AIRCRAFT RESEARCH REPORT

TRIAVIATHON TROPHY

CAFE FOUNDATION

Ignition Dynamics I BY BRIEN SEELEY AND THE CAFE BOARD

PRESIDENT Brien Seeley VICE PRESIDENT Larry Ford TREASURER Scott Nevin SECRETARY Cris Hawkins CHIEF TEST PILOT C.J. Stephens TEST PILOT Otis Holt DIRECTORS Otis Holt Jack Norris Stephen Williams Ed Vetter Scott Nevin Jo Dempsey Bill Bourns Darrel Harris

Bendix 1200 magneto, BRIEN SEELEY

This is the first of three CAFE Foundation research reports on aircraft ignition systems. Part I discusses basic operational and design considerations while Part II presents comparative flight test results. Part III will present the results of ignition system bench testing. A more comprehensive version of each report will be available at www.cafefoundation.org BACKGROUND The CAFE 400 flight efficiency races of the 1980's encouraged innovations that

would improve the performance of light aircraft while reducing their fuel consumption. One such innovation was the use of electronically advanced ignition timing when operating with reduced manifold pressure at very lean mixture settings. Some of the aircraft that won the CAFE 400 races employed this technique to significantly improve their MPG score. In the last 10 years, high energy electronic ignition systems for reciprocating aircraft engines, particularly in experimental aircraft, have been developed into off-the

shelf, bolt-on products. Although their popularity is increasing, wider use of electronic ignition systems in aircraft has been limited by concerns regarding battery dependency, reliability and the safety of using ignition timing advanced beyond that specified on certificated engines. Claims of up to 20% greater fuel economy and up to 7% increase in horsepower have been made for these systems. 2,3 The CAFE Foundation performed extensive flight performance testing of electronic ignition systems during 2001. To

properly evaluate the test results, a review of basic spark ignition engine operation is helpful. MAGNETOS In conventional aircraft magnetos, a high voltage arc crosses the spark plug electrode gap at the desired ignition timing point, typically at 25° before the piston reaches top dead center (25° BTDC). For the sake of simplicity and to avoid detonation, the 25° BTDC timing is held constant at all power settings and RPM's. The peak voltage demanded from a magneto by a properly gapped aircraft spark plug seldom exceeds about 12,000 volts. The spark voltage and duration depend upon several factors as shown in the table below.4 An increase in:

Makes

Makes

voltage

duration decrease

Plug electrode gap

increase

Altitude, non-turbo

decrease

increase

Mixture richness

increase

decrease

Water vapor

increase

decrease

Compression ratio

increase

decrease

Air temperature

decrease

increase

Gap airflow

increase

decrease

Because the spark plug electrode gap is a main determinant of the voltage required to ‘fire’ the spark plug, magnetos typically use smaller gaps (~0.018") than high energy ignition systems (~0.030"-0.040"). If the spark plug gap is set too wide, the higher voltage discharge that this demands from the magneto's coil may ultimately cause the coil to short internally, overheat and fail. Gaps that are too small, although they increase spark duration, are subject to fouling and consequent misfiring. It is therefore very important to set the proper electrode gap when servicing aircraft spark plugs. Use of larger magneto coils with higher voltage capability is limited by the tendency for stray arcing to occur within the magneto’s distributor, especially at high altitude where it takes less voltage to initiate such a stray arc. The Bendix 1200 magneto, shown in the first photo, was introduced circa 1965 as a modern “high altitude” magneto. It uses an extra large high voltage coil and has exceptionally wide separation of its distributor elec-

trodes to prevent stray arcing. Its coil is capable of generating as much as 30,000 volts.5 In the quest for better fuel economy, automotive engineers have developed distributorless ignition systems that allow the use of even higher energy sparks without unwanted arcing. High energy sparks are better able to ignite very lean mixtures. COMBUSTION DYNAMICS Ideally, the rise and fall of cylinder pressure is timed by the ignition event so that as much of the pressure as possible is used for the mechanical work of pushing the piston. The ignition timing that accomplishes this is called "maximum brake torque" (MBT) timing. MBT timing must also account for the piston’s ever-changing mechanical leverage on the crankshaft during the expansion stroke. For a given engine at a given power setting, MBT timing causes the peak cylinder pressure to occur slightly after top dead center, often in the range of 11°16° ATDC. Igniting the mixture too early or too late causes a reduction in power. Likewise, if the mixture burns too slowly, burns incompletely or extinguishes prematurely, power loss will occur. Deviations from MBT timing of +/- 3° BTDC produce only 1-2% reduction in torque, so that cycle to cycle timing accuracy of 1° should generally be adequate to sustain near optimum torque.6 See Figure 1. The details of the propagation of the flame front created at the spark plug exert an important influence on fuel economy and power. The speed and direction of the flame front's dispersion are mainly influenced by gas flow (swirl and turbulence), fuel/air mass ratio, and the homogeneity, atomization and exhaust gas dilution of the mixture. Ideally, the fuel mixture burns smoothly and completely at the proper rate and does not explode or detonate. FUEL MIXTURE Most reciprocating aircraft engines are equipped with a mixture control to allow adjustment of the leanness or richness of the inducted fuel to air mass ratio (or weight ratio). The exhaust gas temperature, speed of combustion, ideal ignition timing and

COMPARATIVE AIRCRAFT FLIGHT EFFICIENCY, INC. The CAFE Foundation: A Non Profit, All Volunteer, Tax-exempt Educational Foundation 4370 Raymonde Way Santa Rosa, CA. 95404. FAX 707.544.2734 Aircraft Test Facility, Santa Rosa Airport 707.545.CAFE (hangar, message) America Online: [email protected]

IMPORTANT NOTICE Any reproduction, sale, republication, or other use of the whole or any part of this report without the consent of the Experimental Aircraft Association and the CAFE Foundation is strictly prohibited. Reprints of this report may be obtained by writing to: Sport Aviation, EAA Aviation Center, 3000 Poberezny Road, Oshkosh, WI. 54903-3086.

ACKNOWLEDGEMENTS This study was supported by grant funding from the Experimental Aircraft Association and by FAA Research Grant Number 95-G-037. The CAFE Foundation gratefully acknowledges the assistance of Klaus Savier, Ben Ellison, Lyle Powell Jr., Paul Loewen, Tim Davis, Steve Penning, Wyman Shell, Wayne Reece, Walt McPeck, Bob Pixton and Anne Seeley, EAA Chapter 124, and the Sonoma County Airport FAA Control Tower Staff.

SPONSORS Experimental Aircraft Association Federal Aviation Administration Engineered Software “PowerCadd” and WildTools Bourns & Son Signs AeroLogic's Personal Simulation Works DreeseCode Software-www.dreesecode.com engine power all vary with changes in this ratio. When flying at altitudes above about 5000 feet, appropriately leaning the mixture improves power, economy and engine vibration. Gasoline powered engines typically operate with fuel/air mass ratios that vary from a lean value of about 0.056 to a rich value of about 0.083. For

Actually, the best economy mixture is that which delivers the lowest value in Torque pounds of fuel per horsepower per hour for the engine as a whole, a term 3 100 50° defined as the engine's brake specific adv. fuel consumption, or b.s.f.c. Piston 30° 2.5 engine b.s.f.c. values can range from 98 adv. about 0.38 to 0.60 lb./hp/hr. and vary 10° adv. with mixture, manifold pressure, RPM 2 96 and ignition timing. The b.s.f.c. serves as a yardstick for the fuel effiMBT timing 1.5 ciency of different engines and power 94 settings and is an important determinant of range, payload and cost of 1 operation. 92 An engine’s best (i.e., lowest) x b.s.f.c. occurs at a particular MBT ig0.5 x nition timing that will vary depending 90 x TDC upon the engine’s power setting. The 0 0 more the mixture is leaned from stoi-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 chiometric, the more advanced will be Crankshaft position, degrees its MBT ignition timing, because the Spark advance effects on cylinder pressure and torque. "X" signifies ignition point. leaner the mixture, the more slowly it takeoff at full power near sea level, As the mixture is leaned from this burns. Figure 2 indicates that, for the fuel/air ratios are often enriched to as "best power mixture" point, power and CAFE testbed aircraft, best MPG and high as 0.11 so that excess fuel can airspeed steadily diminish, while CHT serve as a coolant and help prevent rises slightly to peak at around 50° maximum relative CAFE score occur at an EGT that is over 100° LOP, detonation. ROP. The flight data in Figure 2 illus- where the peak CHT has fallen by Depending on the fuel's chemical trate these phenomena. about 50° F. This unusually lean mixcomposition, a fuel/air ratio of about A fuel/air ratio of about 0.059 gives ture operation is made possible by 0.065 to 0.067, produces a "stoichiometric mixture", meaning that it has an EGT about 50° "lean of peak" some modifications made to the test the chemically correct proportions of (LOP) and this has popularly been engine’s induction and exhaust sysfuel and oxygen. A stoichiometric considered the mixture for best econ- tems. From Figure 2, the average peak mixture will burn completely, oxidiz- omy or best miles per gallon. 9 ing all of the fuel molecules with little 1650 Figure 2. Fuel flow versus EGT, CHT, TAS, MPG, and CAFE Score or no residual oxygen. It produces the 380 Left Axes highest or "peak" exhaust gas temper- 1600 TAS Lean misfire ature (EGT) for a given manifold 12500 roughness pressure and RPM and requires the 1550 EGT #1 360 least amount of ignition energy to igEGT #2 1500 nite. Fuel mixtures that are leaner or EGT #3 richer than stoichiometric will pro- 1450 340 duce cooler EGT values. EGT #4 Balanced Flame speed varies dramatically 1400 mixture with the fuel/air mixture. As the mix320 distribution ture is leaned from the stoichiometric 1350 Right Axes ratio, it burns progressively more CHT #4 300 slowly. As the mixture is made richer 1300 195 MPG than stoichiometric, flame speed pro25 190 24 CAFE gressively increases, up to a fuel/air Score 23 185 ratio of about 0.080, which is the 22 180 21 fastest burning mixture possible. As 20 175 the mixture is enriched beyond the 19 170 18 0.080 ratio, it will burn progressively 17 165 Best more slowly.7 16 160 CAFE Score Maximum horsepower,, and thus 15 155 14 maximum true airspeed, is produced 6 7 8 9 10 11 12 by mixtures that are about 100° F beFuel flow, gallons per hour low peak EGT on the fuel-rich side of Mooney N6057Q: Lycoming IO-360A1B6X engine, dual Bendix 1200 magnetos @ 25° BTDC stoichiometric. 8 Such mixtures are timing. 12,500' density altitude, wide open throttle, 2550 RPM, hottest cylinder #4, 2455 lb called "100° F. rich of peak" (ROP). flying weight, wing Barograph #3. **Relative CAFE Score = TAS^1.3 x MPG Cylinder Head Temperature (CHT), °F MPG CAFE Score**

True airspeed (TAS), mph

Exhaust Gas Temperature (EGT), °F

Cylinder pressure, MPa

Relative torque, percent of maximum

Figure 1. Maximum Brake Torque (MBT) Timing Effects

EGT occurs at about 8.7 gph at 2550 RPM and wide open throttle at 12,500’ altitude. Assuming that represents a stoichiometric fuel/air ratio of 0.066, and noting that the leanest fuel flow for smooth operation is 7.0 gph, the test engine’s lean operational limit with dual magnetos can be calculated to be a fuel/air weight ratio of:

thus reduce EGT and produce more power. Likewise, if, during dual magneto operation, the ignition of a super lean mixture succeeds at only one of the cylinder's two spark plugs, slightly advancing the ignition timing improves power.

(7.0/8.7) x 0.066 = 0.053 fuel to air

If the ignition timing is too advanced, the ignition pressure wave crossing the combustion chamber can induce the mixture at various other points in the chamber to spontaneously ignite. This produces undesirable irregular burning with intense pressure fluctuations, very high combustion pressure peaks and loss of power. The hammering or pinging sound that results is called ‘knock’ or ‘detonation’. At high engine speeds, knock may not be audible. It can begin insidiously and progress as a vicious cycle of increasing temperature and knock intensity. The sharp peaks in pressure and consequent high temperatures of knocking can quickly produce structural engine damage and engine failure. A typical result of light knock is an erosion of the piston crown that looks as if it had been heavily sandblasted. A borescope examination can sometimes detect such knock damage. Knock is the foremost reason to avoid excessively advanced ignition timing. Susceptibility to knock is highest at mixtures that are stoichiometric or slightly richer than stoichiometric, precisely where many pilots have been taught to set the fuel mixture. Here, if one spark plug is fouled or misfiring, knock becomes even more likely. Knock tendency is much reduced at very lean, slow-burning mixture settings. High compression ratios and high inlet air temperatures increase knock tendency. Ideally, ignition timing advance should be controlled by knock sensor in a closed control loop to continually operate just below the knock limit where MBT timing and, thus, best power are usually to be found. Unfortunately, knock sensing transducers work poorly in aircraft engines because of the high noise and vibration levels that exist.

DUAL IGNITION OPERATION Aircraft engines must time their ignition so that the resulting flame front smoothly propagates across their large diameter combustion chambers within a short time period. Initiating flame fronts of finite speed from two separate spark plugs helps assure that all of the fuel mixture will be consumed before the exhaust valve opens. Aircraft engines typically have uneven mixture composition with significant combustion chamber turbulence and swirl. Two spark plugs are better than one for igniting mixtures of variable compositions and flow velocities. In addition, dual spark plugs provide redundancy and reduce the tendency for knock. For these reasons, aircraft engines typically use two separate spark plugs.10 Lycoming states that a conventional aircraft engine loses about 3% of its power when one of its two magnetos is turned off.11 EGT rises during single magneto operation. These effects are due to fuel burning after it leaves the cylinder. This late burning can be explained as follows: During single magneto operation, only one of the two spark plugs per cylinder is firing and its flame front must therefore travel farther and thereby take longer to fully consume the inducted mixture. Standard dual magneto ignition timing is predicated on having both spark plugs initiate combustion, with each of their flame fronts having a shorter distance to travel. When only one plug fires, standard timing is too late, causing the mixture to continue burning after the exhaust valve opens. Optimally advancing the ignition timing can provide more 'burn time', so that the flame front from a single spark plug can more fully consume the mixture before the exhaust valve opens, and

KNOCK

LEAN MISFIRE Flame speeds of 75 cm/s at stoichiometric mixtures slow by nearly one third to only 52 cm/s at the lean fuel/air ratio of 0.052. Diluting a stoichiometric mixture by just 20% with recirculated exhaust gas reduces the flame speed to only 23 cm/s.12 With very lean mixtures, some combustion cycles may burn so slowly that flame propagation is completed just prior to exhaust valve opening, i.e. too late in the cycle to do much work. In such a case, a large fraction of the energy release occurs late in the combustion cycle when changes in cylinder volume are more rapid, causing greater variations in cycle to cycle pressure and end gas residuals. With even further leaning, there is further power loss as some cycles occur in which the flame continues its slow burn after the exhaust valve opens, wasting energy and increasing EGT. This slight rise in EGT is a sign of lean misfire and may indicate that only one of the two spark plugs has succeeded in igniting the charge. With further leaning, cycle to cycle fluctuation in peak cylinder pressure becomes increasingly erratic. At some point, this produces cycles in which the flame extinguishes prior to exhaust valve opening or fails to ignite at all, causing EGT to plummet. At this extreme degree of misfiring, engine roughness and vibration are unacceptable for continuous operation. Advancing the ignition timing at this point can sometimes restore smooth operation, extending the lean misfire limit and increasing power. See Figure 3, which shows the reduction in EGT from advanced ignition timing and the rise in EGT at the lean limit for different ignition systems. As the mixture is leaned, uneven mixture distribution usually causes some cylinders to reach their misfire limit before others. The ability of the leanest cylinder to operate smoothly and without misfire sets the practical limit on the leanness of the overall fuel/air mixture that the engine can use. 13 The lean misfire limit is extended in engines with evenly balanced mixture distribution among all cylinders and such engines can therefore achieve lower b.s.f.c's. See Figure 2 showing the variations in individual cylinder EGTs at lean

Figure 3. EGT#4. Lean misfire limits of dual Bendix 1200 magnetos at 25° BTDC versus EIS-1 electronic ignition at 41° BTDC. 1600

1600

Peak EGT

SE 41° BTDC

1550

DE 41° BTDC

Exhaust gas temperature (EGT), °F

Exhaust gas temperature (EGT), °F

1550

1500

1500

DM 25° BTDC 1450

1450

DM--lean misfire limit

1400

1400

1350

1350

DE--lean misfire limit

1300

1300

1250

1250 5

6

7

8

9

10

11

Fuel Flow, gallons per hour Mooney N6057Q in level flight at 15K density altlitude. Wide open throttle, 2550 RPM, stable TAS, digital acquisition device recordings. Cowl flaps fully opened. DM = dual magnetos. DE = dual electronic ignition. SE = single electronic ignition with one magneto.

mixtures (the “EGT spread”). Max Conrad developed a simple method for finding an engine’s practical lean misfire limit. On his famous long distance flights in his Piper Comanche, his technique was to lean the mixture until the engine ran roughly and then enrich it just to the point where it would run smoothly on both magnetos but show slight roughness when operated on one magneto. Such roughness likely meant that the misfirFigure 5. Relative spark kernel surface area for magneto (A), high energy ignition (B) and high energy with gap airflow (C).

B

A

C

ing of one of the two spark plugs in the leanest cylinder was kept hidden by the successful firing of the fellow spark plug in that cylinder as long as both magnetos were operating. Although it delivered a maximum in miles per gallon for his record flights, this technique is not recommended by aircraft engine manufacturers. SPARK PLUGS To assure that a self-sustaining inflammation process disperses rapidly away from the spark plug requires increasing amounts of ignition energy as the mixture is leaned beyond peak EGT. Distributorless electronic ignition systems using large inductive coils can deliver higher spark energy and spark duration than those of a magneto system. This can be helpful in igniting very lean mixtures. Most capacitive-discharge ignition (CDI) systems deliver a strong but short duration spark lasting about 100 to 300 microseconds. Some multiplespark-discharge (MSD) ignition systems use a sequence of several

brief CDI sparks in rapid succession to extend their effective spark duration. If these multiple sparks are delivered from separate, alternately firing ignition sources, the 'dead' interval between them can be diminished so as to approximate a continuous long duration spark of high energy. The diameter of the spark can be thought of much the same as we observe that a lightning bolt can be either skinny or fat. The spark diameter depends upon its amperage. The length of the arc is ordinarily set by the spark plug gap, although mixture airflow can stretch a spark into a curved loop of much greater length. See Figure 5, “C”. Larger gaps require higher ignition voltage to successfully ionize the molecules between the electrodes. Sparks that are stretched by airflow into loop shapes require substantially higher energy to avoid being ‘snuffed out’. Because some degree of airflow, squish or mixture swirl is nearly always present, many engine designers shelter the spark plug electrodes in a somewhat recessed location in the combustion chamber to prevent such ‘snuffing’. Recent work suggests that a high energy, stretched loop spark can succeed in igniting super lean mixtures.14 The instantaneous power of the spark can vary dramatically. The finite packet of energy stored in an ignition coil can be delivered as a high power but very brief spark or, alternatively, as a lower power longer duration spark. A reduction in spark power in order to provide longer spark duration can be achieved by reducing the gap between the electrodes. Higher energy ignition systems afford enough energy to sustain good spark duration even when using plug gaps that are twice that of a magneto system. A fatter spark across a larger gap creates an initial inflammation zone of much greater surface area than a skinny spark in a short gap. See Figure 5, “A versus B”. The larger this surface, the more likely it will ignite a very lean mixture and the faster its initial burning rate will be. 15 Conceptually, a large surfaced initial spark kernel can better ‘reach out’ to ignite the scarce fuel molecules nearby and launch of the flame front. A long spark duration has a greater effect than high current in extending

REM37-BY plug with long-reach electrodes.

the lean misfire limit. 16 The swirl, turbulence and mixing of lean fuel/air mixtures can cause some regions in the combustion chamber to contain mixtures too lean to ignite at a given instant. Thus, the bottom spark plug of the combustion chamber may succeed in igniting the mixture nearby while its fellow top spark plug's arc fails to do so. A longer duration spark may allow the top spark plug to succeed in igniting its local mixture a few hundred microseconds later when the swirl places a richer mixture near its electrodes. Longer reach spark plugs that place the electrodes deeper into the combustion chamber may also increase the success of the plug in igniting locally lean mixtures. By accelerating the initial spread of combustion, a larger, high energy spark kernel can allow use of slightly less timing advance than that of a lower energy (magneto) spark.17 With fast-burning rich mixtures, this advantage of higher spark energy has less noticeable effect because the flame is easy to ignite with even meager spark energy and ignition energy applied after inflammation has occurred has only a modest impact on flame propagation. EXHAUST GAS TEMPERATURE (EGT) Exhaust gas temperature (EGT) reflects the leanness or richness of the fuel mixture. EGT is also an important diagnostic parameter. It rises significantly during magneto failure or during misfiring due to a fouled spark plug or other cause and it falls during knock or detonation. The EGT gauge measures the aver-

age gas temperature just outside a cylinder's exhaust port and this reflects the relative temperature of the gases that bathe the head of the exhaust valve when the valve is open. Continuous operation at peak EGT thus imposes the maximum heat burden on the exhaust valve. A cylinder's EGT represents a moving average from many combustion cycles in that cylinder. Values typically range from 1300-1650°F for normally aspirated engines at cruise power. Mixtures that are “rich of peak” (i.e., ROP or richer than stoichiometric) produce cooler EGTs because unburned fuel acts as a coolant. Mixtures leaner than stoichiometric (LOP) produce cooler EGTs because there is less fuel to burn and the excess of air literally “puts the fire out”. See Figure 6. The 'EGT spread' is the difference between the highest and lowest EGTs among all of an engine’s cylinders at a given mixture setting. See Figure 2. At a fixed RPM and M.P., the EGT spread observed across a range of lean mixture settings reflects the evenness of the mixture distribution among all cylinders and can be used as a guide to modify the induction system to improve that distribution. Such modifications should only use EGT data obtained at wide open throttle settings due to the highly variable induction flows at part throttle. MIXTURE DISTRIBUTION Regretably, uneven mixture distribution plagues most aircraft engines where many cylinders share a common intake manifold, and fuel is poorly atomized. Large fuel droplets may distribute erratically through the induction manifold due to inertia and collimated airflows. EGT spreads of about 100° F with fuel injection and over 200° F with carburetors are fairly typical in such engines, especially at part throttle.18 In the automotive industry, extensive research has been devoted to improving fuel atomization and vaporization by carburetor and induction tract modifications that use nozzles, heated manifolds, vibrating plates, exhaust gas recirculation or other methods. Results show that fully vaporized fuel may not ignite quite as readily as ideally atomized tiny fuel

droplets. Droplets of less than 15 micron diameter have been found to best follow the bending airflow path of induction manifolds. 19 Research has shown that lean ignition is more sensitive to atomization quality than to ignition energy.20 The tiny emitter orifices of the Ellison Throttle Body deliver a finely atomized fuel fog to the induction system. This fog distributes more evenly and ignites more readily than larger fuel droplets. This helped make possible the very lean mixture operation of the test engine used for this report. The presence of excess oxygen in lean mixtures promotes more complete combustion because more collisions occur between fuel and oxygen molecules. This means less wasted fuel and an overall reduction in exhaust emissions. In normally aspirated engines that have a narrow EGT spread, operating at below 70% power with mixtures 150-200° F lean of peak EGT offers the following benefits: 1) much cooler exhaust valves. 2) reduced cooling drag. 3) reduced emissions. 4) less noise. 5) less coking of the chamber. 6) less oil contamination. 7) reduced spark plug fouling. 8) less risk of detonation. The reduced power and airspeed of such operation are compensated by a valuable increase in the distance between fuel stops. See Figure 2. CONCLUSIONS 1. The ideal ignition timing (MBT timing) for a given engine varies with power setting, altitude and fuel mixture. 2. As the mixture is leaned beyond peak EGT (LOP), it burns progressively more slowly and therefore requires a progressively more advanced ignition point for maximum efficiency. 3. MPG and flight efficiency are maximized and cooling demand and emissions are minimized by operation at lean (LOP) fuel/air mixtures. Such operation is usually not possible (nor recommended by engine manufacturers) because of the un-

Figure 6. EGT varies with altitude and power setting. 1600

9. Ibid. #7. Page 42. 1600

10. Ibid #6. page 445. 1550

Exhaust gas temperature (EGT), °F

Exhaust gas temperature (EGT), °F

1550

1500

1500

1450

1450

1400

1400

1350

12. Ibid. #6. Page 849. 13. Lean Combustion in Spark-Ignited Internal Combustion Engines--A Review, Germane, Wood and Hess. SAE paper 831694. page 199. 14. High-Energy Spark-Flow Coupling in an IC Engine for Ultra-Lean and High EGR Mixtures. Michael A. V. Ward, Combustion Electromagnetics, Inc. SAE paper 2001-01-0548, March, 2001.

1350

DM EGT#4, 15K 1300

1300

DM EGT#4, 12.5K DM EGT#4, 8.5K

1250 5.5

11. Ibid. #8. Page 63.

6.5

7.5

8.5

9.5

10.5

11.5

Mooney N6057Q at 8.5K, 12.5K and 15K density altlitudes. wide open throttle, 2550 RPM, digital acquisition device recordings. Cowl flaps fully opened. Magnetos @ 25° BTDC. DM = dual magnetos.

4. Magnetos require relatively small spark plug electrode gaps to avoid arcing in their coil and distributor. Although this limits their ignition power capability, magnetos generate more than adequate spark energy for the ignition demands normally encountered in conventional aircraft engines. 5. High energy electronic ignition systems with long spark duration and variable ignition timing can offer extended lean misfire limits and better fuel economy. Ignition Dynamics II will present CAFE Foundation flight performance data comparing a standard magneto ignition to high energy electronic ignition that uses variable advanced ignition timing. BIBLIOGRAPHY 1. Electroair ignition systems are marketed by Jeff Rose, 105 Gardner Street, Chattanooga, TN. 37411. (423) 622-8825. [email protected]

16. Ibid. #9. Page 433 and 440441. 17 Ibid. #6. Page 436 and 445-446.

1250 12.5

Fuel Flow, gallons per hour

even mixture distribution that exists in most conventional aircraft engines.

15. Ibid. #6. Page 436.

2. Electronic Ignition For Aircraft, Klaus Savier, Sport Aviation, February 1995. 3. Unison Lasar product brochure, JP00767, EAA Oshkosh Convention, 1999. 4. Ignition System Measurement Techniques and Correlations for Breakdown and Arc Voltages and Currents. Nick Pashley and Richard Stone, University of Oxford, and Graham Roberts, BG Technology. SAE paper 2000-01-0245, March 2000. 5. Personal communication, Tim Davis, Senior Engineer, Ignition Product, Teledyne Continental Motors, (Bendix magneto). P.O. Box 90, Mobile, Alabama. 36601. 1-251-438-3411 x 8301. 6. Internal Combustion Engine Fundamentals, John B. Heywood, McGraw-Hill 1988. ISBN 0-07028637-X, page 374. 7. Basic and Advanced Light Plane Maintenance--EGT Systems, page 63. Kas Thomas, Belvoir Publications, Inc., 1989. ISBN: 0-9613139-8-6 8. Lycoming Flyer--Key Reprints, page 41. 1996. Textron Lycoming, 652 Oliver Street, Williamsport, PA. 17701.

18 Ibid. #8, Page 41.. 19. Parametric Study of FuelDroplet Flow in an Idealized Engine Induction System, Robert S. Lo and Demitrius P. Lalas, SAE paper 770645, June 1977. 20. A Study of Carburetion Effects on Power, Emissions, Lean Misfire Limit, and EGR Tolerance of a SingleCylinder Engine, J.A. Harrington, Engineering and Research Staff, Ford Motor Company. SAE paper 760754, October, 1976. Page 8. The CAFE Foundation wishes to thank Jeff Rose at Electroair for providing the electronic ignition system for this study. His experience, advice and guidance were indispensable in performing this work. Internet links: cafefoundation.org [email protected] LightSpeedEngineering.com The CAFE Foundation is a non-profit, all-volunteer educational foundation with no financial interest in Bendix magneto, Electroair, Textron Lycoming, Mooney Aircraft, Unison, LightSpeed Engineering, Ellison Fluid Systems JPI, KS Avionics or any other GAMA business entity. This study was supported by grant funding from the Experimental Aircraft Association and the Federal Aviation Administration.

AIRCRAFT PERFORMANCE REPORT Sponsored and Funded by the Experimental Aircraft Association

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BY BRIEN SEELEY AND THE CAFE BOARD

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The high energy dual electronic ignition system from Electroair.

This part II report on aircraft engine ignition dynamics, presents comprehensive results of flight tests comparing conventional aircraft magneto ignition to an electronic ignition system that is in popular use in homebuilt aircraft. The reader is encouraged to review Ignition Dynamics I to help interpret these discusssions. More detailed results can be found at: www.cafefoundation.org

THE EIS-1 ELECTROAIR® IGNITION SYSTEM The EIS-1 ignition system uses high energy, batterypowered ignition coils. It delivers a single, relatively long duration spark whose timing is programmed to vary with RPM and manifold pressure. It is not a capacitive or multiple spark discharge system. The spark plug gap determines the arc voltage

and duration. A smaller gap requires lower voltage and produces a longer duration spark, while a larger gap results in a higher voltage, shorter duration spark. For aircraft engines with two spark plugs per cylinder, the EIS-1 can be installed in two different configurations: 1) as a single electronic unit (“SE”) firing the bottom spark plug in each cylinder (with a standard aircraft magneto firing the top plugs), or,

2) as dual electronic units (“DE”) that replace both aircraft magnetos. In the DE configuration, one unit fires the top spark plugs and the other fires the bottom plugs. This report compares both the SE and DE systems with that of standard dual magnetos (“DM”). The DE system, being entirely dependent on the aircraft battery, requires that a backup battery be installed. Each EIS-1 system consists of 2 components; a timing unit and the direct ignition unit (DIU). The timing unit mounts like a magneto on the engine accessory case. It consists of an axial shaft onto which is mounted a standard Lycoming magneto drive gear. The shaft has a 60-tooth, iron gear that rotates inside the timing unit’s case past a magnetic pulse generator. This pulse generator is mounted on the perimeter of the case and delivers its triggering signal to the direct ignition unit (DIU). To set the timing to zero degrees (TDC) for starting, the timing unit is inserted into the magneto mounting pad with its shaft rotation locked with a pin after positioning the crankshaft to TDC for cylinder #1. The EIS-1 modulates timing advance using sensors for both RPM and relative manifold pressure. For research purposes, a switch can be installed to turn on and off the manifold pressure sensor's timing advance function. As manifold pressure drops below 24" Hg., the unit begins to advance the timing by 2° for each inch Hg. of manifold pressure reduction, reaching a maximum of 42° advance at about 16.5" Hg. The DIU sets and maintains timing at 16° BTDC as soon as the engine reaches 650 RPM after starting. As RPM increases above 1000 RPM, the unit advances the timing in a linear fashion with RPM to reach 25° BTDC timing at 2500 RPM. The typical ignition timing observed at idle is about 16-17° BTDC with the manifold pressure sensor advance turned off and about 35° BTDC with the manifold pressure sensor advance turned on. At takeoff power of 2700 RPM and 29" Hg. manifold pressure, the timing is 25° BTDC, the same as with dual magnetos. The timing settings can be customized by Electroair for different engine applications and can be ground adjusted by the aircraft owner. A small LCD digital ignition timing

indicator is mounted to the aircraft instrument panel to monitor the ignition timing. Each DIU fires one spark plug for each cylinder and has two high voltage General Motors 'Dual Tower' coils. Each coil 'tower' attaches to its respective cylinder's spark plug wire. The Dual Tower coil actually fires two spark plugs each time it discharges, one in the cylinder that is completing its compression stroke and one in the opposite cylinder that is completing its exhaust stroke. One spark plug fires from barrel to tip electrode and the other, wired in series, fires from tip to barrel. This 'wasted spark' configuration obviates the need for a distributor and its moving parts and only slightly reduces the ignition energy delivered to the plug in the firing cylinder. According to Jeff Rose, "We use high energy GM coils that generate 65,000 volts. The EIS-1 spark discharge is sustained over about 18° of crankshaft rotation when using a 0.030" spark plug electrode gap." Electroair specifications state that the average electrical current consumption of each electronic ignition unit is 0.75 amps with an instantaneous coil current that is programmed to reach 8.5 amps at the exact point at which a plug must be fired, regardless of RPM. Each DIU with spark plug harness weighs 4.4 pounds and each timing unit weighs 1.5 pounds. This 5.9 pound total does not include the additional 7 pounds added by a spare 4 a.h. sealed lead-acid motorcycle battery, battery diode isolation device, ignition operation switch panel and attendant wiring. Each Bendix 1200 Series magneto with plug harness weighs about 6.8 pounds. A single EIS-1, if used in place of one Bendix 1200 magneto would result in no significant change in aircraft weight. The EIS-1 uses special heavy duty automotive 'resistance type' spark plug wires in order to reduce electrical noise, produce less spark plug electrode erosion and to conduct the high voltages involved without arc leakage. Electroair's product brochure claims that the EIS-1 reduces spark plug fouling, can deliver as much as 120 mJ of spark energy and has a timing resolution of 0.5°. Jeff Rose states that there are about 1400 EIS-1 units in operation and that 150 of these are installed

COMPARATIVE AIRCRAFT FLIGHT EFFICIENCY, INC. The CAFE Foundation: A Non Profit, All Volunteer, Tax-exempt Educational Foundation 4370 Raymonde Way, Santa Rosa, CA. 95404. FAX 707.544.2734 Aircraft Test Facility, Santa Rosa Airport 707.545.CAFE (message) Dr. Seeley’s email: [email protected]

website: www.cafefoundation.org

IMPORTANT NOTICE Any reproduction, sale, republication, or other use of the whole or any part of this report without the consent of the Experimental Aircraft Association and the CAFE Foundation is strictly prohibited. Reprints of this report may be obtained by writing to: Sport Aviation, EAA Aviation Center, 3000 Poberezny Road, Oshkosh, WI. 54903-3086.

ACKNOWLEDGEMENTS This study was supported by grant funding from the Experimental Aircraft Association and by FAA Research Grant Number 95-G-037. The CAFE Foundation gratefully acknowledges the assistance of Jeff Rose, Klaus Savier, Ben Ellison, Steve Penning, Wyman Shell, Anne Seeley, Damon Seeley, EAA Chapter 124, and the Sonoma County Airport FAA Control Tower Staff.

SPONSORS Experimental Aircraft Association Federal Aviation Administration Cessna Aircraft Corporation Engineered Software “PowerCadd” and WildTools Bourns & Son Signs Pacific Coast Air Museum The Bike Peddler (Santa Rosa) in the dual (DE) configuration. THE TESTBED ENGINE The experimental IO-360A1B6X engine used in these tests has an 8.7 to one compression ratio. It is a highly modified, experimental version of the 4 cylinder, 200 hp counterweighted Lycoming engine. It has ported, polished and flow-balanced intake and

3

2 1

4

Photo A. This view looks straight into the induction plenum through the throat of the Ellison Throttle Body on the test engine, showing how the 4 induction pipes are positioned to compete for fuel mixture. Photo B. The stock geometry of induction inlet tubes #2 and #4. Photo C. The inlet mouth of the modified #4 intake tube was moved inboard 0.25” to be more in line with the incoming fuel fog from the Ellison Throttle Body. Despite the modification, cylinder #4 remained the leanest.

B

C

exhaust ports, a 4-into-1 tuned exhaust system, as well as a low resistance aircleaner with good ram recovery. Filtered induction air enters a custom velocity stack mounted on the inlet of the forward-facing Ellison Throttle Body. The test engine’s modified induction system has small extensions welded onto each of the four individual induction tubes to better equalize their access to the fuel fog emitted by the Ellison Throttle Body. Photos A, B, C. The EGT spread among the four cylinders was reduced to as little as 15-20° F by this technique, when measured at wide open throttle. The unpressurized Bendix 1200 Series magnetos used in this study are a 'high altitude’ model that uses a larger distributor and coil than the smaller Bendix S4LN magnetos. The larger coil affords a higher spark voltage that is better suited for high altitudes and lean mixtures. The larger distributor provides better resistance to internal arc/carbon tracking at these high voltages. The test engine’s tuned exhaust system provides substantial negative

FLIGHT TEST METHOD The rate of climb and cruise fuel 8500' density altitude. This equated to economy in smooth air were tested us- 117 mph CAS. As the aircraft reached ing the same density altitudes, humidity, 5,000' density altitude in climb, mixture center of gravity, power settings, cowl was leaned from full rich to 15.0 gph flap settings, and aircraft configuration. (panel). Next, level at 8500', the RPM Aircraft weight was kept as similar as was set to 2550 and the cruise speeds were noted at intervals of 0.5 gph fuel practicable on each flight. The CAFE wing-mounted Barograph flow reductions from very rich to very #3 was used for all airspeed and altitude lean settings. A climb to 12,500' dendata collection and the Vetter/CAFE sity was then made, again at 117 mph Digital Acquisition Device (“DAD”) CAS, w.o.t. and 2600 RPM, leaning as was used to collect engine performance appropriate to remain at least 150° rich data. Calibrated KS Avionics EGT of peak EGT. Level at 12,500' density probes and Alcor CHT probes were altitude, the RPM was again set to 2550 used on all cylinders. All CHT’s were and the cruise speeds were noted at incorrected to a 100° F day. A PropTach tervals of 0.5 gph fuel flow reductions digital tachometer was used to monitor from very rich to very lean settings. FiRPM. Cowl flaps were left fully open nally, another climb at 117 mph CAS, at all times. Each flight was conducted w.o.t. and 2600 RPM was made to with a clean but not waxed aircraft. All 15,000' density where the cruise setdata were recorded once per second. A tings were repeated. Uniform inclusion criteria from stacamcorder continuously recorded a view of the instrument panel and crew bilized level flight data were used in comments. Video recordings were syn- selecting the comparative results. The chronized to the data clock. Twenty criteria were: non-turbulent air, stable two parameters were recorded. These OAT, stable altitude and airspeed, onincluded: Clock time, pressure altitude, target RPM and fuel flow, stable density altitude, IAS, TAS, rate of fuselage incline angle and no ballistic climb, OAT, fuselage incline angle, effects. Detailed tests of the SE system were RPM, manifold pressure, instantaneous aircraft weight, four cylinder EGTs and conducted at 12,500’ density altitude CHTs, oil temperature, fuel flow in gal- using the standard settings of w.o.t. and lons per hour and cowl exit temperature. 2550 RPM, cowl flaps open. These inA stroboscopic ignition timing light cluded operation at 2 different ignition was used to verify that the LCD timing advance settings, 2 different spark plug panel indicator was accurate to within gaps, and turning off each ignition unit to collect data while firing either top 1° at both 16° BTDC and 35° BTDC. CAFE measurement of the EIS-1 spark plugs only (Bendix 1200 magcurrent consumption showed the fol- neto) or bottom spark plugs only (EIS-1 electronic ignition). Toggling the EIS-1 lowing: ignition from standard to advanced ignition timing allowed observation of 0.040 amps @ 13.0V, zero RPM timing effects on speed, EGT and en0.230 amps @ 12.7V, 1020 RPM gine smoothness. The effects of rotating 0.260 amps @ 11.8V, 1040 RPM the spark plug electrode gap of the lean0.340 amps @ 10.5V, 1055 RPM est cylinder’s (#4) bottom spark plug 0.560 amps @ 13.0V, 2700 RPM were evaluated on three short, consecuATIS information was recorded onto tive flights on 2/09/02 using the SE videotape before each flight. Dew point ignition with the magneto both on and spreads were 18°, 17° and 15° on the off. The data for this report were obflights with the DE, SE and DM ignitained on different days and are subject tion systems, respectively. All ignition systems used REM37BY to variations in lapse rate, rising or 'extended reach' spark plugs in these sinking airmass effects, etc.. Careful tests, with the plug gap set at 0.031" for data point selection was used to minielectronic ignition and 0.018" for mag- mize the influence of these variables. Performance differences that exceed 1.0 neto ignition. Each flight began with a full power, mph in TAS and 50 fpm in rate of climb full rich mixture, and wide open throttle are considered significant and real in (w.o.t.) takeoff followed by a climb at this study. 125 IAS mph (panel) at 2600 RPM to

Density

TAS,

Mooney N6057Q

Figure 11a. DE System M.P.

altitude

RPM

GPH

deg. advance

DE = dual electronic dew point spread = 18° F

DE

Cruise data

8552

196.6

22.8

2551

12.5

383

373

369

380

1399

1394 1446 1471

169

2506

30

Dual Electroair EIS-1

8558

198.1

22.9

2555

11.5

381

378

373

382

1483

1480 1509 1522

171

2504

30

7-13-2001

8549

197.3

22.9

2550

10.5

390

385

373

387

1552

1552 1583 1598

173

2503

30

All gph are panel (video)

8503

193.5

22.8

2550

10.0

398

396

372

383

1591

1591 1574 1567

173

2501

30

Raw TAS used

8497

191.1

22.8

2550

9.5

396

398

367

380

1565

1606 1533 1529

172

2500

30

with no cuff drag

8498

190.1

22.8

2551

9.0

398

395

357

374

1526

1557 1493 1490

173

2500

30

correction

8487

183.5

22.7

2550

8.5

379

377

336

351

1474

1495 1457 1445

169

2498

30

8477

178.8

22.7

2553

8.0

365

370

323

338

1432

1462 1437 1410

169

2497

30

8471

168.5

22.5

2553

7.5

331

344

300

310

1396

1446 1462 1437

165

2496

Densalt.

new

M.P.

RPM

GPH CHT# CHT# CHT# CHT# EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

12507

187.2

19.2

2549

11.0

379

357

382

398

1316

1261 1340 1362

177

2484

36

12544

187.9

19.2

2544

10.5

391

378

376

389

1367

1322 1370 1408

172

2482

36

12525

188.1

19.1

2552

10.0

401

386

382

400

1400

1367 1422 1450

172

2481

36

12549

189.1

19.2

2555

9.5

409

405

390

403

1458

1430 1459 1484

173

2479

36

All CHT corr. for

12569

188.4

19.2

2549

9.0

413

413

391

404

1488

1462 1491 1524

173

2479

36

100° F day

12564

188.3

19.1

2548

8.5

415

418

392

407

1526

1516 1521 1513

174

2478

36

12555

187.6

19.2

2549

8.0

410

416

393

390

1490

1543 1476 1446

177

2477

36

12565

183.6

19.1

2550

7.5

392

404

365

367

1436

1487 1398 1383

174

2475

36

12563

180.1

19.1

2554

7.0

373

388

342

347

1373

1402 1362 1350

170

2474

36

12569

173.4

18.9

2551

6.5

359

369

324

330

1337

1367 1345 1327

164

2474

36

Densalt.

new

M.P.

RPM

15008

180.0

17.1

2550

9.5

403

374

389

412

1349

1277 1342 1375

173

2463

41

15007

184.2

17.1

2549

9.0

408

378

394

410

1382

1327 1372 1429

173

2462

41

TAS from careful

15004

185.8

17.3

2550

8.5

408

379

397

412

1433

1361 1425 1462

173

2462

41

review of OAT, I.A.

14994

184.2

17.1

2546

8.0

415

387

398

411

1473

1407 1460 1486

174

2461

41

stability, video, ballistics

15000

182.2

17.2

2553

7.5

415

400

401

404

1496

1462 1472 1457

178

2460

41

14989

179.1

17.1

2546

7.0

414

410

389

386

1444

1507 1429 1380

176

2458

41

15017

174.6

17.1

2557

6.5

390

403

374

373

1367

1462 1346 1334

174

2457

41

14929

168.7

17.1

2541

6.0

330

350

295

303

1281

1347 1284 1265

159

2454

41

14901

160.1

17.0

2555

5.5

315

333

275

284

1250

1291 1324 1305

158

2453

41

DE

CF wide open

deg.

DE Data are W.O.T. Target = 2550 RPM

GPH CHT# CHT# CHT# CHT# EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

backpressure during the overlap stroke when measured by exhaust pressure graph.1 Service experience with this exhaust system has shown reduced TAS

M.P.

RPM

GPH

deg.

plug fouling, chamber coking, and oil contamination suggestive of effective scavenging of exhaust residuals.

Figure 11b. DM System

Density Mooney N6057Q

deg.

CHT1 CHT2 CHT3 CHT4 EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

altitude

advance

dew point spread = 15° F

8730

194.1

23.0

2549

12.0

403

382

382

401

1486

1450 1469 1467

178

2477

25

Cruise data

8693

196.2

23.0

2544

11.0

405

392

380

397

1544

1509 1517 1529

179

2475

25

Dual Bendix 1200

8674

194.4

23.0

2553

10.0

406

394

380

398

1590

1605 1594 1602

181

2475

25

8662

192.9

22.9

2548

9.5

405

396

381

395

1542

1608 1569 1560

172

2474

25

8634

189.8

23.0

2550

9.0

384

380

373

377

1501

1540 1519 1509

175

2473

25

8627

185.0

23.0

2546

8.5

377

370

357

369

1465

1489 1484 1466

176

2472

25

All gph are panel (video)

8607

180.3

22.8

2550

8.0

356

347

339

347

1421

1460 1454 1415

172

2472

25

Raw TAS here

8617

169.1

22.8

2550

7.5

330

316

312

320

1408

1460 1452 1416

168

2471

25

Dens. Alt. TAS

DM = Dual magneto

i.e., no cuff drag has been included

DM adv. °

M.P.

RPM

GPH

CHT

12599

189.6

19.4

2554

12.0

372

352

361

370

1364

1305 1344 1355

158

2459

25

12616

189.4

19.5

2550

11.0

392

363

364

380

1407

1382 1387 1402

160

2458

25

12626

192.0

19.5

2546

10.0

395

383

369

385

1502

1475 1461 1488

169

2457

25

12618

192.2

19.5

2550

9.5

408

385

368

386

1529

1503 1492 1522

165

2456

25

12592

191.9

19.5

2546

9.0

394

390

380

387

1560

1545 1524 1548

155

2455

25

12638

187.3

19.4

2550

8.5

394

389

382

383

1547

1587 1550 1544

161

2453

25

12630

184.3

19.5

2547

8.0

381

380

366

368

1492

1525 1503 1491

165

2452

25

All CHT corr. for

12593

180.3

19.3

2550

7.5

364

356

350

356

1443

1464 1458 1440

164

2451

25

100° F day

12526

167.8

19.3

2550

7.0

329

312

314

315

1401

1436 1430 1399

159

2449

25

12500

156.9

19.2

2549

6.5

318

301

303

305

1394

1467 1456 1441

157

2449

25

Dens. Alt. TAS

8/25/01 DM

CF wide open

CHT CHT CHT EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

DM Data are W.O.T.

adv. °

M.P.

RPM

GPH

CHT

15128

182.3

17.5

2551

10.5

400

366

370

381

1380

1314 1342 1360

174

2442

25

TAS from careful

15178

186.2

17.5

2546

10.0

383

354

356

374

1419

1344 1364 1386

172

2441

25

review of OAT, I.A.

15186

188.1

17.5

2547

9.5

380

353

356

374

1443

1373 1382 1436

171

2440

25

stability, video, ballistics

15200

187.4

17.6

2548

9.0

389

363

364

374

1474

1415 1428 1466

166

2439

25

15154

188.0

17.6

2548

8.5

393

369

367

372

1520

1483 1466 1513

166

2437

25

15190

184.9

17.6

2552

8.0

386

368

366

372

1516

1533 1506 1525

169

2436

25

15172

183.2

17.5

2550

7.5

372

366

361

362

1482

1536 1510 1480

168

2434

25

15165

179.3

17.4

2547

7.0

355

347

347

344

1429

1454 1458 1424

167

2434

25

15139

170.3

17.4

2549

6.5

331

323

327

320

1374

1388 1420 1368

163

2433

25

15137

155.5

17.2

2553

6.0

309

302

306

298

1371

1440 1413 1387

159

2432

25

Target = 2550 RPM

WARNING TO ALL PILOTS:

CHT1 CHT2 CHT3 CHT4 EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

mph

CHT CHT CHT EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

Severe engine damage or engine failure leading to possibly fatal and destructive aircraft accidents can occur when lean mixtures or advanced ignition timing are used inappropriately. The power, ignition timing and mixture settings used by the CAFE Foundation in these experimental flight tests are not safe to be used on all engines or in all flight conditions. Advancing ignition timing relative to that recommended by the engine manufacturer is extremely hazardous for turbocharged aircraft engines, and can be unsafe for normally aspirated engines during operation at more than 70% power. Even when operating at below 70% power, excessive ignition timing advance may, under some circumstances, pose the serious risks cited above. FLIGHT TEST PREPARATION Because of the engine cooling challenges of conducting full throttle climbs at best rate of climb airspeed (Vy) in summer air, several FAA climb cooling tests were conducted before taking actual cruise performance data. With the dual electronic ignition system operating at advanced ignition timing, a significant increase in engine cooling demand was observed. Several changes to the engine cowl and induction system were made to assure adequate cooling. Cowl exit area was increased for both cylinder cooling and oil cooler. A large aft-facing air extractor bluff body was installed at the oil cooler exit, which lowered oil temperatures by 35° F. See Photo D. Baffle exit path openings around the bottom of the cylinder head cooling fins were selectively enlarged. Induction tube geometry was further modified to selectively enrich cylinder #4. Although these induction modifications gave the desired reduction in CHT, they somewhat widened the otherwise narrow EGT spread among cylinders. There was a noticeable loss of aircraft top speed as a result of the increased drag from these cooling system modifications. An instability of propeller RPM required an overhauling of the propeller

Density Mooney N6057Q

TAS

deg.

Figure 11c. System RPM GPH CHT1SE CHT2 CHT3 CHT4 EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

advance

dew point spread = 17° F Cruise data

SE 8500

193.3

22.7

2551

12.5

na

379

377

395

1394

1394 1445 1461

174

2509

30

One Electroair EIS-1 (Rt.) One magneto (Lt.) Magneto fires

8493 8509

193.4 196.2

22.8 22.9

2552 2549

11.5 11.0

na na

391 400

379 380

396 398

1475 1509

1475 1503 1511 1501 1534 1532

174 177

2508 2506

30 30

8520 8517 8507

196.5 191.8 191.7

22.8 22.9 22.8

2549 2552 2552

10.5 10.0 9.5

na na na

401 399 398

380 377 370

395 393 378

1551 1583 1560

1553 1583 1586 1590 1578 1562 1605 1531 1532

177 176 178

2505 2503 2501

30 30 30

8510 8478 8459

189.8 181.0 176.4

22.6 22.7 22.6

2550 2550 2552

9.0 8.5 8.0

na na na

394 367 349

355 320 310

372 337 318

1517 1470 1409

1555 1494 1493 1490 1456 1438 1460 1449 1421

174 164 164

2500 2496 2495

30 30 30

the top plugs All gph are panel (video) Raw TAS here i.e., no cuff drag has been included

SE = single electronic SE dew point spread = 17° F Densalt. SE on 7/15/01 12484

CF wide open All CHT corr. for 100° F day

new

M.P.

RPM

GPH CHT# CHT# CHT# CHT# EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW

12490

188.2 188.1

19.1 19.2

2553 2550

10.5 10.0

na na

384 383

382 378

401 399

1380 1417

1344 1384 1421 1375 1430 1451

177 176

2480 2476

36 36

12504 12496 12526

190.8 188.6 187.0

19.3 19.2 19.3

2542 2551 2548

9.5 9.0 8.5

na na na

386 390 394

379 378 377

399 394 392

1455 1495 1513

1421 1453 1471 1467 1488 1511 1508 1516 1512

177 177 178

2473 2472 2472

36 36 36

12548 12554

186.2 182.3

19.2 19.1

2546 2550

8.0 7.5

na na

393 384

374 355

380 359

1505 1436

1536 1474 1456 1488 1417 1391

177 175

2471 2470

36 36

12507 12509

176.6 168.9

19.2 19.0

2555 2550

7.0 6.5

na na

355 345

305 291

321 304

1364 1345

1426 1364 1355 1370 1370 1360

164 164

2468 2467

36 36

SE2 on 12/04/01

SE2

dewpoint spread = 4° F Note: 40° v. 36° adv.

Densalt. 12698

new 178.2

M.P. 17.7

RPM 2559

GPH CHT# CHT# CHT# CHT# EGT1 EGT2 EGT3 EGT4 Oil T. GVW 11.0 424 377 na 424 1221 1206 na 1314 163 2538

12762 12685 12678 12684 12641 12578 12560 12620 12650 12667 12671

180.5 184.7 183.6 183.4 185.4 185.1 181.0 177.2 171.0 160.0 152.0

17.6 17.7 17.7 17.6 17.7 17.8 17.7 17.6 17.4 17.5 17.4

2547 2551 2548 2551 2556 2547 2552 2555 2552 2588 2556

10.5 10.0 9.5 9.0 8.5 8.0 7.5 7.0 6.5 6.0 5.8

1303 1339 1361 1424 1478 1488 1428 1361 1328 1314 1327

1273 1286 1337 1372 1429 1488 1513 1423 1348 1330 1353

na na na na na na na na na na na

new 180.8 182.2 184.5 185.9 182.4 179.6 173.6 168.8

M.P. 17.2 17.3 17.3 17.2 17.4 17.3 17.2 17.0

RPM 2553 2550 2553 2552 2550 2547 2554 2548

GPH CHT# CHT# CHT# CHT# EGT1 10.0 na 378 392 414 1336 9.0 na 378 397 411 1387 8.5 na 396 401 410 1450 8.0 na 400 399 402 1485 7.5 na 409 389 378 1498 7.0 na 403 368 365 1422 6.5 na 376 335 337 1359 6.0 na 346 291 296 1316

EGT2 1240 1342 1372 1422 1469 1517 1441 1356

EGT3 1328 1374 1429 1466 1470 1394 1348 1341

this flight had close agreement of palt. with dalt. Note change in M.P. v. other flt. at 12,500' SE rough engine very rough engine

dew point spread = 17° F SE All data are W.O.T. Densalt. Target = 2550 RPM 14974 TAS from careful 14983 review of OAT, I.A. 15017 stability, video, ballistics 15068 14996 14958 15021 15015

c, and are graphically shown in Figures 12a and 12b. Temperature data are included along with the true airspeeds to facilitate interpretation of the results. Figure 12a shows that the DE ignition, when operated at the leanest fuel flows with its ignition timing at 41° BTDC at 15,000' density altitude, performed better than the DM ignition whose timing was set at 25° BTDC. Their respective airspeeds at 6.0 gph are 168.7 mph DE, 168.8 mph SE and 155.5 mph with DM, a more than 13 mph advantage for the electronic ignition. This represents an 8.5% increase in airspeed with the electronic ignition. The 4 channel EGT data at these very lean mixtures (130°-200° F lean of peak) show that the DM system exhibits some lean misfiring at the 6.0 gph setting, accompanied by some engine roughness. When enriched to a fuel flow of 6.5 gph, the DM system gives 170.3 mph at 15,000' and the roughness is eliminated. In Figure 12b, at 12,500' density altitude, 6.5 gph yields 173.4 mph with DE ignition timing at 36° BTDC and 156.9 mph with the DM system timed at the standard 25° BTDC setting, a 16.5 mph advantage for the electronic ignition. However, the DM system at 6.5 gph again exhibits the rise in EGT that indicates lean misfiring that is not

M.P.

altitude

and governor to allow RPM to be held more constant during flight tests. The newly overhauled Hartzell prop HCE2YR-1BF with 8467-7R blades was dynamically balanced using the ACES system just prior to the flight program. All three ignition configurations were tested only after all of these modifications were completed.

400 401 398 415 421 429 410 380 356 315 291

389 392 394 397 419 425 426 394 368 340 329

na na na na na na na na na na na

426 429 429 430 428 421 395 368 338 306 289

1351 1372 1418 1448 1485 1445 1384 1330 1315 1359 963

164 165 165 165 163 163 163 159 158 158 154

EGT4 Oil T. 1361 178 1433 178 1465 177 1506 177 1452 173 1371 170 1335 166 1329 158

deg.

deg. 40

2537 2537 2537 2537 2537 2537 2537 2536 2536 2535 2535

40 40 40 40 40 40 40 40 40 40 40

GVW 2456 2454 2451 2449 2444 2441 2440 2437

deg. 41 41 41 41 41 41 41 41

Figure 12a. TAS and EGT of 3 ignition systems at 15,000 feet 190 @@@@@? @@@@@? @@@@@? @@@@@? 3@@@@L V'@@@1 ?N@@@@L? 3@@@)X V4@@@)K? ?@@@@6K? ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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185

I

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170

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165

8

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160

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1600

DE TAS

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1650

SE TAS

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The results of the DE, DM and SE ignition systems tests are presented in spreadsheet form in Figures 11a,b and

1700

I

175

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RESULTS

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180

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1400

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8

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1350

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DE EGT #4, 2460 lb.

1300

DM EGT #4, 2437 lb. 1260 9

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10

11

Fuel flow, gallons per hour (gph)

Photo D. Enlarged oil cooler extractor exit.

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SE EGT #4, 2450 lb.

8

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A S A

1550

DM TAS

1500

SA

A

130

SA

I

Mooney N6057Q at 15,000' density altitude, wide open throttle, 2550 RPM, wing Barograph #3. Cowl flaps fully opened. Mags @ 25° BTDC. Electroair EIS-1 electronic @ 41° BTDC. EGT from cylinder #4 (leanest). DE = dual electronic. SE = single electronic. DM = dual magnetos.

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Figure 12b. TAS and EGT of 3 ignition systems at 12,500 feet 195

1700

190 1650 185 SE TAS 180

1600

DE TAS

175

DM TAS 1550

170

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165

1500

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160

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1450

155

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SE EGT #4, 2472 lb.

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1350

DE EGT #4, 2480 lb.

135

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DM EGT #4, 2455 lb. 130

1300 6

7

8

9

10

11

12

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q at 12,500' density altitude, wide open throttle, 2550 RPM, wing Barograph #3 plus digital acquisition device recordings. Cowl flaps fully opened. Magnetos @ 25° BTDC. EIS-1 electronic @ 36° BTDC. DE = dual electronic. SE = single electronic. DM = dual magnetos. Fig. 12c. TAS and EGT of 3 ignition systems at 8,500 feet 200

1700

195

I

190 185

I

180

8 8

I

8

165

8

160

A

155

8

150

8SA

I

1650

SA

A S

I

@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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1600 DM TAS

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8

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1400 SE EGT #4, 2503 lb. DE EGT #4, 2500 lb.

1350

DM EGT #4, 2474 lb.

130

1300 8

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1550

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DE TAS

SA

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135

I

I

SE TAS

I

175 170

I

9

10

11

12

13

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q at 8,500' density altitude, wide open throttle, 2550 RPM, wing Barograph #3. Cowl flaps fully opened. Mags @ 25° BTDC. Electronic @ 30° BTDC. EGT from cylinder #4 (leanest). DE = dual electronic. SE = single electronic. DM = dual magnetos.

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acceptable for continuous operation. At 7.0 gph, where no misfiring was evident, the DM system shows a TAS of 167.8 mph, 5.6 mph slower than DE system, while using 7.7% more fuel. These figures apply to operation at about 130-200° F lean of peak EGT, i.e., very lean. By interpolation, at 12,500' density altitude, the dual magneto system would require about 7.2 gph to match the DE’s speed of 173.4 mph on 6.5 gph-- a 10.7% fuel savings for the DE system. The speed advantage of the electronic ignition disappears when operating at less radically lean mixtures. For example, at 15,000', when operating between 50-100° lean of peak EGT at 7.0 gph, all three ignition systems deliver about 179 mph, though the ignition timings are 41° BTDC for the DE/SE and 25° BTDC for the DM at this altitude. At rich mixtures, the DM system showed a slight speed advantage. See 12a. Figure 12c shows the results of operation at 8,500’ density altitude. Here, the DE and SE systems operate with 30° ignition timing while the DM remains fixed at 25° BTDC. The TAS with the DM system essentially equals or surpasses that of the DE/SE at all fuel flows leaner than peak EGT. The differences are small. Figures 13A, B, C and D show the changes in EGT in the SE configuration during several different modes of operation. The responses of both the leanest (#4) and richest (#2) cylinder’s EGTs are plotted. Depicted are the changes that occur when the timing advance is reduced from 40° to 25° BTDC on the EIS-1 unit while the magneto remains at 25° advance. The effects of extreme leaning, turning off the EIS-1 altogether or of turning off the magneto are also shown. Figure 14 shows a detailed comparison of the DE and DM systems at 8,500' density altitude, where the electronic ignition timing is 30° BTDC versus 25° BTDC for the magneto. Figure 15 tabulates the rate of climb test results. At the rich mixtures used in climb tests, the DM performance surpasses that of both the SE and DE systems. Figure 16 graphically compares the CHT's and EGT's of cylinder #4 for the DE, SE, and DM configurations at a density altitude of 15,000 feet. As

Figure 13A. 1550

At 6.5 gph, reduce EIS-1 ign. advance from 40° to 25° BTDC, causing ++ power loss.

1500 @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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Reduced fuel flow from 6.0 to 5.8 gph causing very rough engine.

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1450

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1350

B

1300

C

Reduced fuel flow from 6.5 to 6.0 gph, causing detectable roughness

1250

At 6.5 gph, turn off EIS-1, use only Bendix magneto at 25° BTDC, causing +++ power loss and RPM surging.

1200

At 6.5 gph, turn off Bendix magneto, use only EIS-1 at 40° BTDC, causing + power loss.

= EGT#4 (leanest) = EGT #4 (leanest) = EGT#2 (richest) = EGT #2 (richest)

1150 0

10

20

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40

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100

Time, seconds Lean misfire limits: Mooney N6057Q, 12/04/01. 12,500' density altitude. One Electroair EIS-1 at 40° ignition timing advance and one Bendix 1200 magneto at 25° timing. EGT4 (red, dotted) = leanest cylinder. EGT2 (blue, solid) = richest cylinder.

expected, the CHT is hottest and the EGT is coolest with advanced ignition timing. CHT falls dramatically with all configurations as the mixtures are made very lean. Even during the onset of lean misfire, the EGT remains much cooler than peak EGT. The DM system reaches its lean misfire limit at significantly richer mixtures than the SE or DE system. The DE system can operate without misfire on slightly leaner mixtures than the SE system. Four channel EGT and CHT graphs obtained with the DE system at 41° BTDC timing exaggerate the temperature spreads among the four cylinders, showing which are the leanest. In Figure 17a, as the rich mixture is progressively leaned, #4 CHT runs hot early while #2 CHT tends to run hot later in the leaning schedule. The

EGT graphs help to explain this CHT behavior. The EGT of cylinder #2, the richest cylinder, is the last to reach peak EGT while EGT #4 is the first to reach peak EGT. Figure 17b shows that the DM system has a smaller temperature spread among all four cylinders than is found in 17a. It might be expected that induction tubes #1 and #2, being the forwardmost in the induction plenum and therefore closest to the fuel fog emanating from the throat of the Ellison Throttle Body, would exhibit relatively richer mixtures and higher CHT’s than the plenum’s rearmost induction tubes to cylinders #3 and #4, respectively. The CHT curves in Figure 17a tend to support this idea, as does the finding that the EGT rise of lean misfire begins at 6.0 gph for cylin-

ders #3 and #4 but not until 5.5 gph for #1 and #2. Figure 18 is a table that compares all 3 ignition systems at their minimum tolerable fuel flows. The cool CHTs at these low fuel flows suggest that the cooling system airflow could be reduced substantially to raise the CHT to a more thermodynamically efficient value. The table shows theoretical values for TAS and MPG that might be obtained if the cooling system were sealed up to produce a CHT of 420° F in lean cruise flight on a 100° F day or 400° F on an 80° F day. Such increases in speed require a fully closable cowl air exit that can severely restrict cooling airflow. Such tests were not possible on the testbed aircraft. Figure 19 reveals the effect of changing the ignition timing or using a large spark plug gap. See its attached explanation. The oil temperature in all test conditions rarely rose above the Vernatherm setting of 180° F due to the excess of oil cooler airflow in the testbed aircraft. The engine started reliably and easily with either the electronic or impulse-coupled magneto ignition. It idled smoothly at only 500 RPM with the electronic ignition, much lower than the minimum smooth idle possible with magnetos. Electroair recommends powering the DIU’s with a backup battery during starting so that a large sag in main battery voltage during cranking does not upset the functioning of the DIU's circuitry. There were no ignition malfunctions during any of these tests. The Electroair ignition units were mounted in the 'cold air' portion of the engine cowl and tolerated heat soaking of up to 175° F inside the cowl after engine shutdown on a 100° day without any subsequent malfunction. Simultaneously switching both of the DIU's of the DE system to the backup battery source in flight using a single toggle battery selector switch caused episodes of brief but violent misfiring because of the momentary "off" condition occurring as the switch broke contact in midthrow. A better circuit method would be to power each DIU with a center off, 2 position Milspec. 10 amp toggle switch and select the backup battery for each DIU in succession, rather than in one throw.

Figure 13B. 1650

1600 185

1550

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TAS, 7.0 gph

B

1350

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9.5 gph 165

1300

At points A, B, C, and D, turned off the 40° BTDC EIS-1 electronic ignition, to run on the 25° BTDC Bendix 1200 magneto only.

1250 = EGT #4 (leanest) = EGT #2 (richest)

A

= EGT#4 (leanest) = EGT#2 (richest)

11.0 gph

D

7.0 gph

1200 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

155 100

Time, seconds Change in EGT and TAS during operation on left magneto only, 4 different fuel mixtures: Mooney N6057Q, 12/15/01. 12,500' density, w.o.t., 2550 RPM. Bottom spark plugs on Electroair EIS-1 at 40° BTDC. Top spark plugs on Bendix 1200 mag @ 25° BTDC timing.

DISCUSSION The automotive industry has successfully developed electronically controlled, battery-dependent, high energy ignition systems for many years with excellent reliability. Today’s automobile systems require very low maintenance and yet operate with complex ignition timing control inputs from sensors for manifold pressure, RPM, temperature, throttle position, exhaust oxygen level, engine knock, etc. EAAers Jeff Rose and Klaus Savier deserve credit for having led the way in applying such technology to aircraft engines. The results of this study suggest that the EIS-1 ignition system can provide substantial gains in performance during lean mixture operation. It must be emphasized that the results

for other electronic ignition systems or for the EIS-1 applied to any other engine may be quite different than those reported here. Research at Ford Motor Company has shown that improvement in lean operation from multi-spark discharge ignition "is not so large as that obtainable by improving carburetion and continuing to use a standard singlespark ignition system." 2 Engine smoothness and reliability also benefit if fuel distribution/atomization deficiencies (common in many aircraft engines) are corrected prior to installing electronic ignition. The EIS-1 system was tested here on a specially modified aircraft engine that may have already achieved much of the performance improvements commonly attributed to adding electronic ignition to otherwise stock aircraft engines. The DM system's Bendix 1200 mag-

netos are better suited to high altitude operation than are smaller, lower voltage magnetos. The testbed engine's tuned, scavenging exhaust system enhances volumetric efficiency and reduces charge contaminants that would otherwise slow flame propagation or impede the ignition process. Its fairly uniform mixture distribution, combined with the finer fuel atomization produced by the Ellison Throttle Body, allow this particular engine to operate smoothly in the DM configuration on much leaner mixtures (~150° F lean of peak EGT) than most aircraft engines. The finding that the DM system surpassed the EIS-1 in performance at 8,500' density altitude on lean mixtures may indicate that the EIS-1 timing of 30° BTDC at this altitude is too advanced for maximum brake torque (MBT). Theoretically, the faster combustion time from a high energy spark could allow its MBT timing to be slightly later rather than earlier than that for a magneto, especially in a well-scavenged engine such as this one. Klaus Savier has found that electronic ignition delivered MBT timing for his aircraft engine operating at 29" M.P. and 1900 RPM with best power mixture at around 16° BTDC.3 Such timing settings were not examined on the EIS-1. The higher rates of climb shown by the DM system suggest that the EIS-1 affords no significant horsepower advantage when using an easy-to-ignite rich mixture. The EIS-1 modulates ignition timing by RPM and relative manifold pressure. Due to variations in the pressure altitudes on 3 different flights at 12,500 feet, the EIS-1 delivered 3 different ignition timing settings: 36°, 40°, and 38°. An absolute manifold pressure sensor would correct this variability of the timing. DETAILED EGT ANALYSIS The EGT and TAS performance of the SE ignition system were examined in detail at 12,500’ density altitude using wide open throttle and 2550 RPM, cowl flaps fully opened. Figures 13A through D present the results. Figure 13A, point “A”, shows that the #4 cylinder EGT (red trace) rises and thus begins to show lean misfire as the mixture is leaned from 6.5 to 6.0

gph. Meanwhile, cylinder #2 shows the more typical cooling in EGT as the mixture is leaned. This contrast in EGT behavior occurs because, on the test engine, cylinder #4 is consistently the leanest while cylinder #2 is the richest. At point “B”, where the mixture was leaned even further to just 5.8 gph, EGT #4 plummets due to its having frequent cycles with near total absence of ignition. Here, EGT #2 finally begins to show the characteristic rising EGT of partial misfiring. Not unexpectedly, the engine was running very rough at this point “B”. At point “C”, the engine was running smoothly at 6.5 gph when the manifold pressure advance was turned off, reducing the EIS-1 timing from 40° BTDC to 25° BTDC, i.e., the same setting as the magneto. This produces a very large rise in EGT on both cylinders #2 and #4 and a commensurate loss of power due to the wasteful late burning of fuel as it exits the exhaust valve. At point “D” in Figure 13A, the EIS-1 unit was turned off, leaving the Bendix 1200 magneto to fire the top spark plugs only. A major power loss ensues as the EGTs both rise dramatically. Figure 13B expands on these findings. Point “E” in Figure 13A shows that turning off the Bendix 1200 magneto causes a much more mild rise in EGT and a much less severe loss of power. In other words, even with the slow-burning mixture setting of 6.5 gph, which is the lean misfire limit, the magneto was not contributing much to the ignition process; the major share was being supplied by the advanced firings from the EIS-1’s bottom spark plugs. Figure 13B shows the effect on EGT and TAS of turning off the EIS-1 at various mixtures. With only the top spark plugs firing at their 25° BTDC magneto timing, there is not enough time before the exhaust valve opens (EVO) to fully consume the mixture. In general, the leaner the mixture, the larger the rise in EGT upon turning off the EIS-1 because the leanest, slowestburning mixtures need the most ‘head start’ at ignition. Note that the EGTs of cylinder #2 (richest) and #4 (leanest) rise different amounts. In Figure 13B, the TAS drops the most at the leanest setting (point “D”),

Figure 13C. 1650 TAS, 11.0 gph TAS, 8.0 gph

1600

TAS, 7.0 gph

185 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?

1550

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175

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1450

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1400

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B

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8.0 gph

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1350 165 1300

At points A, B, and C, turned off the 25° BTDC Bendix 1200 magneto to run on the 40° BTDC EIS-1 electronic ignition only.

C

1250 = EGT #4 (leanest) = EGT #2 (richest)

A

7.0 gph

= EGT#4 (leanest) = EGT#2 (richest)

11.0 gph

1200 0

10

20

30

40

? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?

? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? @K ?O@?hg? @@6K ?O2@@?hg? @@@@6K ?O2@@@@?hg? 3@@@@@6K ?O2@@@@@5?hg? V4@@@@@@6K ?O2@@@@@@0Y?hg? I'@@@@@@6K ?O2@@@@@@(M? ? ?V4@@@@@@@@6K? ?O2@@@@@@@@@0Y ? ?I4@@@@@@@@@@@6Khf?O2@@@@@@@@@@@0M ? ?I4@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@0M ? ?I4@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@0M ? ?I4@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@0M ? I4@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@0M? ? ?I4@@@@@@@@@@@0M ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ? @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ? @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ? @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ? @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ? ?@@@@@@@0MhI4@@@@@@@X ? J@@@@(M?hf?I4@@@@)X? ? ?W&@@@(Y ?I'@@@1? ? ?7@@@(Y? V'@@@L ? J@@@@H ?N@@@1 ? 7@@@5? 3@@@L? ? @@@@H? N@@@1? ? @@@@ ?@@@@? ? @@@@ ?@@@@? ? @@@@ ?@@@@? ? @@@@L? J@@@@? ? @@@@1? 7@@@@? ? 3@@@@L ?J@@@@5? ? N@@@@)X? W&@@@@H? ? ?3@@@@)K ?O&@@@@5 ? ?V'@@@@@6Khf?O2@@@@@(Y ? 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155 100

Time, seconds Change in EGT and TAS during operation on EIS-1 only, 3 different fuel mixtures: Mooney N6057Q, 12/15/01. 12,500' density, w.o.t., 2550 RPM. Bottom spark plugs on Electroair EIS-1 at 40° BTDC. Top spark plugs on Bendix 1200 mag @ 25° BTDC timing.

again reflecting the amount of energy wasted by fuel burning after it exits the exhaust valve. But two effects are occuring simultaneously. One is the influence of firing only the top spark plug in each cylinder. The other is the effect of retarding the timing from 40° BTDC to 25° BTDC. Figure 13B, point “A” shows a drop in TAS at 11.0 gph when the electronic ignition and its bottom spark plugs are switched off. This TAS loss is partly an indication that ‘bloody rich’ mixtures (200-250°F ROP EGT) do indeed burn more slowly than best power mixtures. The retarding of the timing from 40° to 25° BTDC made it too late, causing the loss of power and airspeed along with the rise in EGT. This timing retarding effect is compounded by initiating ignition at only the top spark plug (magneto) in each chamber, making combustion of the entire mixture

take even longer. At point “B” in Figure 13B, the TAS increased slightly after turning off the electronic EIS-1 ignition at 9.5 gph. This is best power mixture at this RPM, M.P. and altitude. Here, a timing of 25° BTDC on single ignition appears to deliver more power than a setting of 40° BTDC with dual ignitions. Best power mixtures are the fastestburning. Running 40° BTDC timing at best power mixture appears to be too advanced--the burning occurs too early. This may impede the piston’s rise near TDC and/or dissipate the peak cylinder pressure too early in the piston’s descent, and thus actually reduce horsepower. The 25° BTDC timing is closer to MBT (maximum brake torque) timing at these particular conditions and the increased power occurs despite the wasted energy evident in

Figure 13D. 1650 TAS, 11.0 gph TAS, 9.5 gph

1600

TAS, 8.0 gph TAS, 7.0 gph

185

1550 @@@@@? @@@@@? @@@@@? @@@@@? 3@@@@L V'@@@1 ?N@@@@L? 3@@@)X V4@@@)K? ?@@@@6K? ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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1450

175

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C

1400

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8.0 gph

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1350

B

9.5 gph 165

At points A, B, C, and D, turned off the M.P. advance so that 38-40° BTDC EIS-1 electronic ignition went to 24.5° BTDC. The 25° BTDC Bendix 1200 magneto remained on.

1300

1250 = EGT #4 (leanest) = EGT #2 (richest)

A

= EGT#4 (leanest) = EGT#2 (richest)

D

11.0 gph

7.0 gph

1200 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

155 100

Time, seconds Change in EGT and TAS when ignition timing reduced from ~40° to 24.5° BTDC, 4 different fuel mixtures: Mooney N6057Q, 12/15/01. 12,500' density, w.o.t., 2550 RPM. Bottom spark plugs on Electroair EIS-1. Top spark plugs on Bendix 1200 mag @ 25° BTDC timing.

the higher EGT’s during single magneto operation. This suggests that the Lycoming engineers who chose a fixed ignition timing of 25° BTDC for this engine made a wise choice. In Figure 13C, the magneto was turned off while operating at each of 3 different mixture settings. At point “A”, while running 40° timing advance with the EIS-1 at 11.0 gph (~270° F rich of peak), turning off the magneto with its 25° BTDC timing shows almost no effect on EGT or TAS. This indicates that the magneto’s contribution to the ignition process is minimal. Contrast this with point “A” in Figure 13B, where the absence of the EIS-1’s 40° firings has a pronounced effect on EGT and TAS. At point “B” in Figure 13C, at 8.0 gph (near peak EGT), there is a perceptible rise in EGT when turning off the magneto, but still no significant

change in TAS. At point “C”, at 7.0 gph (~150° F lean of peak EGT), there is a more noticeable rise in EGT and fall in TAS when the magneto is turned off. This again indicates that, in the SE configuration with 40° electronic timing, the magneto only contributes significant ignition at the slowest-burning, leanest mixtures. See Figure 13C, and point “E” in Figure 13A. Calculation shows that, at 2550 RPM, the advertised spark duration of 1.8 milliseconds for the EIS-1 using 0.030" spark plug gap would provide a continuous spark from 41° BTDC to 13.5° BTDC. With the SE system, this would overlap the 25° BTDC spark delivered by the magneto. Especially with rich mixtures, the flame front that originates at 40° BTDC from the SE bottom spark plug might be expected to partially engulf

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the magneto's top spark plug electrodes before they fire their spark. Such circumstances may burden the magneto coil with having to fire its spark into a somewhat increased pressure environment, increasing the possibility of stray arcing in its distributor or coil. Although we saw no evidence of arcing and know of no reports of it thusfar in users of the SE system, it is suggested that the magneto-fired spark plug gaps be kept properly small when using the SE system. Figure 13D depicts the effects of turning off the manifold pressuremodulated timing advance of the EIS-1. This changes the timing of the bottom spark plugs to 25° BTDC from their advanced setting of 40° BTDC and retains dual ignition operation. The results show a consistent but mild rise in EGT at every fuel flow setting examined, indicating the delay in the burning of the fuel. This is accompanied by the familiar drop in TAS at all except the 8.0 gph (stoichiometric) setting (point “C”, Figure 13D), where the airspeed actually rose by almost 1.0 mph. This rise of TAS demonstrates better power with dual ignition at 25° BTDC at these particular settings than when the bottom plugs were firing at 40° BTDC, i.e., it is closer to the MBT timing. As was shown in Figure 13B, point “B”, the increased power from an optimized timing setting (closer to MBT) more than compensates for the wasted energy of higher EGTs that accompany such retarded timing. The ‘burn speed’ of the 8.0 gph stoichiometric mixture is slower than the 9.5 gph best power mixture. The loss of TAS at 9.5 gph (Figure 13D, point “B”), differs from the rise in TAS found at 9.5 gph in Figure 13B, point “B”, where only the top spark plugs were firing. To explain why this situation reverses at 9.5 gph, recognize that flame spread is faster when originated at two spark plugs than when originated at only one. Thus, with both spark plugs firing, 25° BTDC advance is slightly too early for MBT at 9.5 gph (Figure 13D, point “B”) whereas with only the top spark plugs firing, the slower flame spread places 25° timing close to MBT. The MBT setting at 9.5 gph with all spark plugs firing thus would likely be about 20° BTDC. This is true even though the EGT is shown

to rise as the 40° BTDC timing is cut to 25°. Simply modulating ignition timing according to manifold pressure and RPM ignores the direct and profound dependency of MBT timing on the fuel/air mixture. Figure 13 clearly depicts this dependency and suggests the need for a sensor such as an exhaust oxygen sensor to modulate ignition timing with mixture. Although such sensors are purported to be problematic in engines that use leaded fuels, hopefully this technical problem will soon be solved for aircraft engines. The EGT spread shown in Figure 17a suggests that the mixture distribution of this engine could be further improved. Cylinder #2 is too rich and cylinder #4 is too lean. Because the intake mouth of induction tubes #2 and #4 share the incoming fuel fog on the left side of the Ellison Throttle Body, with #2's mouth placed directly in front of #4's, a further reduction in EGT and CHT spread can likely be achieved by moving #2's mouth slightly aside to send more fog to #4's. Figure 17b shows that the lean misfire of all cylinders in the DM configuration begins at 6.5 gph, a richer setting than the 6.0 gph misfire limit for the DE system shown in 17a.

Figure 14. Fuel flow versus EGT, CHT and TAS: DM v. DE ignition. 1700 @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@

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DM CHT #4 300

DE CHT #4

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DE CHT #2

O2@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?W2@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ W&@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?W&@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?7@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@0M? J@@@@(M? 7@@@(Y @@@@H? @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ 3@@@L? N@@@1? ?@@@@L ?3@@@1 ?V'@@@ V'@@@6K? ?V@@@@@6K? @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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DM CHT #2

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DM TAS

DE EGT #2

DE TAS

DM EGT #4

DM EGT #2

DE EGT #4

180 175 170

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0

165 7

8

9

10

11

12

13

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q at 8,500' density altitude, wide open throttle, 2550 RPM, richest cylinder #2, leanest cylinder #4. Wing Barograph #3 and Vetter DAD records. DE = dual electronic EIS-1 ignition @ 30° BTDC. DM = dual Bendix 1200 magnetos @ 25° BTDC. At 23" Hg. of manifold pressure, the EGTs of the richest cylinder (#2) are not affected by the 4° timing difference from DM to DE while the EGTs of the leanest cylinder (#4) differ significantly. The DE CHT #4 is lower than the DM CHT #4 at all fuel flows. The DE CHT #2 is hotter when LOP and cooler when ROP compared to DM CHT #2. TAS differences are small but indicate that the DE system is fastest using rich mixtures and the DM system is fastest using lean mixtures.

Figure 15. Electroair EIS-1 ignition versus Bendix 1200 magneto in rate of climb performance. Mooney N6057Q

Ign.

Density alt.

gph

ROC = Rate of climb

DE

2500-3500

18.7

ROP = rich of peak

DE

3500-4500

fpm = feet per minute

SE

3500-4500

CHT = cyl. head temp.

DM

EGT = exh. gas temp.

Weight,

CHT, °F OAT, °F

Timing,

pEGT, °F

EGT, °F

ROP, °F

2525

1620

1409

211

399

81

25

1511

17.7

2523

1610

1398

212

407

81

25

998

17.1

2525

1610

1387

223

408

71

25

970

3500-4500

17.8

2485

1620

1353

267

402

77

25

1138

DM

3500-4500

17.8

2536

1620

1358

262

422

55

25

1029

SE=single electronic

DE

7500-8500

15.0

2514

1600

1408

192

421

64

30

704

DM=dual magneto

SE

7500-8500

15.0

2516

1590

1413

177

436

62

30

701

DM

7500-8500

15.0

2480

1605

1388

217

420

70

25

787

DM

7500-8500

15.0

2530

1605

1394

211

424

55

25

721

DE

10500-11500

13.3

2490

1560

1375

185

430

49

34

557

SE

10500-11500

12.8

2488

1550

1381

169

429

52

34

531

DM

10500-11500

13.5

2466

1570

1353

217

402

62

25

579

EGT = leanest (cyl #4)

DE

11500-12500

13.1

2487

1525

1315

210

430

46

35

452

CHT for 100° F day

SE

11500-12500

12.7

2485

1515

1360

155

428

47

35

459

DM

11500-12500

13.3

2464

1550

1341

209

402

57

25

508

DE = 18°F

DE

14000-15000

10.6

2447

1490

1364

126

425

35

40

349

SE = 17°F

SE

14000-15000

10.6

2461

1510

1386

124

439

40

40

345

DM = 15°F

DM

14000-15000

11.0

2444

1530

1380

150

402

48

25

415

lb.

°BTDC

ROC, fpm

pEGT = peak EGT, est.

DE=dual electronic

w.o.t., 2600 RPM 125 IAS mph, panel cowl flap full open

gph = panel FlowScan CHT= hottest (cyl #4)

Dew point spreads:

Figure 16. Fuel flow versus EGT, CHT at 15,000'. DM, DE, and SE ignition systems.

1650

420 @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

400

O2@@@6K? O2@@@@@@@6K? ?@@@@@@@@@@@@@ J@@@(Me?I'@@@L? 7@@(Y?fV'@@1? ?J@@(Yg?V'@@L ?7@@H?hN@@1 ?@@@he?@@@ ?@@@he?@@@ ?@@@he?@@@ ?3@@L?hJ@@5 ?N@@)Xg?W&@@H 3@@)X?fW&@@5? N@@@)Ke?O&@@@H? ?@@@@@@@@@@@@@ I4@@@@@@@0M? I4@@@0M?

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1600 380

@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? ?@@@@? @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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O2@@@@@@f@6K? ?O2@@@@@@@@@f@@@6K? ?O2@@@@@@@@@@@f@@@@@6X?

360

1550

?W2@@@@@@@@@@@@@f@@@@@@)X ?7@@@@@@@@@@@@@@f3@@@@@@)X? J@@@@@@@0Me@@@@fV4@@@@@@1? ?W&@@@@(M?f@@@@gI'@@@@@L ?7@@@@(Yg@@@@g?V'@@@@1 ?@@@@(Y?g@@@@hV'@@@@ J@@@@Hh@@@@h?N@@@@L? 7@@@5?h@@@@he3@@@1? @@@@H?h@@@@heN@@@@? @@@@he@@@@he?@@@@? @@@@he@@@@he?@@@@? @@@@he@@@@he?@@@@? @@@@he@@@@he?@@@@? 3@@@L?h@@@@heJ@@@@? N@@@1?h@@@@he7@@@5? ?@@@@Lh@@@@h?J@@@@H? ?3@@@)X?g@@@@hW&@@@5 ?N@@@@)Xg@@@@g?W&@@@@H 3@@@@)K?f@@@@gO&@@@@5? V'@@@@@@6Ke@@@@e?O2@@@@@@(Y? ?V'@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@(Y V4@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@(Y? I4@@@@@@@@@@@@@@@@@@0Y I4@@@@@@@@@@@@@@0M ?I4@@@@@@@@0M? @@@@@? @@@@@? @@@@@? @@@@@? 3@@@@L V'@@@1 ?N@@@@L? 3@@@)X V4@@@)K? ?@@@@6K? ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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340

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f@6K? ?O2@@@@@@@@@f@@@6K? ?O2@@@@@@@@@@@f@@@@@6X?

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1500

320

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300

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1300 MISFIRE ROUGHNESS 1250

axis of the bottom spark plug in cylinder #4. The results are explained in the accompanying sidebar. Figure 22 clearly shows the large effect on EGT from advancing the ignition timing. The peak EGT at 15,000’ and 41° BTDC timing is lower and occurs at a leaner mixture than with 25° magneto timing. The fact that the DE and DM EGT’s nearly match at 8,500’ suggests that it is the timing and not the high energy that causes the EGTs of these two systems to differ at 15,000’. Textron Lycoming's Flyer newsletter states that they allow "leaning to peak EGT at 75% power and below on our direct drive normally aspirated engines."4 They also state that "leaning past the peak (EGT) is not recommended". Wide experience has shown that, when a reasonably even mixture distribution exists, conventional aircraft engines can safely operate continuously lean of peak EGT with the following important stipulations:

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Fuel flow, gallons per hour (gph) Left Axis DM EGT#4, 25°/25° DE EGT#4, 41°/41° SE EGT#4, 41°/25°

Right Axis DM CHT #4, 25°/25° DE CHT #4, 41°/41° SE CHT #4, 41°/25°

Mooney N6057Q at 15,000' density altitude, wide open throttle, 2550 RPM, hottest cylinder #4, Vetter DAD recordings. DM = dual Bendix 1200 magnetos (25° BTDC) DE = dual electronic EIS-1 (41° BTDC) SE = single electronic EIS-1 (41° BTDC) with single Bendix magneto (25° BTDC)

Though firing at the same 41° timing at 15,000' as the DE system, the SE system probably operates as if its ignition were timed later due to the slower burning that results when early firing is initiated only at the SE bottom spark plug. Thus, a slight increase in timing advance relative to the DE system might be expected to help extend the lean misfire limit of the SE system and improve its power output. Figure 19 appears to confirm this idea by showing SE data for both 36° and 40° BTDC timing at 12,500’ altitude. Note here that the airspeed developed with mixtures near the lean limit is slightly better at 40° timing than at 36° timing and that the converse is true at rich mixtures. Also note the expected in-

crease in CHT and decrease in EGT with the 40° timing. In Figure 19, the 36° timing was too rough running at 6.0 gph to obtain a stable TAS. We estimate that this would have yielded about 15 mph slower than the TAS of the 40° timing at 6.0 gph. The use of a 0.060” electrode gap on the bottom spark plug of cylinder #4 (the leanest cylinder) caused it to prematurely misfire relative to the lean limit found using the standard 0.031” gap. Presumably, the diminished spark duration of the larger gap did not last long enough to reliably ignite the very scarce fuel molecules at the leanest mixtures. Figures 20a,b and 21 show the results of “clocking” the electrode gap

1) It must be at less than 70% power. For normally aspirated engines, it is generally at altitudes above 10,000 feet where w.o.t. settings, which are best able to give even mixture distribution, deliver no more than 70% power. 2) It is verified by EGT measurements that all cylinders are at least 25° lean of peak EGT. Ideally, the multi-cylinder EGT/CHT gauge should have an alarm capability such as those built by JPI and KS Avionics. 3) All cylinder’s CHTs’ must be within acceptable limits for continuous operation (generally below 420° F) when measured by an accurate multi-cylinder CHT gauge. 4) There must be no evidence of noticeable roughness. CONCLUSIONS 1) Advanced ignition timing with the EIS-1 high energy electronic ignition system significantly improved aircraft speed and fuel economy in cruise flight at high altitude during operation with very lean mixtures.

Figure 17a. DE system: EGT and CHT spreads for all four cylinders. 1650 400

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380

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DE CHT #1

1550

DE CHT #2

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DE CHT #4

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DE CHT #3

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1300

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DE EGT#1

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1250

DE EGT#2

DE EGT#3

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DE EGT#4

1230

0 5

5.5

6

6.5

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7.5

8

8.5

9

9.5

10

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q; 15,000' density alt., wide open throttle, 2550 RPM, Vetter DAD records. CHT corrected to 100 °F day. DE = dual electronic EIS-1 ignitions @ 41° BTDC timing. Note cylinder #2 clearly has the richest mixture at any fuel flow.

2) These advantages will most benefit aircraft of relatively low span loading that are designed to cruise above 10,000 feet with normally aspirated engines . 3) Before installing electronic ignition on an aircraft: a) Its engine induction and mixture distribution should be optimized using high quality, multi-cylinder EGT/CHT gauges to balance the flow to all cylinders. b) The adequacy of the engine cooling system should be tested and confirmed as more than adequate. c) The engine operator should acquire a thorough understanding of the maintenance and operation of electronic ignition and recognize and accept the risks in its use. 4) The SE system ignition timing appears to optimize at a slightly more advanced setting than the DE system. 5) As the fuel mixture is leaned,

pany. SAE paper 760754, October, 1976. Page 8. 3 Klaus Savier, personal communication. 11/08/01. 4 Lycoming Flyer--Key Reprints, page 41. 1996. Textron Lycoming, 652 Oliver Street, Williamsport, PA. 17701. Page 41. 5. High-Energy Spark-Flow Coupling in an IC Engine for Ultra-Lean and High EGR Mixtures. Michael A. V. Ward, Combustion Electromagnetics, Inc. SAE paper 2001-01-0548, March, 2001.

the progressive reduction in flame speed can be as much as 50-60%. Programming the ignition to MBT timing during such lean operation requires a closed loop fuel mixture sensor in addition to inputs from absolute manifold pressure and RPM. 6. Lean operation can best be optimized by a properly timed, high energy, long duration spark applied across a large electrode gap that is ideally oriented with respect to local combustion chamber swirl. Other electronic ignition systems may perform differently than the EIS-1 system tested here and may be the subject of future study by the CAFE Foundation. BIBLIOGRAPHY 1 EPG IV, by Brien Seeley, Ed Vetter and The CAFE Board, Sport Aviation. 2 A Study of Carburetion Effects on Power, Emissions, Lean Misfire Limit, and EGR Tolerance of a Single-Cylinder Engine, J.A. Harrington, Engineering and Research Staff, Ford Motor Com-

The CAFE Foundation wishes to thank Jeff Rose at Electroair® for providing the electronic ignition system for this study. His experience, advice and guidance were indispensable in performing this work. The CAFE Foundation has no financial interest in Electroair, LightSpeed Engineering, Unison, Aerosance, TeledyneTechnologies, Lycoming, Continental, General Motors or GAMI jectors. Internet links: cafefoundation.org [email protected] (Electroair®) LightSpeedEngineering.com

Figure 17b. DM system: EGT and CHT spreads for all four cylinders. 1650

400 @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

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380

1600

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360

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1550

DM CHT #1

⊕

⊕

DM CHT #3

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DM CHT #4

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DM CHT #2

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1350

DM EGT #1

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DM EGT #3

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hfW2@@@@@@@@ I'@@@@@@6Xh?O&@@@@@@(M? ?V'@@@@@@)K?f?W2@@@@@@@0Y V4@@@@@@@6X?eO&@@@@@@(M I'@@@@@@)KO2@@@@@@@0Y? ?V4@@@@@@@@@@@@@@(M? ?I'@@@@@@@@@@@0Y V4@@@@@@@@(M ?@@@@@@@ O2@@@@@@@@)X W2@@@@@@@@@@@)K? ?O&@@@@@@@@@@@@@@6K? ?W2@@@@@@@0MI4@@@@@@@6X? O&@@@@@@(MfI'@@@@@@)K O2@@@@@@@0Y?f?V4@@@@@@@6X ?@@@@@@@@(M?h?I'@@@@@@)K? ?@@@@@@@0YhfV4@@@@@@@@ ?@@@@@(M I'@@@@@@ ?@@@@0Y? ?V4@@@@@ ?@@(M? ?I'@@@ ?@0Y V4@@ I@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

⊕

DM EGT #2

@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@

1300 5.5

DM EGT #4 0

6.5

7.5

8.5

9.5

10.5

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q; 15,000' density alt., wide open throttle, 2550 RPM, Vetter DAD records. CHT for 100 °F day. DM = dual Bendix magnetos @ 25° BTDC timing. At 6.0 gph, the rise in EGT due to misfire is greatest for cyl. #2

Figure 18. Cooling drag at lean limit operation--calculated potential TAS and MPG gains with cowl flap fully closed. EGT CHT, CHT Cooling Drag Mph spread, °F °F margin, °F excess, % savings, % gain

New TAS

New MPG

3.4

182.2

22.8

4.9

181.3

22.7

4.8%

4.5

184.8

23.1

Mooney N6057Q

Ign.

Dens. alt.

gph

TAS

MPG LOP EGT, °F

Lean limit operation

DE

8500

8.0

178.8

22.4

159/144/146/18

44

370

50

38%

3.8%

EIS-1 v. Bendix magneto

SE

8500

8.0

176.4

22.1

8 174/145/134/16

40

349

71

53%

5.3%

22.5

5 169/148/140/18

47

356

64

48%

LOP = lean of peak

DM

8500

8.0

180.3

7

All CHTs = 100 °F day DE

12500

6.5

Potential gains in TAS,

SE

12500

7.0

MPG if target CHT=420°F

DM

12500

7.0

173.4

26.7

189/176/176/19

21

368

52

39%

3.9%

3.5

176.9

27.2

176.6

25.2

7 149/110/152/15

47

355

65

49%

4.9%

4.5

181.1

25.9

167.8

24.0

7 159/151/120/14

39

329

91

68%

6.8%

6.0

173.8

24.8

9

TAS with wing cuffs on DE (dual electronic)

DE

15000

6.0

168.7

28.1

215/160/188/22

55

350

70

53%

5.3%

4.6

173.3

28.9

53

346

74

56%

5.6%

4.9

173.7

28.9

59

331

89

67%

6.7%

6.0

176.3

27.1

SE (single electronic)

SE

15000

6.0

168.8

28.1

1 182/161/129/17

DM (dual magneto)

DM

15000

6.5

170.3

26.2

7 146/148/90/149

Cooling drag excess at lean mixture operation with cowl flaps fully open: A cowl exit that can be almost completely closed would be necessary to achieve these calculated gains in TAS and MPG. All TAS are uncorrected for wing cuff drag and thus are low by 3-5 mph. Assume 0.75% cooling drag reduction per °F rise in CHT, assume cooling drag = 10% of total drag and that induced drag fraction = zero. Source: Lycoming cooling data showing 30% less cooling drag for CHT of 435° F than for CHT of 400° F.

Figure 19. SE ignition: EGT, CHT and TAS, timing and plug gap effects. 1700

420

1650

400

1600 1550 1500

CHT4 36°

380

CHT4 40°

360

CHT4 36° @ 0.060" gap

340 320

1450

300

1400

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280

1350

260

1300

240

1250

220 200

190 185 180 175 TAS 36° adv.

EGT2 40°

165

TAS 40° adv.

EGT4 36°

160

TAS 36°/0.060"

EGT4 40°

155

EGT2 36°

EGT4 36°/0.060"

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170

@@@@@? @@@@@? @@@@@? @@@@@? 3@@@@L V'@@@1 ?N@@@@L? 3@@@)X V4@@@)K? ?@@@@6K? ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ ?@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@ @@@@

150 5.5

6.5

7.5

8.5

9.5

10.5

0 11.5

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q: IO-360A1B6X engine. 12,500' density altitude. Electroair EIS-1 firing bottom plugs using 0.031" gap, Bendix 1200 magneto @ 25° BTDC firing top plugs using 0.018" gap. Wide open throttle, 2550 RPM, All CHT's corr. to 100° F day. Cyl # 4 (leanest) bottom plug gap = 0.060" on 1/10/02 flight only. Aircraft weights: 2472 lb. @ 36°, 2537 lb. @ 40°, 2490 lb. @ 0.060" gap.

Figure 19 Explanation: The 40° timing produces a hotter CHT than 36° timing. This is a finding consistent with most of the data from other flights in which advancing the timing increases CHT. Likewise, the 40° timed EGTs are generally cooler than when at 36° timing. More of the heat of combustion goes into the cylinder head and less remains in the exhaust gas when using 40° timing than with 36° timing. The TAS with the 40° timing is faster than with 36° timing at their lean misfire limit of 6.5 gph. The TAS with 40° spark advance was slower than with 36° advance when using ROP mixtures. This is presumably because rich mixtures burn faster, calling for less timing advance to optimize power. When the #4 bottom spark plug gap was set to 0.060”, the engine reached its lean misfire limit sooner, with perceptible roughness beginning at 7.0 gph rather than the 6.5 gph limit found on the other flights that used the standard gap of 0.031”. The large gap misfired badly at 6.5 gph with a large loss of TAS and major engine roughness. The 40° timing allowed the engine to continue running without severe roughness at just 6.0 gph. However, at 5.8 gph, the roughness became prominent and uncomfortable as EGT #4 40° plummeted due to frequent cycles of severe misfire.

Figures 20a and 20b Explanation:

Figure 20a. EGT cyl #4 at 3 different electrode gap rotations. Three successive flights on 2/09/02. 1500

A 1

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A 1

1450

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Minimal roughness

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Fuel Flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q; SE ignition at 12,500' wide open throttle, 2550 RPM, Vetter DAD recordings. EIS-1 fires bottom plugs at 36° BTDC with 0.031" gap. Bendix Magneto @ 25° BTDC fires top plugs with 0.018" gap. Cylinder #4 (leanest) bottom spark plug electrode gap axis tested at 3 different rotations: Flt. #1 = stock = -30° Flt. #2 = +60° Flt. #3 = +10° See Figures 20b, 21. Figure 20b. EGT cyl #2, successive same-day flights with no gap rotation.

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1300

Flight #3, mag on

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Flight #2, mag on 1250

1250

Flight #1, mag on 1200

1200

1150 6

6.5

7

7.5

8

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Fuel Flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q at 12,500' density altlitude. SE config., wide open throttle, 2550 RPM, Vetter DAD recordings. EIS-1 fires bottom plugs at 36° BTDC with 0.031" gap. Bendix Magneto @ 25° BTDC fires top plugs with 0.018" gap. Cylinder #2 (richest) has its plug electrode axes remaining at stock rotation on all 3 flights while cylinder #4 has its bottom plug gap rotations set to #1 = -30°, #2 = +60°, #3 = +10°. Figure 20a shows gap rotation effects on EGT.

In Figure 20a, the lowest EGT at each gph setting indicates the most complete combustion before EVO (exhaust valve opening). The blue lines suggest that the +60° spark plug electrode axis gives the most complete combustion at the leanest mixtures short of the misfire limit. The +10° axis (red lines) show higher EGT’s in both the dual and single ignition modes, which implies a slower initiation of the combustion process, causing it to take longer. Some research suggests that, if the electrode gap is oriented perpendicular to the ‘wind’ or direction of gas swirl in the combustion chamber at the moment of ignition, a high energy spark can be stretched into a loop shape that better ignites extremely lean mixtures because of the greater surface area of such a looped spark.5 The blue line in Figure 20a suggests that the +60° gap axis is so oriented. That the +60° axis also demonstrated what both cockpit observers noted as smoother engine operation at 6.5 gph than the other two gap axes tested also implies that, for this particular engine, cylinder, throttle setting and RPM, the +60° axis provides more complete ignition than the others tested. Figure 20b shows the control values for cylinder #2’s EGT at the exact same second at which the data in Figure 20a was obtained for cylinder #4. There is close agreement in cylinder #2’s EGTs on all three flights. If any difference in fuel flow is apparent between the second flight with +60° gap (blue line on graph) versus the first or third flights, it was that the second flight used a slightly richer mixture at the nominal 7.0 gph setting. For example, if the second flight used 7.05 gph where the other flights used 6.95 gph, the slightly higher (blue) EGT in Figure 20b would be the expected result at the 7.0 gph point. If indeed the second flight had such a richer mixture, this would be expected to cause higher EGTs for the blue line trace at the 7.0 gph point in Figure 20a. Instead, Figure 20a shows the blue line trace to be lower at the 7.0 gph point. This implies that the observed differences are real and not artifact or noise. The fact that the dark blue line plummets at the 6.2 gph setting is likely due to the spark being blown out by a ‘wind’ in the combustion chamber that likely blows perpendicularly across the +60° gap axis. This ‘wind’ may be somewhat blocked by the ‘upwind’ electrode with both the -30° and +10° axes, thus their sheltered gap can escape having its spark stretched out to a larger arc length. A stretched spark blows out when the spark energy is no longer sufficient to ionize the scarce (lean) molecules across its longer arc loop length. Note that at 8.0 gph, with its easy-toignite, faster burning mixture, the gap axis appears to have little or no effect on EGT.

Figure 21. Spark plug electrode axis color corresponds to those in Figure 20a.

Figure 22. EGT#2, ignition timing advance effects.

I I

1600

1600

REM37-BY spark plug, side v ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?

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8

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11

12

13

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q. EGT of cylinder #2 (richest) at 8,500' and 15,000' density altlitudes. Wide open throttle, 2550 RPM, wing Barograph #3. Cowl flaps fully opened. DM at 25° BTDC. DE at 30° BTDC @ 8,500' and at 41° BTDC @ 15,000'. Vetter DAD records. DM = dual Bendix 1200 magnetos. DE = dual electronic ignition, Electroair EIS-1.

Electrode gap axes tested as viewed from top of plug

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A 9

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8

DM 8.5K

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DM15K

8

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A DE15K

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I

DE 8.5K

1250 5

A 8

A

1300

I

1550

8I

A

8

1400

I

8 8

AIRCRAFT PERFORMANCE REPORT Sponsored and Funded by the Experimental Aircraft Association

TRIAVIATHON TROPHY

CAFE FOUNDATION

Ignition Dynamics III “Timing is everything” BYBRIEN SEELEYAND THE CAFE BOARD

PRESIDENT Brien Seeley VICE PRESIDENT Larry Ford TREASURER Scott Nevin SECRETARY Cris Hawkins CHIEF TEST PILOT C.J. Stephens TEST PILOT Otis Holt DIRECTORS Otis Holt Jack Norris Stephen Williams Ed Vetter Scott Nevin Jo Dempsey Bill Bourns Darrel Harris CHALLENGE TROPHY

This part III report on aircraft engine ignition dynamics, presents detailed results of flight tests comparing conventional aircraft magneto ignition to an electronic ignition system that is in popular use in homebuilt aircraft. The reader is encouraged to review Ignition Dynamics I and II to help interpret these discusssions. More detailed results can be found at: www.cafefoundation.org

RESULTS Figures 13A, B, C and D show the changes in EGT i n the SE configuration during several different modes of operation. The responses of both the leanest (#4) and richest (#2) cylinder’s EGTs are plotted. Depicted are the changes that occur when the timing advance is reduced from 40° to 25° BTDC on the EIS-1 unit while the magneto remains at 25° advance. The

e ffects of extreme leaning, turning off the EIS-1 altogether or of turning off the magneto are also shown. Figure 14 shows a detailed comparison of the DE and DM systems at 8,500' density altitude, where the electronic ignition timing is 30° BTDC versus 25° BTDC for the magneto. Figure 16 graphically compares the CHT's and EGT's of cylinder #4 for the DE, SE, and DM configurations at a

density altitude of 15,000 feet. As expected, the CHT is hottest and the EGT is coolest with advanced ignition timing. CHT falls dramatically with all configurations as the mixtures are made very lean. Even during the onset of lean misfire, the EGT r e m a i n s much cooler than peak EGT. The DM system reaches its lean misfire limit at significantly richer mixtures than the SE or DE system. The DE system can operate without misfire on slightly leaner mixtures than the SE system. Figure 1 9 reveals the effect of changing the ignition timing or using a large spark plug gap. See its attached explanation. DETAILED EGTANALYSIS The EGT and TAS performance of

the SE ignition system were examined in detail at 12,500’density altitude using wide open throttle and 2550 RPM, cowl flaps fully opened. Figures 13A through D present the results. Figure 13A, point “A”, shows that the #4 cylinder EGT (red trace) rises and thus begins to show lean misfire as the mixture is leaned from 6.5 to 6.0 gph. Meanwhile, cylinder #2 shows the more typical cooling in E G T as the mixture is leaned. T h i s contrast in EGT behavior occurs because, on the test engine, cylinder #4 is consistently the leanest while cylinder #2 is the richest. At point “B”, where the mixture was leaned even further to just 5.8 gph, EGT #4 plummets due to its having frequent cycles with near total absence of ignition. Here, EGT #2 finally begins to show the characteristic

Figure 13A. 1550

COMPARATIVE AIRCRAFT FLIGHT EFFICIENCY, INC. The CAFE Foundation: ANon Profit,All Volunteer , Tax-exempt Educational Foundation 4370 Raymonde Way, Santa Rosa, CA. 95404. FAX 707.544.2734 AircraftTest Facility , Santa Rosa Airport 707.545.CAFE (message) Dr. Seeley’ s email:[email protected]

website: www .cafefoundation.or g

IMPORTANT NOTICE Any reproduction, sale, republication, or other use of the whole or any part of this report without the consent of the Experimental AircraftAssociation and the CAFE Foundation is strictly prohibited. Reprints of this report may be obtained by writing to: Sport Aviation, EAA Aviation Center, 3000 Poberezny Road, Oshkosh, W I . 54903-3086.

ACKNOWLEDGEMENTS At 6.5 gph, reduce EIS-1 ign. advance from 40° to 25° BTDC, causing ++ power loss.

1500 Reduced fuel flow from 6.0 to 5.8 gph causing very rough engine.

1450

This study was supported by grant funding from the Experimental A i rcraft Association and by FA A Research Grant Number 95-G-037. The CAFE Foundation gratefully acknowledges the assistance of Jeff Rose, Klaus Savier , Ben Ellison, Steve Penning, Wyman Shell, Anne Seeley, E A A Chapter 124, and the Sonoma County Airport FA A Control To w e r Staff.

1400 E

D

A 1350

SPONSORS

Reduced fuel flow from 6.5 to 6.0 gph, causing detectable roughness

1250

Experimental AircraftAssociation FederalAviationAdministration CessnaAircraft Corporation Engineered Software “PowerCadd”WildTools and Bourns & Son Signs Pacific Coast Air Museum The Bike Peddler (Santa Rosa)

C

B

1300

At 6.5 gph, turn off Bendix magneto, use only EIS-1 at 40° BTDC, causing + power loss.

At 6.5 gph, turn off EIS-1, use only Bendix magneto at 25° BTDC, causing +++ power loss and RPM surging.

1200

= EGT#4 (leanest) = EGT #4 (leanest) = EGT#2 (richest) = EGT #2 (richest)

1150 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Time, seconds Lean misfire limits: Mooney N6057Q, 12/04/01. 12,500' density altitude. One Electroair EIS-1 at 40° ignition timing advance and one Bendix 1200 magneto at 25° timing. EGT4 (red, dotted) = leanest cylinder. EGT2 (blue, solid) = richest cylinder.

rising EGT of partial misfiring. Not unexpectedly, the engine was running very rough at this point “B”. At point “C”, the engine was running smoothly at 6.5 gph when the manifold pressure advance was turned o ff, reducing the EIS-1 timing from 40° BTDC to 25° BTDC, i.e., the same setting as the magneto. This produces a very large rise in EGT on both cylinders #2 and #4 and a commensurate

loss of power due to the wasteful late burning of fuel as it exits the exhaust valve. At point “D” in Figure 1 3 A, the EIS-1 unit was turned off, leaving the Bendix 1200 magneto to fire the top spark plugs only. Amajor power loss ensues as the EGTs both rise dramatically. Figure 13B expands on these findings. Point “ E” in Figure 1 3 A s h o w s that turning off the Bendix 1200 magneto causes a much more mild rise in E G T and a much less severe loss of power. In other words, even with the slow-burning mixture setting of 6.5 gph, which is the lean misfire limit, the magneto was not contributing much to the ignition process; the major share was being supplied by the advanced firings from the EIS-1’s bottom spark plugs. Figure 1 3 B shows the effect on EGT and TAS of turning off the EIS1 at various mixtures. With only the top spark plugs firing at their 25° BTDC magneto timing, there is not enough time before the exhaust valve opens (EVO) to fully consume the mixture. In general, the leaner the mixture, the larger the rise in EGT upon turning off the EIS-1 because the leanest, slowest-burning mixtures need the most ‘head start’ at ignition. Note that the EGTs of cylinder #2 (richest) and #4 (leanest) rise different amounts. In Figure 13B, the TAS drops the most at the leanest setting (point “D”), again reflecting the amount of energy wasted by fuel burning after it exits the exhaust valve. But two effects are occuring simultaneously. One is the influence of firing only the top spark plug in each cylinder. The other is the effect of retarding the timing from 40° BTDC to 25° BTDC. Figure 1 3 B, point “ A” shows a drop in TAS at 11.0 gph when the electronic ignition and its bottom spark plugs are switched off. This TAS loss is partly an indication that ‘bloody rich’ mixtures (200-250°F ROP EGT) do indeed burn more slowly than best power mixtures. The retarding of the timing from 40° to 25° BTDC made it too late, causing the loss of power and airspeed along with the rise in EGT. This timing retarding effect is compounded by initiating ignition at only the top spark plug (magneto) in each c h a m b e r, making combustion of the

Figure 13B. 1650

1600 185

1550

1500

175

1450

C

TAS, 11.0 gph

8.0 gph

1400

TAS, 9.5 gph TAS, 8.0 gph TAS, 7.0 gph

B

1350

9.5 gph 165

1300

At points A, B, C, and D, turned off the 40° BTDC EIS-1 electronic ignition, to run on the 25° BTDC Bendix 1200 magneto only.

1250 = EGT #4 (leanest) = EGT #2 (richest)

A

= EGT#4 (leanest) = EGT#2 (richest)

11.0 gph

D

7.0 gph

1200 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

155 100

Time, seconds Change in EGT and TAS during operation on left magneto only, 4 different fuel mixtures: Mooney N6057Q, 12/15/01. 12,500' density, w.o.t., 2550 RPM. Bottom spark plugs on Electroair EIS-1 at 40° BTDC. Top spark plugs on Bendix 1200 mag @ 25° BTDC timing.

entire mixture take even longer. At point “B” in Figure 1 3 B, the TAS increased slightly after turning off the electronic EIS-1 ignition at 9.5 gph. This is best power mixture at this RPM, M.P. and altitude. Here, a timing of 25° BTDC on single ignition appears to deliver more power than a setting of 40° BTDC with dual ignitions. Best power mixtures are the fastestburning. Running 40° BTDC timing at best power mixture appears to be too advanced--the burning occurs too e a r l y. This may impede the piston’s rise near TDC and/or dissipate the peak cylinder pressure too early in the piston’s descent, and thus actually reduce horsepower. The 25° BTDC timing is closer to MBT ( m a x i m u m brake torque) timing at these particular conditions and the increased power

occurs despite the wasted energy evident in the higher EGT’s during single magneto operation. This suggests that the Lycoming engineers who chose a fixed ignition timing of 25° BTDC for this engine made a wise choice. In Figure 1 3 C, the magneto was turned off while operating at each of 3 different mixture settings. At point “A”, while running 40° timing advance with the EIS-1 at 11.0 gph (~270° F rich of peak), turning off the magneto with its 25° BTDC timing shows almost no effect on EGT or TAS. This indicates that the magn e t o ’s contribution to the ignition process is minimal. Contrast this with point “A” in Figure 1 3 B, where the absence of the EIS-1’s 40° firings has a pronounced effect on EGT and TAS. At point “B” in Figure 13C, at 8.0 gph (near peak EGT), there is a per-

ceptible rise in EGT when turning off the magneto, but still no significant change in TAS. At point “C”, at 7.0 gph (~150° F lean of peak EGT), there is a more noticeable rise in EGT and fall in TAS when the magneto is turned off. This again indicates that, in the SE configuration with 40° electronic timing, the magneto only contributes significant ignition at the slowestburning, leanest mixtures. See Figure 13C, and point “E” in Figure 13A. Calculation shows that, at 2550 RPM, the advertised spark duration of 1.8 milliseconds for the EIS-1 using 0.030" spark plug gap would provide a continuous spark from 41° BTDC to 13.5° BTDC. With the SE system, this would overlap the 25° BTDC spark delivered by the magneto. Especially with rich mixtures, the flame front that originates at 40° BTDC from the SE bottom spark plug might be expected to partially engulf the magneto's top spark plug electrodes before they fire their spark. Such circumstances may burden the magneto coil with having to fire its spark into a somewhat increased pressure environment, increasing the possibility of stray arcing in its distributor or coil. Although we saw no evidence of arcing and know of no reports of it thusfar in users of the SE system, it is suggested that the magneto-fired spark plug gaps be kept properly small when using the SE system. Figure 13D depicts the effects of turning off the manifold pressuremodulated timing advance of the EIS-1. This changes the timing of the bottom spark plugs to 25° BTDC from their advanced setting of 40° BTDC and retains dual ignition operation. The results show a consistent but mild rise in EGT at every fuel flow setting examined, indicating the delay in the burning of the fuel. This is accompanied by the familiar drop in TAS at all except the 8.0 gph (stoichiometric) setting (point “C”, Figure 13D), where the airspeed actually rose by almost 1.0 mph. This rise of TAS demonstrates better power with dual ignition at 25° BTDC at these particular settings than when the bottom plugs were firing at 40° BTDC, i.e., it is closer to the MBT timing. As was shown in Figure 13B, point “B”, the increased power from an optimized timing set-

Figure 13C. 1650 TAS, 11.0 gph TAS, 8.0 gph TAS, 7.0 gph

1600

185

1550

1500

175

1450

1400

B

8.0 gph

1350 165 1300

At points A, B, and C, turned off the 25° BTDC Bendix 1200 magneto to run on the 40° BTDC EIS-1 electronic ignition only.

C

1250 = EGT #4 (leanest) = EGT #2 (richest)

A

7.0 gph

= EGT#4 (leanest) = EGT#2 (richest)

11.0 gph

1200 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

155 100

Time, seconds Change in EGT and TAS during operation on EIS-1 only, 3 different fuel mixtures: Mooney N6057Q, 12/15/01. 12,500' density, w.o.t., 2550 RPM. Bottom spark plugs on Electroair EIS-1 at 40° BTDC. Top spark plugs on Bendix 1200 mag @ 25° BTDC timing.

ting (closer to MBT) more than compensates for the wasted energy of higher EGTs that accompany such retarded timing. The ‘burn speed’of the 8.0 gph stoichiometric mixture is slower than the 9.5 gph best power mixture. The loss of TAS at 9.5 gph (Figure 13D, point “B”), differs from the r i s e in TA S found at 9.5 gph in Figure 13B, point “B”, where only the top spark plugs were firing. To explain why this situation reverses at 9.5 gph, recognize that flame spread is faster when originated at two spark plugs than when originated at only one. Thus, with b o t h spark plugs firing, 25° BTDC advance is slightly too early for MBT at 9.5 gph (Figure 13d, point “B”) whereas with only the top spark plugs firing, the slower flame spread places 25° timing close to MBT. The MBT setting at 9.5 gph with all spark plugs

firing thus would likely be about 20° BTDC. This is true even though the EGT is shown to rise as the 40° BTDC timing is cut to 25°. Simply modulating ignition timing according to manifold pressure and RPM ignores the direct and profound dependency of MBT timing on the fuel/air mixture. Figure 1 3 c l e a r l y depicts this dependency and suggests the need for a sensor such as an exhaust oxygen sensor to modulate ignition timing with mixture. A lthough such sensors are purported to be problematic in engines that use leaded fuels, hopefully this technical problem will soon be solved for aircraft engines. Though firing at the same 41° timing at 15,000' as the DE system, the SE system probably operates as if its ignition were timed later due to the slower burning that results when early

firing is initiated only at the SE bottom spark plug. Thus, a slight increase in timing advance relative to the DE system might be expected to help extend the lean misfire limit of the SE system and improve its power output. Figure 19 appears to confirm this idea by showing SE data for both 36° and 40° BTDC timing at 12,500’ altitude. Note here that the airspeed developed with mixtures near the lean limit is slightly better at 40° timing than at 36° timing and that the converse is true at rich mixtures. Also note the expected increase in C H T and decrease in EGT with the 40° timing. In Figure 1 9, the 36° timing was too rough running at 6.0 gph to obtain a stable TAS. We estimate that this would have yielded about 15 mph slower than the TAS of the 40° timing at 6.0 gph. The use of a 0.060” electrode gap on the bottom spark plug of cylinder #4 (the leanest cylinder) caused it to prematurely misfire relative to the lean limit found using the standard 0.031” gap. Pres u m a b l y, the diminished spark duration of the larger gap did not last long enough to reliably ignite the very scarce fuel molecules at the leanest mixtures. Textron Lycoming's Flyer newsletter states that they allow "leaning to peak EGT at 75% power and below on our direct drive normally aspi rated engines." 4 They also state that "leaning past the peak (EGT) is not recommended". Wide experience has shown that, when a reasonably even mixture distribution exists, conventional aircraft engines can safely operate continuously lean of peak EGT with the following important stipulations: 1) It must be at less than 70% power. For normally aspirated engines, it is generally at altitudes above 10,000 feet where w.o.t. settings, which are best able to give even mixture distribution, deliver no more than 70% power. 2) It is verified by EGT measurements that all cylinders are at least 25° lean of peak EGT. Ideally, the multi-cylinder EGT/CHT gauge should have an alarm capability such as those built by JPI and KS Avionics.

Figure 13D. 1650 TAS, 11.0 gph TAS, 9.5 gph

1600

TAS, 8.0 gph TAS, 7.0 gph

185

1550

1500

175

1450

C

1400

1350

B

8.0 gph

9.5 gph 165

At points A, B, C, and D, turned off the M.P. advance so that 38-40° BTDC EIS-1 electronic ignition went to 24.5° BTDC. The 25° BTDC Bendix 1200 magneto remained on.

1300

1250 = EGT #4 (leanest) = EGT #2 (richest)

A

= EGT#4 (leanest) = EGT#2 (richest)

D

11.0 gph

7.0 gph

1200 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

155 100

Time, seconds Change in EGT and TAS when ignition timing reduced from ~40° to 24.5° BTDC, 4 different fuel mixtures: Mooney N6057Q, 12/15/01. 12,500' density, w.o.t., 2550 RPM. Bottom spark plugs on Electroair EIS-1. Top spark plugs on Bendix 1200 mag @ 25° BTDC timing.

3) All cylinder’s CHTs’ must be within acceptable limits for continuous operation (generally below 420° F) when measured by an accurate multi-cylinder CHTgauge. 4) There must be no evidence of noticeable roughness. Other electronic ignition systems may perform diff e rently than the EIS-1 system tested here and may be the subject of future study by the CAFE Foundation. BIBLIOGRAPHY 3 Klaus Savier, personal communication. 11/08/01. 4 Lycoming Flyer--Key Reprints, page 41. 1996. Textron Lycoming, 652

Oliver Street, Williamsport, PA. 17701. Page 41. The CAFE Foundation wishes to thank Jeff Rose at Electroair® for providing the electronic ignition system for this study. His experience, advice and guidance were indispensable in performing this work. The CAFE Foundation has no financial interest in E l e c t ro a i r, LightSpeed Engineering, Unison, Aerosance, TeledyneTechnologies, Lycoming, Continental, General Motors orGAMI jectors. Internet links: cafefoundation.org [email protected] (Electroair®) LightSpeedEngineering.com

Figure 19. SE ignition: EGT, CHT and TAS, timing and plug gap effects. 1700

Ö

1650

Ö

1600

Ö

Ö

Ö

Ö

1550

1450

Ö

Ö

1500

Ö

Ö

420 400

CHT4 36°

380

CHT4 40°

360

CHT4 36° @ 0.060" gap

340 320

Ö

300

1400

280

1350

260

1300

240

1250

220 200

190 185 180 175

TAS 36° adv.

EGT2 40°

165

TAS 40° adv.

EGT4 36°

160

TAS 36°/0.060"

EGT4 40°

155

EGT2 36°

EGT4 36°/0.060"

170

150 5.5

6.5

7.5

8.5

9.5

10.5

0 11.5

Fuel flow, gallons per hour (gph) Mooney N6057Q: IO-360A1B6X engine. 12,500' density altitude. Electroair EIS-1 firing bottom plugs using 0.031" gap, Bendix 1200 magneto @ 25° BTDC firing top plugs using 0.018" gap. Wide open throttle, 2550 RPM, All CHT's corr. to 100° F day. Cyl # 4 (leanest) bottom plug gap = 0.060" on 1/10/02 flight only. Aircraft weights: 2472 lb. @ 36°, 2537 lb. @ 40°, 2490 lb. @ 0.060" gap.

Figure 19 Explanation: The 40° timing produces a hotter CHT than 36° timing. This is a finding consistent with most of the data from other flights in which advancing the timing increases CHT. Likewise, the 40° timed EGTs are generally cooler than when at 36° timing. More of the heat of combustion goes into the cylinder head and less remains in the exhaust gas when using 40° timing than with 36° timing. The TAS with 40° timing is faster than with 36° timing at their lean misfire limit of 6.5 gph. The TAS with 40° spark advance was slower than with 36° advance when using ROP mixtures. This is presumably because rich mixtures burn faster, calling for less timing advance to optimize power. When the #4 bottom spark plug gap was set to 0.060”, the engine reached its lean misfire limit sooner, with perceptible roughness beginning at 7.0 gph rather than the 6.5 gph limit found on the other flights that used the standard gap of 0.031”. The large gap misfired badly at 6.5 gph with a large loss of TAS and major engine roughness. The 40° timing allowed the engine to continue running without severe roughness at just 6.0 gph. However, at 5.8 gph, the roughness became prominent and uncomfortable as EGT #4 40° plummeted due to frequent cycles of severe misfire.