Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges

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1 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges Weiterentwicklung einer thermohydraulischen Freikolbenmaschine (FKM) für mobilhydraulische Antriebe Prof. Dr.-Ing. habil. Günter Kunze, Dipl.-Ing. Bruno Barciela Technische Universität Dresden tu-dresden.de/bft Der weltweit kontinuierlich steigende Primärenergieverbrauch führt zu einer Resourcenverknappung und zu steigenden CO 2 -Emissionen. In allen Bereichen der Technik wird deshalb nach Alternativen für die Energiebereitstellung bzw. für die Absenkung der CO 2 -Emissionen gesucht. Innerhalb eines vom BMWi unter dem Kennzeichen D geförderten Verbundprojektes wird am Lehrstuhl für Baumaschinen- und Fördertechnik der TU Dresden (TUD), bei der Bosch Rexroth AG und der Brefa AG an der Weiterentwicklung einer thermohydraulischen Freikolbenmaschine (FKM) als umweltverträgliches und preiswertes Primäraggregat für mobilhydraulische Antriebe gearbeitet. Schwerpunkte sind die Entwicklung eines emissionsarmen Motorprozesses, einer angepassten Peripherie für die FKM und der Aufbau eines autark betriebenen Versuchsträgers. Mit dem Ziel einen hohen Wirkungsgrad bei geringen Abgasemissionen zu erreichen ist ein an die Betriebsbedingungen der Freikolbenmaschine angepasstes Brennverfahren zu entwickeln. Dabei werden unterschiedliche Arten von Simulationsverfahren angewendet. 1 Einleitung In mobilen hydraulischen Arbeitsmaschinen werden als Primäraggregat überwiegend Verbrennungsmotoren mit angeflanschter Axialkolbenpumpe eingesetzt [3]. Aufgabe des Primäraggregates ist die Wandlung chemischer in hydraulische Energie welche durch einen geringen mittleren Wirkungsgrad im Betrieb, verursacht durch Teillast und Leerlaufanteile, gekennzeichnet ist. Im Verbrennungsmotor und in der Pumpe findet eine Umwandlung von translatorischer in rotatorische Bewegung und umgekehrt statt. Für diese mehrfache Bewegungsumwandlung sind viele bewegliche Bauteile notwendig, was zu einem hohen Fertigungs- und Montageaufwand führt. Die FKM als kostengünstiges Primäraggregat für mobile Arbeitsmaschinen (Leistungsbereich bis 15 kw) stellt eine Alternative zur Verbrauchs- und somit zur CO 2 -Absenkung dar [8]. Durch den Entfall der Bewegungswandlung wird die Anzahl bewegter Bauteile und zu bearbeitender Flächen deutlich reduziert, woraus ein Kostenvorteil gegenüber konventionellen Antriebssystemen resultiert. Das Fehlen von Seitenkräften auf den Freikolben führt zu niedrigen Reibungsverlusten, einem dementsprechend hohem Wirkungsgrad und geringem Verschleiß der Maschine. 1

2 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) 2 Aufbau und Funktionsweise Die FKM besteht aus einer Gasseite und einer Hydraulikseite (Bild 2.1a). Die auf der Gasseite entstehende Verbrennung erfolgt durch den 2-Takt-Dieselprozess mit direkter Kraftstoffeinspritzung [5]. Ein charakteristisches Merkmal der FKM ist die freie Bewegung des Kolbens ohne eine kinematische Zwangskopplung. Dabei stellen sich der obere und untere Totpunkt sowie der Kolbenhub in Abhängigkeit der auf den Kolbenflächen wirkenden Kräfte frei ein. Durch die auf der Hydraulikseite vorhandene Kolbenpumpe wird hydraulische Leistung in zwei Hüben, einem Saug- und einem Druckhub, erzeugt, weshalb eine angepasste Arbeitsweise der Gasseite durch Anwendung des Zweitaktprinzips realisiert wird. Die Funktionsweise der FKM wird anhand des nächsten vereinfachten Schemas dargestellt. Bild 2.1: Funktionsweise der thermohydraulischen Freikolbenmaschine Auf der linken Seite im Bild 2.1a ist die Gasseite dargestellt. Auf der Hydraulikseite (Bild 2.1a, rechts) befindet sich ein gestufter Hydraulikkolben, der den Hydraulikzylinder in einen Arbeitsraum sowie einen Ringraum unterteilt. In der oberen Zeile ist der Kompressionstakt, in der unteren Zeile der Expansionstakt der FKM abgebildet. Zu Beginn des Kompressionstaktes befindet sich der Kolben im unteren Totpunkt (UT) (Bild 2.1a). Durch das Verbinden des Arbeitsraumes mit dem Hochdruckspeicher (HD) wirkt auf die Kolbenfläche im Arbeitsraum eine Kraft, die den Kolben in Richtung oberen Totpunkt (OT) beschleunigt. Aufgrund der einsetzenden Kolbenbewegung steigt der Druck im Ringraum an und das Rückschlagventil (RSV) zum Arbeitsraum öffnet sich. Das Hydrauliköl wird aus dem Ringraum über das RSV in den Arbeitsraum verschoben (Bild 2.1b). Auf der Gasseite beginnt nach dem Verschließen der Ladungswechselschlitze die Verdichtung der Frischladung. Am Ende des Kompressionstaktes wird Kraftstoff in den Zylinder eingespritzt, in dem er sich selbst entzündet (Bild 2.1c). Kurz darauf erreicht der Kolben den OT (Bild 2.1d). Durch den Gasdruck wird er nun in Richtung UT beschleunigt. Die Volumenvergrößerung im Ringraum führt zu einer Druckabsenkung. Das RSV zum Arbeitsraum schließt und das RSV zum Niederdruckspeicher (ND) öffnet. Es beginnt das Nachsaugen von Öl in den Ringraum (Bild 2.1e). Im Arbeitsraum wird mit der gesamten Fläche des Hydraulikkolbens das Öl in den HD- Speicher bzw. das Drucknetz verschoben. Am Ende des Expansionstaktes gibt der Kolben die La- 2

3 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) dungswechsel-schlitze im Zylinder frei und der Zylinder wird gespült (Bild 2.1f). Anschließend beginnt der Arbeitszyklus von Neuem. Mit einer Variation der Kraftstoffmasse und/oder des Kolbenhubes kann folglich nur begrenzt auf Schwankungen des Hydraulikdruckes reagiert werden. Somit ist ein Einsatz dieser thermohydraulischen FKM nur in Konstantdrucknetzen sinnvoll, die mit Speichern ausgestattet sind [4]. 3 Bewegungsablauf Bild 3.1 zeigt eine Gegenüberstellung von Kolbenweg und Kolbengeschwindigkeit der untersuchten FKM sowie eines Hubkolbenmotors (HKM, Pleuelstangenverhältnis,25). Ein graues Rechteck im Hintergrund der Kurve begrenzt das Zeitintervall der Kraftstoffeinspritzung, welches sich bei den experimentellen Untersuchungen der FKM ergab. Deutlich zu erkennen ist die unterschiedliche Dauer zwischen dem Kompressions- und dem Expansionstakt der FKM im Gegensatz zur gleichen Dauer beim HKM (konstanter Drehzahl angenommen). Der Kolben bewegt sich während des Kompressionstaktes stets langsamer als der des HKM. Somit steht in der Nähe von UT ein größerer Zeitquerschnitt für den Ladungswechsel zur Verfügung. Die Kolbengeschwindigkeit steigt im Kompressionstakt kontinuierlich an, bis ein Maximum kurz vor dem OT erreicht ist. Hohe Volumen-, Temperatur- und Druckgradienten sowie hohe Kolbengeschwindigkeiten führen dazu, dass für die Kraftstoffeinspritzung und die Gemischbildung nur kurzes Zeitintervall zur Verfügung steht. Kolbenweg [mm] Kolbenweg AÖ/ AS FKM HKM Zeit [ms] Kolbengeschwindigkeit [m/s] Kolbengeschwindigkeit FKM HKM Zeit [ms] Bild 3.1: Kolbenweg und -geschwindigkeitsverläufe eines HKM und einer FKM Die Umsetzung des Kraftstoffes findet am Ende des Kompressions- bzw. im nachfolgenden Expansionstakt statt. Der Brennraumdruck und die geringe Massenträgheit des Kolbens bedingen eine sehr starke Beschleunigung in Richtung UT. Dies führt bereits zu Beginn des Expansionstaktes im Vergleich zur HKM zu deutlich höheren Kolbengeschwindigkeiten. Folglich ergeben sich eine schnelle Volumenvergrößerung und ein rascher Zylinderdruck- und Temperaturabsenkung. Diese Parameteränderungen wirken sich ungünstig auf eine vollständige Umsetzung des Kraftstoffes aus und limitieren somit die maximal umsetzbare Kraftstoffmasse. 4 Experimentelle Untersuchungen Großen Einfluss auf den Verbrennungsablauf und somit auf das Betriebsverhalten der FKM hat die Zerstäubung des eingespritzten Kraftstoffes in der Brennkammer (Spray bzw. Spraybildung). Aus 3

4 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) diesem Grund wurden die makroskopischen Eigenschaften (Eindringtiefe und Strahlöffnungswinkel) des flüssigen Kraftstoffstrahls vermessen. Hierbei wurde das Spray in einer konditionierten Einspritzkammer zu unterschiedlichen Zeitpunkten aufgenommen. Beschreibung des Prüfstands Für die optische Untersuchung des flüssigen Kraftstoffstrahls wurde die Methode der Strahlbildanalyse angewendet. Hierbei wird Prüföl nach ISO 4113 durch einen Injektor mit einem vorgeschriebenen Druck in eine Einspritzkammer eingespritzt. Das Prüföl besitzt hinsichtlich Dichte, Viskosität und Oberflächenspannung ähnliche Eigenschaften wie der Dieselkraftstoff [1]. Die Einspritzkammer besitzt ein Gesamtvolumen von 3 Litern und ist mit kleinen Festern an den Wänden versehen, damit Bilder mit Hilfe einer hochauflösenden CCD-Kamera (gegenüber dem Injektor eingebaut) erfasst werden können. Für die Beleuchtung des Sprays werden zwei leistungsstarke Blitzlampen mit einer Blitzdauer von ca. 1 µs verwendet [2]. Für den Aufbau des Gegendruckes wird aus Sicherheitsgründen Stickstoff (Flammpunkt 75 C) benutzt. Die Temperatur der Einspritzkammer beträgt 25 C. Dadurch wird ein Verdampfen der Flüssigkeit verhindert. Gespült wird die Kammer nach jeder Einspritzung durch eine Durchströmung von Stickstoff, welches vom Kompressor gefördert wird. Der Bedienraum des Prüfstandes ist mit einem Steuergerät ausgestattet, bei dem die für die Messungen notwendigen Betriebsparameter (Einspritzdruck, Gegendruck, Temperatur des Prüföls, Ansteuerzeit und Aufnahmezeit) einzugeben sind. Messprogramm Untersuchungsgegenstand waren unterschiedliche Einspritzdüsen vom Typ Minisackloch mit doppelter Nadelführung und unterschiedlichen geometrischen Parametern. Weiterhin wurden für jede einzelne Einspritzdüse die Parameter Einspritzdauer und Druckdifferenz am Spritzloch variiert. Die Änderung der Gasdichte wurde durch eine Variation des Druckes in der Einspritzkammer erreicht. Tafel 4.1 gibt einen Überblick über alle Parametervariationen. Als Referenzmessung diente die Variation Nummer 1. Tafel 4.1: Messprogramm für die Strahluntersuchung Variation Düse SP [-] HD [cm 3 /3s] SKW (δ) [ ] p Rail [bar] p zyl [bar] m DK [mg] m DK - Variation p Rail - Variation p Zyl - Variation HD- Variation SP- Variation 4

5 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) Es wurde auf die Variation des Strahlkegelwinkels verzichtet, weil den aufgezeichneten Bildern keine erkennbaren Änderungen (zu geringe Winkeländerung) zu entnehmen wären. Auswertung Umfangreiche Parametervariationen bedingen eine große Anzahl von Strahlbildern. Deshalb wurde für die Auswertung der optischen Messungen ein Programm erstellt, das schnell eine objektive (vom Prüfer unabhängige) Auswertung der Messergebnisse liefert. Das Programm wurde zunächst in MATHCAD entwickelt. Die Lichtintensität der Strahlbilder wurde in MATHCAD eingelesen. Somit war es möglich den Kraftstoffstrahl auf dem schwarzen Hintergrund abzubilden (siehe Bild 4.1). Jedem Pixel im Bild (mit seiner Lichtintensität) wurde maßstabsgerecht eine bestimmte Position zugewiesen. Das Strahlbild bestand insgesamt aus 8, 1 oder 12 radialen Strahlen. Somit empfahl es sich, Polarkoordinaten zu benutzen. Die Polarkoordinaten jedes einzelnen Pixels wurden durch eine Interpolation mit einer entsprechenden Wichtung aus den benachbarten kartesischen Koordinaten berechnet. Dieser Zwischenschritt ermöglicht es die Strahlöffnungswinkel in den einzelnen Sektoren zu ermitteln und entlang der radialen Koordinate die Eindringtiefe zu bestimmen. Strahlöffnungswinkel Eindringtiefe Bild 4.1: Beispielabbildung der Messauswertung einer 8-Loch-Düse Im Bild 4.2 ist beispielhaft für eine 8-Loch-Düse die Lichtintensität für einen Radius (R) über dem Winkel dargestellt. Hier sind 8 Strahlen deutlich zu erkennen. Lichtintensität [-] R = Konstant Ohne Glättung Mit Glättung Winkel [ ] 35 Bild 4.2: Beispieldiagramm für die Strahlerkennung einer 8-Loch-Düse 5

6 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) Um die Maximalwerte genau und automatisch erkennen zu können, wurde die Lichtintensität mit einer Filterfunktion geglättet. Die Maximalwerte sind Grundlage der ersten Schätzung für die Strahlachse im jeweiligen Sektor. Damit ist es möglich eine Gauß-Verteilung für die Lichtintensität in diesem Winkelbereich zu ermitteln. Mit den Mittelwerten und Standardabweichungen dieser Verteilung lässt sich für jeden Radius die Strahlausbreitung bestimmen. Aus der Mittlung über alle Radien erhält man den Strahlöffnungswinkel jedes Strahls. Zur Bestimmung der Eindringtiefe wird die Lichtintensität für jeden Winkel eines Sektors in radialer Richtung ausgewertet. Unter Zuhilfenahme geeigneter Kontrollgrößen erfolgt die automatisierte Erkennung der Eindringtiefe für jeden Winkel im Sektor. Aus der Mittlung über alle Winkel wird die Eindringtiefe des jeweiligen Strahls gebildet. Das arithmetische Mittel der Strahlöffnungswinkel und Eindringtiefen aller Strahlen der Düse ergibt die mittlere Strahlgeometrie für jeden Zeitpunkt der Einspritzung. Diese kann als Eingabe für die CFD- Simulation genutzt werden. Um den Auswerteprozess zu automatisieren, damit mehrere Bilder ausgewertet werden können, wurde zuletzt der in MATHCAD erstellte Algorithmus in MATLAB implementiert. Ein zusätzliches Modul bietet die Möglichkeit Bilder aus unterschiedlichen Quellen einzulesen. Auf diese Weise wird gewährleistet, dass Strahlbilder, die mit dem CFD-Code erzeugt wurden, auch durch dieses Programm ausgewertet werden könnten. Damit war ein direkter Datenvergleich aus Messung und Simulation möglich. 5 Simulationsaufbau Für die Simulation der Spraybildung wurde das 3D-CFD-Code FIRE v8 von der Firma AVL verwendet. Sowohl beim FIRE als auch bei anderen bekannten dreidimensionalen Simulationsprogrammen kann je nach Genauigkeit der Rechennetzgenerierung (Güte und Anzahl der Rechenzellen) das reale Strömungsfeld entsprechend gut wiedergegeben werden. Allerdings muss die Gesamtzahl der Rechenzellen so gering wie möglich gehalten werden, um die Rechenzeit, bei der vorhandenen Rechnerleistung, in vernünftigen Größenordnungen zu halten. Zur Abbildung der im Spraylabor verwendeten Einspritzkammer wurden statische Rechennetze erstellt. Obwohl die Einspritzkammer eine viereckige Kontur aufwies, wurden Zylindersegmente mit gleichem Volumen (3 Litern) und mit von der Düsenlochanzahl abhängiger variablem Öffnungswinkel modelliert (Bild 5.1). Dies wird mit dem Umstand begründet, dass für ein späteres Verbrennungsmodell die reale Geometrie der FKM ebenso als Zylindersegment erstellt wird. Die Modellierung eines Segmentes anstatt eines ganzen Zylinders führt zur erheblichen Reduzierung des Rechenaufwands. Symmetriebedingungen berücksichtigten die wechselseitige Beeinflussung der Strömungsgrößen an den Schnittebenen der Zylindersegmente. 6

7 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) Einspritzbereich Einspritzkammer-Rechennetz Öffnungswinkel Lage des Injektors Radiale Länge Bild 5.1: Simulationsmodell für den Einspritzvorgang Der untersuchungsrelevante Bereich (bzw. dessen Volumen) beschränkt sich auf den Raum der Strahlausbildung. Das angrenzende Volumen dient lediglich zur Anpassung des Modellvolumens an das Kammervolumen und hat für die Simulation keine Bedeutung. Eine Zentrierung der Einspritzdüse am Netzmodell sowie die Wahl des Segmentwinkels (Öffnungswinkel) garantieren, dass keine Tropfen die radialen Symmetrieebenen erreichen. Das Berechnungsgebiet umfasst insgesamt etwa 13 Zellen und hat eine Länge in radialer Richtung von ca. 6 mm. Die Zellen sind vom Typ Hexaeder und besitzen, wie in [7] empfohlen, eine Zellengröße im strahlnahen Bereich kleiner 1 mm. Die Anzahl der Partikel pro Zelle beträgt nach Empfehlung von [6] jeweils ca. 3. Zur Simulation des Strahlaufbruchs wurde der Modellansatz Wave breakup verwendet. Für die Modellierung der Turbulenz, wurde das Standard k-ζ-ε Turbulenzmodell ausgewählt. Des Weiteren werden als Anfangsbedingungen die im Tafel 4.1 aufgelisteten Parameter. 6 Ergebnisse Im Folgenden werden die Ergebnisse aus Messung und Simulation diskutiert und dargestellt. Experimentelle Untersuchungen Wird bei gleichem hydraulischen Gesamtdurchfluss der Einspritzdüse und konstant eingespritzten Kraftstoffmasse die Lochanzahl (von 8 auf 12 Düsenlöcher) erhöht und somit der Lochdurchmesser entsprechend verkleinert (von,144 auf,119 mm), hat dies eine Verringerung der mittleren Tropfengröße zur Folge. Angesichts des infolge Masseverringerung je Einspritzstrahl abnehmenden Strahlimpulses, bewirkt die Ladung eine stärkere Abbremsung des eingespritzten Prüföls. Daraus resultiert eine Verringerung der Eindringtiefe (-1 %) des flüssigen Strahls sowie des Strahlöffnungswinkels (ca. 22 %) (siehe Bild 6.1). 7

8 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) N 2 SL = 8 (Düse 7) N SL = 1 (Düse 3) N SL = 12 (Düse 8) Öffnungswinkel [ ] N SL = 8 (Düse 7) N SL = 1 (Düse 3) N SL = 12 (Düse 8) Bild 6.1: Einfluss der Lochanzahl auf die makroskopischen Eigenschaften Die Variation der eingespritzten Flüssigmasse wird durch die Verlängerung der Haltezeit am Injektor realisiert. Bei den Untersuchungen wurde diese Zeit zwischen etwa 15 und 4 µs eingestellt, wodurch eine Variation der eingespritzten Prüfölmenge von 28 bis 38 mg erreicht werden könnte. Die Anzugszeit betrug bei allen Messungen 45 µs Einspritzdüse 3 m 2 ein = 28 mg m ein = 38 mg Öffnungswinkel [ ] 3 2 Einspritzdüse 3 1 m ein = 28 mg m ein = 38 mg Bild 6.2: Einfluss der Einspritzmasse auf die makroskopischen Eigenschaften In der frühen Phase der Einspritzung ist die Strahlausbreitung des flüssigen Strahls nahezu unabhängig von der eingespritzten Prüfölmenge (Bild 6.2). Der Einspritzverlauf für die drei Konfigurationen bleibt unverändert. Erst die längere Einspritzung von Prüföl zeigt, dass sich kleinere Einspritzmassen in ihrem Eindringverhalten gegenüber großen Einspritzmassen unterscheiden. Dies lässt sich wie folgt erklären: Zu Beginn der Einspritzung dringen die ersten Prüföltropfen in den Brennraum ein. Da diese auf unbewegtes Gas treffen, werden sie relativ stark abgebremst. Nachfolgende Tropfen finden bereits ein sogenanntes Strömungsfeld vor, bewegen sich also im Windschatten der ersten Tropfen und überholen diese. Der Strahl breitet sich dabei kontinuierlich aus, indem die hinteren Tropfen die vorderen stets überholen bis die Einspritzung beendet ist. Der Strahl wird folglich fast bis zum Stillstand abgebremst. Somit haben Einspritzdauer und Einspritzrate einen entscheidenden Einfluss auf die Strahlausbreitung. Eine Variation der eingespritzten Kraftstoffmasse von 28 auf 38 mg (etwa 35 %) ergibt eine ca. 12 % längere Eindringtiefe und einen etwa 1 % breiteren Strahlöffnungswinkel. Durch die Einstellung eines hohen Raildruckes wird ein größerer Druckunterschied am Spritzloch erreicht, wodurch sich der Strahlimpuls der eingespritztenden flüssigen Masse erhöht. Dies führt zu einer längeren Eindringtiefe und zu einem engeren Strahlöffnungswinkel des flüssigen Strahls (Bild 6.3). 8

9 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) 8 6 Einspritzdüse 3, 4 p ein = 8 bar 2 p ein = 12 bar p ein = 14 bar p ein = 16 bar Öffnungswinkel [ ] 3 2 Einspritzdüse 3, p 1 ein = 8 bar p ein = 12 bar p ein = 14 bar p ein = 16 bar Bild 6.3: Einfluss des Einspritzdruckes auf die makroskopischen Eigenschaften Bei der untersuchten Einspritzdruckvariation von 8 bis 16 bar (+1 %) ergab sich bei einer eingespritzten Kraftstoffmasse von 33 mg eine Zunahme der Eindringtiefe und des Strahlöffnungswinkels von entsprechend ca. +2 % und +1 %. Mit steigendem Gegendruck in der Einspritzkammer von 1 bis auf 2 bar (+1 %), unverändertem Einspritzdruck und unveränderter eingespritzter Kraftstoffmasse (33 mg) sank die Eindringtiefe um etwa 2 % bei gleichzeitiger Zunahme des Strahlöffnungswinkel um ca. 3 % zu (Bild 6.4) Einspritzdüse 3 2 p geg = 1 bar p geg = 2 bar Öffnungswinkel [ ] 3 2 Einspritzdüse 3, 1 p geg = 1 bar p geg = 2 bar Bild 6.4: Einfluss des Gegendruckes auf die makroskopischen Eigenschaften Ein Vergleich mit Bild 6.3 zeigt, dass eine geringe Variation des Gegendruckes um 1 bar bezüglich der Eindringtiefe gleiche Auswirkungen hat, wie die Änderung des Einspritzdruckes um 8 bar. Wird berücksichtigt, dass der Einspritzvorgang während der Kompressionsphase bei stetig steigendem Gegendruck erfolgt, wird die Eindringtiefe im realen Prozess auch durch den Einspritzzeitpunkt bestimmt. Bei konstanter Lochanzahl wurde eine Erhöhung des hydraulischen Durchflusses von 44 bis auf 62 cm 3 /3s durch die Vergrößerung des Düsenlochdurchmessers von,118 bis auf,14 mm realisiert. 9

10 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) Q 2 hydr = 44 cm 3 /3s Q hydr = 53 cm3/3s Q hydr = 62 cm3/3s Öffnungswinkel [ ] Q hydr = 44 cm 3 /3s Q hydr = 53 cm3/3s Q hydr = 62 cm3/3s Bild 6.5: Einfluss des Durchflusses auf die makroskopischen Eigenschaften Wie im Bild 6.5 gezeigt, ergibt sich bei dieser Erhöhung (etwa 4 %) und konstanter Kraftstoffmasse (33 mg) eine ca. 1 % kleinere Eindringtiefe und ein ca. 1 % größerer Strahlöffnungswinkel des flüssigen Strahls. Der Grund dafür liegt im Einspritzverlauf (Bild 6.6). Volumenstrom [mm 3 /µs].7.6 Maximum Q hydr = 44 cm 3 /3s.1 Q hydr = 53 cm3/3s Q hydr = 62 cm3/3s Bild 6.6: Einspritzverläufe für drei unterschiedliche hydraulische Durchflüsse In der ersten Phase des Einspritzvorganges (im Bild 6.6 mit 1 bezeichnet) wird der gleiche Kraftstoffmassestrom bei allen drei Einspritzdüsen eingespritzt. Dieser wird durch die Nadelöffnung begrenzt und unterliegt dem maximalen erreichbaren Wert. Bei konstantem Einspritz- und Gegendruck wird nach dem Masseerhaltungsprinzip die eingespritzte Kraftstoffmasse der Düse mit kleinerem hydraulischem Durchfluss aufgrund der kleineren Lochdurchmesser mit einer höheren Geschwindigkeit in die Einspritzkammer eingespritzt. In der zweiten Phase des Einspritzvorgangs (beispielhaft für die Einspritzdüse mit höherem hydraulischem Durchfluss im Bild 6.6 mit 2 bezeichnet) steigt der Volumenstrom mit größer werdendem hydraulischem Durchfluss der Düse an. Da in dieser Phase die Austrittgeschwindigkeit bei allen drei Konfigurationen annährend identische Werte aufweist, erzeugen die Einspritzdüsen mit höherem Durchfluss und größeren Lochdurchmessern auch Tropfen mit größeren Durchmessern, welche wiederum einen größeren Impuls besitzen. Die Sprayausbreitung des Kraftstoffs ergibt sich nach dem Impulserhaltungsprinzip. Hierbei sind die aerodynamischen Kräfte von entscheidender Bedeutung. Infolgedessen führen große Tropfen mit hohem Impuls einerseits zu längeren Eindringtiefen, andererseits führen sie zu größeren aerodynamischen Kräften (proportional zum Durchmesserquadrat). Weiterhin führen die mit höherer Geschwindigkeit eingespritzten kleinen Tropfen einer Einspritzdüse mit kleinem Durchfluss ebenfalls zu höherem Luftwiderstand (proportional zum Quadrat der Relativgeschwindigkeit). Aus diesem Grund kann ohne eine mikroskopische Untersuchung keine genaue Aussage des Verhaltens des flüssigen Strahls bei einer Variation des hydrauli- 1

11 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) schen Durchflusses getroffen werden. Nach einem Maximum des eingespritzten Kraftstoffmassestroms wird die Düsennadel allmählich abgesenkt. Die Dauer der Phasen 2 und 3 wird bei der Einspritzung einer konstanten Kraftstoffmasse durch den maximalen Massestrom bestimmt. Bei einem höheren Massestrom verkürzt sich die Phase 2 und verlängert sich die Phase 3. In der 3. Phase des Einspritzvorganges wird der Massestrom wie in der Phase 1 wieder durch die Düsennadel kontrolliert. Simulation Im Simulationsmodell von FIRE wurde die bei den experimentellen Untersuchungen verwendete Einspritzkammer modelliert und der Einspritzvorgang mit annähernd gleichen Bedingungen von Druck und Temperatur berechnet. Vor der Kalibrierung des Simulationsmodells wurde der Einfluss der Zellengröße und der Zeitschrittweite untersucht. Für eine ausgewählte Konfiguration wurden mehrere Simulationsmodelle mit unterschiedlichen Zellengrößen und Zeitschrittweiten aufgebaut (siehe Bild 6.7). Zeitschritt Δt Einspritzdruck : 8 bar ; Gegendruck : 2 bar ; Beströmungsdauer : 76 µs ; Temperatur : 298 K % -1.8% % Δx/2 ; 2Δt Δx ; 2Δt 2Δx ; 2Δt % % Δx/2 ; Δt 1 Δx ; Δt 1 2Δx ; Δt % + 1.9% % Δx/2 ; Δt/2 Δx ; Δt/2 2Δx ; Δt/ Zellengröße Δx Bild 6.7 : Einfluss der Zellengröße und Zeitschrittweite auf die Berechnung der Eindringtiefe Eine Halbierung sowie Verdoppelung der Zeitschrittweite (Bild 6.7, mittlere Spalte) führte zu keiner relevanten Abweichung (kleiner als 2 %) der Simulationsergebnissen. Gegenteilige Ergebnisse waren bei einer Veränderung der Zellengröße zu beobachten. Eine Verdoppelung der Zellengröße führt, bedingt durch die Rechennetzauflösung, zu einer Abweichung bei der Berechnung der Eindringtiefe von ca. 4,5 % (Bild 6.7, mittlere Zeile). 11

12 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) Erwartungsgemäß resultieren die größten Abweichungen bei einer gleichzeitigen Änderung beider untersuchten Parameter. So wurde bei einer Verdoppelung der Zeitschrittweite und der Zellengröße ein maximaler Unterschied von ca. 6,1 % festgestellt (Bild 6.7, unten rechts). Für die Kalibrierung des Einspritzmodells wurden die Koeffizienten an die verschiedenen, im FIRE vorhandenen, Untermodelle angepasst. Dabei kristallisierte sich der Koeffizient der Aufbruchzeit als Parameter mit dem größten Einfluss auf die Simulationsergebnisse heraus. Beispielhaft werden im Bild 6.8 die Ergebnisse aus der Messung und Simulation bei der Variation des Einspritzdruckes einander gegenübergestellt. 8 7 Einspritzdruckvariation (Düse 3, ) p ein = 8 bar, Mess. p 2 ein =12 bar, Mess. p ein =14 bar, Mess. 1 p ein =16 bar, Mess. p ein = 8 bar, Sim. p ein =12 bar, Sim. p ein =14 bar, Sim. p ein =16 bar, Sim Zeit [µs] Bild 6.8: Vergleich der Eindringtiefe aus Messung und Simulation Mit den gegenwärtig erzielten Ergebnissen wurde zunächst der Einfluss unterschiedlicher Einspritzparameter auf der Spraybildung in einer Einspritzkammer untersucht. Weiterhin wurden die aus den Messungen gewonnen Ergebnisse anhand drei dimensionaler Simulation abgebildet. Ziel weiterer Entwicklungen ist ein geeignetes Brennverfahren für die FKM zu entwickeln. Hierzu sollen die untersuchten Einspritzdüsen in die FKM eingebaut und der gesamte Motorprozess bei unterschiedlicher Betriebsparametervariation untersucht werden. Quellen [1] Barciela, B.: Untersuchung der Spraygeometrie am Centro Studi Componenti per Veicoli S.p.A. (CVIT/EAR), Dresden 26 [2] Bittlinger, G., Henle, A., Hertlein, D., Leick, P., Kunz, T.: Optische Methoden zur Bewertung der dieselmotorischen Gemischbildung und Verbrennung. 12

13 Barciela, B.: Untersuchungen des Diesel-Einspritzvorganges WISSENSPORTAL baumaschine.de 2(29) [3] Brunner, H., Winger, A., Feuser, A., Dantlgraber, J., Schäffer, R.: Thermohydraulische Freikolbenmaschine als Primäraggregat für mobilhydraulische Antriebe. 4th International Fluid Power Conference Dresden S [4] Feuser, A., Kordak, R., Liebler, G., Nikolaus, H. W.: "Hydrostatische Antriebe mit Sekundärregelung", Der Hydraulik Trainer Band 6, ISBN , Mannesmann Rexroth GmbH, Lohr am Main, 1989 [5] Kunze, G., Barciela, B., Fichtl, H., Rautenberg, H.: Betriebs- und Emissionsverhalten einer thermohydraulischen Freikolbenmaschine. 4. FAD-Konferenz, Dresden 26. S [6] Merker, G., Schwarz, C., Stiesch, G., Otto, F.: Verbrennungsmotoren. Simulation der Verbrennung und Schadstoffbildung. 3. Auflage, Teubner Verlag Wiesbaden, 26 [7] Stein, M.: Kraftstoffmassenverteilungen bei dieselmotorischem Gemischbildungsprozess. VDI Verlag Düsseldorf, 22 [8] Winger, A.: Thermohydraulische Freikolbenmaschine. 3. Fachtagung Baumaschinentechnik, Dresden 26 Autor Dipl.-Ing. Bruno Barciela Technische Universität Dresden Institut f. Verarbeitungsmaschinen und Mobile Arbeitsmaschinen Professur für Baumaschinen- und Fördertechnik 162 Dresden Tel.: +49 () 351 / Fax. +49 () 351 / Internet: tu-dresden.de/bft 13

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