ANHEBUNG DER ABGASTEMPERATUR AM DIESELMOTOR DURCH VARIABLEN VENTILTRIEB

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1 ENTWICKLUNG VENTILTRIEB ANHEBUNG DER ABGASTEMPERATUR AM DIESELMOTOR DURCH VARIABLEN VENTILTRIEB Für eine effektive Nutzung der Abgasnachbehandlungs kompo nenten muss die Abgastemperatur beim Dieselmotor aktiv gesteuert werden. Die IAV hat untersucht, welche Möglichkeiten ein variabler Ventiltrieb für das Abgastemperaturmanagement bietet. 38

2 AUTO REN AKTIVES ABGASTEMPERATUR- MANAGEMENT 4I Jahrgang DIPL.-ING. MATTHIAS DIEZEMANN ist Technologie-Scout Dieselmotoren bei der IAV GmbH in Berlin. DIPL.-ING. RENÉ POHLKE ist Entwicklungsingenieur Vorentwicklung Dieselmotoren bei der IAV GmbH in Berlin. DR.-ING. MAXIMILIAN BRAUER ist Teamleiter Vorentwicklung Dieselmotoren bei der IAV GmbH in Berlin. DR.-ING. CHRISTOPHER SEVERIN ist Abteilungsleiter Systementwicklung und Konzepte Brennverfahren bei der IAV GmbH in Gifhorn. Die EU hat für das Jahr 22 den Zielwert der durchschnittlichen Flottenemission auf 95 g CO 2 /km festgelegt. Zum Erreichen dieses ambitionierten Werts kommt dem Dieselmotor insofern eine wichtige Bedeutung zu, als dass er insbesondere bei schweren Fahrzeugen nach wie vor eine sehr verbrauchsgünstige Antriebsoption darstellt. Im Hinblick auf die sich weiter verschärfende Emissionsgesetzgebung ist jedoch darauf zu achten, dass die notwendige Abgasnachbehandlung mit ihren Anforderungen an das Abgastemperaturniveau nicht zu Verbrauchsnachteilen führt und die dieselmotorische Verbrennung wirkungsgradoptimal kalibriert wird. Zur aktiven Steuerung der Abgastemperatur findet im Hinblick auf die Effizienz der Temperaturerzeugung seit einiger Zeit eine rege Diskussion statt. In Serie werden derzeit die folgenden konventionellen Möglichkeiten zur Erhöhung der Abgastemperatur ( ) eingesetzt: : Spätverstellung des Verbrennungsschwerpunkts : angelagerte Nacheinspritzung (NE) zur Verlängerung der Brenndauer : Ansaugluftdrosselung zur Verringerung des Motorwirkungsgrads und zur Absenkung der Brennraumladung : Erhöhung der Motorlast durch Zuschalten elektrischer Verbraucher : Anhebung der HC- und CO-Rohemission durch späte NE nach dem Erreichen der Konvertierungstemperatur (light-off) des Diesel- Oxidationskatalysators (DOC). Diese Maßnahmen unterscheiden sich im Hinblick auf ihre energetische Bilanz, die Kosten, die Regelbarkeit und die positiven Begleiteffekte auf das Motorbetriebsverhalten (Rohemission, Geräusch und Fahrbarkeit). Für die Verbesserung des Aufheiz verhaltens werden aktuell auch Ventiltriebsvariabilitäten diskutiert [1, 2, 3, 4, 5, 6, 7]. Im Folgenden werden die thermodynami- 39

3 ENTWICKLUNG VENTILTRIEB schen Mechanismen drosselfreie Absenkung der Zylinderfüllung, interne Abgasrückführung (AGR) und frühes Öffnen der Auslassventile (FAVÖ) zur -Anhebung untersucht. Alle Strategien sollen nach Möglichkeit verbrauchsneutral, mit einer möglichst geringen HC- und CO-Rohemission und einer Verbesserung der Verbrennungsstabilitat umgesetzt werden. AUSWAHL DES REFERENZBETRIEBSPUNKTS Für die Auswahl eines relevanten Betriebspunkts wurde das Aufheizverhal ten des Abgasnachbehandlungssystems (AGN) analysiert. ❶ (oben) zeigt das Aufheizverhalten des DOC und des SCR-Katalysators am Beispiel einer typischen Motor-Fahrzeug-Kombination im FTP75-Zyklus. Es ist zu erkennen, dass der DOC nach 33 s (CO- Konvertierung) und der SCR-Katalysator nach 127 s anspringt (light-off, jeweils 5 % Konvertierungsrate). 1 (unten) zeigt die Häufigkeitsverteilung der Betriebspunkte im Motorkennfeld über den gesamten Zyklus (linkes Diagramm) und im rechten Diagramm eine Zuordnung der emittierten CO-Roh- Fahrzeuggeschwindigkeit [km/h] 1 5 FTP Zeit [s] Fahrzeuggeschwindigkeit [km/h] HC-Konvertierung [%] CO-light-off DOC t = 33 s HC-light-off DOC t = 44 s Light-off SCR t = 127 s Häufigkeitsverteilung t < 2477 s Zeit [s] CO-Häufigkeitsverteilung t < 7 s FTP75 2,-l-CR-Dieselmotor C-Segment-Pkw CO-Konvertierung [%] NO-Konvertierung [%] ❶ Aufheizverhalten einer typischen Motor- Fahrzeug- Kombination im FTP75-Zyklus p mi [bar] betriebspunkt kalter Leerlauf Motordrehzahl [1/min] Motordrehzahl [1/min]

4 MOTORDREHZAHL n M 1/min 8 INDIZIERTER MITTELDRUCK p mi bar 2,5 MOTORÖLTEMPERATUR T Öl C 6 MOTORKÜHLWASSERTEMPERATUR T KWasser C 35 GASTEMPERATUR IM SAUGROHR T 2 C 35 DRUCK IM SAUGROHR p 2 bar 1, DRUCK IM ABGASKRÜMMER p 3 bar 1,2 KRAFTSTOFFDRUCK IM EINSPRITZRAIL p ED bar 32 2 VE + 1 EINSPRITZSTRATEGIE HE + 1 NE HUBRAUM V H cm HUB / BOHRUNG mm / mm 88,3 / 88, VERDICHTUNGSVERHÄLTNIS ε 16 1 Tangential-/ EINLASSKANÄLE 1 Spiralkanal ANZAHL VENTILE PRO ZYLINDER 4 VENTILBETÄTIGUNG BEI NOCKENWELLENTRIEB ❷ Kalibrierungswerte des betriebspunkts und Motorkennwerte DOHC mit Tassenstößeln STEUERZEIT EINLASS ÖFFNET (2 MM HUB) EVÖ KW n.ot 28 STEUERZEIT EINLASS SCHLIESST (2 MM HUB) EVS KW n.ot 184 STEUERZEIT AUSLASS ÖFFNET (2 MM HUB) AVÖ KW n.ot 535 STEUERZEIT AUSLASS SCHLIESST (2MM HUB) AVS KW n.ot 698 EINSPRITZSYSTEM, INJEKTORTYP Bosch CRS 2.2, Magnetventilinjektor MOTORSTEUERGERÄT MSG IAV MPEC [9] DÜSENLOCHANZAHL 7 STRAHLKEGELWINKEL cm 3 /3 s DÜSENDURCHFLUSS NACH VERRUNDUNG Q Hyd bei 1 bar emissionen zu den durchfahrenen Kennfeldbereichen während der ersten 7 s (das heißt bis zum Erreichen einer nahezu 1-%igen CO-Konvertierung). Über diesen Zusammenhang wurde der betriebspunkt mit den Randbedingungen in ❷ (oberer Bereich) festgelegt. Bei der Wahl der Ansauglufttempe ra tur T 2 wurde berücksichtigt, dass die externe Hochdruck-AGR am Vollmotor während des Warmlaufs ungekühlt betrieben wird. VERSUCHSAUFBAU UND METHODIK Die Versuche wurden an einem Pkw-Einzylindermotor mit einem vollvariablen, hydraulischen Ventiltrieb vom Typ Sturman HVA-D (Hydraulic Valve Actuation Digital) durchgeführt [7, 8]. Die weiteren Motorkenngrößen sind in 2 (unten) aufgeführt. Als Führungsgröße für die Messungen wurden konstante indizierte Mitteldrücke (p mi ) und diskrete Sollwerte für die Verbrennungsschwerpunktlage (VSPL) eingestellt. Diese Vorgehensweise vereinfacht den Vergleich der Indiziersignale bei unterschiedlichen Einspritz- und Ventiltriebsstrategien. Alle Messungen wurden bei NO x = 1, g/kwh durchgeführt, sodass etwaige Variationen der internen AGR-Rate durch Anpassungen der externen AGR-Rate ausgeglichen wurden. VERSUCHSERGEBNISSE In [7] wurde unter anderem der Einfluss der Abgastemperatur ( ) und des Abgasmassenstroms auf das Aufheizverhalten der AGN-Komponenten am Vollmotor untersucht. Basierend auf diesen Ergebnissen stellt sich als Führungsgröße für das Aufheizverhalten des DOC heraus und wurde als Bezugsparameter für die folgenden Darstellungen gewählt. REFERENZBETRIEBSPUNKTE Die schwarze Kurve in ❸ zeigt als eine Variation des Verbrennungsschwerpunkts (VSPL) für eine Einspritzstrategie mit zwei Voreinspritzungen (VE) und einer Haupteinspritzung (HE). Hierfür wurden mit dem variablen Ventiltrieb die Steuerzeiten des Serienmotors bei 2 mm Ventilhub übernommen. Die blaue Kurve ist eine zweite kurve, bei der zusätzlich eine Nacheinspritzung (NE) angewendet wurde. Die Kurve beginnt mit einer nah angelagerten NE bei VSPL =. Der Variationsparameter ist die Spritzpause zwischen der HE und der NE. Die NE löst den Zielkonflikt der VSPL-Variation zwischen später VSPL und Verbrennungsstabilität zur Anhebung von auf. Die Ergebnisse zeigen, dass die hier realisierte -Anhebung bei ungefähr 4 K liegt. Vorwärts mit weniger Emissionen KACO Dichtungssysteme: Für eine umweltfreund liche Mobilität Erfahren Sie mehr unter 4I Jahrgang 311

5 ENTWICKLUNG VENTILTRIEB Allerdings steigen die HC- und CO-Emissionen im Vergleich zum punkt bei VSPL = deutlich an (CO: + 8 %, HC: + 9 %). Zudem steigt der indizierte Kraftstoffverbrauch (ISFC) um 18 %. ABGASTEMPERATURANHEBUNG DURCH DROSSELFREIE BSENKUNG DER ZYLINDERFÜLLUNG Eine erste Möglichkeit zur -Anhebung besteht in der drosselfreien Absenkung des Ladungsüberschusses im Brennraum. Das Ganze geschieht mithilfe eines frühen Schließens (Miller-Verfahren, FEVS) oder späten Schließens (Atkinson-Verfahren, SEVS) der Einlassventile. 3 zeigt folgende Ergebnisse: : -Anhebung mit FEVS und SEVS ist möglich. : Der Zündverzug steigt, instabile, inakzeptable Verbrennung (σ pmi /p mi > 8) bei kaltem Leerlauf mit FEVS und SEVS. : Die HC- und CO-Emissionen steigen durch Absenkung der effektiven Verdichtung deutlich an. : Der Kraftstoffverbrauch steigt bei FEVS und SEVS deutlich an. : Das Verbrennungsgeräusch sinkt aufgrund der veränderten Prozessführung bei FEVS und SEVS. ABGASTEMPERATURANHEBUNG DURCH INTERNE AGR Ein zweiter Mechanismus zur -Anhebung ist die Verwendung von interner AGR. Dabei besteht das Ziel, dem Zylinder das rückgeführte Abgas mit möglichst geringen Wärmeverlusten an externen Bauteilen (beispielsweise Ventile, Krümmer, Rohre) zuzuführen. Es stellen sich zwei Effekte mit Vorteilen für den Leerlaufbetrieb bei kaltem Motor ein, die zu geringeren HC- und CO-Rohemissionen sowie höherer führen. Einerseits ist dies eine höhere Brennraumgastemperatur zum Zeitpunkt Einlassventil schließt und ein entsprechend höherer Massenmitteltemperaturverlauf, andererseits eine geringere Brennraumladung durch Absenkung der Gasdichte zum Zeitpunkt Einlassventil schließt und eine dadurch entsprechend höhere Massenmitteltemperatur nach Einsetzen der Verbrennung. Vier Strategien wurden untersucht und bezüglich ihrer Vor- und Nachteile bewertet: : Abgasrückhaltung durch frühes Schließen der Auslassventile (FAVS) : Abgasrückhaltung durch frühes Schließen der Auslassventile in Kombination mit einem angepassten Einlassventilöffnen (FAVS+SEVÖ) : zweiter Hub eines Einlassventils während der Ausschiebephase (2. Hub EV1) : zweiter Hub eines Auslassventils während der Einlassphase (2. Hub AV1). n M = 8/min, p mi = 2,5 bar Kurve VSPL T 2 p 2 = 1, bar p 3 = 1,2 bar T Öl = 6 C T KWasser p ED = 32 bar 2 VE Variation Variation Nacheinspritzung Var. Spritzpause NE VVT-Strategie FEVS SEVS Partikelmasse [g/kwh],6,4,2, Externe AGR [%] Alle Punkte NO x = 1, g/kwh 4 2 CO [g/kwh] 2 HC [g/kwh] 1 b i [g/kwh] AVL-Geräusch [db(a)] VSPL [ KW] Verbrennungsinstabilität σ p mi /p mi [%] Bessere Stabilität mit Nacheinspritzung ❸ Motorbetriebswerte bei frühem und spätem Schließen der Einlassventile

6 ❹ zeigt die Ergebnisse der vier Strategien mit interner AGR im Vergleich zu den messungen. Folgende Effekte sind zu erkennen: : Die Strategie FAVS zeigt eine Kraftstoffverbrauchsersparnis von 5 % bei = 175 C gegenüber der mit NE. : Die Maßnahme FAVS+SEVÖ zeigt eine Kraftstoffverbrauchsersparnis von 14 % bei = 175 C gegenüber der mit NE. : Beim Konzept 2. Hub EV1 ist die maximale Temperaturanhebung bis zum Punkt externe AGR = % sehr gering [3], da das rückgeführte Abgas im Saugrohr stark auskühlt. : Die Strategie 2. Hub AV1 führt zu einer Kraftstoffverbrauchsersparnis von 18 % bei = 175 C gegenüber der mit NE. : Rußemissionen und Verbrennungsgeräusch steigen bei den Strategien 2. Hub AV1 (FSN = 1,3 / 73,4 db(a)), FAVS (FSN = 1,8 / 73,7 db(a)) und FAVS+SEVÖ (FSN = 2,1 / 74,3 db(a)) bei maximalem. ❺ zeigt im p-v Diagramm die Ladungswechselschleife für die Strategien mit interner AGR. Der Flächeninhalt repräsentiert die Verlustarbeit. Die folgenden Effekte sind zu erkennen: : FAVS führt zu hohen Ladungswechselverlusten durch die Restgaskompression. : FAVS+SEVÖ zeigt reduzierte Ladungswechselverluste im Vergleich zu FAVS aufgrund der vollständigen Restgasexpansion. : 2. Hub AV1 zeigt im Vergleich der drei dargestellten Strategien mit interner AGR die geringsten Ladungswechselverluste. ANHEBUNG DER ABGAS- TEMPERATUR DURCH FRÜHES ÖFFNEN DER AUSLASSVENTILE Im Folgenden wird das Potenzial zur Erhöhung der Temperatur im Abgaskrümmer ( ) durch frühes Öffnen der Auslassventile am betriebspunkt untersucht. Als Randbedingung wurde ein NO x -Rohemissionsniveau von 1, g/kwh unter Anpassung der externen AGR-Rate eingestellt. ❻ zeigt eine Variation des frühen Öffnens der Auslassventile (FAVÖ). Der Verlust an Expansionsarbeit wurde durch eine Regelung auf p mi = 2,5 bar kompensiert. Die Messreihe wurde bis zum Erreichen der maximalen Ventilöffnungskraft durchgeführt (AVÖ = 437 KW). Im Vergleich zur Messreihe mit NE sind die folgenden Effekte zu erkennen: : Die realisierbare -Anhebung liegt bei = 8 C. : Die -Anhebung zeigt keine Nachteile bei der HC- und CO-Emission. : Der Kraftstoffverbrauch steigt über linear an. : Das Verbrennungsgeräusch und die Rußemission nehmen geringfügig zu. Partikelmasse [g/kwh] n M = 8/min, p mi = 2,5 bar Kurve VSPL T 2 p 2 = 1, bar p 3 = 1,2 bar T Öl = 6 C,6,4,2, FSN = 1,8 T KWasser p ED = 32 bar 2 VE FSN = 2,14 FSN = 1,3 Externe AGR [%] Variation Variation Nacheinspritzung Var. Spritzpause NE VVT-Strategie FAVS FAVS+ SEVÖ 2. Hub EV1 2. Hub AV1 Alle Punkte NO x = 1, g/kwh 2 2 CO [g/kwh] 1 HC [g/kwh] b i [g/kwh] % -14 % -18 % VSPL [ KW] AVL-Geräusch [db(a)] Verbrennungsinstabilität σ p mi /p mi [%] ❹ Motorbetriebswerte bei verschiedenen Strategien für interne AGR 4I Jahrgang 313

7 ENTWICKLUNG VENTILTRIEB Zylinderdruck [bar] Zylindervolumen [cm 3 ] η LW η [%] NE-Spritzpause FAVS FAVS + SEVÖ 2. Hub AV1 = 18 C NE-Spritzpause FAVS FAVS + SEVÖ 2. Hub AV1 = 18 C ❺ Ladungs wechselschleifen im p-v-diagramm und Verlustteilung ZUSAMMENFASSUNG UND AUSBLICK Die zukünftigen Fahrzyklen werden mit hoher Wahrscheinlichkeit zu einem flächendeckenden Einsatz von aktiver DeNO x -Abgasnachbehandlung führen. Die beschriebenen Versuche im betriebspunkt kalter Leerlauf zeigen, dass Ventiltriebsvariabilitäten eine sehr vielversprechende Heizmaßnahme für Dieselmotoren darstellen. Die Strategien zur drosselfreien Absenkung der Zylinderladung haben sich für den Leerlaufbetriebspunkt bei kalten Randbedingungen als nicht geeignet he rausgestellt. Die -Anhebung geht hier mit einer deutlichen Verschlechterung der Verbrennungsstabilität und einem deutlichen Anstieg der HC- und CO-Emissionen einher. Die geringen Drücke und Temperaturen bei dieser Art der Motorprozessführung führen zu einer Verlängerung des Zündverzugs und zu einer deutlich schlechteren Umsetzung des Kraftstoffs. Der Vergleich der Strategien zur Nutzung von interner AGR-Rate zeigt, dass n M = 8/min, p mi = 2,5 bar Kurve VSPL T 2 p 2 = 1, bar p 3 = 1,2 bar T Öl = 6 C T KWasser p ED = 32 bar 2 VE Nacheinspritzung VVT-Strategie Variation Variation Var. Spritzpause NE FAVÖ Partikelmasse [g/kwh],6,4,2, FSN =,5 Externe AGR [%] Alle Punkte NO x = 1, g/kwh Grenze Ventilöffnungskraft HVA-D 2 2 CO [g/kwh] 1 HC [g/kwh] 1 b i [g/kwh] AVL-Geräusch [db (A)] C + 8 C VSPL [ KW] Verbrennungsinstabilität σ p mi /p mi [%] Bessere Stabilität mit Nacheinspritzung ❻ Motorbetriebswerte bei frühem Öffnen des Auslassventils (FAVÖ)

8 ein Doppelhub auf der Einlassseite nur geringes Potenzial zur -Anhebung hat. Beim Vergleich der Strategien mit Auslassdoppelhub und frühem Schließen des Auslassventils hat sich bei gleichem ein Kraftstoffverbrauchsvorteil von 18 % für den Auslassdoppelhub im Vergleich zur mit angelagerter NE ergeben. Der Auslassdoppelhub ermöglicht im Vergleich zur ohne NE einen -Zuwachs von 35 K ohne Verbrauchsnachteil. Die Analyse hat gezeigt, dass die Verkürzung des Expansionstakts mit einer -Anhebung von 8 C die wirkungsvollste und für die Verbrennung neu tralste Maßnahme ist. Ein besonderes Augenmerk muss dabei aber auf die Geräuschabstrahlung und das Mündungsgeräusch der Abgasleitung gelegt werden [3]. Eine schaltbare Kombination aus frühem Auslassventilöffnen und Auslassventilzweithub könnte eine zielführende Strategie für das Aufheizen des DOC und eine nachgelagerte SCR-Heizmaßnahme sein. Der benötigte Umfang der Variabilität am Vollmotor hängt letztlich von der benötigen -Anhebung bei der jeweiligen Motor-Fahrzeug-Anwendung ab. Für die genaue Definition der Ventiltriebsvariabilität für eine Vollmotoranwendung müssen weitere Einzylinderversuche zum Aufheizen mit höheren Lastpunkten durchgeführt werden. Anschließend lassen sich die Erkenntnisse in die Vollmotor- und Abgas nachbe hand lungssimulation übertragen. Hierdurch kann eine Auslegung der erforderlichen Nockenkonturen unter Abbildung der realen Randbedingungen für den Motor (Abgasgegendruck, 1D-Effekte) und für die Abgasnachbehandlung (Umschaltzeitpunkte gemäß erreichter DOC-Konvertierungstemperatur) erfolgen. LITERATURHINWEISE [1] Becker, M. et al.: Konzentrische Verstellnockenwellen für Otto- und Dieselmotoren. 4. MTZ-Fachtagung Ladungswechsel im Verbrennungsmotor, Stuttgart, 211 [2] Cutrona, R. et al.: Was kann die CamInCam - Technologie beim Otto- und Dieselmotor? 4. MTZ- Fachtagung Ladungswechsel im Verbrennungsmotor, Stuttgart, 211 [3] Messner, A. et al.: Ventiltriebsvariabilität zur effektiveren DeNO x ierung bei modernen Dieselbrennverfahren. 7. Internationales Forum Abgasund Partikel-Emissionen, 212 [4] Peter, F. et al.: Thermodynamische Potentiale eines vollvariablen Ventiltriebs am Pkw-Dieselmotor. 1. Tagung Motorische Verbrennung, 211 [5] Sakono, T. et al.: Mazda Skyactiv-D 2.2-l Diesel Engine. 2. Aachener Kolloquium Fahrzeug- und Motorentechnik, 211 [6] Temp, A. et al.: Potenziale von Ventiltriebsvariabilität am Pkw-Dieselmotor. 4. MTZ-Fachtagung Ladungswechsel im Verbrennungsmotor, Stuttgart, 211 [7] Brauer, M. et al.: Variabler Ventiltrieb aktives Abgastemperaturmanagement am Dieselmotor. 5. MTZ-Fachtagung Ladungswechsel im Verbrennungsmotor, Stuttgart, 212 [8] Blumenröder, K. et al.: Variable Ventiltriebe in Pkw-Dieselmotoren Potenziale, Grenzen und Realisierungschancen. 27. Internationales Wiener Motorensymposium, 26 [9] Rempel, A. et al.: Flexible Motorprozessregelung für neue Brennverfahren. Autoreg, 28 DOWNLOAD DES BEITRAGS READ THE ENGLISH E-MAGAZINE order your test issue now: springervieweg-service@springer.com Actuating for life Reliable robustness. Dependable precision. Optimal efficiency always. Life demands it, and Sonceboz supplies it. No matter how harsh the environment, no matter how intricate the needed motion. Specify Sonceboz actuators. Simply: they work. For life! Your partner for electric actuators and mechatronic drive solutions 4I Jahrgang 315