Dr.-Ing. Andrea BertolaDipl.-Ing. Andreas Fürholz Dipl.-Ing. Jürg Stadler Dipl.-Ing. Jens Höwing Kistler Instrumente AG, Winterthur, Schweiz

Prof. Dr. Karl Huber Dipl.-Ing. Johann Hauber Fachhochschule Ingolstadt

Prof. Dr.-Ing. Christoph GossweilerFachhochschule Nordwestschweiz

Sonderdruck920-366d-10.08

Druck-sensoren

Neue Möglichkeiten der Niederdruckindizierung mit piezoresistiven Hochtemperatur-Absolutdrucksensoren

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Inhalt

1 Kurzfassung ...............................................................................................................................................................3

2 Motivation .................................................................................................................................................................3

3 Piezoresistive Sensoren und Einbaumöglichkeiten .....................................................................................................6

3.1 Temperaturverhalten von piezoresistiven Sensoren .........................................................................................7

4 Einfluss der Sensorposition auf den gemessenen Druckverlauf .................................................................................7

5 Charakterisierung der Messgenauigkeit und Auswirkungen auf die Analyseergebnisse ...........................................9

5.1 Sensortemperaturen im Kennfeld ....................................................................................................................9

5.2 Erreichbare Genauigkeit mit piezoresistiven Absolutdrucksensoren .................................................................9

5.2.1 Druckmessung mit piezoresistivem Sensor direkt eingebaut/im Kühladapter ...................................................9

5.2.2 Druckmessung mit piezoresistivem Sensor im Umschaltkühladapter .............................................................10

5.3 Niederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor und pneumatischer Druckmessung .............................11

5.4 Auswirkung des Absolutdruckniveaus auf die Ergebnisse der Ladungswechselrechnung ...............................13

6 Schlussfolgerungen und Empfehlungen für den Anwender .....................................................................................14

7 Literatur.................................................................................................................................................................... 14

Anhang: Verwendete Drucksensoren und Kühladapter ............................................................................................15

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1 KurzfassungDer Ladungswechsel entscheidet massgeblich über Leistung, Emissionen und Verbrauch eines Verbrennungsmotors. Der Analyse und Optimierung des Ladungswechsels kommt des-halb eine besondere Bedeutung zu, die im Hinblick auf neue homogene Brennverfahren mit hohen Restgasanteilen (CAI, HCCI) nochmals ansteigen wird.

Die Niederdruckindizierung mit piezoresistiven Absolutdruck-sensoren ist zu einem wichtigen Werkzeug zur Auslegung und Optimierung des Ladungswechsels, zur Erfassung von Prozessgrössen und zur Validierung von Simulationen gewor-den. Nutzen dieser Messung des absoluten Druckverlaufs ist die hohe Genauigkeit unter Berücksichtigung der Dynamik, der Auflösung von Zylinderunterschieden bis hin zum einzel-nen Arbeitsspiel.

Hohe Dynamik und genaues Druckniveau sind für die Niederdruckindizierung gleichermassen wichtig. Durch die Miniaturisierung der piezoresistiven Sensoren können diese nun direkt in den Zylinderkopf montiert werden. Dadurch ergibt sich ein neuer Freiheitsgrad in der Sensorinstallation. Eine ventilnahe Positionierung des Sensors ist repräsentativ, dadurch wird z.B. der Modellierungsaufwand minimiert. Auslassseitig ist eine Kühlung notwendig, falls der Sensor nicht direkt im Zylinderkopf installiert wird.

Die Applikation eines Umschaltkühladapters ermöglicht eine präzise Nullpunkt-Korrektur des piezoresistiven Sensors und damit das Erreichen einer Referenzgenauigkeit (±1 mbar) bei jedem Betriebspunkt.

Zur genauen Bestimmung des Absolutdruckniveaus im Auslass ist die Niederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor und pneumatischer Druckmessung (über einen am Schlauch an- gebundenen Absolutdrucksensor) wegen zusätzlicher Fehler-quellen nicht empfehlenswert.

Drucksensoren

Neue Möglichkeiten der Niederdruckindizierung mit piezoresistiven Hochtemperatur-Absolutdrucksensoren

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Niederdruck-indizierung

Simulation

Prüfstand

Funktions-entwicklung

Einlass/Auslass

Restgas

Ventile

Brennraum

Klappen undSteller

Abgasnachbehandlung

Akustik

Sonder-messungen

Aufladesysteme

Ladungswechsel Motorteilsysteme

KurbelgehäusePumpenMedien

LadungsbewegungAGR-SystemVentile Luft/AbgasMotorbremse

LadungswechselverlusteReferenzmessung

1-D-Modell-AbstimmungCFD

Optimierung VerbrennungBrennverlaufsanalyse

Restgas-Steuerung (HCCI)

SteuerzeitenNockenprofile

Last-Steuerung (Füllung)

RestgasmodellSaugrohrmodell

2 MotivationDie Niederdruckindizierung ist die Messung von Absolut-drücken mit kleiner Amplitude über dem Kurbelwinkel. Typisch sind Druckbereiche von 0 … 5 bar. Zweck der Nie- derdruckindizierung ist die dynamische Erfassung von sehr kleinen Druckamplituden von wenigen Millibar. Die beson-dere Herausforderung besteht dabei in dem gleichzeitig zur Dynamik mit sehr hoher Genauigkeit zu erfassenden abso-luten Druckniveau. Nur beide Informationen gemeinsam, Dynamik und Druckniveau, sind sichere messtechnische Grundlagen für die Simulation und die Optimierung von Mo- toren. Der Schwerpunkt der Anwendungen der Niederdruckindi-zierung in der Motorenentwicklung liegt auf Untersuchungen zum Ladungswechsel (Bild 1). Durch eine Minimierung der Ladungswechselverluste lassen sich direkte Potentiale für eine Reduzierung des Kraftstoffverbrauches und somit der CO2-Emission erschliessen. An Ottomotoren wird dies z.B. durch variable Ventilsteuerungen, Downsizing und Entdrosselung in geschichteten Brennverfahren umgesetzt. Ebenso spielt der Ladungswechsel im Bestreben, den Schadstoffausstoss von Motoren zur Einhaltung künftiger Abgasvorschriften zu redu-zieren, eine wichtige Rolle. Aus motorischer Sicht wird der Ladungswechsel dabei zu einem immer wichtigeren Bestandteil des gesamten Brennverfahrens. Insbesondere neue homoge-ne Brennverfahren (CAI, HCCI), welche Eigenschaften von

Bild 1: Anwendungen der Niederdruckindizierung

otto- und dieselmotorischer Verbrennung in sich vereinen, zeichnen sich durch eine enge Wechselwirkung zwischen dem Ladungswechsel und der nachfolgenden Verbrennung aus [1]. Erst die gezielte Abgasrückhaltung im Ladungswechsel macht diese neuen Brennverfahren möglich.Aufgrund der starken Abhängigkeit der Verbrennung von dem im Ladungswechsel eingestellten thermischen Zustand der Zylinderladung müssen diese Einstellungen sehr genau vorgenommen werden.

Mit der heute standardmässig durchgeführten Brennraum-druckindizierung wird der Aufwand für den Ladungswechsel als Kennwert pmiLW direkt bestimmt. Dieser Wert steht in allen Prüfsituationen schnell und oft in Echtzeit zur Verfü-gung. Neben dieser globalen Informationen benötigt der Motoreningenieur für die Optimierung und Applikation kom- plexer Brennverfahren zunehmend weiterführende, detaillier-tere Informationen über die Vorgänge im Ladungswechsel. Wichtigste Einflussgrösse auf die Verbrennung ist neben der Ladungsbewegung dabei der Restgasgehalt der Zylinderla-dung; dieser beeinflusst die Entflammung, Brennverhalten und Brennstabilität.

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Der Restgasgehalt ist nicht direkt messbar. Für die Ermittlung des Restgasgehaltes sind Ladungswechselanalysen bzw. 0-D- oder 1-D-Simulationsrechnungen erforderlich. Für schnelle Restgasberechnungen sind einfach zu parametrierende Rest- gasmodelle vorgestellt worden [2]. Diese liefern in einem wei- ten Kennfeldbereich unter Vernachlässigung der Dynamik gute Genauigkeiten. Zylinderselektive Aussagen sowie die Inter-pretation der komplizierten gasdynamischen Vorgänge, z.B. in der Ventilüberschneidung, bleiben jedoch detaillierten La- dungswechselanalysen vorbehalten. Deren Aussagen ermög-lichen die Identifikation von Stellgrössen und die individuelle Optimierung der Einzelvorgänge des Ladungswechsels.

Die Entwicklungsgeschwindigkeit erfordert heute, dass Ladungswechselanalysen zunehmend direkt am Prüfstand durchgeführt und die Ergebnisgrössen unmittelbar für die Applikation des eingestellten Betriebspunktes zur Verfügung stehen. Berechnete Kennwerte, wie z.B. der Restgasgehalt, werden dann wie echte Messsignale, z.B. Drücke oder Tem-peraturen, gemeinsam mit den anderen Prüfstandsdaten abgespeichert.

Ladungswechselanalysen benötigen als Eingangsparameter neben dem Zylinderdruck, die indizierten Druckverläufe im Einlass- und Auslasskanal bzw. Saug- und Auspuffsystem. Die Messposition der Niederdrucksensoren wird massgeb-lich durch die Zugangsmöglichkeiten am Motor bestimmt. Der Einfluss der Sensorposition auf die Ergebnisse der La- dungswechselrechnung steht im Zusammenhang mit dem für die Berechnung eingesetzten Analyseprogrammen. In 1-D-Ladungswechselanalysen werden die Laufzeiten der an der Sensorposition gemessenen Druckpulsationen bis zum Ventil in der Rechnung berücksichtigt.

In früheren Untersuchungen [3, 4] wurde der Einfluss der Sensorposition auf die Ergebnisse von 0-D-Ladungswechsel-rechnungen eingehend untersucht und die Anforderung einer zylinderkopfnahen Sensorlage im PKW-Drehzahlbereich als vernachlässigbar ermittelt. In den gleichen Untersuchungen wurde in einer Parameterstudie das Absolutdruckniveau von Saug- und Abgasrohr als ein wesentlicher Einflussfaktor auf die Genauigkeit der Ergebnisse identifiziert. Als Anforderung für die Genauigkeit des Druckniveaus wurden hier zulässige Fehler kleiner ±10 mbar für die indizierten Drücke in Saugrohr und Auspuff spezifiziert.

Für den Abgleich von Simulationsrechnungen des Ladungs-wechsels dient die Niederdruckindizierung in Ein- und Auslass als ein wichtiges Kriterium zur Absicherung der Modellgüte. Bei 1-D-Simulationen werden an den Sensorpositionen des Motors Prüfpunkte im Rechnungsmodell eingeführt, an denen die indizierten Niederdrücke mit den im Modell berechneten Druckverläufen verglichen werden. Die Nieder-druckindizierung ist dabei die Referenz für die Dynamik und Lage des Druckniveaus. Abweichungen der berechneten Verläufe werden durch Veränderungen der Parametrierung des Simulationsmodells, z.B. Längen, Durchflussbeiwerte, angeglichen. Die Qualität der Niederdruckindizierung ist bei dieser Vorgehensweise eine Voraussetzung für die Genauigkeit der Simulationsrechnung [5].

Die Messorte am Motor können entsprechend der Auf-gabenstellung und den speziellen Möglichkeiten dieser Mess-technologie sehr vielfältig sein. Der jeweilige Einbau der Sensoren stellt aufgrund von Beschränkungen des Bauraumes und der auftretenden Temperaturen (z.B. im Auspuffkrümmer) ganz besondere Anforderungen an die Sensorgrösse bzw. das Gesamtpaket der Sensoradaption.

Eine hohe Genauigkeit und eine hohe Prozesssicherheit sind die entscheidenden Faktoren für die breite Anwendung der Niederdruckindizierung zur Optimierung des Ladungs-wechsels. Die Entwicklung neuer Brennverfahren und die Ausschöpfung aller vorhandenen Potentiale erfordern vom Motoreningenieur ein tiefes Verständnis der innermotori-schen Vorgänge. Die Niederdruckindizierung liefert hierfür wichtige messtechnische Informationen, auf deren Basis wei-terführende Analysen und Berechnungen möglich werden.

Deshalb stellt sich die Frage:Ist die Niederdruckindizierung als Entwicklungswerkzeug jetzt auf dem Weg zu einer Betriebsmesstechnik in der Motoren-entwicklung?

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DCE-Sensor Ölgefüllter Sensor

Typ 4005B Typ 4007B Typ 4045A Typ 4075A

Gewinde – M5x0,5 M5x0,5 M14x1,25 M12x1

Messbereich bar 0 ... 5/10 0 ... 5 0 ... 2/5/10 0 ... 10

Max. Temperatur

°C 125 200 140 140

Kompen-sation

– Analog

Analog (u. digital mit Verstärker Typ 4665)

Analog Analog

Kompens. Temperatur-bereich

°C 0 ... 125 0 ... 180 20 ... 120 20 ... 120

Thermische Nullpunkts-änderung

%FSO <1 <1 <0,5 <0,5

Thermische Empfindlich-keitsänderung

±% <1 <1 <1 <1

3 Piezoresistive Sensoren und EinbaumöglichkeitenDie für die Niederdruckindizierung eingesetzten piezoresisti-ven Sensoren haben eine maximale Betriebstemperatur, die von der Temperatur des zu messenden Mediums oft erheb-lich überschritten wird. Nur mit speziellen Massnahmen wie Wasserkühlung der Sensoren bzw. Schutz dieser vor dem heissen Medium durch einen Schaltadapter, wird eine dauer-hafte Messung beherrschbar. In Bild 2 sind die wichtigsten Einbaumöglichkeiten von piezoresistiven Absolutdrucksen-soren im Saug- und Auspuffrohr eines Verbrennungsmotors gezeigt.

Bild 2: Mögliche Adaptionen der piezoresistiven Sensoren in Ein- und Auslass

Einlassseitig ist geringer Bauraum die wichtigste Anforderung an den Sensor. Die piezoresistiven Miniaturdrucksensoren erfüllen mit kompakten Abmessungen diese Forderung. Die Kistler Sensoren Typ 4005B/Typ 4007B (M5) bieten sich für den Direkteinbau im Einlasskrümmer oder im Zylinderkopf bestens an. In seltenen Fällen sind im Einlass Temperaturen über 120 °C vorzufinden. Der Sensorkopf kann somit ohne aktive Kühlung bündig zum Einlasskanal eingeschraubt wer-den.

Auslassseitig fordern die hohen Abgastemperaturen (bis über 1 000 °C) immer eine Wasserkühlung der Sensoren. Diese kann gezielt durch Kühladapter oder über Ausnutzung der Zylinderkopfkühlung realisiert werden. Im einfachen Kühl- adapter (Typ 7525A, M14) ist der Sensor optimal gekühlt, aber die Sensormembrane immer den heissen Gasen aus-gesetzt. Der Umschaltkühladapter (Typ 7533A, M14) besitzt einen Schaltmechanismus, welcher nur während des Zeitraums der Messung über ein pneumatisches Ventil geöff-net wird. Dies ermöglicht eine hohe Sensorlebensdauer und die Korrektur des Sensornullpunkts bei laufendem Motor.

Sensor Typ 4005BSensor Typ 4007B, Direkteinbau im Zyl. KopfSensor Typ 4007B, Kühladapter Typ 7525ASensor Typ 4075A, Kühladapter Typ 7505Sensor Typ 4045A/4075A/4007B,Umschaltkühladapter Typ 7533ASensor Typ 4045A, Kühladapter Typ 7511

AuslassEinlass

abcd

f

e

a b c

d

fe

Beim Direkteinbau des Sensors im Zylinderkopf auslass- seitig sind die Abmessungen des Sensors entscheidend; der Einsatz des kompakten Hochtemperatur-Sensors Typ 4007B ist hier möglich. Dieser Direkteinbau in den Zylinderkopf ist typisch für Motorsport-Anwendungen, bei denen geringe Sensorabmessungen und -massen wichtig sind.

Druckbereich, Kompensationsart und temperaturabhängige Eigenschaften der Kistler Absolutdrucksensoren sind in Bild 3 zusammengestellt.

Bild 3: Spezifikation piezoresistiver Sensormessketten

Für die Niederdruckindizierung bietet Kistler zwei Bauarten von piezoresistiven Absolutdrucksensoren an. Das Direct Chip Exposure Prinzip (DCE) stellt die neue, miniaturisierte Sensorgeneration dar (M5). Bei dieser Bauart ist das Halb-leitermesselement direkt dem zu messenden Medium aus-gesetzt. Zwecks Medienkompatibilität ist das Messelement einzig durch eine spezielle Beschichtung geschützt. Die ölgefüllten Sensoren werden durch Typ 4045A (M14) und Typ 4075A (M12) repräsentiert. Dieses Messprinzip benötigt etwas mehr Bauraum, hat jedoch mit der dünnen Stahl- membran und einem Silikonöl als Drucküberträger eine effek- tive Medientrennung, was hinsichtlich Russ- und Partikel-emission den besten Schutz des Messelements bietet.

Alleinstellungsmerkmale der piezoresistiven Absolutdruck-sensoren von Kistler sind geringer Bauraum und die sehr geringe thermische Nullpunktverschiebung <0,5 ... 1 %FSO über den gesamten kompensierten Temperaturbereich; dies entspricht bei 2 bar Druckbereich einem Fehler <20 mbar oder bei 5 bar Druckbereich <50 mbar.

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3.1 Temperaturverhalten von piezoresistiven SensorenDas Kernelement eines piezoresistiven Drucksensors ist eine Messzelle, auf welcher piezoresistive Widerstände zu einer Wheatstone-Brücke geschaltet sind. Die Eigenschaften der Halbleiterwiderstände sind temperaturabhängig, was in je-dem Falle eine Kompensation erfordert. Die unerwünschte Temperaturabhängigkeit des Sensors wird spezifisch charakte- risiert und kann über weitere Widerstände (analoge Kom-pensation) oder auch über eine digitale Kompensation weit-gehend korrigiert werden. Der bleibende Fehler kann mit einer Nullpunkt-Korrektur minimiert werden. Bild 4 zeigt das Verhalten zwischen physikalisch anliegendem Druck und dem Sensorsignal.

Bild 4: Schematische Darstellung der Nullpunkt-Korrektur

Referenzdruck [bar]1 bar

(Umgebungsdruck)

Restfehler

(2)

(1) Kalibrierte Kurve bei Tref

(2)

(3)

(α)

(o)

(3) (1)

(α)

(o)

Sens

orsi

gnal

"Nul

lpun

ktK

orre

ktur

"

Charakteristische Kurvebei TA vor "Nullpunkt-Korrektur" (beinhaltetNullpunkt- und Empfind-lichkeitsfehler) Charakteristische Kurvenach "Nullpunkt-Korrektur"bei TA

TemperaturbedingterEmpfindlichkeitsfehler TemperaturbedingterNullpunktfehler

4 Einfluss der Sensorposition auf den gemessenen Druckverlauf

Der Einfluss der Messposition auf die gemessenen Nie-derdruckverläufe und auf die Berechnungsergebnisse der Ladungswechselanalyse ist im Rahmen einer umfassenden Untersuchung an einem V8-Ottomotor erarbeitet wor-den. Dabei beschränkt sich die Ermittlung von Hoch- und Niederdruckdaten auf Zylinder 4, der einen guten Kompromiss hinsichtlich Messstellenzugänglichkeit und Gleichverteilung darstellt. Die Störung durch benachbarte Zylinder der glei-chen Bank ist aufgrund des Zündabstandes von 180° KW gering. Der Motor verfügt über eine variable Ventilsteuerung (Phasensteller an der Einlass- und Auslassnockenwelle), welche im Rahmen der Untersuchungen als wichtige Stell-grösse zur Variierung des Restgasgehalts genutzt wurde. Die piezoresistiven (PR) Absolutdrucksensoren (beschrieben in Kapitel 2) sind direkt im Kühladapter oder im Um- schaltkühladapter installiert (Bild 5 und 6). Die Zylinderdruck- indizierung erfolgt über einen von der Einlassseite her eingeschraubten wassergekühlten M10-Sensor des Typs 6061B, der brennraumbündig eingebaut ist. Die Kühladapter und der Hochdrucksensor werden gemeinsam über das Temperiergerät Typ 2621 gekühlt.

Bild 5: Messstellen im Einlasssystem

A, Typ 4007B Direkteinbau

C, PR-Sensor in Umschaltkühladapter

ca. 200 mm

B , Typ 4007B Direkteinbau

Die Kalibriergerade (1) in Bild 4 zeigt das kalibrierte Verhalten des Sensors bei Referenztemperatur. Jede Abweichung von dieser Charakteristik hat einen Messfehler zur Folge. Bei einer beliebigen Temperatur TA ergibt sich ein Nullpunkts- und Empfindlichkeitsfehler (hier positiv dargestellt) wodurch sich die Gerade verschiebt (2). Durch eine Nullpunkt-Korrektur bei TA und Umgebungsdruck lässt sich der temperaturbedingte Nullpunktfehler und einen Anteil des Empfindlichkeitsfehlers korrigieren. Nach der Nullpunkt-Korrektur (3) ergibt sich un- ter der Annahme, dass die Temperatur konstant ist, nur noch ein temperaturbedingter Empfindlichkeitsfehler (leich- te Änderung der Steigung).

Die in der Praxis erreichbare Genauigkeit mit piezoresistiven Absolutdrucksensoren und die optimale Prozedur für die Nullpunkt-Korrektur werden in Kapitel 4 beschrieben.

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Bild 6: Messstellen im Auslasssystem

1, Typ 4007B Direkteinbau in Zylinderkopf, ventilnah

2, PR-Sensor Umschaltkühl- adapter, frontal

4, PR-Sensor in Umschaltkühl- adapter

3, PR-Sensor Umschaltkühl- adapter, seitlich

5, PR-Sensor in Kühladapter

Es werden in jedem Betriebspunkt jeweils 200 Arbeitsspiele in einer Auflösung von 0,5 °KW aufgezeichnet und gemittelt.

Da die Unterschiede in den zyklischen Druckschwankungen an den verschiedenen Messpositionen verglichen werden sol- len, wurden die Druckniveaus der Drucksignale im Ein- und Auslass nach der Messung korrigiert. Als Referenz dienten dabei die Kanäle, die über einen Umschaltkühladapter den Umgebungsdruck des Sensors mit aufzeichnen und somit um den Differenzdruck zum Prüfstandsbarometer korrigiert wurden. Die Niveaukorrektur der übrigen Kanäle (Direktein- bau, einfacher Kühladapter) erfolgte jeweils in einem Kurbel- winkelfenster, in dem eine möglichst kleine Druckdynamik herrscht. Damit ist das absolute Druckniveau (gegeben durch Sensoreigenschaften und Nullpunkt-Korrektur) von der Druck- dynamik (gegeben durch Messposition und Adaption) entkop- pelt. Folgende Korrekturen wurden vorgenommen:

EinlassMittelwertbildung über gesamtes Arbeitsspiel•Referenz ist die Druckmessung im Umschaltkühladapter, •welche vor jeder Messung mit der Umgebung abgeglichen wird

AuslassMittelwertbildung in einem Kurbelwinkelfenster, in dem •eine möglichst kleine Druckdynamik herrscht (0 ... 270 °KW)Referenz ist die Druckmessung im Umschaltkühladapter, •welche vor jeder Messung mit der Umgebung abgeglichen wird

Bild 7 zeigt den gemessenen Druckverlauf im Ladungswechsel im Betriebspunkt 2 000 1/min an der Volllast. Markante Un- terschiede in der Druckdynamik sind während des Voraus- lassstosses im Auslasskrümmer präsent (im Bereich um 360 °KW).

Bild 7: Gemessene Druckverläufe im Ladungswechsel an unter- schiedlichen Messpositionen im Auslass, Betriebspunkt 2 000 1/min, Volllast. Mittelwerte von 200 Arbeitsspielen

Bild 8: Gemessene Druckverläufe im Ladungswechsel an unter- schiedlichen Messpositionen im Einlass, Betriebspunkt 5 000 1/min, Volllast. Mittelwerte von 200 Arbeitsspielen

Messposition 2 (frontale Position im Radiusbereich auslass-seitig, siehe Bild 6) zeigt deutliche Unterschiede in der Gas- dynamik bei hoher Last. Diese Messposition weist jeweils die grösste lokale Druckspitze zu Beginn des Ladungswech- sels auf. An dieser frontalen Position im Radiusbereich kommt es aufgrund der Strömungsumlenkung zu einer Drucküber-höhung. Messposition 1 (im Zylinderkopf, Auslass) hat jeweils das kleinste Druckmaximum während des Vorauslassstosses. Aufgrund des Querschnitts kommt es dort zu entsprechend hohen Strömungsgeschwindigkeiten und damit zu kleinen statischen Druckanteilen. Messpositionen 4 und 5 (an gera-den Rohrstücken, ventilfern) zeigen deckungsgleiche Verläufe selbst bei hoher Drehzahl und hoher Last.

Einlassseitig zeigt Messposition A (im Zylinderkopf ventilnah) deutliche Unterschiede in der Gasdynamik in Abhängigkeit von Drehzahl, Last und Ventilüberschneidung. Die Unter- druckwelle beim Ansaugen läuft vom Ventil in den An- saugkanal und erreicht somit zuerst die ventilnahe und später in abgeschwächter Amplitude die ventilferne Sensorposition (Position A und Position B in Bild 8). Die Strömung an der ven-tilfernen Messposition (B) ist durch die kurze Saugrohrstellung noch nicht vollständig als Stromfaden ausgeprägt, d.h. ein Rückschluss auf Druckverhältnisse am Ventilspalt ist nur be-dingt möglich.

Exhaust,pos. 2

Exhaust, pos. 3

Exhaust, pos. 1

p cylinder

Exhaust, pos. 5

Exhaust, pos. 4

0,75

1

1,25

1,5

1,75

2

2,25

2,5

270 360 450 540 630 720Crank Angle [deg CA]

Pres

sure

[ba

r]

EVO

tim

ing

IVO

tim

ing

EVC

tim

ing

TDC

p cylinder

Intake,pos. B

Intake,pos. A

0,5

0,75

1

1,25

1,5

1,75

2

2,25

270 360 450 540 630 720

Crank Angle [deg CA]

Pres

sure

[ba

r]

EVO

tim

ing

IVO

tim

ing

EVC

tim

ing

TDC

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5 Charakterisierung der Messgenauigkeit und Auswirkungen auf die Analyseergebnisse

Hohe Temperaturen bedeuten für die Sensorik auch Tempera- turdrifts, welche zu Genauigkeitseinbussen führen. Insbeson-dere die genaue Messung des Druckniveaus ist dabei kritisch. Zur Einhaltung der genannten hohen Anforderungen an die Bestimmung des Druckniveaus sind deshalb auf die jeweilige Sensoradaption abgestimmte Vorgehensweisen zur Korrektur des Druckniveaus notwendig.

Einen entscheidenden Beitrag zur thermischen Stabilität der Sensoren leistet die Sensorkühlung. Da bei Abgastemperaturen von teilweise über 1 000 °C keine Sensorik in der Lage ist, un- gekühlt hochgenaue Resultate zu liefern, ist die Sensorküh- lung zwingend erforderlich. Eine ausreichende, stabile Küh- lung der Sensoren kann somit entscheidend dazu beitragen, dass die auslassseitigen Sensoren nur geringfügige Tempe-raturänderungen bei unterschiedlichen Lastpunkten erfahren.

5.1 Sensortemperaturen im KennfeldDie Charakterisierung der Messstellen-Temperatur ergibt am untersuchten V8-Ottomotor für den direkt im Saugrohr ein- gebauten Sensor Werte, die im Bereich der Raumtempera- tur liegen. Der direkt eingebaute Sensor im Einlasskanal des Zylinderkopfs erreicht Temperaturen zwischen 65 °C (2 000 1/min, Teillast) und 90 °C (2 000 1/min, Volllast).Das höhere Temperaturniveau kann durch den Wärmeeintrag vom Zylinderkopf und den Luftdurchsatz begründet werden. Die Temperaturen von ausgewählten Sensoradaptionen sind in Bild 9 dargestellt.

Eine der beiden auslassseitig untersuchten Messpositionen (Position 4) ist im Auspuffkrümmer; hier weist der Sensor im Kühladapter im Betriebspunkt 5 000 1/min, Volllast eine ma- ximale Temperatur von 80 °C auf. Im Allgemeinen sind bei Messungen im Kühladapter somit Sensortemperaturen im Bereich 50 ... 80 °C im Kennfeld zu erwarten.Die zweite Messstelle (Position 1) ist direkt, das heisst ohne zusätzliche Kühlung, im Zylinderkopf installiert. Der Spitzen- wert von rund 170 °C wird an dieser Messposition im gleichen Betriebspunkt gemessen. In keiner der untersuchten Mess- positionen wird die max. zulässige Messelement-Temperatur von 200 °C erreicht, eine optimale Kompensation des Sensors ist gewährleistet.

Bild 9: Temperaturen an den Sensoren im Ein- bzw. Auslass im Kennfeld

5.2 Erreichbare Genauigkeit mit piezoresistiven Absolutdrucksensoren

5.2.1 Druckmessung mit piezoresistivem Sensor direkt eingebaut/im KühladapterBei direkt oder in Kühladaptern eingebauten Sensoren ist die Sensor-Messzelle ständig den anliegenden Druckschwin-gungen ausgesetzt. Um den Sensor mit dem Umgebungsdruck referenzieren zu können, muss der Motor somit zwingend ste-hen. Wie erwähnt, verursachen alle Temperaturänderungen abweichend von der Sensor-Referenztemperatur Nullpunkts- und Empfindlichkeitsfehler. Um eine möglichst hohe Mess-genauigkeit zu erreichen, muss der Sensor somit bei der Korrektur thermisch gleich konditioniert sein wie bei der spä- teren Messung.

Bei im Kühladapter eingebauten Sensoren ist die Korrektur mit hoher Genauigkeit durchführbar, da die Sensoren sehr gut konditioniert sind und die Sensortemperaturen wenig vom Lastzustand des Motors abhängig sind. Bei direkt ein-gebauten Sensoren können sich abhängig von der Motorlast stark variierende Sensortemperaturen einstellen (siehe Bild 9), welche die Qualität der Nullpunkt-Korrektur massgeblich be- einträchtigen. Besonders auslassseitig, bei direkt im Zylin- derkopf eingebauten Sensoren, entstehen schnell erhebliche Temperaturdifferenzen.

Um die resultierenden Sensorfehler, welche vorwiegend durch thermische Effekte am Sensor entstehen, praxisnah aufzuzeigen, wird ein Kennfeld mit unterschiedlichen Motor-zuständen durchfahren (Bild 10). Die Betriebspunkte sind so gewählt, dass die thermische Belastung auf den Sensor fortlaufend zunimmt. Alle Sensoren werden zu Beginn beim Lastzustand 2 000 1/min, Teillast, konditioniert und darauf folgend auf den Umgebungsdruck korrigiert.

Bild 10: Fehler des Absolutdruckniveaus mit unterschiedlichen, abgas- seitig verbauten piezoresistiven Sensoren in verschiedenen Motorbetriebspunkten während einer Messkampagne. Referenzmessung in Umschaltkühladapter an Messposition 4

15

35

55

75

95

115

135

155

175

Engi

nest

op (

hot)

200

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Sens

or t

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°C]

Intake: sensor in cooling adapter (pos. C)Intake: sensor direct mounted in cylinder head (pos. A)Exhaust: sensor in cooling adapter (pos. 4)Exhaust: sensor direct mounted in cylinder head (pos. 1)

Engi

ne st

op (h

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200

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in–1, p

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200

0 m

in–1, f

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ull l

oad

Engi

ne st

op (h

ot)

-40-30-20-10

010

Sensor Type 4045A (M14),Pos 5

-40-30-20-10

010

Sensor Type 4007B (M5),Pos 1

Abs

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[m

bar]

406080

100120140160180

Pos 1 Pos 5

Sen

sor

tem

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ture

[°C

]

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Die steigende Motorlast führt zu höheren thermischen Be- lastungen der Sensoren und lässt deren Temperatur deutlich ansteigen. Die Sensorfehler korrelieren mit der Temperatur. Eine grosse Temperaturänderung, und somit auch ein grös-serer Sensorfehler, tritt besonders auslassseitig beim im Zylinderkopf installierten Sensor ein.

Neben dem vorher besprochenen Temperatureffekt muss zusätzlich die Stabilität des Sensors beurteilt werden. Nach dem Durchfahren sämtlicher Lastpunkte wird der Motor zum Stillstand gebracht und die Sensordrift zwischen dem ersten und letzten Messpunkt ermittelt. Um eine Aussage über die kurzzeitige Instabilität machen zu können, wird der Motor jeweils längere Zeit auf konstantem Betriebspunkt gehalten und zwischenzeitlich die maximalen Fehlerabweichungen ermittelt.

Einlassseitig (Bild 11) treten aufgrund der moderaten Tempe-raturänderungen nur geringe Sensorfehler von maximal ±0,2 %FSO (Sensor im Zylinderkopf) auf. Die Sensorstabilität ist wegen der geringen Temperatur- und Medienbelastung hervorragend und liegt innerhalb ±0,05 %FSO.

Auslassseitig (Bild 12) treten aufgrund der grossen Tem-peraturänderungen grössere Fehler auf. Bei den Sensoren in Kühladaptern betragen die Fehler maximal ±0,4 %FSO. Der direkt im Zylinderkopf eingebaute Sensor zeigt aufgrund der hohen Temperaturbandbreite die grössten Fehler von bis zu ±0,9 %FSO. Die Unterschiede in der Genauigkeit sind dabei nicht durch den Sensortyp, sondern nur durch die Kühlung bzw. die Messposition zu begründen.

Die unterschiedliche Sensordrift über der gesamten Messreihe (Langzeitdrift) ist durch die Sensorbauart zu begründen. Die ölgefüllten Sensoren (Typ 4045A/Typ 4075A) zeigen ein äus-serst stabiles Verhalten. Dies im Vergleich zum DCE-Sensor (Typ 4007B), bei welchem das Messelement direkt dem Medium ausgesetzt ist und grössere Instabilitäten aufweist.

Die kurzzeitige Instabilität liegt bei allen Sensortypen und Messpositionen innerhalb von ±0,05 %FSO. Diese Eigenschaft ist besonders für die Anwendung der Sensoren im Umschaltkühladapter entscheidend.

Bild 11: Typischer Absolutdruckfehler und Instabilitäten bei der Niederdruckindizierung. Sensor Typ 4007BA5FS installiert im Einlass

5.2.2 Druckmessung mit piezoresistivem Sensor im Umschaltkühladapter

Umschaltkühladapter ermöglichen es, zwischen Umgebungs-druck und Abgasdruck über ein pneumatisch gesteuertes Ventil zu wechseln. Die Applikation eines Umschaltkühladapters ermöglicht eine präzise und flexible, d.h. zu jedem beliebigen Zeitpunkt durchführbare Nullpunkt-Korrektur des piezoresis-tiven Drucksensors mit dem Umgebungsdruck. Die Korrektur kann somit bei laufendem Motor und unter gleichen ther-mischen Bedingungen wie bei der nachfolgenden Messung erfolgen.

Zusätzlich profitiert der Sensor im Umschaltkühladapter von einer reduzierten zeitlichen Exponierung an die extremen Ver-hältnisse wie Temperatur und Russ.

Mit einem optimalen Messverfahren mit Ansteuerung des Schaltadapters, wie in Bild 13 dargestellt, kann eine hohe Prozesssicherheit erzielt werden. Wird vor jedem stationären Messpunkt die Korrektur durchgeführt, kann selbst die geringste thermische Nullpunktänderung des Sensors aufge-nommen werden, dieser Vorgang lässt sich leicht automati-sieren.

Wird die besprochene Prozedur für die Nullpunkt-Korrektur angewendet, kann eine Referenzgenauigkeit von ±1 mbar in jedem beliebigen Betriebspunkt erzielt werden. Dadurch wird allerdings die Kurzzeitinstabilität nicht verbessert, wel-che innerhalb eines gleichen Betriebspunktes typischerweise ±0,05 %FSO (±2,5 mbar) beträgt (Bild 14).

Bild 12: Typischer Absolutdruckfehler und Instabilitäten bei der Niederdruckindizierung. Drei piezoresistive Sensoren installiert im Auslass

EINLASS Sensor Typ 4007BA5FS

Messbereich 0 ... 5 bar

Totaler Fehler (typisch)

Einbau in Kühladapter±5 mbar/ ±0,1 %FSO

Direkteinbau in Zylinderkopf±10 mbar/ ±0,2 %FSO

Instabilität(typisch)

Kurzzeit (ein Betriebspunkt)±2,5 mbar/ ±0,05 %FSO

Langzeit (im Kennfeld)±2,5 mbar/ ±0,05 %FSO

AUSLASSSensor Typ 4007BA5FS

Sensor Typ 4045A5V200S

Sensor Typ 4075A10V200S

Messbereich 0 ... 5 bar 0 ... 5 bar 0 ... 10 bar

Totaler Fehler (typisch)

Einbau in Kühladapter

±20 mbar/ ±0,4 %FSO

±20 mbar/ ±0,4 %FSO

±30 mbar/ ±0,3 %FSO

Direkteinbau in Zylinderkopf

±45 mbar/ ±0,9 %FSO

– –

Instabili-tät (typisch)

Kurzzeit (ein Betriebspunkt)

±2,5 mbar/ ±0,05 %FSO

±2,5 mbar/ ±0,05 %FSO

±2,5 mbar/ ±0,03 %FSO

Langzeit (im Kennfeld)

±20 mbar/ ±0,4 %FSO

±5 mbar/ ±0,1 %FSO

±10 mbar/ ±0,1 %FSO

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5.3 Niederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor und pneumatischer Druckmessung

Bei der Niederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor ist eine zusätzliche pneumatische Druckmessung zur Be- stimmung des zeitgemittelten statischen Absolutdruck-niveaus notwendig. Die pneumatische Druckmessung be-steht aus einer Wanddruckbohrung, der Schlauchleitung und dem piezoresistiven Absolutdrucksensor (Bild 15). Der Druck-verlauf ergibt sich durch Addition von Druckschwankung und gemitteltem Absolutdruck. Dabei ist es wichtig, dass das Messsignal des piezoelektrischen Sensors keinen Gleichspan-nungsanteil aufweist und damit einen Mittelwert von null zeigt.

Bild 13: Prozedere für die Nullpunkt-Korrektur des Sensors im Umschaltkühladapter

Ein Vorteil dieser Konfiguration ist, dass ein konventioneller piezoresistiver Drucksensor eingesetzt werden kann, da sich der Sensor aufgrund der langen Schlauchleitung kaum er- wärmt und nur geringen Angriffen durch Abgase und Ver-schmutzung ausgesetzt ist. Nachteilig ist jedoch, dass bei einem pneumatischen Messsystem, so wie es üblicherweise aufgebaut wird, erhebliche Messfehler bei der Bestimmung des gemittelten Absolutdruckwertes auftreten können. Bei dem in der Folge beschriebenen Messfehler handelt es sich nicht um akustische Phänomene wie Pfeifenschwingungen, sondern um einen Effekt, der beim Ein- und Ausströmen durch die Wanddruckbohrung auftritt.

Die Druckschwankung im Ein- oder Auslass pflanzt sich über die Wanddruckbohrung und die Messleitung zum Druck- sensor fort. Durch die Druckänderung im pneumatischen Messsystem ergibt sich ein zeitlich variierender Massen-strom, der durch die Wanddruckbohrung ein- und ausströmt. Da bei den üblicherweise gewählten Geometrien der Wand- druckbohrung der Widerstandsbeiwert ζE beim Einströmen grösser ist als der Widerstandsbeiwert ζA beim Ausströmen, ergibt sich eine schlechtere Füllung und eine bessere Ent-leerung des Systems. Daraus resultiert ein zu tiefer Druck im pneumatischen Messsystem.

Diese Effekte wurden durch Weyer [6] experimentell und mittels Simulation umfassend untersucht und dargestellt. Weyer zeigt, dass der Fehler bei der Bestimmung des Druckes einer fluktuierenden Strömung von den Dimensio- nen des pneumatischen Messsystems, insbesondere von der Gestaltung der Wanddruckbohrung, sowie von der Amplitude und der Frequenz der Druckschwankung abhängt. Nur wenn die Wanddruckbohrung so gestaltet wird, dass die Widerstandsbeiwerte für Ein- und Ausströmen gleich gross sind, ist es möglich, diese Fehler zu vermeiden. Dies führt je- doch zu einer komplexeren Geometrie der Wanddruckbohrung und ist deshalb meist nicht zu erfüllen.

Zum Nachweis der Relevanz dieser Messfehler hat Eng [7] den Druck im Auslass eines Einzylinder-Versuchsdieselmotors mit einem pneumatischen Messsystem gemessen und mit der direkten Messung mit piezoresistiven Sensoren im Umschaltkühladapter verglichen. Amplitude und Phase des

Bild 14: Typischer Absolutdruckfehler und Instabilitäten bei der Niederdruckindizierung. Drei piezoresistive Sensoren installiert im Umschaltkühladapter im Auslass

Umgebung(nicht

geschaltet)

ZustandUmschalt-

Kühl-Adapter

Zweck

ZustandMotor

Zeit

Schutz desSensors

Beliebig Betriebspunkt stabil

Sensoraufwärmen

(ca. 60 s)

Nullpunkt-Korrektur

MESSUNG

Abgas(geschaltet)

Schutz desSensors

Beliebig

Umgebung(nicht

geschaltet)

Abgas(geschaltet)

Umgebung(nicht

geschaltet)

AUSLASSSensor Typ 4007BA5FS

Sensor Typ 4045A5V200S

Sensor Typ 4075A10V200S

Messbereich 0 ... 5 bar 0 ... 5 bar 0 ... 10 bar

Totaler Fehler (typisch)

Einbau in Umschaltkühl- adapter

Fehler kann mit Nullpunkt-Korrektur eliminiert werden

Instabili- tät (typisch)

Kurzzeit (ein Betriebspunkt)

±2,5 mbar/ ±0,05 %FSO

±2,5 mbar/ ±0,05 %FSO

±2,5 mbar/ ±0,03 %FSO

Langzeit (im Kennfeld)

Fehler kann mit Nullpunkt-Korrektur eliminiert werden

Bild 15: Niederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor und pneumatischer Druckmessstelle zur Messung des gemittel- ten Absolutdruckes. Durch Addition des Schwankungsanteils und des Mittelwertes ergibt sich der Druckverlauf

HP FilterLadungsverstärker

PR Sensor

Mittelwert

Druck p

Wassergek.PE Sensor

Wanddruckbohrung

Schlauch-länge L

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pneumatischen Systems sind von dessen Dimensionierung abhängig (Durchmesser und Länge der Messbohrung, Schlauchlänge und -durchmesser sowie zusätzliche Tot-volumina). Es zeigt sich, dass der Fehler des pneumatischen Messsystems bei der Bestimmung des Absolutdruckes in der Grössenordnung von 15 ... 20 mbar liegt und damit ver-gleichsweise gross ist. Ein Fehler dieser Grössenordnung ist im Vergleich zu den Resultaten von Weyer [6] zu erwarten.

Nachfolgend werden Messresultate, aufgenommen am be- schriebenen V8-Ottomotor, besprochen. Druckverläufe der pneumatischen Messung und der direkten Messung mit pie-zoresistiven Sensoren im Umschaltkühladapter zeigt Bild 16. Dabei sind die Messstellen Position 4 und Position 5 an der gleichen Längsposition im Auslasskrümmer angebracht. Die gemessenen Druckverläufe wurden hier wie folgt korrigiert:

Direkte Druckmessung mit piezoresistiven Sensor in Um- •schaltkühladapter: Nullpunkt wird vor der Messung mit dem Umgebungsdruck abgeglichen (siehe vorheriger Abschnitt)Pneumatische Druckmessung mit piezoresistivem Sensor •(am Ende des Schlauchs): Nullpunkt wird vor der Mess-reihe bei stehendem Motor mit Umgebungsdruck abge-glichenNiederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor und •pneumatischer Druckmessung: die Druckschwankung, ge-messen mit dem piezoelektrischen Sensor und der gemit-telte Druck der pneumatischen Messung werden addiert

Es ist klar sichtbar, dass das pneumatische Messsystem eine deutlich verminderte Druckamplitude sowie eine Phasen-verschiebung zeigt; diese Effekte sind bei höherer Drehzahl und längerem Schlauch ausgeprägter.

Aus Messungen ist ersichtlich, dass das pneumatische Mess-system erhebliche Druckschwankungen anzeigt. Die Bildung eines Mittelwertes vor der Addition mit der piezoelektrisch gemessenen Druckschwankung ist somit zwingend notwen-dig. Werden die Mittelwerte der piezoresistiven Drucksignale gebildet ergibt sich ein Vergleich der Genauigkeit der Absolut-druckmessung. Wird die direkte Druckmessung mit piezo-resistiven Sensor als Referenz betrachtet, ist der gemittelte Druck der pneumatischen Messung (Mittelwert über das ge- samte Arbeitsspiel) zu tief. Folgende Fehleranteile spielen dabei eine Rolle:

Direkte Druckmessung mit piezoresistivem Sensor im •Umschaltkühladapter: temperaturbedingter Empfindlich-keitsfehler (geringer Fehler, Referenzmessung)Pneumatische Druckmessung mit piezoresistivem Sensor •(am Ende des Schlauchs): Messstellenfehler (Ein-/Ausströmung durch die Wanddruckbohrung), Abhängig-keit von der Schlauchlänge. Das sich bildende und sich ggf. im Schlauch sammelnde Kondensat verändert die Dynamik im Signal und wirkt dämpfend (z.T. erheblicher Fehler)Direkte Druckmessung mit piezoelektrischem Sensor: •temperaturbedingter Empfindlichkeitsfehler, Thermoschock (geringer Fehler in der Druckschwankung)

Bei der Niederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor und pneumatischer Druckmessung ist gewöhnlich mit diesem von Weyer [6] beschriebenen systematischen Fehler bis über 20 mbar zu rechnen. Somit ist diese Methode zum Erreichen einer hohen Genauigkeit nicht empfehlenswert.

Der Absolutdruckfehler der Niederdruckindizierung mit piezo- elektrischem Sensor und pneumatischer Druckmessung im Vergleich zur direkten Druckmessung mit einem piezoresistiven Sensor im Umschaltkühladapter ist für zwei Messpositionen in Bild 17 gezeigt.

Bild 16: Druckverläufe von direkten Messungen mit piezoresistivem (PR) sowie mit piezoelektrischem (PE) Sensor; pneumatische Druckmessung (Leitungslänge 0,3 m) mit PR Sensor. Betriebspunkt 5 000 1/min, Volllast. Mittelwerte von 200 Arbeitsspielen

Direct PRmeas. pos. 4Pegged

direct PEmeas. pos. 5 Pneumatic PR

meas. pos. 5

Direct PEmeas. pos. 5

0,25

0,5

0,75

1

1,25

1,5

1,75

2

2,25

0 90 180 270 360 450 540 630 720

Crank Angle [deg CA]

Abs

olut

e pr

essu

re in

exh

aust

[ba

r]

-0,5

-0,25

0

0,25

0,5

0,75

1

1,25

1,5

Pres

sure

PE

mea

sure

men

t [b

ar]

TDCTDC

Resulting averaged pressure (0 ... 720 °CA):Direct PR measurement 1,361 barPneumatic PR measurement 1,336 bar

Bild 17: Absolutdruckfehler der Niederdruckindizierung mit piezoelek- trischem Sensor und pneumatischer Druckmessung (gemit- telter Druck im Kurbelwinkelfenster 0 ... 270 °KW, siehe Kapitel 3). Direkte piezoresistive Messung an Messposition 5 als Referenz

Engi

ne st

op (h

ot)

200

0 m

in–1, p

art l

oad

200

0 m

in–1, f

ull l

oad

340

0 m

in–1, f

ull l

oad

500

0 m

in–1, f

ull l

oad

Engi

ne st

op (h

ot)

-60

-40

-20

0

Position 4

-60

-40

-20

0

Position 2

Abs

olut

e pr

essu

re e

rror

[m

bar]

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5.4 Auswirkung des Absolutdruckniveaus auf die Ergebnisse der Ladungswechselrechnung

Im Einsatz der Niederdruckindizierung zur Ladungswechsel- optimierung besteht ein wechselseitiger Zusammenhang zwi-schen Messaufgabe, Messstellenwahl, Wahl der Niederdruck- messtechnik und der Hochdruckmesstechnik sowie Analyse-verfahren. Eine Auswahl der Technologie sollte anhand der Zielkriterien unter Berücksichtigung aller Randbedingungen vorgenommen werden. Auch sollten Kriterien für die Qualitätssicherung der Niederdruckindizierung definiert und bei der Messung frühzeitig geprüft werden.

Druckdifferenzen über die Ventile bestimmen den Ladungs- wechsel, demzufolge sollten Nieder- und Zylinderdruckindi-zierung im Zusammenhang betrachtet werden. Während piezo- resistive Sensoren für Einlass- und Auslassdruckmessung eine Genauigkeit von ca. ±10 mbar aufweisen (Kapitel 5.2), ist der Thermoschockfehler im Zylinderdruckverlauf eines repräsen-tativen piezoelektrischen Sensors im Ladungswechsel min- destens um eine Grössenordnung höher. Die unsicherste Messgrösse bei Betrachtung des Ladungswechsels ist somit der Niederdruck im Zylinder.

Nachfolgend wird der Ladungswechsel des V8-Ottomotors mit vollvariabler Ventilsteuerung im Betriebspunkt 2 000 1/min an der Teillast für gedrosselten Betrieb (Ventile Vollhub, Bild 18) und ungedrosselten Betrieb (Auslassventil Vollhub, Ein- lassventil Teilhub, Bild 19) analysiert. Exemplarisch werden hier Druckverläufe, welche in Einlass (Messposition A) und Auslass (Messposition 1) ventilnah mit piezoresistiven Absolut- drucksensoren Typ 4007B gemessen wurden, und die berech-neten Massenströme gezeigt.

Die Niederdruckmesstechnik mit piezoresistiven Sensoren lie-fert für beliebige Steuerstrategien die Drückverläufe in hoher Auflösung.

Die positionsbedingten Druckdifferenzen beim Vorauslassstoss (Bild 7) haben keinen Einfluss auf die globalen Ergebnisse der Ladungswechselrechnung da diese deutlich vor dem restgas-relevanten Kurbelwinkelbereich der Ventilüberschneidung liegen. Die unterschiedliche Druckdynamik aufgrund unter-schiedlicher Messposition im Einlass (Bild 8) wirkt sich auf die Resultate der 1-D-Ladungswechselrechnung geringfügig aus, da dieses Berechnungsverfahren die Position der Sensoren exakt berücksichtigt und somit den Laufzeiteffekt vollständig ausgleicht.

Die umfangreiche Parameterstudie bestätigt, dass das Druck-niveau und nicht die Messposition oder die Adaption für die Ergebnisse der Ladungswechselrechnung von zentraler Bedeutung ist. Auch ist mit grösserer Ventilüberschneidung die Sensitivität des Restgasgehalts auf das Absolutdruckniveau im Einlass und Auslass grösser. Die unterschiedliche Empfind-lichkeit der Änderung des Restgasgehaltes auf Messfehler im Druckniveau zeigt Bild 20 exemplarisch.

Bild 18: Gemessene Druckverläufe im Ladungswechsel und berechne- ter Massenstrom über die Ventile. Betriebspunkt 2 000 1/min, 2 bar pmi, gedrosselter Betrieb, Ventile Vollhub. Mittelwerte von 200 Arbeitsspielen

Bild 19: Gemessene Druckverläufe im Ladungswechsel und berechne- ter Massenstrom über die Ventile. Betriebspunkt 2 000 1/min, 2 bar pmi, Drosselklappe voll offen, Auslassventil Vollhub, Einlassventil Teilhub. Mittelwerte von 200 Arbeitsspielen

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

270 360 450 540 630 720

Crank Angle [deg CA]

Pres

sure

[ba

r]

TDC

Exhaust pressure, pos. 1

p cylinder

Exaust valve lift

Intake pressure, pos. A

Intake valve lift

Exhaust mass flow

Intake mass flow

-20

0

20

40

60

Mas

s flo

w r

ate

[g/s

]

TDC

Exhaust pressure, pos. 1

p cylinder

Exaust valve lift

Intake pressure, pos. A

Intake valve lift

Exhaust mass flow Intake mass flow

-20

0

20

40

60

Mas

s flo

w r

ate

[g/s

]

TDC

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

270 360 450 540 630 720

Crank Angle [deg CA]

Pres

sure

[ba

r]

7.5

TDC

-30 -20 -10 0 10 20 300

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Valve timings: Intake -5°CA /Exhaust -5°CA Intake/ Exhaust series Intake +5°CA /Exhaust +5°CA

Res

idua

l gas

fra

ctio

n [%

]

Delta p exhaust [mbar]

Bild 20: Berechneter Restgasgehalt im indizierten Zylinder bei Varia- tion des Druckniveaus im Auslass um ±30 mbar, drei Ventilsteuerzeiten-Einstellungen. Betriebspunkt 2 000 1/min, Volllast

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6 Schlussfolgerungen und Empfehlungen für den Anwender

Miniaturisierte piezoresistive Absolutdrucksensoren können aufgrund von kleinen Abmessungen und geringer Masse nahezu beliebig entlang des Luftpfades positioniert werden. Neuentwickelte Hochtemperatur-Sensoren ermöglichen eine nochmalige Ausweitung des Einsatzbereiches und erlauben teilweise sogar eine Installation in der Nähe des Auslassventils direkt im Auslasskanal des Zylinderkopfs. Trotz dieser Fort-schritte ist an Messstellen mit geringer Wärmeabfuhr, z.B. an einem Abgaskrümmer, der Einsatz von Kühl- und Umschalt- adaptern weiterhin unerlässlich.

Messposition im EinlassDie Wahl der Einbauposition ist einlassseitig weniger an-spruchsvoll als auslassseitig. In der Regel erlaubt die Tempera- tur des Gases an der Messstelle einen ungekühlten und direkten Einbau des Sensors. Bei Brennverfahren mit Abgas- rückführung (extern oder intern) und damit höheren Tempe- raturen im Einlass kann durch den Einsatz eines Umschalt- kühladapters eine noch höhere Genauigkeit der Absolut- druckmessung erreicht werden.

Messposition im AuslassJede Messung im Auslass stellt hohe Anforderungen an Sensorik und Adaption; bei der Festlegung der Messstelle sollte nicht nur die Dimension des Einbaus, sondern auch die Geometrie und Krümmung des Auslasskollektors betrachtet werden.

Nur mit speziellen Massnahmen, wie Wasserkühlung der Sensoren bzw. Schutz vor dem heissen Medium durch einen Schaltadapter, wird eine dauerhafte Messung möglich. Piezoresistive Absolutdrucksensoren mit Stahlmembran (Typ 4045A/Typ 4075A) haben eine Trennung von Messmedium und Messelement und weisen hohe Lebensdauer und geringe Anfälligkeit gegen Verrussung auf.

Absolutdruckniveau und Nullpunkt-KorrekturParameterstudien über die Auswirkung von Fehlern in der Messung des Absolutdrucks auf den gerechneten Rest-gasgehalt zeigen, dass eine Genauigkeit von mindestens ±10 mbar anzustreben ist.

Die Applikation eines Umschaltkühladapters ermöglicht eine präzise Nullpunkt-Korrektur des piezoresistiven Drucksensors und damit das Erreichen einer Referenzgenauigkeit (±1 mbar) bei jedem Betriebspunkt. Mit einem optimalen Messverfahren mit einer automatischen Ansteuerung des Umschaltadapters und Nullpunkt-Korrektur kann eine hohe Prozesssicherheit erzielt werden.

Zur genauen Bestimmung des Absolutdruckniveaus im Auslass ist die Niederdruckindizierung mit piezoelektrischem Sensor und pneumatischer Druckmessung als Nullpunktrefe-renzierung nicht empfehlenswert, da die pneumatische Druck- messung erhebliche Fehler aufweisen kann.

7 Literatur[ 1 ] M. Bargende Homogene Kompressionszündung bei Otto- und Dieselmotoren. Anforderungen und Potentiale Symposium IAV Juni 2007 Berlin

[ 2 ] N. Hoppe Erfahrung mit dem Einsatz eines modifizierten Restgasmodells und die Weiterentwicklung zum online-fähigen Optimierungstool Internationales Symposium für Verbrennungs- diagnostik Mai 2006, Baden-Baden

[ 3 ] C. Burkhardt, M. Gnielka, C. Gossweiler, D. Karst, M. Schnepf, J. von Berg, P. Wolfer Ladungswechseloptimierung durch geeignete Kombination von Indiziermesstechnik, Analyse und Simulation 9. Tagung, Der Arbeitsprozess des Verbennungsmotors September 2003, Graz

[ 4 ] A. Wimmer, R. Beran, G. Figer, J. Glaser, P. Prenninger Möglichkeiten der genauen Messung von Ladungswechseldruckverläufen Internationales Symposium für Verbrennungs- diagnostik Mai 2000, Baden-Baden

[ 5 ] H. Alten Der Ladungswechsel im Rennmotor MTZ-Konferenz, Ladungswechsel im Verbrennungsmotor November 2007, Stuttgart

[ 6 ] H. Weyer Bestimmung der zeitlichen Druckmittelwerte in stark fluktuierender Strömung, insbesondere in Turbomaschinen Dissertation RWTH Aachen 1973 DFVLR, Forschungsbericht/ Deutsches Zentrum für Luft- und Raumfahrt 1974

[ 7 ] M. Eng Untersuchung von Sensoren und Messverfahren zur Niederdruckindizierung Diplomarbeit Fachhochschule Nordwestschweiz November 2007

Modellierung und SimulationIn Gegensatz zu vereinfachten Restgasmodellen basierend auf gemittelten Drücken, kann eine Ladungswechselanalyse mit dynamischer Niederdruckindizierung eine zeitliche Auflösung des Ladungswechsels und eine hohe Aussagekraft liefern. Eine ventilnahe Einbaulage im Zylinderkopf bietet eine hohe Genauigkeit in der Phasenlage des Druckverlaufs am Ventil, was den Modellierungsbedarf minimiert.

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Niederdruckmessung an Ein-und Auslassseite

Technische Daten Typ 4005B… Typ 4007B… Typ 4045A… Typ 4075A…

Messbereich bar 0 … 5/… 10 1) 0 … 5/… 20 0 … 1/… 2/… 5/… 10 1) 0 … 10 1)

Ausgangssignal (Verstärker)

V mA

0 … 10 4 … 20

0 … 10 4 … 20

0 … 10 4 … 20

0 … 10 4 … 20

Min./Max. Temperatur °C –40/125 –40/200 0/140 3) 0/140 3)

Therm. Nullpunktsänd. ±%FSO <1 (0 … 125 °C) <1 (0 … 180 °C) <0,5 (20 … 120 °C) <0,5 (20 … 120 °C)

Therm. Empfindlich-keitsänd.

±% <1 (0 … 125 °C) <1 (0 … 180 °C) <1 (20 … 120 °C) <1 (20 … 120 °C)

Linearität und Hysterese

±%FSO <0,2 <0,2 <0,3 <0,3

Abmessungen D/L mm 6,2/4 6,2/4 12/14 9,5/35

G M5x0,5 M5x0,5 M14x1,25 M12x1

Beschreibung Miniatur-Drucksensor, ideal geeignet für Ein- lassdruckmessungen. Sehr kompakte Abmes- sungen, vielseitig einsetz- bar, hohe Eigenfre-quenz. Erhältlich als PiezoSmart®-Sensor oder Messkette mit Verstärker Typ 4618A

wie Typ 4005B… Hochtemperaturaus-führung, digitale Temperatur-kompensation

Ölgefüllter Drucksensor mit Stahlmembrane. Ide-al geeignet für Ein- und Auslassdruckmessungen. Erhältlich in verschie-denen Ausführungen mit/ohne PiezoSmart® oder als Messkette mit Verstärker Typ 4618A

Ölgefüllter Drucksensor mit Stahlmembrane. Er-hältlich in verschiedenen Ausführungen mit/ohne PiezoSmart® oder als Messkette mit Verstärker Typ 4618A

Anwendung •Einlassdruck •Einlassdruck •Auslassdruckfür Rennsport

•Einlassdruck •Auslassdruck

•Auslassdruck

Empfohlener Einbau/Adapter

•DirekteinbauimEinlass •Direkteinbauim Einlass oder im Auslass (Zylinderkopf) •AdapterTyp7525A •AdapterTyp7533A

•Direkteinbauim Einlass •AdapterTyp7511 •AdapterTyp7533A

•AdapterTyp7505 •AdapterTyp7533A

1) andere Messbereiche verfügbar 2) abhängig vom Messbereich 3) andere Temperaturbereiche verfügbar

D

LG

D

LG

D

L

G

D

L

G

Kühladapter

Technische Daten Typ 7511 Typ 7505B Typ 7525A… Typ 7533A…

Empfohlene Sensoren 4045A… 4075A… in Adapter

4075A… 4005B…/4007B… 4005B…/4007B…/ 4045A.../4075A…

Abmessungen L mm 12,5 11,8 7 13

G G1/2" M18x1,5 M14x1,25 M14x1,25

Beschreibung Gedämpfter Adapter für Messungen bei erhöhter Vibrationsbelastung

Kompakter Adapter für Sensor Typ 4075A

Kompakter Adapter für Miniaturdrucksenso-ren. Auch in gedämpfter Ausführung erhältlich

Zweiweg-Umschalt-kühladapter zur Einblen-dung des Umgebungs-drucks

GL

GLG

LL

G

Verwendete Drucksensoren und Kühladapter

16 www.kistler.com

920-

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Gru

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