Gemischbildung und Verbrennung in Ottomotoren mit strahlgeführtemBrennverfahren

A. Nauwerck, M. Kettner, A. Velji, U. Spicher

Kurzfassung

In einer Druckkammer und an einem Durchflußprüfstand wurden diverse Hochdruck-einspritzventile auf ihre Eignung für Benzin Direkteinspritzung getestet. Ziel war die Quan-tifizierung der Einflußparameter auf die Gemischbildung und den Gemischtransport. Ineinem Einzylindermotor wurden anschließend thermodynamische Analysen und Abgas-Messungen durchgeführt. Die Untersuchungen fanden mit Kraftstoffdrücken statt, die überden derzeit üblichen 200 bar lagen. Neben handelsüblichem Superbenzin wurde auch einErsatzkraftstoff verwendet, welcher besonders für die Anwendung bei strahlgeführtenBrennverfahren geeignet ist.

1. Einleitung

Für eine effiziente Entwicklung moderner Brennverfahren mit Benzin-Direkteinspritzung(BDE) ist die Gemischbildung von entscheidender Bedeutung. Besonders im geschichte-ten Motorbetrieb entscheidet sie über die Zündstabilität, die Geschwindigkeit sowie dieDauer des Kraftstoffumsatzes und damit über die Effizienz des Verfahrens.

Ein entscheidender Faktor bei der Zündfähigkeit strahlgeführter Brennverfahren ist dasVorhandensein von zündfähigem (λ≈1) Gemisch zum Zündzeitpunkt an der Zündkerze.Um Vorhersagen über diesen Vorgang zu treffen und die Betriebsparameter optimieren zukönnen, sind umfangreiche experimentelle Messungen erforderlich.

Diese Arbeit zeigt einen Ausschnitt aus laufenden Untersuchungen zur Gemischbildungund Verbrennung im Ottomotor mit strahlgeführtem Brennverfahren. Ziel des Vorhabensist die Analyse von Strahlausbreitung, Verdampfung, Gemischtransport und der Verbren-nung mit einer Quantifizierung der Schadstoffemissionen.

Dazu wird durch den Einsatz verschiedener optischer Meßverfahren zunächst der Ge-mischbildungsprozeß verschiedener Injektoren in einer beheizbaren Druckkammer beiverschiedenen Drücken und Temperaturen untersucht. Anschließend erfolgen Messungenim Verbrennungsmotor durch thermodynamische Analyse und Bestimmung der Abgas-werte.

2. Messtechnik

2.1. Messverfahren an der Druckkammer und am Durchflußprüfstand

Sowohl zur Visualisierung als auch zur Geschwindigkeitsmessung der instationären, tran-sienten Strahlausbreitung wurden berührungslose Meßverfahren eingesetzt.

2.1.1. Geschwindigkeitsmessung der Kraftstofftropfen (PIV)Mit der Entwicklung digitaler Aufnahme- und Auswertetechnik stellt sich in jüngster Zeit beiGeschwindigkeitsmessungen die Particle-Image-Velocimetry (PIV) als ein geeignetesVerfahren heraus, da es eine gute zweidimensionale Auflösung von Momentanströ-mungsfeldern erlaubt. Die bislang schwierige Abstimmung der Meßparameter, sowie dieaufwendige Datenauswertung werden durch den Einsatz von digitaler Bildaufnahme und –verarbeitung auf ein Minimum reduziert.

Mit der Particle-Image-Velocimetry können Momentangeschwindigkeiten in einer Ebenezweidimensional aufgelöst werden, wobei die Meßebene mittels eines gepulsten Laser-Lichtschnitts definiert wird. Die Kraftstofftropfen können als Tracerpartikel genutzt werden.Sie werden durch die Lichtblitze angestrahlt, so daß ihr Streulicht (Mie-Streuung) mit einersenkrecht zur Meßebene angeordneten Kamera aufgenommen werden kann. Auf dieseWeise wird mit jedem Lichtblitz ein zweidimensionales Feld leuchtender Partikel aufge-nommen, mit deren Positionsänderung bei jeder Belichtung unter der Berücksichtigungdes dazwischen liegenden Zeitintervalls ein örtlich hoch aufgelöstes Feld lokaler Ge-schwindigkeitsvektoren ausgewertet werden kann. Hierdurch werden zweidimensionaleStrömungsgeschwindigkeiten in einer Ebene bestimmt.

λ

Digitaler Signalprozessor

Kreuzkorrelation

Steuerung/Auswertung

Partikelbilder

���������������

�� ����������������

������������������

�������������

����������������

�����������

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 ausgesen-det werden können. Die Aufnahme der Partikelbelichtungen erfolgt durch eine Double-

Frame CCD-Kamera (HiSense, Fa. Dantec), die zwei Bilder mit einem minimalen Bildab-stand von 1 µs aufnehmen kann, so dass beide vom Laser belichteten Bilder separat ge-speichert werden. Die beiden Bilder werden digital an einen Signalprozessor (FlowMana-ger 2000, Fa. Dantec) weitergegeben, der die beiden aufeinander folgenden Bilder kreuz-korreliert und die Partikelverschiebungen in einem Kleinfeldraster berechnet. Das Ergebnisist ein hoch aufgelöstes, zweidimensionales Geschwindigkeitsfeld. Das Meßprinzip ist inAbbildung 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 Double Image CCD Kamera, HiSense,

Dantec

Auflösung: 1024 x 1280 Pixel

Farbauflösung: 12 bit

Auswertung DSP, Dantec Flow Map 2000 Interrogation : 64 x 64

Overlapping: 50 %

Tabelle 1: Spezifikation des PIV-Systems

2.1.2. LichtschnittvisualisierungDie Mie-Streulichtbilder wurden unabhängig von den Auswertungen der Strömungsge-schwindigkeit 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 Strahl-kontur berechnet. Weiterhin wurden die Bilder binarisiert und daraus ein Mittelwert gebil-det. Mit Hilfe eines Schwellenwertes wurde festgelegt, in welchen Bereichen flüssigerKraftstoff vorhanden ist. Nach der Mittelwertbildung erhält man eine Aussage über dieAufenthaltswahrscheinlichkeit des Kraftstoffsprays.

Anhand der Aufnahmen der Strahlgeometrie kann die Verdampfungsgeschwindigkeit derKraftstoffe relativ zueinander ermittelt werden. Somit lässt sich auf den Bildern direkt er-kennen, wie weit die Strahlen nach einem Einspritzzeitpunkt bei einem vorgegebenenUmgebungsdruck in die Messkammer eingedrungen sind bzw. wo sich noch flüssigerKraftstoff befindet. Bei schneller Verdampfungsgeschwindigkeit kann vergleichsweise we-niger flüssiger Kraftstoff detektiert werden als bei langsamer Verdampfung.

2.1.3. TropfengrößenmessungenBei der Streuung von Licht an Partikeln oder Tropfen können die drei in Abbildung 2.2dargestellten Effekte auftreten.

Die Fraunhofer-Theorie bildet die Grundlage für Laser-Beugungs-Spektrometer. Sie istgültig für alle Partikelgrößen oberhalb 2 µm und bietet auch unterhalb dieser Grenze eine

gute Näherung. Die Mie-Theorie verbessert zusätzlich die Empfindlichkeit im Submikron-bereich. Reflexion und Brechung spielen bei diesem Messverfahren keine Rolle. Der emit-tierte Meßstrahl wird an den Kraftstofftropfen gebeugt und weicht vom Detektionszentrumab. Um das Zentrum sind 25 Ringdetektoren angebracht. Die vom Zentrum abgewicheneLichtmenge wird quantitativ von den einzelnen Ringen bestimmt. Die Abweichung vomZentrum ist ein Maß für die Tropfengröße. Mit den gemessenen Intensitäten lassen sichdarüber hinaus auch die 10%, 50% und 90% Perzentil-Werte mit angeben.

Licht

TropfenBeugung

Brechung

Reflexion

Absorption

DLaser=13 mm

35 mm

Injektor

Abb. 2.2: Tropfengrößenmessung durch Laserbeugung

Die Optische Konzentration ist das Maß für die Durchdringung des Meßvolumens durchden Kraftstoffspray. Sie wird durch die Integration der detektierten Lichtmenge auf allenRingelementen bestimmt. Hiermit lässt sich der zeitliche Strahlintensitätsverlauf im Mess-volumen qualitativ darstellen.

2.2. Messverfahren am Verbrennungsmotor

Zur Messung der Abgase für die vorliegende Arbeit wurde eine RohgasmessanlageAMA2000 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 Corio-liswaage integriert, welche die Kraftstoffmenge im Zufluss misst. Diese kann gleichzeitigdie Kraftstoffdichte ermitteln.

Da eine Darstellung der Drucksignale aller Zyklen online im verwendeten Indiziersystemder Fa. FEV nicht möglich ist, wird das Drucksignal zusätzlich auf ein Oszilloskop gelegt.Somit können während des Messbetriebs Aussetzer erkannt und die Betriebsparametergeändert werden.

Die vom Indiziersystem aufgezeichneten Daten werden zur Darstellung des Druckverlau-fes 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 aus-gegeben.

Zur Kontrolle der Rußablagerung und Verkokung im Brennraum werden die Zündkerze,der Injektor und der Kolbenboden mit Hilfe eines Endoskops fotografiert. So kann die Be-stimmung des Verkokungsgrads ohne Demontage des Motors durch die Zündkerzenboh-rung erfolgen.

3. Prüfstandsaufbau und Versuchsdurchführung

3.1. Druckkammer

Der Prüfstand besteht aus einer heizbaren, zylindrischen Druckkammer. Sie besitzt dreioptische Zugänge, jeweils mit einem Durchmesser von d = 80 mm. Diese sind durchQuarzglas verschlossen. Der Injektor wird von oben mittig in die Kammer eingebracht. DieAufnahme für den Injektor ist mit einer Wasserkühlung ausgestattet, so dass dieser auchbei hohen Kammertemperaturen auf 20°C gekühlt werden kann.

Die Druckkammer lässt sich bei beliebigem Kammerdruck konstant mit beheizbarem I-nertgas spülen. Der Spüldruck ist einstellbar. Die Temperatur der Kammer kann auf ± 1°Kgenau geregelt werden. Abbildung 3.1 zeigt den kompletten Prüfstandsaufbau.

Heißluftgebläse

Abluft

Tk

T : Kammertemperaturk

Tinj

T : Injektortemperaturinj

Entlüftung

Injektor-Endstufe

pk

p : Kammerdruckk

Common-Rail-Anlage

Kraftstofftank

Stickstoff

Heizung

Umschaltventil

Tracer

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 mslediglich ein Bild aufgenommen werden. Aufgrund der guten Reproduzierbarkeit des Ein-spritzvorgangs wurde die Sprayausbreitung durch mehrere aufeinander folgende Einsprit-zungen erfaßt. Dabei wurden sowohl bei den PIV-Messungen als auch bei der Licht-schnittvisualisierung zu jedem Zeitpunkt je 25 Aufnahmen gemacht.

Für die PIV-Messungen wird der Abstand zwischen zwei Einspritzvorgängen auf 1 Sekun-de festgelegt. Dies entspricht dem größtmöglich einstellbaren Zeitabstand des Verzöge-rungsglieds zur Triggerung der Endstufe. Bei der Lichtschnittvisualisierung kann der Ab-stand zwischen zwei Einspritzvorgängen auf 2 Sekunden erhöht werden. Dies garantierteine bessere Spülung der Druckkammer mit Inertgas bis zur nächsten Einspritzung.

Bei den unterschiedlichen Betriebsdrücken wurde eine kontinuierliche Spülung (Stickstoffals Inertgas) mit einem Spüldruck von ca. 100 mbar eingestellt. Dies entspricht ungefähr 7Litern pro Minute. Die Spülung hat aufgrund ihrer geringen Strömungsgeschwindigkeitenkeinen störenden Einfluß auf das Geschwindigkeitsfeld des Kraftstoffsprays.

3.2. Durchflußprüfstand

An einer transparenten Durchflußmeßstrecke konnte der Einfluß der Luftbewegung auf dieGemischwolke untersucht werden. Die einstellbare Luftgeschwindigkeit beträgt in demquadratischen Querschnitt mit einer Fläche von 100 x 100 mm maximal 25 m/s. Zur Ein-stellung der gewünschten Geschwindigkeit wird der entsprechende Luftmassenstrom ein-gestellt. Der Meßstrecke selbst wurde mit einem quadratischen Querschnitt ausgeführt,um die bestmögliche, optische Zugänglichkeit zu erhalten. Die Kontrolle der Geschwindig-keiten erfolgt über die Particle-Image-Velocimetry.

Abb. 2.3: Durchflußprüfstand und CFD- Rechengitter

Injektor

Luftanströmung

Kamera

Laser

Aus der Strömungslehre ist bekannt, dass sich in quadratischen Querschnitten Sekundär-wirbel in den Ecken bilden. Um solche Strömungsstörungen zu vermeiden und eine mög-lichst homogene Anströmung des Sprays zu erreichen, wurde 200 mm vor dem Injektorein Rohrbündel aus dünnwandigen Rohren in den Strömungskanal eingelegt.

Parallel zu den Messungen wurde die Strahlausbreitung mit Hilfe der numerischen Simu-lation nachgebildet. So konnten die experimentellen Ergebnisse mit der Rechnung vergli-chen werden.

Begleitende Simulationsrechnungen

Die Simulationsrechnungen wurden mit dem CFD-Code StarCD durchgeführt.

Die Tropfenmodellierung erfolgt dabei mit der Euler-Lagrange-Methode. Der Anteil derFlüssigphase gegenüber der Gasphase ist in diesem Falle begrenzt, so dass mit dieserMethode auf die Berechnung der Düseninnenströmung und des Primärzerfalls verzichtetwerden muss. Alternativ wird daher das Spray durch Tropfenparcels initialisiert, die dü-sennah positioniert werden. Initialisierungsparameter sind dabei die Tropfendurchmesser-verteilung, die Tropfenanzahl und die Tropfengeschwindigkeits-verteilung in Betrag undRichtung. Wegen unzureichender physikalischer Modelle müssen die Initialisierungspara-meter auch heute noch durch iterative Vorgehensweise gefunden werden. Die Werte wer-den über eine Subroutine vorgegeben.

Die Berechnungen wurden an einem lokal verfeinerten kartesischen Gitter mit 100.000Zellen von 0,67 bis 4 mm Kantenlänge durchgeführt. Als Randbedingungen am Gitterwurde am Einlass eine Inlet-Randbedingungen und am Auslass eine Druckrandbedingunggesetzt. Die restlichen Kammergrenzen wurden als Wandrandbedingung mit konstanterWandtemperatur eingestellt. Für die Charakterisierung der Flüssigphase wurden die Stoff-daten von Isooktan entsprechend den experimentellen Untersuchungen am Durch-flußprüfstand verwendet.

3.3. Einzylindermotor

Der umgebaute Forschungsmotor kann für optische Messungen und für thermodynami-sche Messungen verwendet werden. Bei dem Prüfstandsmotor handelt es sich um einwassergekühltes Einzylinder 4-Takt Aggregat der Firma Rotax, hergestellt für das Motor-rad BMW F650. Dieser bietet den Vorteil guter Zugänglichkeit von allen Seiten für Analy-se- und Messwerkzeuge.

Für den Betrieb mit einem strahlgeführten Brennverfahren musste der Zylinderkopf modifi-ziert werden. Anstelle der serienmäßig zentral angebrachten Zündkerze wurde der Injektormontiert. Die Zündkerze musste aufgrund der erforderlich engen Lage in Richtung Aus-lassventil ausweichen, welches aus Bauraumgründen verschlossen wurde. Somit läuft derMotor mit zwei Einlass- und einem Auslassventil.

Die Leistungsabgabe (serienmäßig über das Schaltgetriebe) erfolgt direkt über die Kur-belwelle und ein zusätzliches Schwungrad zur Motorbremse.

In Tabelle 2 sind die Motorspezifikationen beschrieben.

Motor Typ 4 Takt, serienmäßig 4 Ventile, modifiziertauf 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 Vergleichbarkeitdes Einflusses von Einspritz- und Zündzeitpunkt auf die Betriebsparameter wurde die Ein-spritzdauer bei einem Einspritzdruck von 300 bar konstant auf 1 ms gesetzt (bzw. auf 1.4ms bei 200 bar). Bei jeder Messung wurde der indizierte Mitteldruck über 500 Verbren-nungszyklen aufgenommen.

Die Aufzeichnung der Kennfelder wurde bei frühen Zündzeitpunkten begonnen, um diesenim weiteren Verlauf der Messung auf spätere Zeitpunkte zu verschieben. Bei jedem jeweilseingestellten Zündzeitpunkt wurde der Einspritzzeitpunkt variiert, bis ein Optimum des in-dizierten Mitteldruckes oder eine durch Aussetzer bedingte Betriebsgrenze des Motorserreicht war. Neben dem handelsüblichen Super Benzin (ROZ 95) wurden ein weitererKraftstoff verwendet.

Nach jeder Messung wurden der Injektor, die Zündkerze und der Kolbenboden fotografiert,um die Veränderungen der Verbrennungsrückstände erfassen zu können.

4. Ergebnisse

4.1. Druckkammeruntersuchungen

4.1.1. HohlkegelinjektorenHohlkegelinjektoren zeichnen sich durch ihr charakteristisches Strömungsfeld aus. NachAustreten des Vorsprays bildet sich durch Aufreißen des geschlossenen Flüssigkeitsfilmsnahe der Düse ein Hohlkegel aus. Im Randbereich entsteht, teils durch Verdrängung, teilsdurch Scherkräfte mit der Umgebungsluft der sogenannte Torus-Wirbel, welcher Umge-bungsluft zum Spray führt. Aufgrund der Druckdifferenz innerhalb und außerhalb des

Hohlkegels wird Umgebungsluft in das Strahlinnere hinein gesaugt (Entrainment-Strö-mung), was zu einer zusätzlichen Durchmischung der Kraftstoffwolke beiträgt.

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

10

20

30

40

50

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y [m

m]

Average Vector Plot

0

3

6

9

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15

18

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24

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33

36

39

42

45

[m/s

]

Scale

Abb. 4.1: Vorspray eines 90°-Hohlkegelinjektors

Abbildung 5.1 zeigt einen 90°-Hohlkegelinjektor eine Millisekunde nach Beginn des Strahl-austritts. Unterhalb der Gemischwolke sind die Geschwindigkeiten des Vorsprays darge-stellt. Im hinterlegten Mie-Streulichtbild lässt sich der entstehende Torus-Wirbel erkennen.Die in Abbildung 5.1 dargestellten Geschwindigkeiten im Strahlkern geben nicht die realenStrömungsverhältnisse wieder. Die Vektoren können aufgrund der Strahldichte und des zugroßen Abstandes zwischen Spray und Kamera nicht korreliert werden. Im Strahlkern las-sen sich die Kraftstofftropfen nicht als einzelne Tropfen voneinander separieren; somitkann keine eindeutige Zuordnung von Einzeltropfen in der Korrelationsrechnung erfolgen.

Das Prinzip der Drallerzeugung funktioniert erst bei maßgeblichen Strömungsgeschwin-digkeiten in der Düse (Drallkammer). Nach dem Heben der Düsennadel schießt jedochzuerst Kraftstoff aus dem Injektor, der sich aus dem letzten Einspritzvorgang noch zwi-schen der Drallkammer und der Düsenöffnung befindet.

Der Vorspray enthält im Vergleich zum Hauptspray große und schnelle Tröpfchen. Die ho-hen Geschwindigkeiten und der damit verbundene hohe Impuls führt zu einer extremschnellen und weiten Durchdringung des Kammervolumens. Im Brennraum trifft der Vor-spray den Kolben und benetzt ihn. Je nach Betriebsbedingungen im Motor wird er nichtvon der Flamme erfasst und verlässt den Brennraum nach dem Arbeitsspiel als unver-

90°HK, T=100°C, pu=1bar, pinj=120bar, t=1.00ms

brannter Kohlenwasserstoff. Der Vorspray sollte nach Möglichkeit vermieden werden, dadie HC-Emission sonst durch erhöhte Wandanlagerung durch flüssigen Kraftstoff auf demKolben ansteigt.

Der Umgebungsdruck beim 90° Hohlkegel ist ein entscheidender Einflußfaktor für die Ge-mischildung. In den mit Mie-Streulichtaufnahmen hinterlegten PIV-Messungen wird diesdeutlich (Abbildung 4.2).

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m]

Average Vector Plot

10 20 30 40 50 60 70 80 90

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y [m

m]

Average Vector Plot

Abb. 4.2: Gemischbildung beim 90°-Hohlkegel, T=100°C, pinj=120bar, t=2.25msp=1 bar, p=2 bar

Bei Umgebungsdruck ist der Kraftstoff nahezu vollständig verdampft. Dadurch sind dieAnteile von flüssigem Kraftstoff größtenteils verschwunden. Dagegen ist die Gemischwol-ke bei einem Bar über Umgebungsdruck wesentlich kompakter bei gleichzeitig erheblichgrößerem Anteil an noch flüssigen Kraftstofftröpfchen. Die Eindringtiefe ist bei beiden Auf-nahmezeitpunkten annähernd gleich geblieben, lediglich die Breite des Sprays wurde er-heblich reduziert. Dieses Kollabieren des Hohlkegels bewirkt eine reduzierte Interaktionzwischen der umgebenden Atmosphäre und der Spraywolke. Die Oberfläche der Kraft-stoffwolke ist kleiner, somit wird die zugeführte Wärmemenge geringer sein. Weiterhin istdie Wirbelströmung im Spray bei 1 bar Absolutdruck bei weitem nicht so ausgeprägt wiebei Umgebungsdruck. Wie Abbildung 4.2 deutlich zeigt, wird die Luft vermehrt in das Zent-rum 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 Kraft-stoff benötigt mehr Zeit für den Übergang in die Dampfphase. Aus diesem Verhalten ergibtsich ein Zielkonflikt: Für den Schichtladebetrieb muß ein später Einspritzzeitpunkt im Kom-pressionshub gewählt werden. Hier herrschen hohe Temperaturen durch die Kompressi-on, die für den Wärmeeintrag in den Spray notwendig sind. Allerdings geht mit den hohenTemperaturen 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=1msp=1 bar, p=2 bar

Hohlkegel, 25°C

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 2 4 6 8 10 12

Zeit [ms]

Tro

pfe

ng

röß

e [u

m]

90H025C1B120B 90H025C2B120B 90H025C4.5B120B

60H025C1B120B 60H025C2B120B 60H025C4.5B120B

Abb. 4.4: Tropfengröße beim 60°- und 90°-Hohlkegelinjektor

Die Strahlform beim 60°-Hohlkegelinjektor wird durch die Bauart der Düse wesentlichkompakter geformt als bei der 90°-Geometrie. Dadurch ist der induzierte Unterdruck imStrahlkern schwächer. Eine Erhöhung des Umgebungsdruckes zeigt deshalb auch einengeringeren Einfluss auf die Strahlausbreitung. Trotzdem läßt sich in Abbildung 4.3 eineReduzierung des Strahldurchmessers erkennen. Der Primärkegelwinkel (Kegelwinkel di-rekt 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 wirdder Strahl insgesamt breiter. Der 60°-Hohlkegelinjektor nutzt den ihm zur Verfügung ste-henden Impuls für eine große Eindringtiefe. Im Gegensatz dazu wird beim 90°-Hohlkegelinjektor ein nicht unerheblicher Anteil seines Impulses in den Torus-Wirbel ein-gebracht. Eine Konsequenz daraus ist, dass der 60°-Spray viel schneller als der 90°-Sprayin den Brennraum eindringt.

Beim 60°-Hohlkegelinjektor ist der Vorspray weniger stark vom Hauptspray separiert alsbeim 90°-Injektor. In Abbildung 4.4 sind die mittleren Sauterdurchmesser (SMD) der bei-den Hohlkegelinjektoren bei drei unterschiedlichen Umgebungsdrücken (1 bar, 2 bar, 4.5bar) dargestellt.

Beim 90°-Injektor erscheinen lokale Maxima des mittleren Tropfendurchmessers zwischen1.5 ms und 2.0 ms nach Einspitzbeginn. In dieser Zeit passiert der Vorspray das Meßvo-lumen. Der Hauptspray folgt zeitversetzt ab 3.5 ms (siehe Abb. 4.4) und wandert relativlangsam durch das Meßvolumen. Die optische Konzentration in Abbildung 4.5 bleibt des-halb mehrere Millisekunden auf hohem Niveau und stagniert nur wenig. Ab 3.5 ms wird dieTropfengröße im Hauptspray gemessen. Diese liegt erheblich unter dem maximal gemes-senen Wert. Die Tropfengröße ist abhängig vom Umgebungsdruck. Der mittlere Sauter-durchmesser des Sprays nimmt mit steigendem Druck zu. Zu Beginn des Hauptsprays (4ms) liegt der Tropfendurchmesser (SMD) bei 5.4 µm (1 bar), bei 6.8 µm (2 bar) und bei9.6 µm (4.5 bar). Anschließend zeigen Kurvenverläufe einen Anstieg der Tropfengrößen,was sich mit der kontinuierlichen Abnahme der optischen Konzentration des Sprays erklä-ren lässt. Beim 90°-Injektor verdampfen die kleineren Tropfen schneller als die großen undstehen so für die Messung nicht mehr zur Verfügung. Die übrig gebliebenen größerenTropfen werden stärker gewichtet, so dass der mittlere Sauterdurchmesser progressiv an-steigt.

Hohlkegel, 25°C

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

0 2 4 6 8 10 12

Zeit [ms]

Opt

isch

e K

onze

ntra

tion

[%]

90H025C1B120B 90H025C2B120B 90H025C4.5B120B60H025C1B120B 60H025C2B120B 60H025C4.5B120B

Abb. 4.5: Optische Konzentration beim 60°- und 90°-Hohlkegelinjektor

Diese Tendenzen gelten für beide Injektoren. Auch für den 60°-Hohlkegel steigt der mittle-re Sauterdurchmesser im zeitlichen Verlauf. Weiterhin nimmt die Tropfengröße auch beidiesem Gemischbildner mit steigendem Druck zu. Allerdings erreicht der Strahl das Meß-volumen ca. 1 ms früher und durchquert es wesentlich schneller, was an der früheren Ma-ximumlage und dem schnelleren Abfall der optischen Konzentration in Abbildung 4.5 zuerkennen ist. Da der Hauptanteil des Sprays bei ca. 2.5 ms nach Strahlaustritt detektiertwerden kann, wird auch hier die Tropfengröße verglichen. Die Werte liegen zu diesemZeitpunkt bei 5.0 µm (1 bar), bei 5.7 µm (2 bar) und bei 7.7 µm (4.5 bar) und damit jeweilsleicht unter dem Durchmessern des 90°-Injektors. Zu späteren Zeitpunkten liegt er jedochkontinuierlich 2 bis 4 µm über denen des 90°-Injektors. Dies läßt allerdings keine Aussageüber die Qualität der Zerstäubung zu, da die optische Konzentration beim 60°-Injektorschneller sinkt und damit die Überbewertung der größeren Tropfen im Mittelwert zunimmt.

2 4 6 8 10 12 14 16

2

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6

8

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12

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y [m

m]

Single Vector Plot

2 4 6 8 10 12 14 16

2

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14y

[mm

]

Average Vector Plot

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y [m

m]

Average Vector Plot

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2

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14

y [m

m]

Average Vector Plot

Abb. 4.6: Wandkontakt der 60°(oben)- und 90°-Hohlkegelinjektoren (unten)

1.0 ms 1.5 ms

3.25 ms2.25 ms

60°HK, T=150°C, pu=4.5bar, pinj=120bar

90°HK, T=150°C, pu=4.5bar, pinj=120bar

Da sich mit den zur Verfügung stehenden Injektoren der Wandkontakt des Kraftstoffs nichtvermeiden ließ, wurde eine Kolbenoberfläche in die Druckkammer eingebracht und dieStrömungsverhältnisse und Verdampfung gemessen. Die Temperaturen und Drücke ent-sprechen in etwa denen im Brennraum des Einzylindermotors bei entsprechender Kolben-position. Bei den hier dargestellten Ergebnissen beträgt der Abstand zwischen Kolben undInjektor 40 mm. Entsprechend der Kurbelwinkelstellung (60° vor OT) wurde ein Umge-bungsdruck von 4.5 bar und eine Temperatur von 150°C eingestellt.

Der 60°-Hohlkegelspray trifft den Kolben in Form einer kompakten Gemischwolke mit ho-hem 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 Auf-treffen der Gemischwolke auf den Kolben weicht sie seitlich aus und wird durch nachfol-gendes Gemisch weiter nach außen gedrängt. Bei der Umlenkung am Kolbenboden ent-steht eine Scherfläche über einen Bogen von 90°. Erst an dieser Stelle wird ein großskali-ger Wirbel (D ≈ 12 mm) erzeugt (Abbildung 4.6). Die über den Kolben schießende Ge-mischwolke 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 Kolben-oberfläche. Der ihn nach außen drängende Impuls des nachfolgenden Gemisches ist we-niger stark als beim 60°-Hohlkegelspray. Deshalb bewegt sich das Zentrum des Wirbelsbeim 90°-Hohlkegel mit etwa 3 m/s viel langsamer als beim 60°-Hohlkegel. Insgesamtbleiben die Wirbel über mehrere Millisekunden stabil (bis 5 ms und mehr) und sorgen da-für, dass sich Kraftstoff und Luft miteinander vermischen. Der Wirbel ist deshalb förderlichfür die Gemischbildung.

Obwohl diese zwei Düsen vom Prinzip der Strahlaufbereitung ähnlich sind, entsteht auf-grund des unterschiedlichen Kegelwinkels ein komplett andersartiger Einspritzverlauf. Die60°-Hohlkegel-Düse wird durch einen sehr kompakten Strahl gekennzeichnet, der weit inden Brennraum eindringt. Die Strahlcharakteristik dieses Injektors ist weit weniger vomUmgebungsdruck abhängig als bei der 90°-Düse. Dafür ermöglicht die 90°-Düse eine hö-here Luft/Kraftstoff-Interaktion, was für die Gemischbildung und die Verdampfungsge-schwindigkeit günstiger ist.

4.1.2. 12-Loch-Benzindüse und 12-Loch-DieseldüseAufgrund der Kompaktheit des Strahls während der ersten 2 ms nach Strahlaustritt kannim Strahlkern keine Tropfengeschwindigkeit gemessen werden. Lediglich im Strahlrandbe-reich sind Geschwindigkeiten meßbar.

Die Verdampfungsgeschwindigkeit nimmt mit steigendem Kraftstoffdruck deutlich zu. Ab-bildung 4.7 zeigt das Verdampfungsverhalten anhand der Miestreulichtmessungen unddas dazu gehörende Strömungsfeld für eine 12-Loch Benzindüse sowie einer 12-LochDieseldüse (beide mit Super Benzin betrieben). Der Umgebungsdruck beträgt 4.5 bar, dieTemperatur 150°C, der Aufnahmezeitpunkt ist bei allen Aufnahmen 2.0 ms nach Einspritz-beginn. Der Abstand zwischen Injektor und dem Kolben beträgt 40 mm.

2 4 6 8 10 12 14 16

2

4

6

8

10

12

14

y [m

m]

Average Vector Plot

2 4 6 8 10 12 14 16

2

4

6

8

10

12

14

y [m

m]

Average Vector Plot

pinj = 125 bar pinj = 200 bar

Abb. 4.7: Einfluß des Injektordrucks bei der Benzindüse

2 4 6 8 10 12 14 16

2

4

6

8

10

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14

y [m

m]

Average Vector Plot

2 4 6 8 10 12 14 16

2

4

6

8

10

12

14

y [m

m]

Average Vector Plot

pinj = 200 bar pinj = 300 bar

Abb. 4.7: Einfluß des Injektordrucks der Dieseldüse

Durch den höheren Kraftstoffdruck werden kleinere Tropfen erzeugt (Abbildung 4.8). Diesekönnen aufgrund ihres günstigeren Oberflächen- / Volumenverhältnisses in kürzerer Zeitverdampfen. Zudem nimmt die gesamte Kraftstofftropfenoberfläche (Summe der Oberflä-che aller Tropfen), die mit der Umgebungsluft interagieren kann, bei höheren Drücken zu.Einzelne Tropfen können leichter durch Einwirkung der Umgebungsluft (z.B. Schwankun-gen der Luftbewegung oder Störungen im Strahlbild) abgelenkt werden. Der Kontakt wird

12-Loch-Benzindüse, T=150°C, pu=4.5bar, t=2.00ms

12-Loch-Dieseldüse, T=150°C, pu=4.5bar, t=2.00ms

intensiviert, der Kraftstoffstrahl kann schneller verdampfen. Wie in Abbildung 4.7 zu sehenist, gilt dies für beide Injektortypen gleichermaßen.

Die Dieseldüse weist in Bezug auf die Verdampfungsgeschwindigkeit noch Potential fürEinspritzdrücke auf, die über 300 bar liegen. Die Verdampfungseigenschaften dieser Düsebei höheren Einspritzdrücken (und höherer Temperatur) ist deutlich besser als bei geringe-rem Druck (200 bar). Der Strahl ist bei 300 bar etwas breiter als bei 200 bar, was eineausgeprägtere Interaktion zwischen Luft und Spray zur Folge hat. Deshalb ist eine weitereAnhebung des Einspritzdrucks für zukünftige Einspritzsysteme wünschenswert.

B: 100°C, 1bar

B: 150°C, 1bar

Di: 100°C, 1bar

Di: 150°C, 1bar

300 bar

125 bar

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

Sau

ter

Du

rch

mes

ser

[um

]

300 bar 200 bar 125 bar

- 37%

- 31%- 33%- 32%

Abb. 4.8: Tropfengröße bei Benzin- und Dieseldüse

In Abbildung 4.8 wird deutlich, dass die Tropfendurchmesser der 12-Loch-Benzindüsederjenigen Tropfen der 12-Loch-Dieseldüse beim selben Druck (200 bar) sehr ähnlichsind. Speziell in dieser Graphik wird das Potential höherer Kraftstoffdrücke für eine Redu-zierung der Tropfengröße sichtbar.

Bei der Dieseleinspritzdüse steigen die Tropfendurchmesser gegen Ende der Messungenan (Abbildung 4.8). Bei der Benzindüse sinken die Tropfendurchmesser ab. Während derMeßdauer verdampfen die kleinen Tropfen schneller, während die größeren noch vomMeßinstrument detektiert werden können. Diese großen Tropfen gehen am Ende domi-nant in die Mittelung ein. Der zu späteren Zeitpunkten ansteigende Verlauf der Tropfen-größe bei der Dieseldüse ist eine Konsequenz der großen Tropfendurchmesserabwei-chung. Bei der Benzindüse ist die Verteilungsbreite der Durchmesser sehr viel kleiner. Dasbedeutet, dass eine größere Anzahl an Tropfen einen ähnlichen Durchmesser besitzt.

Der Unterschied zwischen niedrigen (125 bar für die 12-Loch-Benzindüse und 200 bar fürdie 12-Loch-Dieseldüse) und hohen Einspritzdrücken (200 bar für die 12 Loch-Benzindüseund 300 bar für die 12-Loch-Dieseldüse) wird in Abbildung 4.9 deutlich. Bei höheren Drü-cken ist die Tropfenverteilung deutlich homogener als bei niedrigen Drücken.

Bei den Untersuchungen wurde neben handelsüblichem Super Benzin (ROZ 95) auch einKraftstoff verwendet, der für den Einsatz bei hohen Kraftstoffdrücken geeignet ist. Die bei-den Kraftstoffe wurden auf schnelles Verdampfungsverhalten und damit auf ihre Eignungfür 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.

Abb. 4.10: Einfluß unterschiedlicher Kraftstoffe auf die Verdampfungsgeschwindigkeit

Zunächst fällt auf, dass der EK sowohl bei einem Kraftstoffdruck von 200 bar als auch bei300 bar wesentlich schneller verdampft als SB. Die Zeitdifferenz kann im Motorbetrieb ge-nutzt werden, um die Einspritzung und Zündung auf spätere Zeitpunkte zu verlegen unddamit eine thermodynamisch günstigere Verbrennung zu erreichen.

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

Zu einem späteren Zeitpunkt (4 ms) wurden die Anteile an flüssigem Kraftstoff von SB beiden unterschiedlichen Kraftstoffdrücken miteinander verglichen (Abb. 4.9, rechts). Bei 200bar zeigt SB tendenziell etwas mehr Flüssiganteile als bei 300 bar, somit steigt die Ge-mischbildungsdauer. Daraus wird der Vorteil höherer Kraftstoffdrücke ersichtlich. In die-sem Fall ist bei 300 bar noch nicht das gesamte Potential ausgeschöpft. In weiterführen-den Untersuchungen wird der Kraftstoffdruck noch angehoben werden.

Bei Umgebungsdruck und -temperatur (Abbildung 4.10) zeigt sich der Unterschied derVerdampfungsgeschwindigkeit der beiden Kraftstoffe noch deutlicher als bei hohen Tem-peraturen. Während EK nach 5 ms fast vollständig verdampft ist, benötigt SB mehr als 8ms. 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 abgegli-chen. Dies dient in erster Linie zur Absicherung der numerischen Simulation. Effekte, diemit eingebrachter Luftbewegung auftreten, sollen von den Eigenschaften der Strahlaus-breitung separiert werden können.

Zu Beginn des Einspritzvorgangs ist eine hohe Übereinstimmung der Strahlkonturen undTropfenverteilung zu erkennen. So zum Beispiel wird der Knick des Primärwinkels kurznach Strahlaustritt in der Simulation wiedergegeben. Ebenso stimmen Vorstrahl undToruswirbel hinreichend überein.

Im weiteren Zeitverlauf treten jedoch stärkere Abweichungen auf. So wird zum Beispiel derToruswirbel zu breit und zu groß berechnet. Hieraus ergibt sich ein zu großer Luftwider-stand für die Tropfen beim Eindringen in das Meßvolumen, was die geringeren Strahlge-schwindigkeiten und Eindringtiefen in der Simulation erklärt.

Simulation und Messungen am Durchflußprüfstand stehen noch am Anfang. Die Modellbil-dung ist noch nicht abgeschlossen und muß in einigen Bereichen weiter verfeinert undangepaßt werden.

Abb. 4.10: Vergleich Experiment und Simulation, Luftgeschwindigkeit = 0 m/s

Abb. 4.11: Vergleich Experiment und Simulation, Luftgeschwindigkeit = 20 m/s

So gilt es, die Startparameter soweit zu variieren, daß der Toruswirbel besser abgebildetwird. Der Abgleich zwischen Numerik und Messung beim Vorspray kann durch eine Ände-rung der Massenanteil erfolgen, gekoppelt mit einer Gewichtung innerhalb des Tropfen-größenspektrums in Vor- und Hauptspray. Weiterhin wird das Tropfenspektrum zeitvaria-bel gestaltet werden müssen. Neben den Initialisierunggrößen gilt es die Modelle des Im-pulsaustausches zwischen Flüssig- und Gasphase zu verbessern.

1.0 ms 2.0 ms

1.0 ms 2.0 ms

0.5 ms

1.5 ms

1.5 ms

0.5 ms

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 fürSuperbenzin (SB) wesentlich kleiner ist und bei früheren Zünd- und Einspritzzeitpunktenliegt. Bei späteren Zeitpunkten konnte der Motor aufgrund von Zündaussetzern nicht mehrbetrieben werden. Bei Einspritzung von SB ist primär der Zündzeitpunkt entscheidend fürden indizierten Mitteldruck, bzw. für die Leistung und den spezifischen Verbrauch. Dasbedeutet, dass verschiedene Einspritzzeitpunkte bei einem Zündzeitpunkt variiert werdenkönnen, und die Leistung dennoch nahezu konstant bleibt. Beim Ersatzkraftstoff (EK) da-gegen fällt dem Zündzeitpunkt allein nicht diese zentrale Rolle zu. Entscheidend für hoheMitteldrücke ist lediglich der zeitliche Abstand zwischen Einspritzzeitpunkt und Zündzeit-punkt. Bei einem konstanten ∆t weist das Kennfeld ein Band von Zündzeitpunkten mit ho-her Leistungsabgabe auf. Der Zündzeitpunkt selbst ist dabei nicht der entscheidendeFaktor. Der kritische Abstand zwischen Einspritz- und Zündzeitpunkt spricht für ein sehrschmales zeitliches Fenster, in dem zündfähiges Gemisch an der Zündkerze vorliegt. Dieswird als Hinweis für eine hohe Schichtladefähigkeit gewertet.

Die Brennverlaufsanalyse ergab bei EK eine Verschiebung des Umsatzschwerpunktes umca. 10° KW nach spät im Vergleich zum SB. Wegen der späteren Einspritzung und derherrschenden, höheren Temperaturen konnte der Brennverzug (ZZP bis 1% Umsatz) beimEK um bis zu 5° KW reduziert werden.

311

315

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323

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335

Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

1.61.71.81.922.12.22.32.42.52.6

Zün

dzei

tpun

kt

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319

323

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Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

Superbenzin Ersatzkraftstoff

Abb. 4.12: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : Indizierter Mitteldruck

Die HC-Werte im Schichtbetrieb liegen bei beiden Kraftstoffen höher als bei homogenerVerbrennung. Allerdings wurde der Motorbetrieb für diese Messungen nicht optimiert, dadas Interesse auf die Auswirkung der unterschiedlichen Kraftstoffe gerichtet war. Die HC-Werte vom EK lagen bis zu 500 ppm unter denen von SB. Die Struktur des Kennfeldes fürdie HC-Emissionen ähnelt dem des indizierten Mitteldruckes. Wenig HC im Abgas bedeu-tet eine erhöhte Umsatzrate, was wiederum die pmi-Werte steigen lässt.

Es ist zu vermuten, dass die Kraftstoffstrahlen zu tief in den Brennraum eindringen und inden Randbereichen nicht mehr vollständig verbrennen können. Weiterhin können sich

pmi [bar]

Zündzeitpunkt Zündzeitpunkt

Ein

sprit

zbeg

inn

Wandanlagerungen am Kolben bilden. Ziel der laufenden Messungen ist es deshalb, dieGemischbildung zu optimieren und HC-Quellen zu beseitigen.

Superbenzin Ersatzkraftstoff

311

315

319

323

327

331

335

Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

1000

1600

2200

2800

3400

4000

4600

Zün

dzei

tpun

kt

311

315

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323

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331

335

Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

Abb. 4.13: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : HC Emission

ErsatzkraftstoffSuperbenzin

311

315

319

323

327

331

335

Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

50556065707580859095100105

Zün

dzei

tpun

kt

311

315

319

323

327

331

335

Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

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 größtenpmi emittiert werden, nimmt NO beim EK bei späten Einspritzzeitpunkten (und Zündzeit-punkten) ab (ca. 50 ppm). Gerade hier liegen jedoch die höchsten pmi-Werte.

Beim EK kann Ruß erst bei späten Zünd- und Einspritzzeitpunkten detektiert werden. Imübrigen Kennfeld läuft der Motor rußfrei. SB dagegen erzeugt Ruß im gesamten Kennfeld,

HC [ppm]

NO [ppm]

Zündzeitpunkt Zündzeitpunkt

Zündzeitpunkt Zündzeitpunkt

Ein

sprit

zbeg

inn

Ein

sprit

zbeg

inn

die höchste Rußzahl liegt bei 0,05 ≡ 160 mg/m3 (Abb. 4.15). Ein Absenken des Einspritz-druckes auf 200 bar ergab eine Steigerung der Rußemission auf 0,14 ≡ 448 mg/m3 (nichtdargestellt). Die Reduzierung der Rußemission bei 300 bar Einspritzdruck ist mit der we-sentlich feineren Zerstäubung des Kraftstoffes bei höheren Einspritzdrücken zu erklären.Die kleineren Tröpfchen verdampfen schneller, somit tritt weniger Flüssiganteil in direktenKontakt mit der Flamme, was die Hauptursache für Rußbildung ist.

Ersatzkraftstoff

Zün

dzei

tpun

kt

311

315

319

323

327

331

335

Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

Superbenzin

311

316

321

326

331

Einspritzzeitpunkt317 321 325 329 333 337 341

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

Abb. 4.15: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : Ruß-Emission

Abb. 4.16: Vergleich unterschiedlicher Kraftstoffe : Verkokung

FSN [-]

SBSB

EK EK

Zündzeitpunkt Zündzeitpunkt

Ein

sprit

zbeg

inn

Zündkerze und Injektor neigen bei SB stark zur Verkokung. Rußablagerungen finden sichauch am Kolbenboden. Besonders stark fiel die Verkokung bei 200 bar Einspritzdruck aus.Mit EK hingegen konnten Verkokungen nicht nur vermieden werden; vielmehr fand einevollständige Säuberung der Komponenten von Rußablagerungen statt. Abbildung 4.16zeigt Zündkerze und Injektor nach dem Betrieb mit SB. Die Komponenten wurden im un-gereinigten Zustand wieder in den Zylinderkopf montiert und anschließend mit EK betrie-ben.

Die Vermeidung der Verkokung am Injektor und an der Zündkerze kann der entscheiden-de Faktor für die dauerhafte Zünd- und Verbrennungsstabilität sein.

5. Zusammenfassung

In einer Druckkammer und einem Durchflußprüfstand wurden diverse Hochdruckeinspritz-ventile für Benzin-Direkteinspritzung mit optischen Meßverfahren untersucht. Ziel war dieAnalyse des Einspritzverlaufs, der Verdampfung, der Tropfengröße, der Gemischbildungund der Gemischverteilung. Hierfür kamen die Lichtschnittvisualisierung die Partikel-Image-Velocimetry, und Tropfengrößenbestimmung als Meßtechniken zum Einsatz. Wei-tere Untersuchungen erfolgten in einem Einzylindermotor. Neben der thermodynamischenAnalyse erfolgten Abgasmessungen und die Beobachtung der Verkokungen an Injektorund Zündkerze.

Die Druckkammermessungen zeigen den Einfluß unterschiedlicher Randbedingungen aufdie Verdampfungsgeschwindigkeit des Kraftstoffs. Die Lichtschnittvisualisierung zeigteeine Beschleunigung der Verdampfung durch höhere Einspritzdrücke und eine Verzöge-rung durch steigende Umgebungsdrücke. Die Meßergebnisse der Tropfengrößen belegendiese Tendenz. Die Kraftstofftropfen werden bei niedrigem Kammerdruck und/oder stei-gendem Einspritzdruck kleiner. Bei den Hohlkegel-Injektoren konnte die besondere Sensi-bilität des Strahlverlaufs auf die auf den Umgebungsdruck dargestellt werden. Speziell die90°-Hohlkegel-Düse zeichnet sich durch eine hohe Luft/Kraftstoff-Interaktion aus.

Die Untersuchung von 12-Loch-Benzindüse und 12-Loch-Dieseldüse ergab ein insgesamtsehr niedrigeres Niveau an Tropfendurchmesser. Durch Anhebung der Drücke von 125bar auf 200 bar (Benzin-Düse), bzw. von 200 bar auf 300 bar (Diesel-Düse) konnte jeweilsder Tropfendurchmesser über 30% gesenkt werden. Die Diesel-Düse weist bei weitererAnhebung des Kraftstoffdruckes noch Potential in Bezug auf die Reduzierung der Trop-fendurchmesser und auf die Verdampfungsgeschwindigkeit auf. Deshalb werden in Folge-untersuchungen die Einspritzdrücke noch weiter angehoben.

Beim Vergleich von handelsüblichem Superbenzin mit einem Ersatzkraftstoff zeigt der Er-satzkraftstoff deutliche Vorteile auf bezüglich der kleinen Kraftstofftropfen und der schnel-len Verdampfung. Im Motorbetrieb lässt sich deshalb der Einspritz- und der Zündzeitpunktzu späteren, thermodynamisch günstigeren Zeitpunkten verstellen. Eine schnellere Ver-dampfung vermindert zudem den Anteil an flüssigem Kraftstoff, der bei kurzem zeitlichenAbstand zwischen Einspritzung und Zündung von der Flamme erfasst wird. Damit wird einwesentlicher Beitrag zur Vermeidung von Rußbildung geleistet.

Im Motorbetrieb konnten für beide Kraftstoffe die Einflüsse bei der Zuordnung vonEinspritz- und Zündzeitpunkt zueinander quantifiziert werden. Die Messungen zeigten den

unterschiedlich hohen Schichtungsgradient und den schmalen Bereich an zündfähigemGemisch an der Zündkerze. Die Messungen zur Verdampfungsgeschwindigkeit undTropfengröße an der Druckkammer, sowie die thermodynamisch Analyse im Motor bestä-tigen das Potential der hohen Kraftstoffdrücke bei strahlgeführten Verfahren.

Der Ersatzkraftstoff konnte gegenüber dem Superbenzin bei der Emission von Kohlen-wasserstoffen (HC) als auch von Stickoxid (NO) klare Vorteile aufweisen. Er garantiertzudem einen dauerhaft verkokungsfreien Motorbetrieb.

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[15] Kettner, M.; Fischer, J. ; Gindele, J.; Spicher, U.: Physical and numerical effects onspray 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