Tasarımı ve İmalatı. Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University, 29 (1): Polat, S., Uyumaz, A., Solmaz, H., Yılmaz, E., Topgül, T., Yücesu, H.S. (in press) Numerical Study on the Effects of EGR and Spark Timing to Combustion Characteristics and NO x Emission of a GDI Engine, International Journal Of Green Energy, 2014.

218 Yılmaz, E., Solmaz, H., Polat, S., Uyumaz, A., Şahin, F., Salman, M. S. (October 2014 in press). Preperatıon Of Diesel Emulsion Using Auxiliary Emulsifier Mono Ethylene Glycol and Utilization in A Turbocharged Diesel Engine. Energy Conversion and Management, 86, , DOI: /j.enconman Uyumaz, A., Solmaz, H., Yılmaz, E., Yamık, H., Polat, S., (2014). Experimental Examination of The Effects of Military Aviation Fuel JP-8 and Biodiesel Fuel Blends on the Engine Performance Exhaust Emissons and Combustion in a Direct Injection Engine. Fuel Processing Technology, 128, , DOI: /j.fuproc Kırbaş, İ., Aydoğan, B., Uyumaz, A. (2011). Hava Isıtmalı Güneş Kollektörlerin'de Güneş Takip Mekanizması Kullanımı. Mehmet Akif Ersoy Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Dergisi, 2(4): Polat, S., Solmaz, H., Yücesu, H.S., Uyumaz, A. (2013). Bir Dizel Motorun Bilgisayar Yardımı İle Termodinamik ve Performans Analizi. Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part C: Tasarım ve Teknoloji, 1(3): Arabacı, E., İçingür, Y., Uyumaz, A. (Baskıda). Su Enjeksiyonu İle Egzoz Isısı Geri Kazanımlı Altı Zamanlı Motor İçin Kam Tasarımı. Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part C: Tasarım ve Teknoloji, 2(2): Uyumaz, A., Salman, M.S. (2010, Haziran).Pamuk Yağı Esaslı Biyodizel İle Çalışan Bir Dizel Motorunda Yakıt Püskürtme Avansının Motor Performansına ve Egzoz Emisyonlarına Etkileri. 11. Yanma Sempozyumu, Bosna. 9. Uyumaz, A., Can, Ö., Çınar, C., Yavuz, B. (2013). Bir Dizel Motorunda GTL Katkılı Dizel Yakıtı Kullanımının İncelenmesi. Poster Bildiri, Uluslararası 7. İleri Teknolojiler Sempozyumu, , İstanbul. 10. Çınar, C., Uyumaz, A., Solmaz, H. (2013). Bir HCCI Benzin Motorunda RON 45 Yakıtının Yanma ve Motor Performansına Etkilerinin İncelenmesi. Uluslararası 7. İleri Teknolojiler Sempozyumu, , İstanbul. Projeler 1. Çınar, C. (Yürütücü), Uyumaz, A. (Araştırmacı), LPG Yakıtlı Buji ile Ateşlemeli Bir Motorda Supap Zamanlaması Değişiminin Performans ve Emisyonlara Etkilerinin İncelenmesi, Gazi Üniversitesi BAP, Bağımsız Bilimsel Araştırma Projesi, Proje No: TEF 07/ Hobiler Mini model arabalar, futbol, gitar

219 GAZİ GELECEKTİR...