Gemischbildung und Verbrennung in Ottomotoren mit

Gemischbildung und Verbrennung in Ottomotoren mit strahlgeführtem
Brennverfahren
A. Nauwerck, M. Kettner, A. Velji, U. Spicher
Kurzfassung
In einer Druckkammer und an einem Durchflußprüfstand wurden diverse Hochdruckeinspritzventile auf ihre Eignung für Benzin Direkteinspritzung getestet. Ziel war die Quantifizierung der Einflußparameter auf die Gemischbildung und den Gemischtransport. In
einem Einzylindermotor wurden anschließend thermodynamische Analysen und AbgasMessungen durchgeführt. Die Untersuchungen fanden mit Kraftstoffdrücken statt, die über
den derzeit üblichen 200 bar lagen. Neben handelsüblichem Superbenzin wurde auch ein
Ersatzkraftstoff verwendet, welcher besonders für die Anwendung bei strahlgeführten
Brennverfahren geeignet ist.
1.
Einleitung
Für eine effiziente Entwicklung moderner Brennverfahren mit Benzin-Direkteinspritzung
(BDE) ist die Gemischbildung von entscheidender Bedeutung. Besonders im geschichteten Motorbetrieb entscheidet sie über die Zündstabilität, die Geschwindigkeit sowie die
Dauer des Kraftstoffumsatzes und damit über die Effizienz des Verfahrens.
Ein entscheidender Faktor bei der Zündfähigkeit strahlgeführter Brennverfahren ist das
Vorhandensein von zündfähigem (λ≈1) Gemisch zum Zündzeitpunkt an der Zündkerze.
Um Vorhersagen über diesen Vorgang zu treffen und die Betriebsparameter optimieren zu
können, sind umfangreiche experimentelle Messungen erforderlich.
Diese Arbeit zeigt einen Ausschnitt aus laufenden Untersuchungen zur Gemischbildung
und Verbrennung im Ottomotor mit strahlgeführtem Brennverfahren. Ziel des Vorhabens
ist die Analyse von Strahlausbreitung, Verdampfung, Gemischtransport und der Verbrennung mit einer Quantifizierung der Schadstoffemissionen.
Dazu wird durch den Einsatz verschiedener optischer Meßverfahren zunächst der Gemischbildungsprozeß verschiedener Injektoren in einer beheizbaren Druckkammer bei
verschiedenen Drücken und Temperaturen untersucht. Anschließend erfolgen Messungen
im Verbrennungsmotor durch thermodynamische Analyse und Bestimmung der Abgaswerte.
2.
Messtechnik
2.1.
Messverfahren an der Druckkammer und am Durchflußprüfstand
Sowohl zur Visualisierung als auch zur Geschwindigkeitsmessung der instationären, transienten Strahlausbreitung wurden berührungslose Meßverfahren eingesetzt.
2.1.1. Geschwindigkeitsmessung der Kraftstofftropfen (PIV)
Mit der Entwicklung digitaler Aufnahme- und Auswertetechnik stellt sich in jüngster Zeit bei
Geschwindigkeitsmessungen die Particle-Image-Velocimetry (PIV) als ein geeignetes
Verfahren heraus, da es eine gute zweidimensionale Auflösung von Momentanströmungsfeldern erlaubt. Die bislang schwierige Abstimmung der Meßparameter, sowie die
aufwendige Datenauswertung werden durch den Einsatz von digitaler Bildaufnahme und –
verarbeitung auf ein Minimum reduziert.
Mit der Particle-Image-Velocimetry können Momentangeschwindigkeiten in einer Ebene
zweidimensional aufgelöst werden, wobei die Meßebene mittels eines gepulsten LaserLichtschnitts definiert wird. Die Kraftstofftropfen können als Tracerpartikel genutzt werden.
Sie werden durch die Lichtblitze angestrahlt, so daß ihr Streulicht (Mie-Streuung) mit einer
senkrecht zur Meßebene angeordneten Kamera aufgenommen werden kann. Auf diese
Weise wird mit jedem Lichtblitz ein zweidimensionales Feld leuchtender Partikel aufgenommen, mit deren Positionsänderung bei jeder Belichtung unter der Berücksichtigung
des dazwischen liegenden Zeitintervalls ein örtlich hoch aufgelöstes Feld lokaler Geschwindigkeitsvektoren ausgewertet werden kann. Hierdurch werden zweidimensionale
Strömungsgeschwindigkeiten in einer Ebene bestimmt.
/LFKWVFKQLWWRSWLN
=\OLQGU/LQVH
.UDIWVWRIIWURSIHQ
6SKlULVFKH/LQVH
Steuerung/Auswertung
*HSXOVWHU/DVHUVWUDKO
'LJLWDOH.DPHUD&&'
λ
Partikelbilder
Digitaler Signalprozessor
Kreuzkorrelation
Abb. 2.1: PIV-Meßverfahren
Zur Erzeugung des Laser-Lichtschnittes wurde ein Nd:YAG-Doppelpuls-Lasersystem
(Quantel Twins B) verwendet, mit dem zwei Laserblitze in beliebigem Abstand ausgesendet werden können. Die Aufnahme der Partikelbelichtungen erfolgt durch eine Double-
Frame CCD-Kamera (HiSense, Fa. Dantec), die zwei Bilder mit einem minimalen Bildabstand von 1 µs aufnehmen kann, so dass beide vom Laser belichteten Bilder separat gespeichert werden. Die beiden Bilder werden digital an einen Signalprozessor (FlowManager 2000, Fa. Dantec) weitergegeben, der die beiden aufeinander folgenden Bilder kreuzkorreliert und die Partikelverschiebungen in einem Kleinfeldraster berechnet. Das Ergebnis
ist ein hoch aufgelöstes, zweidimensionales Geschwindigkeitsfeld. Das Meßprinzip ist in
Abbildung 2.1 dargestellt.
Die Einstellungen des PIV-Meßsystems sind in Tabelle 2.1 zusammengefaßt.
Komponente
Bezeichnung
Parameter
Beleuchtung
Doppelpuls Nd:YAG, Quantel Twins B
Max. Pulsenergie 320 mJ
Pulsabstand: 4 µs
Bildaufnahme
Auswertung
Double Image CCD Kamera, HiSense, Auflösung: 1024 x 1280 Pixel
Dantec
Farbauflösung: 12 bit
DSP, Dantec Flow Map 2000
Interrogation : 64 x 64
Overlapping: 50 %
Tabelle 1: Spezifikation des PIV-Systems
2.1.2. Lichtschnittvisualisierung
Die Mie-Streulichtbilder wurden unabhängig von den Auswertungen der Strömungsgeschwindigkeit ebenfalls aufgenommen und ausgewertet.
Die Graustufen der Mie-Bilder wurden zur besseren Darstellung invertiert. Das bedeutet,
dunkle Hintergrundbereiche wurden hell, die weißen Kraftstofftropfen schwarz abgebildet.
Bei der Auswertung wurden die Bilder gemittelt und eine Standardabweichung der Strahlkontur berechnet. Weiterhin wurden die Bilder binarisiert und daraus ein Mittelwert gebildet. Mit Hilfe eines Schwellenwertes wurde festgelegt, in welchen Bereichen flüssiger
Kraftstoff vorhanden ist. Nach der Mittelwertbildung erhält man eine Aussage über die
Aufenthaltswahrscheinlichkeit des Kraftstoffsprays.
Anhand der Aufnahmen der Strahlgeometrie kann die Verdampfungsgeschwindigkeit der
Kraftstoffe relativ zueinander ermittelt werden. Somit lässt sich auf den Bildern direkt erkennen, wie weit die Strahlen nach einem Einspritzzeitpunkt bei einem vorgegebenen
Umgebungsdruck in die Messkammer eingedrungen sind bzw. wo sich noch flüssiger
Kraftstoff befindet. Bei schneller Verdampfungsgeschwindigkeit kann vergleichsweise weniger flüssiger Kraftstoff detektiert werden als bei langsamer Verdampfung.
2.1.3. Tropfengrößenmessungen
Bei der Streuung von Licht an Partikeln oder Tropfen können die drei in Abbildung 2.2
dargestellten Effekte auftreten.
Die Fraunhofer-Theorie bildet die Grundlage für Laser-Beugungs-Spektrometer. Sie ist
gültig für alle Partikelgrößen oberhalb 2 µm und bietet auch unterhalb dieser Grenze eine
gute Näherung. Die Mie-Theorie verbessert zusätzlich die Empfindlichkeit im Submikronbereich. Reflexion und Brechung spielen bei diesem Messverfahren keine Rolle. Der emittierte Meßstrahl wird an den Kraftstofftropfen gebeugt und weicht vom Detektionszentrum
ab. Um das Zentrum sind 25 Ringdetektoren angebracht. Die vom Zentrum abgewichene
Lichtmenge wird quantitativ von den einzelnen Ringen bestimmt. Die Abweichung vom
Zentrum ist ein Maß für die Tropfengröße. Mit den gemessenen Intensitäten lassen sich
darüber hinaus auch die 10%, 50% und 90% Perzentil-Werte mit angeben.
Injektor
Tropfen
Beugung
DLaser=13 mm
35 mm
Licht
Absorption
Brechung
Reflexion
Abb. 2.2: Tropfengrößenmessung durch Laserbeugung
Die Optische Konzentration ist das Maß für die Durchdringung des Meßvolumens durch
den Kraftstoffspray. Sie wird durch die Integration der detektierten Lichtmenge auf allen
Ringelementen bestimmt. Hiermit lässt sich der zeitliche Strahlintensitätsverlauf im Messvolumen qualitativ darstellen.
2.2.
Messverfahren am Verbrennungsmotor
Zur Messung der Abgase für die vorliegende Arbeit wurde eine Rohgasmessanlage
AMA2000 der Firma Pierburg verwendet, welches folgende Komponenten erfasst:
a) HC- Erfassung durch einen Flammen-Ionisations-Detektor (FID)
b) NOx- Erfassung durch einen Chemolumineszenz-Detektor (CLD)
c) Paramagnetische O2-Erfassung
d) CO / CO2-Erfassung durch einen IR Absorber
Die Ruß–Erfassung erfolgte durch einen separaten Filter-Rußmesser der Fa. AVL.
Der Kraftstoffverbrauch und die Kraftstoffdichte wurden jeweils ebenfalls aufgezeichnet,
um daraus den spezifischen Verbrauch zu berechnen. Im Kraftstoffzufluss ist eine Corioliswaage integriert, welche die Kraftstoffmenge im Zufluss misst. Diese kann gleichzeitig
die Kraftstoffdichte ermitteln.
Da eine Darstellung der Drucksignale aller Zyklen online im verwendeten Indiziersystem
der Fa. FEV nicht möglich ist, wird das Drucksignal zusätzlich auf ein Oszilloskop gelegt.
Somit können während des Messbetriebs Aussetzer erkannt und die Betriebsparameter
geändert werden.
Die vom Indiziersystem aufgezeichneten Daten werden zur Darstellung des Druckverlaufes während der Verbrennung und für die anschließende Brennverlaufsrechnung benötigt.
Für jeden Betriebspunkt wird der Druckverlauf über alle Arbeitsspiele ausgelesen und ge-
mittelt. Der indizierte Mitteldruck (pmi) und die Standardabweichung (σpmi) werden mit ausgegeben.
Zur Kontrolle der Rußablagerung und Verkokung im Brennraum werden die Zündkerze,
der Injektor und der Kolbenboden mit Hilfe eines Endoskops fotografiert. So kann die Bestimmung des Verkokungsgrads ohne Demontage des Motors durch die Zündkerzenbohrung erfolgen.
3.
Prüfstandsaufbau und Versuchsdurchführung
3.1.
Druckkammer
Der Prüfstand besteht aus einer heizbaren, zylindrischen Druckkammer. Sie besitzt drei
optische Zugänge, jeweils mit einem Durchmesser von d = 80 mm. Diese sind durch
Quarzglas verschlossen. Der Injektor wird von oben mittig in die Kammer eingebracht. Die
Aufnahme für den Injektor ist mit einer Wasserkühlung ausgestattet, so dass dieser auch
bei hohen Kammertemperaturen auf 20°C gekühlt werden kann.
Die Druckkammer lässt sich bei beliebigem Kammerdruck konstant mit beheizbarem Inertgas spülen. Der Spüldruck ist einstellbar. Die Temperatur der Kammer kann auf ± 1°K
genau geregelt werden. Abbildung 3.1 zeigt den kompletten Prüfstandsaufbau.
Heißluftgebläse
Common-Rail-Anlage
Umschaltventil
Kraftstofftank
Abluft
Heizung
InjektorEndstufe
Tk
Tinj
Tinj : Injektortemperatur
pk
Tk: Kammertemperatur
pk: Kammerdruck
Stickstoff
Tracer
Entlüftung
Abb. 2.2: Tropfengrößenmessung durch Laserbeugung
Die eingesetzte Digitalkamera hat eine Bildwiederholungsrate (Doppelbild pro Aufnahme)
von 8 Hz. Damit kann von einem Einspritzvorgang bei einer Einspritzdauer von t = 1.5 ms
lediglich ein Bild aufgenommen werden. Aufgrund der guten Reproduzierbarkeit des Einspritzvorgangs wurde die Sprayausbreitung durch mehrere aufeinander folgende Einspritzungen erfaßt. Dabei wurden sowohl bei den PIV-Messungen als auch bei der Lichtschnittvisualisierung zu jedem Zeitpunkt je 25 Aufnahmen gemacht.
Für die PIV-Messungen wird der Abstand zwischen zwei Einspritzvorgängen auf 1 Sekunde festgelegt. Dies entspricht dem größtmöglich einstellbaren Zeitabstand des Verzögerungsglieds zur Triggerung der Endstufe. Bei der Lichtschnittvisualisierung kann der Abstand zwischen zwei Einspritzvorgängen auf 2 Sekunden erhöht werden. Dies garantiert
eine bessere Spülung der Druckkammer mit Inertgas bis zur nächsten Einspritzung.
Bei den unterschiedlichen Betriebsdrücken wurde eine kontinuierliche Spülung (Stickstoff
als Inertgas) mit einem Spüldruck von ca. 100 mbar eingestellt. Dies entspricht ungefähr 7
Litern pro Minute. Die Spülung hat aufgrund ihrer geringen Strömungsgeschwindigkeiten
keinen störenden Einfluß auf das Geschwindigkeitsfeld des Kraftstoffsprays.
3.2.
Durchflußprüfstand
An einer transparenten Durchflußmeßstrecke konnte der Einfluß der Luftbewegung auf die
Gemischwolke untersucht werden. Die einstellbare Luftgeschwindigkeit beträgt in dem
quadratischen Querschnitt mit einer Fläche von 100 x 100 mm maximal 25 m/s. Zur Einstellung der gewünschten Geschwindigkeit wird der entsprechende Luftmassenstrom eingestellt. Der Meßstrecke selbst wurde mit einem quadratischen Querschnitt ausgeführt,
um die bestmögliche, optische Zugänglichkeit zu erhalten. Die Kontrolle der Geschwindigkeiten erfolgt über die Particle-Image-Velocimetry.
Injektor
Luftanströmung
Kamera
Laser
Abb. 2.3: Durchflußprüfstand und CFD- Rechengitter
Aus der Strömungslehre ist bekannt, dass sich in quadratischen Querschnitten Sekundärwirbel in den Ecken bilden. Um solche Strömungsstörungen zu vermeiden und eine möglichst homogene Anströmung des Sprays zu erreichen, wurde 200 mm vor dem Injektor
ein Rohrbündel aus dünnwandigen Rohren in den Strömungskanal eingelegt.
Parallel zu den Messungen wurde die Strahlausbreitung mit Hilfe der numerischen Simulation nachgebildet. So konnten die experimentellen Ergebnisse mit der Rechnung verglichen werden.
Begleitende Simulationsrechnungen
Die Simulationsrechnungen wurden mit dem CFD-Code StarCD durchgeführt.
Die Tropfenmodellierung erfolgt dabei mit der Euler-Lagrange-Methode. Der Anteil der
Flüssigphase gegenüber der Gasphase ist in diesem Falle begrenzt, so dass mit dieser
Methode auf die Berechnung der Düseninnenströmung und des Primärzerfalls verzichtet
werden muss. Alternativ wird daher das Spray durch Tropfenparcels initialisiert, die düsennah positioniert werden. Initialisierungsparameter sind dabei die Tropfendurchmesserverteilung, die Tropfenanzahl und die Tropfengeschwindigkeits-verteilung in Betrag und
Richtung. Wegen unzureichender physikalischer Modelle müssen die Initialisierungsparameter auch heute noch durch iterative Vorgehensweise gefunden werden. Die Werte werden über eine Subroutine vorgegeben.
Die Berechnungen wurden an einem lokal verfeinerten kartesischen Gitter mit 100.000
Zellen von 0,67 bis 4 mm Kantenlänge durchgeführt. Als Randbedingungen am Gitter
wurde am Einlass eine Inlet-Randbedingungen und am Auslass eine Druckrandbedingung
gesetzt. Die restlichen Kammergrenzen wurden als Wandrandbedingung mit konstanter
Wandtemperatur eingestellt. Für die Charakterisierung der Flüssigphase wurden die Stoffdaten von Isooktan entsprechend den experimentellen Untersuchungen am Durchflußprüfstand verwendet.
3.3.
Einzylindermotor
Der umgebaute Forschungsmotor kann für optische Messungen und für thermodynamische Messungen verwendet werden. Bei dem Prüfstandsmotor handelt es sich um ein
wassergekühltes Einzylinder 4-Takt Aggregat der Firma Rotax, hergestellt für das Motorrad BMW F650. Dieser bietet den Vorteil guter Zugänglichkeit von allen Seiten für Analyse- und Messwerkzeuge.
Für den Betrieb mit einem strahlgeführten Brennverfahren musste der Zylinderkopf modifiziert werden. Anstelle der serienmäßig zentral angebrachten Zündkerze wurde der Injektor
montiert. Die Zündkerze musste aufgrund der erforderlich engen Lage in Richtung Auslassventil ausweichen, welches aus Bauraumgründen verschlossen wurde. Somit läuft der
Motor mit zwei Einlass- und einem Auslassventil.
Die Leistungsabgabe (serienmäßig über das Schaltgetriebe) erfolgt direkt über die Kurbelwelle und ein zusätzliches Schwungrad zur Motorbremse.
In Tabelle 2 sind die Motorspezifikationen beschrieben.
Motor Typ
4 Takt, serienmäßig 4 Ventile, modifiziert
auf 2 Einlaßventile, 1 Auslaßventil
Brennraum-
Dachbrennraum
Bohrung (mm)
100
Hub (mm)
83
Hubraum (ccm)
652
Verdichtungsverhältnis
9.7:1
Leistung bei 6500 min-1 (kW)
35
Drehmoment bei 5200 min-1 (Nm)
57
Eingesetzter Injektor
Mehrlochdüse, (12-Löcher), 90°
Tabelle 2: Motorspezifikation
Zur Reduzierung der veränderbaren Parameter und wegen der besseren Vergleichbarkeit
des Einflusses von Einspritz- und Zündzeitpunkt auf die Betriebsparameter wurde die Einspritzdauer bei einem Einspritzdruck von 300 bar konstant auf 1 ms gesetzt (bzw. auf 1.4
ms bei 200 bar). Bei jeder Messung wurde der indizierte Mitteldruck über 500 Verbrennungszyklen aufgenommen.
Die Aufzeichnung der Kennfelder wurde bei frühen Zündzeitpunkten begonnen, um diesen
im weiteren Verlauf der Messung auf spätere Zeitpunkte zu verschieben. Bei jedem jeweils
eingestellten Zündzeitpunkt wurde der Einspritzzeitpunkt variiert, bis ein Optimum des indizierten Mitteldruckes oder eine durch Aussetzer bedingte Betriebsgrenze des Motors
erreicht war. Neben dem handelsüblichen Super Benzin (ROZ 95) wurden ein weiterer
Kraftstoff verwendet.
Nach jeder Messung wurden der Injektor, die Zündkerze und der Kolbenboden fotografiert,
um die Veränderungen der Verbrennungsrückstände erfassen zu können.
4.
4.1.
Ergebnisse
Druckkammeruntersuchungen
4.1.1. Hohlkegelinjektoren
Hohlkegelinjektoren zeichnen sich durch ihr charakteristisches Strömungsfeld aus. Nach
Austreten des Vorsprays bildet sich durch Aufreißen des geschlossenen Flüssigkeitsfilms
nahe der Düse ein Hohlkegel aus. Im Randbereich entsteht, teils durch Verdrängung, teils
durch Scherkräfte mit der Umgebungsluft der sogenannte Torus-Wirbel, welcher Umgebungsluft zum Spray führt. Aufgrund der Druckdifferenz innerhalb und außerhalb des
Hohlkegels wird Umgebungsluft in das Strahlinnere hinein gesaugt (Entrainment-Strömung), was zu einer zusätzlichen Durchmischung der Kraftstoffwolke beiträgt.
90°HK, T=100°C, pu=1bar, pinj=120bar, t=1.00ms
Average Vector Plot
Scale
80
45
42
70
39
36
60
33
30
27
24
40
21
[m/s]
y [mm]
50
18
30
15
12
20
9
6
10
3
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Abb. 4.1: Vorspray eines 90°-Hohlkegelinjektors
Abbildung 5.1 zeigt einen 90°-Hohlkegelinjektor eine Millisekunde nach Beginn des Strahlaustritts. Unterhalb der Gemischwolke sind die Geschwindigkeiten des Vorsprays dargestellt. Im hinterlegten Mie-Streulichtbild lässt sich der entstehende Torus-Wirbel erkennen.
Die in Abbildung 5.1 dargestellten Geschwindigkeiten im Strahlkern geben nicht die realen
Strömungsverhältnisse wieder. Die Vektoren können aufgrund der Strahldichte und des zu
großen Abstandes zwischen Spray und Kamera nicht korreliert werden. Im Strahlkern lassen sich die Kraftstofftropfen nicht als einzelne Tropfen voneinander separieren; somit
kann keine eindeutige Zuordnung von Einzeltropfen in der Korrelationsrechnung erfolgen.
Das Prinzip der Drallerzeugung funktioniert erst bei maßgeblichen Strömungsgeschwindigkeiten in der Düse (Drallkammer). Nach dem Heben der Düsennadel schießt jedoch
zuerst Kraftstoff aus dem Injektor, der sich aus dem letzten Einspritzvorgang noch zwischen der Drallkammer und der Düsenöffnung befindet.
Der Vorspray enthält im Vergleich zum Hauptspray große und schnelle Tröpfchen. Die hohen Geschwindigkeiten und der damit verbundene hohe Impuls führt zu einer extrem
schnellen und weiten Durchdringung des Kammervolumens. Im Brennraum trifft der Vorspray den Kolben und benetzt ihn. Je nach Betriebsbedingungen im Motor wird er nicht
von der Flamme erfasst und verlässt den Brennraum nach dem Arbeitsspiel als unver-
brannter Kohlenwasserstoff. Der Vorspray sollte nach Möglichkeit vermieden werden, da
die HC-Emission sonst durch erhöhte Wandanlagerung durch flüssigen Kraftstoff auf dem
Kolben ansteigt.
Der Umgebungsdruck beim 90° Hohlkegel ist ein entscheidender Einflußfaktor für die Gemischildung. In den mit Mie-Streulichtaufnahmen hinterlegten PIV-Messungen wird dies
deutlich (Abbildung 4.2).
Average Vector Plot
80
70
70
60
60
50
50
y [mm]
y [mm]
Average Vector Plot
80
40
40
30
30
20
20
10
10
10
20
30
40
50
60
70
80
90
10
20
30
40
50
60
70
80
90
Abb. 4.2: Gemischbildung beim 90°-Hohlkegel, T=100°C, pinj=120bar, t=2.25ms
p=1 bar,
p=2 bar
Bei Umgebungsdruck ist der Kraftstoff nahezu vollständig verdampft. Dadurch sind die
Anteile von flüssigem Kraftstoff größtenteils verschwunden. Dagegen ist die Gemischwolke bei einem Bar über Umgebungsdruck wesentlich kompakter bei gleichzeitig erheblich
größerem Anteil an noch flüssigen Kraftstofftröpfchen. Die Eindringtiefe ist bei beiden Aufnahmezeitpunkten annähernd gleich geblieben, lediglich die Breite des Sprays wurde erheblich reduziert. Dieses Kollabieren des Hohlkegels bewirkt eine reduzierte Interaktion
zwischen der umgebenden Atmosphäre und der Spraywolke. Die Oberfläche der Kraftstoffwolke ist kleiner, somit wird die zugeführte Wärmemenge geringer sein. Weiterhin ist
die Wirbelströmung im Spray bei 1 bar Absolutdruck bei weitem nicht so ausgeprägt wie
bei Umgebungsdruck. Wie Abbildung 4.2 deutlich zeigt, wird die Luft vermehrt in das Zentrum des Strahls hineinwälzt, so dass die Gemischbildung beschleunigt wird.
Durch diese Veränderungen des Sprayverhaltens wird der Wärmeaustausch gemindert.
Dem Kraftstoff fehlt die schnelle Zuführung von Verdampfungsenthalpie, flüssiger Kraftstoff benötigt mehr Zeit für den Übergang in die Dampfphase. Aus diesem Verhalten ergibt
sich ein Zielkonflikt: Für den Schichtladebetrieb muß ein später Einspritzzeitpunkt im Kompressionshub gewählt werden. Hier herrschen hohe Temperaturen durch die Kompression, die für den Wärmeeintrag in den Spray notwendig sind. Allerdings geht mit den hohen
Temperaturen auch ein Druckerhöhung einher, was die Gemischbildung beim 90°Hohlkegelinjektor jedoch verlangsamt.
Abb. 4.3: Mie-Streulichaufnahme beim 60°Hohlkegelinjektor, T=100°C, pinj=120bar, t=1ms
p=1 bar,
p=2 bar
Hohlkegel, 25°C
20
90H025C1B120B
90H025C2B120B
90H025C4.5B120B
60H025C1B120B
60H025C2B120B
60H025C4.5B120B
2
6
Zeit [ms]
18
Tropfengröße [um]
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
4
8
10
12
Abb. 4.4: Tropfengröße beim 60°- und 90°-Hohlkegelinjektor
Die Strahlform beim 60°-Hohlkegelinjektor wird durch die Bauart der Düse wesentlich
kompakter geformt als bei der 90°-Geometrie. Dadurch ist der induzierte Unterdruck im
Strahlkern schwächer. Eine Erhöhung des Umgebungsdruckes zeigt deshalb auch einen
geringeren Einfluss auf die Strahlausbreitung. Trotzdem läßt sich in Abbildung 4.3 eine
Reduzierung des Strahldurchmessers erkennen. Der Primärkegelwinkel (Kegelwinkel direkt an der Düsenöffnung) bleibt mit 60° trotz des Druckunterschiedes nahezu identisch.
Erst nach ca. 4 mm kollabiert der Strahl bei 2 bar auf ca. 32° Kegelwinkel. Bei einem Um-
gebungsdruck von 1 bar beträgt der Kegelwinkel nach dem Einknicken ca. 45°, damit wird
der Strahl insgesamt breiter. Der 60°-Hohlkegelinjektor nutzt den ihm zur Verfügung stehenden Impuls für eine große Eindringtiefe. Im Gegensatz dazu wird beim 90°Hohlkegelinjektor ein nicht unerheblicher Anteil seines Impulses in den Torus-Wirbel eingebracht. Eine Konsequenz daraus ist, dass der 60°-Spray viel schneller als der 90°-Spray
in den Brennraum eindringt.
Beim 60°-Hohlkegelinjektor ist der Vorspray weniger stark vom Hauptspray separiert als
beim 90°-Injektor. In Abbildung 4.4 sind die mittleren Sauterdurchmesser (SMD) der beiden Hohlkegelinjektoren bei drei unterschiedlichen Umgebungsdrücken (1 bar, 2 bar, 4.5
bar) dargestellt.
Beim 90°-Injektor erscheinen lokale Maxima des mittleren Tropfendurchmessers zwischen
1.5 ms und 2.0 ms nach Einspitzbeginn. In dieser Zeit passiert der Vorspray das Meßvolumen. Der Hauptspray folgt zeitversetzt ab 3.5 ms (siehe Abb. 4.4) und wandert relativ
langsam durch das Meßvolumen. Die optische Konzentration in Abbildung 4.5 bleibt deshalb mehrere Millisekunden auf hohem Niveau und stagniert nur wenig. Ab 3.5 ms wird die
Tropfengröße im Hauptspray gemessen. Diese liegt erheblich unter dem maximal gemessenen Wert. Die Tropfengröße ist abhängig vom Umgebungsdruck. Der mittlere Sauterdurchmesser des Sprays nimmt mit steigendem Druck zu. Zu Beginn des Hauptsprays (4
ms) liegt der Tropfendurchmesser (SMD) bei 5.4 µm (1 bar), bei 6.8 µm (2 bar) und bei
9.6 µm (4.5 bar). Anschließend zeigen Kurvenverläufe einen Anstieg der Tropfengrößen,
was sich mit der kontinuierlichen Abnahme der optischen Konzentration des Sprays erklären lässt. Beim 90°-Injektor verdampfen die kleineren Tropfen schneller als die großen und
stehen so für die Messung nicht mehr zur Verfügung. Die übrig gebliebenen größeren
Tropfen werden stärker gewichtet, so dass der mittlere Sauterdurchmesser progressiv ansteigt.
Hohlkegel, 25°C
90H025C1B120B
60H025C1B120B
90H025C2B120B
60H025C2B120B
90H025C4.5B120B
60H025C4.5B120B
100.00
Optische Konzentration [%]
90.00
80.00
70.00
60.00
50.00
40.00
30.00
20.00
10.00
0.00
0
2
4
6
8
10
12
Zeit [ms]
Abb. 4.5: Optische Konzentration beim 60°- und 90°-Hohlkegelinjektor
Diese Tendenzen gelten für beide Injektoren. Auch für den 60°-Hohlkegel steigt der mittlere Sauterdurchmesser im zeitlichen Verlauf. Weiterhin nimmt die Tropfengröße auch bei
diesem Gemischbildner mit steigendem Druck zu. Allerdings erreicht der Strahl das Meßvolumen ca. 1 ms früher und durchquert es wesentlich schneller, was an der früheren Maximumlage und dem schnelleren Abfall der optischen Konzentration in Abbildung 4.5 zu
erkennen ist. Da der Hauptanteil des Sprays bei ca. 2.5 ms nach Strahlaustritt detektiert
werden kann, wird auch hier die Tropfengröße verglichen. Die Werte liegen zu diesem
Zeitpunkt bei 5.0 µm (1 bar), bei 5.7 µm (2 bar) und bei 7.7 µm (4.5 bar) und damit jeweils
leicht unter dem Durchmessern des 90°-Injektors. Zu späteren Zeitpunkten liegt er jedoch
kontinuierlich 2 bis 4 µm über denen des 90°-Injektors. Dies läßt allerdings keine Aussage
über die Qualität der Zerstäubung zu, da die optische Konzentration beim 60°-Injektor
schneller sinkt und damit die Überbewertung der größeren Tropfen im Mittelwert zunimmt.
60°HK, T=150°C, pu=4.5bar, pinj=120bar
Single Vector Plot
Average Vector Plot
14
1.0 ms
12
12
10
10
8
8
y [mm]
y [mm]
14
6
6
4
4
2
2
2
4
6
8
10
12
14
16
1.5 ms
2
4
6
8
10
12
14
16
90°HK, T=150°C, pu=4.5bar, pinj=120bar
Average Vector Plot
Average Vector Plot
2.25 ms
12
12
10
10
8
8
6
6
4
4
2
2
2
4
6
8
10
12
14
16
3.25 ms
14
y [mm]
y [mm]
14
2
4
6
8
10
12
14
Abb. 4.6: Wandkontakt der 60°(oben)- und 90°-Hohlkegelinjektoren (unten)
16
Da sich mit den zur Verfügung stehenden Injektoren der Wandkontakt des Kraftstoffs nicht
vermeiden ließ, wurde eine Kolbenoberfläche in die Druckkammer eingebracht und die
Strömungsverhältnisse und Verdampfung gemessen. Die Temperaturen und Drücke entsprechen in etwa denen im Brennraum des Einzylindermotors bei entsprechender Kolbenposition. Bei den hier dargestellten Ergebnissen beträgt der Abstand zwischen Kolben und
Injektor 40 mm. Entsprechend der Kurbelwinkelstellung (60° vor OT) wurde ein Umgebungsdruck von 4.5 bar und eine Temperatur von 150°C eingestellt.
Der 60°-Hohlkegelspray trifft den Kolben in Form einer kompakten Gemischwolke mit hohem Impuls. Ein Torus-Wirbel, wie er beim 90°-Spray detektiert wurde, tritt hier nicht auf.
Lediglich kleinere Scherwirbel (D < 5 mm) im Strahlrandbereich sind erkennbar. Beim Auftreffen der Gemischwolke auf den Kolben weicht sie seitlich aus und wird durch nachfolgendes Gemisch weiter nach außen gedrängt. Bei der Umlenkung am Kolbenboden entsteht eine Scherfläche über einen Bogen von 90°. Erst an dieser Stelle wird ein großskaliger Wirbel (D ≈ 12 mm) erzeugt (Abbildung 4.6). Die über den Kolben schießende Gemischwolke hat eine wesentlich höhere Geschwindigkeit, als der ihr nachfolgende Wirbel.
Dieser löst sich aus der Strahlrandgebiet und rollt, angetrieben durch die Gemischwolke,
nach außen ab. Die Geschwindigkeit des Wirbelzentrums beträgt etwa 8.5 m/s.
Beim 90°-Hohlkegel erreicht der ausgebildete Wirbel vergleichsweise langsam die Kolbenoberfläche. Der ihn nach außen drängende Impuls des nachfolgenden Gemisches ist weniger stark als beim 60°-Hohlkegelspray. Deshalb bewegt sich das Zentrum des Wirbels
beim 90°-Hohlkegel mit etwa 3 m/s viel langsamer als beim 60°-Hohlkegel. Insgesamt
bleiben die Wirbel über mehrere Millisekunden stabil (bis 5 ms und mehr) und sorgen dafür, dass sich Kraftstoff und Luft miteinander vermischen. Der Wirbel ist deshalb förderlich
für die Gemischbildung.
Obwohl diese zwei Düsen vom Prinzip der Strahlaufbereitung ähnlich sind, entsteht aufgrund des unterschiedlichen Kegelwinkels ein komplett andersartiger Einspritzverlauf. Die
60°-Hohlkegel-Düse wird durch einen sehr kompakten Strahl gekennzeichnet, der weit in
den Brennraum eindringt. Die Strahlcharakteristik dieses Injektors ist weit weniger vom
Umgebungsdruck abhängig als bei der 90°-Düse. Dafür ermöglicht die 90°-Düse eine höhere Luft/Kraftstoff-Interaktion, was für die Gemischbildung und die Verdampfungsgeschwindigkeit günstiger ist.
4.1.2. 12-Loch-Benzindüse und 12-Loch-Dieseldüse
Aufgrund der Kompaktheit des Strahls während der ersten 2 ms nach Strahlaustritt kann
im Strahlkern keine Tropfengeschwindigkeit gemessen werden. Lediglich im Strahlrandbereich sind Geschwindigkeiten meßbar.
Die Verdampfungsgeschwindigkeit nimmt mit steigendem Kraftstoffdruck deutlich zu. Abbildung 4.7 zeigt das Verdampfungsverhalten anhand der Miestreulichtmessungen und
das dazu gehörende Strömungsfeld für eine 12-Loch Benzindüse sowie einer 12-Loch
Dieseldüse (beide mit Super Benzin betrieben). Der Umgebungsdruck beträgt 4.5 bar, die
Temperatur 150°C, der Aufnahmezeitpunkt ist bei allen Aufnahmen 2.0 ms nach Einspritzbeginn. Der Abstand zwischen Injektor und dem Kolben beträgt 40 mm.
12-Loch-Benzindüse, T=150°C, pu=4.5bar, t=2.00ms
Average Vector Plot
14
14
12
12
10
10
y [mm]
y [mm]
Average Vector Plot
8
8
6
6
4
4
2
2
2
4
6
8
10
12
14
16
2
4
pinj = 125 bar
6
8
10
12
14
16
12
14
16
pinj = 200 bar
Abb. 4.7: Einfluß des Injektordrucks bei der Benzindüse
12-Loch-Dieseldüse, T=150°C, pu=4.5bar, t=2.00ms
Average Vector Plot
14
14
12
12
10
10
y [mm]
y [mm]
Average Vector Plot
8
8
6
6
4
4
2
2
2
4
6
8
10
12
pinj = 200 bar
14
16
2
4
6
8
10
pinj = 300 bar
Abb. 4.7: Einfluß des Injektordrucks der Dieseldüse
Durch den höheren Kraftstoffdruck werden kleinere Tropfen erzeugt (Abbildung 4.8). Diese
können aufgrund ihres günstigeren Oberflächen- / Volumenverhältnisses in kürzerer Zeit
verdampfen. Zudem nimmt die gesamte Kraftstofftropfenoberfläche (Summe der Oberfläche aller Tropfen), die mit der Umgebungsluft interagieren kann, bei höheren Drücken zu.
Einzelne Tropfen können leichter durch Einwirkung der Umgebungsluft (z.B. Schwankungen der Luftbewegung oder Störungen im Strahlbild) abgelenkt werden. Der Kontakt wird
intensiviert, der Kraftstoffstrahl kann schneller verdampfen. Wie in Abbildung 4.7 zu sehen
ist, gilt dies für beide Injektortypen gleichermaßen.
Die Dieseldüse weist in Bezug auf die Verdampfungsgeschwindigkeit noch Potential für
Einspritzdrücke auf, die über 300 bar liegen. Die Verdampfungseigenschaften dieser Düse
bei höheren Einspritzdrücken (und höherer Temperatur) ist deutlich besser als bei geringerem Druck (200 bar). Der Strahl ist bei 300 bar etwas breiter als bei 200 bar, was eine
ausgeprägtere Interaktion zwischen Luft und Spray zur Folge hat. Deshalb ist eine weitere
Anhebung des Einspritzdrucks für zukünftige Einspritzsysteme wünschenswert.
- 37%
8
- 32%
- 33%
- 31%
7
6
5
4
3
2
1
0
300 bar
125 bar
200 bar
300bar
bar
125
B:
B:
Di:
Sauter Durchmesser
[um]
9
Di:
15
10
15
0°C
10
0
0
°C
0°C
°C
,1
,1
,1
ba
,1
b
ba
a
r
ba
r
r
r
Abb. 4.8: Tropfengröße bei Benzin- und Dieseldüse
In Abbildung 4.8 wird deutlich, dass die Tropfendurchmesser der 12-Loch-Benzindüse
derjenigen Tropfen der 12-Loch-Dieseldüse beim selben Druck (200 bar) sehr ähnlich
sind. Speziell in dieser Graphik wird das Potential höherer Kraftstoffdrücke für eine Reduzierung der Tropfengröße sichtbar.
Bei der Dieseleinspritzdüse steigen die Tropfendurchmesser gegen Ende der Messungen
an (Abbildung 4.8). Bei der Benzindüse sinken die Tropfendurchmesser ab. Während der
Meßdauer verdampfen die kleinen Tropfen schneller, während die größeren noch vom
Meßinstrument detektiert werden können. Diese großen Tropfen gehen am Ende dominant in die Mittelung ein. Der zu späteren Zeitpunkten ansteigende Verlauf der Tropfengröße bei der Dieseldüse ist eine Konsequenz der großen Tropfendurchmesserabweichung. Bei der Benzindüse ist die Verteilungsbreite der Durchmesser sehr viel kleiner. Das
bedeutet, dass eine größere Anzahl an Tropfen einen ähnlichen Durchmesser besitzt.
Der Unterschied zwischen niedrigen (125 bar für die 12-Loch-Benzindüse und 200 bar für
die 12-Loch-Dieseldüse) und hohen Einspritzdrücken (200 bar für die 12 Loch-Benzindüse
und 300 bar für die 12-Loch-Dieseldüse) wird in Abbildung 4.9 deutlich. Bei höheren Drücken ist die Tropfenverteilung deutlich homogener als bei niedrigen Drücken.
Bei den Untersuchungen wurde neben handelsüblichem Super Benzin (ROZ 95) auch ein
Kraftstoff verwendet, der für den Einsatz bei hohen Kraftstoffdrücken geeignet ist. Die beiden Kraftstoffe wurden auf schnelles Verdampfungsverhalten und damit auf ihre Eignung
für strahlgeführte Brennverfahren getestet.
In Abbildung 4.9 ist das Verdampfungsverhalten der beiden Kraftstoffe Super Benzin (SB)
und Ersatzkraftstoff (EK) bei Umgebungsbedingungen von 8 bar und 165°C dargestellt.
Variiert wurden Kraftstoffdruck und Aufnahmezeitpunkt.
EK bei 300 bar, t=3ms,
SB bei 300 bar, t=3ms
SB bei 300 bar, t=4ms
EK bei 200 bar, t=3ms,
SB bei 200 bar, t=3ms
SB bei 200 bar, t=4ms
Abb. 4.10: Einfluß unterschiedlicher Kraftstoffe auf die Verdampfungsgeschwindigkeit
Zunächst fällt auf, dass der EK sowohl bei einem Kraftstoffdruck von 200 bar als auch bei
300 bar wesentlich schneller verdampft als SB. Die Zeitdifferenz kann im Motorbetrieb genutzt werden, um die Einspritzung und Zündung auf spätere Zeitpunkte zu verlegen und
damit eine thermodynamisch günstigere Verbrennung zu erreichen.
Zu einem späteren Zeitpunkt (4 ms) wurden die Anteile an flüssigem Kraftstoff von SB bei
den unterschiedlichen Kraftstoffdrücken miteinander verglichen (Abb. 4.9, rechts). Bei 200
bar zeigt SB tendenziell etwas mehr Flüssiganteile als bei 300 bar, somit steigt die Gemischbildungsdauer. Daraus wird der Vorteil höherer Kraftstoffdrücke ersichtlich. In diesem Fall ist bei 300 bar noch nicht das gesamte Potential ausgeschöpft. In weiterführenden Untersuchungen wird der Kraftstoffdruck noch angehoben werden.
Bei Umgebungsdruck und -temperatur (Abbildung 4.10) zeigt sich der Unterschied der
Verdampfungsgeschwindigkeit der beiden Kraftstoffe noch deutlicher als bei hohen Temperaturen. Während EK nach 5 ms fast vollständig verdampft ist, benötigt SB mehr als 8
ms. Dies spricht für ein verbessertes Kaltstartverhalten mit reduzierter HC-Emission.
Abb. 4.10: Einfluß unterschiedlicher Kraftstoffe auf die Verdampfungsgeschwindigkeit
4.2.
Interaktion zwischen Luftbewegung und Kraftstoffspray
Im ersten Schritt werden Experiment und Rechnung bei ruhender Atmosphäre abgeglichen. Dies dient in erster Linie zur Absicherung der numerischen Simulation. Effekte, die
mit eingebrachter Luftbewegung auftreten, sollen von den Eigenschaften der Strahlausbreitung separiert werden können.
Zu Beginn des Einspritzvorgangs ist eine hohe Übereinstimmung der Strahlkonturen und
Tropfenverteilung zu erkennen. So zum Beispiel wird der Knick des Primärwinkels kurz
nach Strahlaustritt in der Simulation wiedergegeben. Ebenso stimmen Vorstrahl und
Toruswirbel hinreichend überein.
Im weiteren Zeitverlauf treten jedoch stärkere Abweichungen auf. So wird zum Beispiel der
Toruswirbel zu breit und zu groß berechnet. Hieraus ergibt sich ein zu großer Luftwiderstand für die Tropfen beim Eindringen in das Meßvolumen, was die geringeren Strahlgeschwindigkeiten und Eindringtiefen in der Simulation erklärt.
Simulation und Messungen am Durchflußprüfstand stehen noch am Anfang. Die Modellbildung ist noch nicht abgeschlossen und muß in einigen Bereichen weiter verfeinert und
angepaßt werden.
0.5 ms
1.0 ms
1.5 ms
2.0 ms
Abb. 4.10: Vergleich Experiment und Simulation, Luftgeschwindigkeit = 0 m/s
0.5 ms
1.0 ms
1.5 ms
2.0 ms
Abb. 4.11: Vergleich Experiment und Simulation, Luftgeschwindigkeit = 20 m/s
So gilt es, die Startparameter soweit zu variieren, daß der Toruswirbel besser abgebildet
wird. Der Abgleich zwischen Numerik und Messung beim Vorspray kann durch eine Änderung der Massenanteil erfolgen, gekoppelt mit einer Gewichtung innerhalb des Tropfengrößenspektrums in Vor- und Hauptspray. Weiterhin wird das Tropfenspektrum zeitvariabel gestaltet werden müssen. Neben den Initialisierunggrößen gilt es die Modelle des Impulsaustausches zwischen Flüssig- und Gasphase zu verbessern.
4.3.
Untersuchung am Verbrennungsmotor
Die beiden Kennfelder in Abbildung 4.12 weisen einen unterschiedlichen Charakter auf.
Zunächst fällt auf, dass das fahrbare Zünd-/Einspritzkennfeld in diesem Betriebspunkt für
Superbenzin (SB) wesentlich kleiner ist und bei früheren Zünd- und Einspritzzeitpunkten
liegt. Bei späteren Zeitpunkten konnte der Motor aufgrund von Zündaussetzern nicht mehr
betrieben werden. Bei Einspritzung von SB ist primär der Zündzeitpunkt entscheidend für
den indizierten Mitteldruck, bzw. für die Leistung und den spezifischen Verbrauch. Das
bedeutet, dass verschiedene Einspritzzeitpunkte bei einem Zündzeitpunkt variiert werden
können, und die Leistung dennoch nahezu konstant bleibt. Beim Ersatzkraftstoff (EK) dagegen fällt dem Zündzeitpunkt allein nicht diese zentrale Rolle zu. Entscheidend für hohe
Mitteldrücke ist lediglich der zeitliche Abstand zwischen Einspritzzeitpunkt und Zündzeitpunkt. Bei einem konstanten ∆t weist das Kennfeld ein Band von Zündzeitpunkten mit hoher Leistungsabgabe auf. Der Zündzeitpunkt selbst ist dabei nicht der entscheidende
Faktor. Der kritische Abstand zwischen Einspritz- und Zündzeitpunkt spricht für ein sehr
schmales zeitliches Fenster, in dem zündfähiges Gemisch an der Zündkerze vorliegt. Dies
wird als Hinweis für eine hohe Schichtladefähigkeit gewertet.
Die Brennverlaufsanalyse ergab bei EK eine Verschiebung des Umsatzschwerpunktes um
ca. 10° KW nach spät im Vergleich zum SB. Wegen der späteren Einspritzung und der
herrschenden, höheren Temperaturen konnte der Brennverzug (ZZP bis 1% Umsatz) beim
EK um bis zu 5° KW reduziert werden.
335
Superbenzin
335
Ersatzkraftstoff
pmi [bar]
331
Zündzeitpunkt
Einspritzbeginn
331
327
327
323
323
319
319
315
315
311
2.6
2.5
2.4
2.3
2.2
2.1
2
1.9
1.8
1.7
1.6
311
317
321
325
329
333
Zündzeitpunkt
Einspritzzeitpunkt
337
341
317
321
325
329
333
337
341
Zündzeitpunkt
Einspritzzeitpunkt
Abb. 4.12: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : Indizierter Mitteldruck
Die HC-Werte im Schichtbetrieb liegen bei beiden Kraftstoffen höher als bei homogener
Verbrennung. Allerdings wurde der Motorbetrieb für diese Messungen nicht optimiert, da
das Interesse auf die Auswirkung der unterschiedlichen Kraftstoffe gerichtet war. Die HCWerte vom EK lagen bis zu 500 ppm unter denen von SB. Die Struktur des Kennfeldes für
die HC-Emissionen ähnelt dem des indizierten Mitteldruckes. Wenig HC im Abgas bedeutet eine erhöhte Umsatzrate, was wiederum die pmi-Werte steigen lässt.
Es ist zu vermuten, dass die Kraftstoffstrahlen zu tief in den Brennraum eindringen und in
den Randbereichen nicht mehr vollständig verbrennen können. Weiterhin können sich
Wandanlagerungen am Kolben bilden. Ziel der laufenden Messungen ist es deshalb, die
Gemischbildung zu optimieren und HC-Quellen zu beseitigen.
335
Superbenzin
Ersatzkraftstoff
335
HC [ppm]
331
Zündzeitpunkt
Einspritzbeginn
331
327
327
323
323
319
319
2800
2200
315
315
1600
311
311
4600
4000
3400
1000
317
321
325
329
333
337
341
317
321
Einspritzzeitpunkt
Zündzeitpunkt
325
329
333
337
341
Einspritzzeitpunkt
Zündzeitpunkt
Abb. 4.13: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : HC Emission
335
Superbenzin
335
105
100
95
90
85
80
75
70
65
60
55
50
331
Zündzeitpunkt
Einspritzbeginn
331
NO [ppm]
Ersatzkraftstoff
327
327
323
323
319
319
315
315
311
311
317
321
325
329
333
Einspritzzeitpunkt
Zündzeitpunkt
337
341
317
321
325
329
333
337
341
Einspritzzeitpunkt
Zündzeitpunkt
Abb. 4.14: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : NOx- Emission
Trotz des hohen Luftüberschusses sind die NO-Werte insgesamt sehr gering (Abb.4.14).
Dies liegt an der geringen Last, verbunden mit kleinen Bereichen hoher Temperaturen.
Während jedoch bei SB die höchsten NO-Konzentration mit ca. 115 ppm beim größten
pmi emittiert werden, nimmt NO beim EK bei späten Einspritzzeitpunkten (und Zündzeitpunkten) ab (ca. 50 ppm). Gerade hier liegen jedoch die höchsten pmi-Werte.
Beim EK kann Ruß erst bei späten Zünd- und Einspritzzeitpunkten detektiert werden. Im
übrigen Kennfeld läuft der Motor rußfrei. SB dagegen erzeugt Ruß im gesamten Kennfeld,
die höchste Rußzahl liegt bei 0,05 ≡ 160 mg/m3 (Abb. 4.15). Ein Absenken des Einspritzdruckes auf 200 bar ergab eine Steigerung der Rußemission auf 0,14 ≡ 448 mg/m3 (nicht
dargestellt). Die Reduzierung der Rußemission bei 300 bar Einspritzdruck ist mit der wesentlich feineren Zerstäubung des Kraftstoffes bei höheren Einspritzdrücken zu erklären.
Die kleineren Tröpfchen verdampfen schneller, somit tritt weniger Flüssiganteil in direkten
Kontakt mit der Flamme, was die Hauptursache für Rußbildung ist.
FSN [-]
Superbenzin
Ersatzkraftstoff
335
0.08
331
331
0.07
Zündzeitpunkt
Einspritzbeginn
0.06
327
326
0.05
0.04
323
321
0.03
319
0.02
316
315
0.01
0
311
311
317
321
325
329
333
337
341
Einspritzzeitpunkt
Zündzeitpunkt
317
321
325
329
333
337
341
Einspritzzeitpunkt
Zündzeitpunkt
Abb. 4.15: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : Ruß-Emission
SB
SB
EK
EK
Abb. 4.16: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : Verkokung
Zündkerze und Injektor neigen bei SB stark zur Verkokung. Rußablagerungen finden sich
auch am Kolbenboden. Besonders stark fiel die Verkokung bei 200 bar Einspritzdruck aus.
Mit EK hingegen konnten Verkokungen nicht nur vermieden werden; vielmehr fand eine
vollständige Säuberung der Komponenten von Rußablagerungen statt. Abbildung 4.16
zeigt Zündkerze und Injektor nach dem Betrieb mit SB. Die Komponenten wurden im ungereinigten Zustand wieder in den Zylinderkopf montiert und anschließend mit EK betrieben.
Die Vermeidung der Verkokung am Injektor und an der Zündkerze kann der entscheidende Faktor für die dauerhafte Zünd- und Verbrennungsstabilität sein.
5.
Zusammenfassung
In einer Druckkammer und einem Durchflußprüfstand wurden diverse Hochdruckeinspritzventile für Benzin-Direkteinspritzung mit optischen Meßverfahren untersucht. Ziel war die
Analyse des Einspritzverlaufs, der Verdampfung, der Tropfengröße, der Gemischbildung
und der Gemischverteilung. Hierfür kamen die Lichtschnittvisualisierung die PartikelImage-Velocimetry, und Tropfengrößenbestimmung als Meßtechniken zum Einsatz. Weitere Untersuchungen erfolgten in einem Einzylindermotor. Neben der thermodynamischen
Analyse erfolgten Abgasmessungen und die Beobachtung der Verkokungen an Injektor
und Zündkerze.
Die Druckkammermessungen zeigen den Einfluß unterschiedlicher Randbedingungen auf
die Verdampfungsgeschwindigkeit des Kraftstoffs. Die Lichtschnittvisualisierung zeigte
eine Beschleunigung der Verdampfung durch höhere Einspritzdrücke und eine Verzögerung durch steigende Umgebungsdrücke. Die Meßergebnisse der Tropfengrößen belegen
diese Tendenz. Die Kraftstofftropfen werden bei niedrigem Kammerdruck und/oder steigendem Einspritzdruck kleiner. Bei den Hohlkegel-Injektoren konnte die besondere Sensibilität des Strahlverlaufs auf die auf den Umgebungsdruck dargestellt werden. Speziell die
90°-Hohlkegel-Düse zeichnet sich durch eine hohe Luft/Kraftstoff-Interaktion aus.
Die Untersuchung von 12-Loch-Benzindüse und 12-Loch-Dieseldüse ergab ein insgesamt
sehr niedrigeres Niveau an Tropfendurchmesser. Durch Anhebung der Drücke von 125
bar auf 200 bar (Benzin-Düse), bzw. von 200 bar auf 300 bar (Diesel-Düse) konnte jeweils
der Tropfendurchmesser über 30% gesenkt werden. Die Diesel-Düse weist bei weiterer
Anhebung des Kraftstoffdruckes noch Potential in Bezug auf die Reduzierung der Tropfendurchmesser und auf die Verdampfungsgeschwindigkeit auf. Deshalb werden in Folgeuntersuchungen die Einspritzdrücke noch weiter angehoben.
Beim Vergleich von handelsüblichem Superbenzin mit einem Ersatzkraftstoff zeigt der Ersatzkraftstoff deutliche Vorteile auf bezüglich der kleinen Kraftstofftropfen und der schnellen Verdampfung. Im Motorbetrieb lässt sich deshalb der Einspritz- und der Zündzeitpunkt
zu späteren, thermodynamisch günstigeren Zeitpunkten verstellen. Eine schnellere Verdampfung vermindert zudem den Anteil an flüssigem Kraftstoff, der bei kurzem zeitlichen
Abstand zwischen Einspritzung und Zündung von der Flamme erfasst wird. Damit wird ein
wesentlicher Beitrag zur Vermeidung von Rußbildung geleistet.
Im Motorbetrieb konnten für beide Kraftstoffe die Einflüsse bei der Zuordnung von
Einspritz- und Zündzeitpunkt zueinander quantifiziert werden. Die Messungen zeigten den
unterschiedlich hohen Schichtungsgradient und den schmalen Bereich an zündfähigem
Gemisch an der Zündkerze. Die Messungen zur Verdampfungsgeschwindigkeit und
Tropfengröße an der Druckkammer, sowie die thermodynamisch Analyse im Motor bestätigen das Potential der hohen Kraftstoffdrücke bei strahlgeführten Verfahren.
Der Ersatzkraftstoff konnte gegenüber dem Superbenzin bei der Emission von Kohlenwasserstoffen (HC) als auch von Stickoxid (NO) klare Vorteile aufweisen. Er garantiert
zudem einen dauerhaft verkokungsfreien Motorbetrieb.
Literatur
[1]
Spicher, U.; Reissing, J.; Kech, J.M.; Gindele, J.: Gasoline Direct Injection (GDI) Engines - Development Potentialities, SAE Technical Paper 1999-01-2938,1999
[2]
Kech, J.; Reissing, J.; Gindele, J.; Spicher, U.: Analysis of the combustion process in
a direct injection gasoline engine, Kyoto, 4. Int. Symposium on Diagnostics and Modelling of combustion in internal combustion engines, Kyoto, 1998
[3]
Dantec Manual, PIV Measurement Technique
[4]
Gindele, J.: Untersuchung zur Ladungsbewegung und Gemischbildung im Ottomotor
mit Direkteinspritzung, Dissertation, Universität Karlsruhe (TH), 2001
[5]
Spicher, U.; Reissing, J.; Kech, J.M.; Gindele, J.: Gasoline Direct Injection (GDI) Engines - Development Potentialities, SAE Technical Paper 1999-01-2938,1999
[6]
Klenk, R.: Untersuchung der motorischen Eigenschaften unterschiedlicher Brennverfahren der Benzin-Direkteinspritzung, Dissertation, Universität Karlsruhe (TH),
1999
[7]
Spicher, U.; Gindele, J.; Reissing, J.; Töpfer, G.; Weimar, H.J.: Optische Untersuchungen zum Arbeitsprozeß an einem Ottomotor mit Direkteinspritzung, 3.tes Stuttgarter Symposium Kraftfahrwesen und Verbrennungsmotoren, 1999
[8]
Gindele, J.; Spicher, U.: Investigation of in-cylinder flow inside IC-Engines using PIV
with endoscopic optics, 9th International Symposium on Applications of Laser Techniques to Fluid Mechanics, Lisbon, Portugal, 1998
[9]
Krämer, S.: Untersuchung zur Gemischbildung, Entflammung und Verbrennung beim
Ottomotor mit Benzindirekteinspritzung, Dissertation Universität Karlsruhe (TH) 1998
[10] Arndt, S; Grzeszik, R.; Raimann, J.; Seibel, C.: Laserotische Analyse der Gemischbildung bei Benzindirekteinspritzung zur Optimierung der Einspritzstrategie für strahlgeführte Brennverfahren, BEV – Motorische Verbrennung, Prof. Leipertz, Haus der
Technik e.V., München, 2003
[11] Davy, M.H.; Willams, P.A.:Spray Characteristics of Pressure-Swirl Atomizers and
Implications for Engine Performance, DE im Ottomotor III, Prof. Spicher, Haus der
Technik e.V., Köln, 2001
[12] Steeper, R.; Stevens, E.: Effects of Piston Wetting in an Optical DISI Engine, DE im
Ottomotor III, Prof. Spicher, Haus der Technik e.V., Köln, 2001
[13] Ortmann, R; Würfel, G.; Grzeszik, R.; Raimann, J.; Samenfink, W. ; Schlerfer, J.:
Vergleich von Zerstäubungskonzepten für Benzin-Direkteinspritzung, DE im Ottomotor III, Prof. Spicher, Haus der Technik e.V., Köln, 2001
[14] Nauwerck, A.; Fischer, J.; Spicher, U.: Anwendung der PIV-Meßtechnik als Werkzeug zur Entwicklung von Brennverfahren in Ottomotoren mit BenzinDirekteinspritzung, 9. Fachtagung Gala, Winterthur, 2001
[15] Kettner, M.; Fischer, J. ; Gindele, J.; Spicher, U.: Physical and numerical effects on
spray formation of a pressure swirl injector for DISI engines, ILASS-Europe, Zurich,
2001
Autor/ Author:
Dipl.-Ing. Andreas Nauwerck
Universität Karlsruhe (TH)
Karlsruhe
Co-Autor/ Co-Author:
Dipl.-Ing. Maurice Kettner
Universität Karlsruhe (TH)
Karlsruhe
Co-Autor/ Co-Author:
Dr.-Ing. Armin Velji
Universität Karlsruhe (TH)
Karlsruhe
Co-Autor/ Co-Author:
Prof. Dr.-Ing. U.Spicher
Universität Karlsruhe (TH)
Karlsruhe