Miller- und Atkinson-Zyklus am aufgeladenen Dieselmotor

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1 ForscHUnG Dieselmotoren Miller- und Atkinson-Zyklus am aufgeladenen Dieselmotor Aufgrund verschiedener Ladungswechselstrategien, die sich mit der Anwendung eines vollvariablen Ventil triebs am Dieselmotor eröffnen, soll in diesem Beitrag auf das Verfahren der Einlassschluss- Verschiebung eingegangen werden. Dieses ist bei Verschiebung nach früh als Miller-Verfahren, bei Verschiebung nach spät als Atkinson-Verfahren bekannt. Beide Verfahren wurden am Institut der TU Graz im Rahmen des Forschungsprojekts KNET-VKM der Zukunft untersucht. Dieses Projekt wird im Rahmen des Programms Industrielle Netzwerke und Kompetenzzentren von der österreichischen öffentlichen Hand gefördert. 480 MTZ 06I2007 Jahrgang 68

2 1 Einleitung Die Verschiebung des Einlassschlusses ist bei ottomotorischen Brennverfahren eine etablierte Technologie, die vereinzelt auch in Serie eingesetzt wird [1, 2]. Der vorliegende Beitrag behandelt demgegenüber die Einsetzbarkeit an einem turboaufgeladenen Pkw-Dieselmotor, bei dem sich die Ziele und Auswirkungen von der ottomotorischen Anwendung teilweise unterscheiden. Beim Miller-Zyklus und beim Atkinson- Zyklus handelt es sich um zwei prinzipiell eigenständige Verfahren, die eng miteinander verwandt sind. Ziel beider ist es, durch ein verringertes effektives Verdichtungsverhältnis die Prozesstemperatur zu senken, was in der Regel niedrigeren NO x -Emissionen gleichzusetzen ist. In den ersten beiden Kapiteln sollen die Verfahren zunächst idealisiert betrachtet werden, wobei Wandwärmeübergang und Strömungseffekte vernachlässigt werden [3]. Schließt man das Einlassventil im unteren Totpunkt, wird die maximale Luftmenge angesaugt, und die Kompression findet mit dem maximalen Verdichtungsverhältnis statt. Schließt man das Einlassventil zu einem anderen Zeitpunkt, so sind die angesaugte Luftmenge und das Verdichtungsverhältnis verringert. Dabei ist es gleichgültig, ob man den Einlassschluss nach früh oder spät verschiebt. Ausschlaggebend ist lediglich das Zylindervolumen zu Einlassschluss, siehe pv-diagramme, Bild 1. Im Fall von Atkinson wird ein Teil Ladungsmasse wieder ausgeschoben (2-3), im Fall von Miller kommt es zu einer Expansion und Kompression (1-2-3). In Punkt 3 (Kompressionstakt) ist der Zustand im Zylinder in beiden Fällen der gleiche. Da eine Abnahme der Ladungsmasse am Dieselmotor meistens nicht erwünscht ist, muss man das verringerte effektive Hubvolumen durch einen erhöhten Ladedruck ausgleichen, Bild 2. Die Erhöhung des Ladedrucks entspricht dabei quantitativ der Verringerung der Zylinder-Kompression, womit die Anwendung von Miller oder Atkinson als Auslagerung von Verdichtung vom Zylinder zum Lader gesehen werden kann. 2 Thermodynamik Der Temperaturvorteil des abgesenkten Verdichtungsverhältnisses ginge durch den erhöhten Ladedruck wieder verloren, da die Verdichtung im externen Lader die Temperatur natürlich ebenfalls erhöht. Dies Die Autoren Eberhard Schutting Andreas Neureiter Christian Fuchs Thorolf Schatzberger Dr. techn. Manfred Klell Bild 1: pv-diagramm von Miller- und Atkinson-Zyklus Figure 1: Pressure/Volume diagram of Miller and Atkinson cycle Bild 2: Veränderung im effektiven Hubvolumen, effektiven Verdichtungsverhältnis und nötigem Ladedruck über Verschiebung des Einlassschluss Figure 2: Changes in effective swept volume, effective compression ratio and required charging pressure versus shift of IVC Univ.-Prof. Dr. techn. Helmut Eichlseder ist Vorstand des Institutes Thomas Kammerdiener ist Projektleiter Forschung und Entwicklung bei der AVL List GmbH. MTZ 06I2007 Jahrgang

3 Forschung Dieselmotoren Bild 3: Ts-Diagramm eines idealisierten konventionellen Zyklus und idealisierten Miller/Atkinson Zyklus Figure 3: Ts-diagram of idealised conventional and idealised Miller/Atkinson cycle Bild 4: Theoretisches Potenzial zur Absenkung der Verdichtungstemperatur über Verschiebung des Einlassschlusses Figure 4: Theoretical potential of temperature decrease versus shift of IVC Bild 5: Miller/Atkinson und EGR: resultierende Ladelufttemperatur und erreichbares Temperaturabsenkungs-Potenzial über Verschiebung des Einlassschluss Figure 5: Miller/Atkinson and EGR: resulting charge temperature and capability of temperature decrease versus shift of IVC umso mehr, als ein externer Lader immer einen schlechteren isentropen Wirkungsgrad aufweist als der Zylinder selbst. Es folgt, dass Miller und Atkinson nur dann einen Temperaturvorteil bringen können, wenn ein Ladeluftkühler verwendet wird. Man kann Miller und Atkinson also auch folgendermaßen charakterisieren: Die Kompression wird zwischen Lader und Zylinder aufgeteilt, wodurch eine zwischengeschaltete Kühlung möglich wird. In Bild 3 sind die Zustandsänderungen eines konventionellen und eines Miller-/Atkinson-Zyklus ( M/A ) im Ts-Diagramm zu sehen (Expansion und Kompression des Miller-Zyklus sind nicht dargestellt). Ausgehend vom Umgebungsdruck p 0 wird die Luft beim konventionellen Zyklus auf p1 und bei Miller/Atkinson auf den höheren Druck p 1 ' verdichtet (0-1 und 0-1'). Dabei wird ein nicht idealer Kompressor angenommen. Der nachfolgenden (ideal isobaren) Abkühlung im Ladeluftkühler (1-2 und 1'-2') liegen gleiche Wirkungsgrade zugrunde, durch die höhere Temperaturspreizung erreicht der Kühler bei M/A allerdings eine deutlich höhere Absenkung. Die nachfolgende Kompression hebt den Druck auf p 3 und p 3 '. Die Forderung nach konstanter Ladungsmasse ist dabei durch das gleiche spezifische Volumen v 3 erfüllt. Deutlich zu erkennen ist der Temperaturvorteil von M/A bei Verdichtungsende. Die erreichbare Temperaturabsenkung ist natürlich abhängig von Kompressorund Ladeluftkühlerwirkungsgrad. Ein Temperaturvorteil stellt sich nur dann ein, wenn der Ladeluftkühler in der Lage ist, die höhere Verdichteraustrittstemperatur auszugleichen. Ist dies erfüllt gilt: je höher die Wirkungsgrade, um so höher das Potenzial. In Bild 4 sieht man das erreichbare Temperaturabsenkungspotenzial über der Verschiebung des Einlassschlusses aufgetragen, links mit dem isentropen Kompressorwirkungsgrad als Parameter, rechts mit Ladeluftkühlerwirkungsgrad als Parameter. Doch das Potenzial an Temperaturabsenkung von Miller und Atkinson wird nicht nur durch den Frischluftpfad bestimmt, sondern im Fall der Verwendung von Abgasrückführung (AGR) auch durch diese. Wie oben erläutert, steht der temperaturabsenkenden Wirkung der verringerten effektiven Verdichtung die erhöhte Ladetemperatur entgegen. Wenn der verdichteten Frischluft rückgeführtes Abgas beigemengt wird, ist die Ansaugtemperatur nur mehr zu einem Teil von der Ladelufttemperatur abhängig, zum anderen Teil von der Abgastemperatur. Dabei zeigt sich, dass der Anstieg der resultierenden Mischtemperatur niedriger ist, als der Anstieg der Ladelufttemperatur ohne AGR, Bild 5 (links). Es folgt, dass M/A mit AGR ein größeres Potenzial haben, da der nachteilige Temperaturanstieg geringer ausfällt. In Bild 5 (rechts) kann man das theoretische Potenzial von M/A über Verschiebung des Einlassschlusses aufgetragen sehen, dabei ist die AGR-Rate als Parameter eingetragen. 3 Ladungswechsel Vernachlässigt man, wie bei den bisherigen Betrachtungen, Wandwärmeübergang und Strömungseffekte, sind die Verfahren Miller und Atkinson in ihren Ergebnissen und Auswirkungen identisch. Am realen Motor 482 MTZ 06I2007 Jahrgang 68

4 führen verschiedene Vorgänge dazu, dass sich diese Verfahren unterscheiden. Einen großen Einfluss hat zweifellos die Saugrohrdynamik. Die Ladungsmasse kann stark variieren, je nach Druck im Einlasskanal zu Einlassschluss. Die Saugrohrdynamik umfasst dabei Druckschwingungen, aber auch die Trägheit der Gassäule. Letztere bringt häufig einen Vorteil für das Atkinson-Verfahren, während die Druckschwingungen unabhängig vom Verfahren sowohl günstig als auch ungünstig wirken können, je nach Betriebspunkt und Schließzeitpunkt. Ein weiterer Unterschied entsteht durch die endliche Schließgeschwindigkeit des Ventils: Kurz vor dem nominellen Schließzeitpunkt dem eigentlichen Auftreffen des Ventils am Sitz steigt der Strömungswiderstand bereits so stark an, dass der Durchfluss deutlich eingeschränkt wird. Das bedeutet, dass im Falle des frühen Einlassschlusses die Expansion noch früher beginnt, bei späten Einlassschlusses die Kompression aber weniger spät. Es folgt daraus, dass Miller etwas verstärkt wird, Atkinson jedoch abgeschwächt. Die Berücksichtigung des Wärmeübergangs lässt weiters einen Nachteil für das Atkinson-Verfahren erkennen. Beim diesem wird aufgeheizte Ladung in den Einlasskanal zurückgeschoben und dort vorgelagert. Diese erhöht somit die Ansaugtemperatur des folgenden Zyklus, was folglich den Effekt der Temperaturabsenkung verringert. In Bild 6 ist die höhere Verdichtungsendtemperatur bei gleichem Ladedruck zu sehen. Für ausgeprägte Einlassschluss-Verschiebung wird das aufgeheizte Gas bis ins Saugrohr geschoben, wie an der ansteigenden Temperatur zu erkennen ist. Wie in Kapitel 2 erörtert, kann man die Anwendung von Miller oder Atkinson am aufgeladenen Dieselmotor als eine Art Teilung von Verdichtung zwischen Lader und Zylinder sehen. Das Potenzial ist daher ganz maßgeblich vom Potenzial des Turboladers abhängig. Der Einlassschluss kann nur so lange verschoben werden, so lange eine Steigerung des Ladedrucks möglich ist. Die Limitierung kann dabei durch den Kompressor gegeben sein (Pumpgrenze, Drehzahl) oder durch die Turbine (VTG-Position). Eine Beurteilung von M/A kann auf jeden Fall ausschließlich durch eine Betrachtung des Gesamtsystems erfolgen. Die Beurteilung der Anwendung an einem Pkw-Vollmotor wurde bei den vorliegenden Untersuchungen mit den Mitteln der eindimensionalen Strömungssimulation durchgeführt, die verwendete Software war BOOST/AVL. In dieser wird das gesamte Luftführungssystem in Form null- und eindimensionaler Elemente abgebildet. Der betrachtete Motor ist ein Fünfzylinder-Pkw-Motor, der als Besonderheit ein zweistufiges Turboladersystem aufweist. Wie zuvor beschrieben, ist der Umfang einer M/A-Anwendung hauptsächlich durch das Ladedruckpotenzial der Aufladegruppe beschränkt. Ein zweistufiges System verfügt, verglichen zur einstufigen Aufladung, über ein deutlich gesteigertes Potenzial, und stellt damit eine besonders günstige Voraussetzung für die Anwendung des Miller- oder Atkinson-Zyklus dar. In Bild 7 sieht man die Simulationsergebnisse einer Einlassschluss-Verschiebung. Beim beispielhaft ausgewählten Lastpunkt handelt es sich um einen Punkt mit 2000/min und 12 bar IMEP, einem besonders emissionsrelevanten Punkt. Ausgehend von Betriebsparametern, die einer üblichen Serienapplikation entsprechen, nämlich AGR = 15 % λ = 1,5 und ein Ladedruck von 800 mbar rel, wird der Einlassschluss nach früh und spät verschoben. Um die Ladungszusammensetzung und AGR konstant zu halten, werden AGR-Ventil und VTG-Position angepasst. Die Ergebnisse sind über Einlassschluss aufgetragen, 540 entspricht dem unteren Totpunkt und daher der konventionellen Steuerzeit mit maximalem Liefergrad (gilt nur für ideal trapezförmigen Ventilhub). Alle früheren Schließzeitpunkte entsprechen dem Miller-Zyklus, alle späteren dem Atkinson-Zyklus. Bild 6: Unterschiede von Miller und Atkinson aufgrund des Vorlagerns von aufgeheizter Frischladung Figure 6: Differences between Miller and Atkinson due to accumulation of heated fresh charge in the intake port Mit dem verschobenen Einlassschluss ist zunächst der sinkende Luftaufwand zu erkennen. Um die Ladungsmasse konstant zu halten, wird durch Schließen der VTG der Ladedruck erhöht. Als Folge steigt die Ladetemperatur um maximal 15 K an. Trotz dieses Nachteils kann aufgrund der verringerten Zylinderkompression die Temperatur zu Verdichtungsende um bis zu 38 K gesenkt werden. Anders als im konventionellen Betrieb bleibt die Erhöhung des Ladedrucks anfänglich fast ohne Auswirkung auf den spezifischen Verbrauch (ISFC). Grund dafür ist die sich wenig ändernde Abgastemperatur aufgrund des gleichbleibenden Massenstroms. Erst die deutliche Verschlechterung des Hochdruck-Turbinenwirkungsgrads lässt den ISFC merklich ansteigen. Dieses Verhalten ist natürlich abhängig vom Lastpunkt, konnte prinzipiell aber in allen un 4 Gesamtsystem Bild 7: Ergebnisse der Simulation einer Miller- und Atkinson-Anwendung am Vollmotor Figure 7: Miller and Atkinson application; results of engine simulation MTZ 06I2007 Jahrgang

5 Forschung Dieselmotoren 5 Messung Bild 8: Miller- und Atkinson-Anwendung; Messergebnisse am Forschungsmotor Figure 8: Miller and Atkinson application; measurement results from research engine tersuchten Punkten gesehen werden. Für Miller- und Atkinson-Anwendung mit geringer Einlassschluss-Verschiebung wurde außerdem häufig eine günstige Verschiebung des Turbolader-Betriebspunkts beobachtet. Das vorrangige Ziel des Miller- oder Atkinson-Zyklus ist allerdings nicht die Senkung der Spitzentemperatur, sondern die Senkung der Stickoxidemissionen. Die globale Brennraumtemperatur ist zwar ein wichtiger Faktor bei der Stickoxidbildung, und wurde daher auch bei der Simulation als aussagekräftiges Ergebnis angesehen, zumindest für konstante Ladungsmasse und -zusammensetzung, doch sind noch eine Reihe anderer Parameter zu berücksichtigen, wie Gemischaufbereitung, lokale O 2 -Konzentration oder lokale Flammentemperatur. Da sich aus der Simulation keine absolut zuverlässigen Aussagen über die NO x -Bildung ableiten lassen, wurden parallel Messungen an einem Forschungsmotor durchgeführt. Bei dem eingesetzten Forschungsmotor handelt es sich um einen Einzylindermotor in der Größe eines Pkw-Motors. Neben anderen Merkmalen verfügt dieser Motor insbesondere über einen frei konditionierbaren Ladungszustand und einen vollvariablen elektrohydraulischen Ventiltrieb [4]. Grundlage für die Messungen bildeten die vorab durchgeführten, oben beschriebenen Simulationen. Die Einstellwerte für Ladedruck, Abgasgegendruck und insbesondere Ladelufttemperatur wurden direkt aus der Simulation des Vollmotors abgeleitet. Dadurch wurde sichergestellt, dass Randbedingungen angenommen werden, die im praktischen Betrieb erreichbar sind. Die Übertragbarkeit dieser Randbedingungen konnte dabei durch einen Vergleich von Luftaufwand und spezifischem Verbrauch nachgewiesen werden. Die Messergebnisse für den in Kapitel 4 beschriebenen Lastpunkt sind in Bild 8 dargestellt. Diese sind über einem auf die Simulation bezogenen Einlassschluss aufgetragen, was aufgrund des Unterschieds zwischen theoretischer und tatsächlicher Ventilhubkurve vorteilhaft ist. Interessantestes Messergebnis ist zweifellos der Verlauf der Stickoxidemissionen. Hier konnte festgestellt werden, dass sich eine deutliche Reduktion einstellte. Ausgehend von einem NO x -Niveau von 3,4 g/kwh konnte dieses auf minimal 2,4 g/kwh gesenkt werden. Mit einem annähernd neutralen ISFC sind immerhin noch 2,5 g/kwh möglich. Das entspricht einer Reduktion von 25 %. Dabei konnte die höhere Reduktion mit dem Miller-Verfahren erreicht werden. Rauch und Kohlenmonoxid bleiben näherungsweise konstant, bei den Kohlenwasserstoffen konnte eine deutliche Verringerung gemessen werden. 6 Simulation der Zylinderinnenströmung Bild 9: Verteilung von turbulenter kinetischer Energie und Betrag der Geschwindigkeit im oberen Totpunkt CFD-Simulation Figure 9: Distribution of turbulent kinetic energy and velocity in the TDC CFD-Simulation Die Zylinderinnenströmung leistet einen wesentlichen Beitrag zur Funktion eines modernen Dieselbrennverfahrens. Ein Einfluss einer Miller- oder Atkinson-Anwendung auf diese Zylinderinnenströmung muss berücksichtigt werden. Um Aufschluss über die Einflüsse zu erhalten, wurden die Strömungsverhältnisse des Ansaugtakts mit den Mitteln der dreidimensionalen Strömungssimulation (CFD) untersucht. Basis dafür waren die oben erwähnten Messungen am Forschungsmotor, aus denen auch die entsprechenden Randbedingungen abgeleitet wurden. Das Rechen 484 MTZ 06I2007 Jahrgang 68

6 zeigen sich bei der AGR-Variation die bekannten Zusammenhänge: Sie steigen mit sinkendem NO x. Der spezifische Verbrauch bleibt annähernd konstant. Der Vergleich mit dem Miller-Verfahren zeigt, dass bei diesem die Emissions-Trade-offs ungünstiger zu liegen kommen. Sowohl CO- als auch Partikel-Emissionen sind höher für gleiches NO x. Lediglich im Verbrauch ist das Miller- Verfahren neutral. 8 Zusammenfassung Bild 10: Vergleich zwischen Miller und externer Abgasrückführung Figure 10: Vergleich zwischen Miller und externer Abgasrückführung modell umfasste den gesamten Brennraum sowie die Ein- und Auslasskanäle, jeweils bis zur Position der Niederdruckindizierung. In Bild 9 sind die Ergebnisse der CFD-Simulation dargestellt, jeweils als Längsschnitt durch den Brennraum und für den oberen Totpunkt (Zünd-OT). Zu sehen sind die Verteilung der turbulenten kinetischen Energie und die Verteilung des Betrags der örtlichen Geschwindigkeit. Eindeutig zu erkennen ist, dass durch das Miller-Verfahren eine deutliche Verringerung beider Größen bewirkt wird. Durch das Atkinson-Verfahren kommt es hingegen zu keiner sichtbaren Änderung. Dieser Unterschied könnte unter anderem eine Erklärung für das in der Messung beobachtete Emissionsverhalten sein. 7 Vergleich von Miller und AGR Da die Verfahren Miller und Atkinson zum Ziel haben, die NO x -Emissionen zu senken, müssen sie sich an der gebräuchlichsten aller Methoden zur NO x -Verringerung messen, nämlich der externen Abgasrückführung. Vergleicht man diese Verfahren, dann muss dabei besondere Sorgfalt auf die Wahl der Randbedingungen verwenden werden, um keines der Verfahren durch den Vergleich an sich zu benachteiligen. Zwei Kriterien sind dabei bestimmend, nämlich die Tatsache, dass M/A und AGR keine isolierten Methoden sind, sondern kombiniert werden können, und dass beide Verfahren in ihrem Potenzial ganz maßgeblich vom Potenzial des Aufladesystems bestimmt sind. Aus letzterem folgt, dass beiden dieselbe Turboladercharakteristik zugrunde gelegt werden muss, also in diesem Fall eine konstante VTG-Position. Aus dieser Festlegung ergab sich folgendes Vorgehen in der Simulation am Vollmotormodell: Ausgehend von einem Lastpunkt mit konventioneller Steuerzeit und ohne AGR wurde kontinuierlich das AGR-Ventil geöffnet, während VTG konstant gehalten wurde. Die Folge sind eine steigende AGR-Rate und ein sinkender Ladedruck. In zwei der sich einstellenden Punkte wurde dann die Einlassschluss-Steuerzeit variiert. Dabei blieb die VTG weiter konstant, jedoch wurde mithilfe des AGR-Ventils die AGR-Rate auf dem ursprünglichen Wert gehalten. Die Ergebnisse der Simulation dienten wie zuvor als Randbedingungen für die nachfolgenden Messungen am Forschungsmotor. Da die vorausgehenden Untersuchungen ein höheres Potenzial für das Miller-Verfahren zeigten, wurde der Einlassschluss hier nur nach früh verschoben. In Bild 10 kann man die Auswirkungen der beschriebenen Variation auf Ladungswechsel und Schadstoffemissionen sehen. Im Diagramm links ist zu erkennen, wie der Ladedruck mit steigender AGR-Rate immer weiter absinkt (1-4). Bei den Lastpunkten mit 4 % AGR und mit 11 % AGR wurde dann eine Einlassschluss-Verschiebung durchgeführt (2-2' und 3-3'). Die Folge ist ein weiter sinkender Ladedruck, die AGR- Rate wurde konstant gehalten. Eine konstante Ladungsmasse, wie in Kapitel 4 beschrieben, ist hier nicht mehr gegeben. Im Diagramm rechts sind die gemessenen CO- und Partikel-Emissionen und der spezifische Verbrauch jeweils über gemessenen NO x aufgetragen. Für die Emissionen Die Verschiebung des Einlassschluss ist am turboaufgeladenen Dieselmotor ein geeignetes Mittel, die NO x -Emissionen zu senken, ohne Nachteile in Verbrauch, Rauch, HC und CO hinnehmen zu müssen. Das Potenzial ist dabei fast ausschließlich durch die Leistungsfähigkeit des Aufladesystems begrenzt. Misst man das Verfahren allerdings an der gebräuchlichen externen Abgasrückführung, zeigen sich unter keinem Gesichtspunkt Vorteile, sondern fast nur Nachteile. Eine Ergänzung oder gar ein Ersatz der Abgasrückführung ist nicht zielführend. Ein Einsatz des Miller- oder Atkinson-Zyklus am Dieselmotor erscheint daher aus heutiger Sicht nicht sinnvoll, wenn ein AGR-System zum Einsatz kommt. Literaturhinweise [1] Herdin, G.; Gruber, F., Klassner, J.; Matsumura, S.; Kudo, S.; Ippommatsu, M.: Miller Cycle-Efficiency Potentials for Gas Engines. Cimac Paper 197, Kyoto, 2004 [2] engine [3] Neureiter, A.: Untersuchungen von frühem und spätem Einlassschluss zur Spitzentemperaturabsenkung bei aufgeladenen Dieselmotoren. TU Graz, Diplomarbeit, 2006 [4] Kammerdiener, T.; Fürhapter, A.; Unger, E.; Ducellari, R.: Ein einfaches variables Ventiltriebssystem zur Realisierung alternativer Verbrennungssysteme bei Otto und Diesel. Haus der Technik in Essen, Download des Beitrags online unter I Download this article online at W O R L D W I D E For an English version of this article, see MTZ Worldwide. MTZ 06I2007 Jahrgang

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