Einlassseitige Ventilhubstrategien

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1 Entwicklung Ventiltrieb Einlassseitige Ventilhubstrategien zur Turbulenzgenerierung Bei Ottomotoren lässt sich der Teillastbetrieb durch Variabilitäten des Ventiltriebs entdrosseln. Die IAV zeigt im Folgenden Ergebnisse von Untersuchungen zur Optimierung der Einlassventilhübe im Spannungsfeld zwischen Ladungswechseloptimierung und Hochdruckprozessführung. 76

2 Autoren Michael RieSS ist Entwicklungsingenieur in der Abteilung Thermodynamik/Aufladung bei der IAV GmbH in Berlin. Andreas Benz ist Entwicklungsingenieur in der Abteilung Thermodynamik/Aufladung bei der IAV GmbH in Berlin. Marcus Wöbke ist studentischer Mitarbeiter in der Abteilung Thermodynamik/Aufladung bei der IAV GmbH in Berlin. Marc Sens ist Abteilungsleiter im Bereich Vorentwicklung für Thermodynamik/ Aufladung bei der IAV GmbH in Berlin. Potenzial zur Entdrosselung Über die Nockenwellenphasenverstellung hinaus bietet der einlassseitig kontinuierlich verstellbare Ventilhub weiteres Potenzial zur Entdrosselung des Motors in der Teillast. In der Literatur wird insbesondere das Miller-Verfahren genannt [, ], das sich durch ein frühes Schließen des Einlassventils (FES) auszeichnet. Insbesondere bei kleiner Motorlast aber resultieren die deutlich vor liegenden Ventil-Schließzeitpunkte in einer nur unzureichend ausgeprägten Ladungsbewegung, was im späteren Verlauf der Verdichtung und Verbrennung zu vergleichsweise geringem Turbulenzgrad und somit zu einem schlechten Hochdruckwirkungsgrad führt. Im Rahmen dieses Beitrags soll der Zielkonflikt zwischen Abnahme von ventiltriebsinduzierter Ladungsbewegung und Entdrosselung durch Miller- Steuerzeiten sowohl numerisch als auch im Motorversuch dargelegt werden. Auf Basis dessen werden rein ventiltriebsseitige Maßnahmen diskutiert, um diese Wechselwirkung zu vermindern. Methodik und Versuchsträger Für die Motorversuche steht ein IAV eigener Vierventil-Einzylinder-Forschungsmotor mit hohem Grad an Variabilitäten zur Verfügung. Der Zylinderkopf ist in Kooperation mit INA Schaeffler aufgebaut worden und beinhaltet einen vollvariablen elektrohydraulischen Ventiltrieb auf Basis des unter dem Namen UniAir bekannten Funktionsprinzips []. Alle Ventile sind einzeln mit entsprechenden Aktuatoren ausgerüstet, sodass ventilindividuelle Strategien zur Erzeugung von Ladungsbewegung untersucht werden können. Die geometrischen Daten des Motors und weitere Variabilitäten können ❶ entnommen werden. Um ein tieferes Verständnis der innermotorischen Strömungsvorgänge zu erlangen, werden D-CFD-Strömungssimulationen mit wechselnden Randbedingungen auf Basis der Versuchsergebnisse realisiert. Die Motorversuche sind vorwiegend im Betriebspunkt /min und,8 bar PMI durchgeführt worden. Alle nicht genannten motorischen Parameter sind über die Variation der Ventilhubstrategien konstant. Der Zündzeitpunkt wird für alle Messungen entsprechend einer konstanten Lage des Zeitpunkts von % Brennstoffmassenumsatz bei 8 KW eingeregelt. Eine zentrale Injektorlage mit symmetrischer Sprayausbildung bietet ein signifikant größeres Potenzial bezüglich Verbrennungsstabilität unter verschlechterten Ladungsbewegungsbedingungen als eine seitliche Injektorlage. Daher sind alle Versuche mit der zentralen Injektorlage durchgeführt worden. Zielkonflikt aus Ladungswechsel und Ladungsbewegung ❷ zeigt die Ventilhubkurven und Druckverläufe für die eingangs untersuchten und als vielversprechend er - mittelten Ventilhubstrategien mittels Miller- (ES = 88 KW vor LW) und Atkinson-Verfahren (ES = 7 KW nach LW) sowie den Vergleichsfall mit Einlass-Schluss im unteren Totpunkt im Betriebspunkt /min und,8 bar PMI IAV-Einzylinder-Forschungsmotor Bohrung [mm] 77 Hub [mm] 8,8 Ventile [-] 4 Verdichtungsverhältnis [-],: Pleullänge [mm] 47 Max. Ventilhub [mm] / Einlass/Auslass Phasensteller Einlass/Auslass KW 7/6 Einlass/Auslass schließt (EV spät und AV früh) Einlassspreizung (L max. Lift) Auslassspreizung (L max. Lift) ❶ Versuchstriebwerk KW n. L 6/-8 Ventildurchmesser Ein-/Auslass KW Einlasssteuerbreite Vollhub (,,) KW Auslasssteuerbreite Vollhub (,,) [mm] 8,8/6, KW 6 KW 8 7-8I 74. Jahrgang 77

3 Entwicklung Ventiltrieb, -,7 -,7 Ventilhub [mm] Zylinderdruck [bar],, -,6 -,6 -, -, [bar] 6, ,4 Heizverlauf [J/ KW] Z 6 6 Wirkungsgrad [%] Wirkungsgrad [%] Chem. Verluste ❷ Miller-, Atkinson- und Referenzergebnisse bei /min und,8 bar PMI Realer Brennverlauf 4 8 Gleichraum Wandwärme PMI HD PMI Miller Atkinson ES = KW vor (indizierter Mitteldruck). Die Ladungswechselverluste ( ) können mit der Miller-Steuerzeit, insbesondere gegenüber dem späten Einlass-Schluss, drastisch reduziert werden. Der Heizverlauf für die Miller-Strategie hingegen zeigt einen wenig vorteilhaften Verlauf mit einer deutlichen Wärmefreisetzung be - reits vor Z und einer insgesamt sehr langen Brenndauer. Ein signifikanter Abfall des Hochdruckwirkungsgrads als Resultat erhöhter chemischer Verluste und eines ungünstigen Brennverlaufs schmälern den erzielbaren Wirkungsgradvorteil mit Miller-Steuerzeit. Auf Basis der in dargestellten Versuchsergebnisse sind CFD-Rechnungen durchgeführt worden, um die motorischen Ergebnisse in Hinsicht auf das Ladungsbewegungsniveau und der zum Zündzeitpunkt vorhandenen turbulenten kinetischen Energie interpretieren und vergleichen zu können. In ❸ sind für die entsprechenden Steuerzeiten die globale Ladungsbewegung, ausgedrückt durch den Volumentumble, und der Verlauf der lokalen turbulenten kinetischen Energie ( lokal : eine die Massenelektrode einhüllende Kugel mit 4 mm Radius) dargestellt. Wie zu erwarten, weist die globale Ladungsbewegung für den späten Einlass-Schluss einen nahezu identischen Verlauf zum Referenzfall auf, der sich Tumblezahl [-] 4 4 ZZP Zum ZZP Verzug Dauer 6 4 Brennverzug/-dauer [ KW] ❸ Ladungsbewegung und Turbulenz bei /min und,8 bar PMI (TKE: turbulente kinetische Energie) Miller ES = KW vor Atkinson 78

4 Ventilhub [mm] 6 4 Ventil Ventil + Ventil Drall [-] 7 Zum ZZP Brennverzug Brenndauer Brennverzug/-dauer [ KW] ZZP vor Z ❹ Einfluss von Phasing und Masking auf Ladungsbewegung und TKE bei /min und,8 bar PMI FES synchron FES Phasing FES synchron + Masking FES Phasing + Masking erst ab mit etwas geringerer Intensität fortsetzt. Es ist aus der Literatur bekannt [], dass eine Tumbleströmung bis zum Einsetzen der Verbrennung nahezu vollständig in Turbulenz zerfällt. Dieses Verhalten ist ebenfalls in den Auswertungen in ersichtlich, sodass kleine Unterschiede im Niveau der Tumbleströmung nach Abschluss des Ladungswechsels auch zu nur vergleichsweise kleinen Unterschieden der turbulenten kinetischen Energie (TKE) führen. Für die Miller-Steuerzeit hingegen ist in erster Ordnung der deutlich reduzierte maximale Ventilhub dafür verantwortlich, dass die Einlassströmung nicht vollständig über den oberen Teil des Ventiltellers einströmt. Somit bildet sich eine walzenförmige Brennraumströmung mit nur geringer Intensität aus, was zu entsprechend verminderter TKE zum Zeitpunkt der Entflammung führt. Im rechten Teil von ist die Korrelation der per CFD berechneten TKE mit den thermodynamischen Versuchsergebnissen dargestellt. Es ist ersichtlich, dass ein eindeutiger Zusammenhang zwischen Turbulenzniveau zum Zündzeitpunkt und Ergebnissen aus der Analyse des Druckverlaufs hergestellt werden kann. Darüber hinaus wird deutlich, dass der Brennverzug (definiert als Winkeldifferenz zwischen Zündzeitpunkt und Zeitpunkt von % Brennstoffmassenumsatz) sensitiver auf eine Verminderung der Turbulenz reagiert als die Gesamtbrenndauer. Als Zielsetzung für alle weiteren Ventilhubvarianten gilt somit, eine möglichst hohe TKE zur Verkürzung der Entflammungsphase zu generieren. Zusätzlich sollte eine globale Brennraumströmung induziert werden, welche auch nach der Zündung und während der Verbrennung erhalten bleibt, um die effektive Brenngeschwindigkeit weiter zu maximieren. Aus früheren Arbeiten [, ] ist be - kannt, dass insbesondere die Drallströmung als eine sich erhaltende Strömungsform gilt, die die Transportgeschwindigkeit der Flammenfront erhöht und die Brenndauer verkürzen kann. Die in ❹ dargestellte asynchrone Betätigung der Einlassventile wird als Phasing bezeichnet und dient dem Zweck, eine um die Zylinderlängsachse gerichtete Ladungsbewegung zu erzeugen. An den in 4 ebenfalls dargestellten Ergebnissen ist zu erkennen, dass die ausgeprägte Drallströmung offensichtlich nur in Kombination mit einer zusätzlich turbulenzgenerierenden Maßnahme in diesem Fall einer Brennraummaske einen positiven Effekt auf die Entflammungsphase und somit den Hochdruckwirkungsgrad haben wird. Der Einfluss der Brennraummaskierung ist allerdings lediglich numerisch untersucht worden. In ❺ ist eine optimierte Ventiltriebstrategie, der sogenannte Kombibetrieb, mit einem kleinen und deutlich verzögerten Hub des zweiten Einlassventils dargestellt. Auch ohne Änderungen der Brennraumgestaltung erreicht er sowohl eine deutliche Reduzierung der Brenndauer als auch des Brennverzugs. Insgesamt stellt er den besten Kompromiss in Bezug auf Reduktion der Ladungswechselverluste, der Laufruhe und der Verbesserung des indizierten spezifischen Kraftstoffverbrauchs dar. ❻ zeigt im linken Teil vergleichend und zusammenfassend die relevanten motorischen Parameter aus den bereits diskutierten Hubverlaufskurven. Es ist ersichtlich, dass der Kombibetrieb die Vorteile der Entdrosselung durch die Miller-Steuerzeit mit der Verbrennungsstabilität (ausgedrückt durch den Variationskoeffizienten des indizierten Mitteldrucks) des Kon- 7-8I 74. Jahrgang 79

5 Entwicklung Ventiltrieb Ventilhub [mm] Tumblezahl [-] 6 4 ZZP [ KW] Zum ZZP Brennverzug Brenndauer 4 Brennverzug/-dauer [ KW] Kombibetrieb ES = KW vor ❺ Einfluss des Kombibetriebs auf TKE und Verbrennung bei / min und,8 bar PMI zepts mit Einlass-Schluss im unteren Totpunkt verbindet. Über den bereits geringen Kraftstoffverbrauch hinaus erlaubt die ausgezeichnete Laufruhe des Kombibetriebs eine weitere Verbesserung der Ladungswechselverluste durch Vergrößern der Ventilüberschneidung durch spätes Schließen der Auslassventile. Die Verdünnung mit heißem Restgas ermöglicht somit eine fortgesetzte Entdrosselung des Kombibetriebs und daher eine Reduktion des Kraftstoffverbrauchs b i Kombibetrieb [g/kwh] b i relativ zur Referenz [%] Kombibetrieb [bar] relativ zur Referenz [%] , b i [g/kwh] = 4,6 % =,8 % =,9 % =,7 % Miller Kombi Basis ES = 4, -,, 6 -,4, 7 8 -,4, 9 -, -,, -,6 -,6, 7 7 Drehzahl [/min] Kombi Restgas Drehzahl [/min], 4, PMI [bar] ❻ Indizierter spezifischer Kraftstoffverbrauch b i und Ladungswechselmitteldruck

6 auf 64 g/kwh. Alle bisher diskutierten Untersuchungen der einlassventilbedingten Strömungsoptimierung sind im Be - triebspunkt /min und,8 bar PMI durchgeführt worden. Es wird vermutet, dass eine optimale Auslegung des Kombibetriebs für andere Betriebspunkte einer geänderten Aufteilung der Ventilhübe und sowie eines anderen Phasings zueinander bedürfen. Im rechten Teil von 6 ist dennoch ein Kennfeld dargestellt, welches den Kombibetrieb mit einmalig angepassten, aber kennfeldweit konstanten Ventilhüben und die Ergebnisse reiner Einlass- und Auslassphasenverstellung mit einlassseitigem Vollhub vergleicht. Beide Strategien wurden bezüglich minimalem Kraftstoffverbrauch unter Maßgabe eines Mitteldruck-Änderungskoeffizienten (COV IMEP ) < 4 % durch Nockenwellenphasenverstellung optimiert. Es ist zu erkennen, dass der Kombibetrieb einen deutlichen Kraftstoffverbrauchsvorteil im unteren Kennfeldbereich aufweist. Der Umkehrpunkt ist drehzahlabhängig und fällt lastbezogen mit steigender Drehzahl. Die Lastregelung im Kombibetrieb oberhalb von, bar PMI erfolgt durch die Nockenwellenphasensteller bei einem Saugrohrdruck von 98 mbar. Unterhalb dieser motorischen Last ist die Ventilüberschneidung auch im Kombibetrieb durch die Laufruhegrenze eingeschränkt, sodass die Drosselklappe im Saugrohr zur Lastregelung genutzt werden muss. der Referenz mit Einlassventil-Schluss im unteren Totpunkt bei iso-cov IMEP (~,8 %) zu senken. Die im Kombibetrieb durch erhöhte Turbulenz ge - wonnene Laufruhereserve kann des Weiteren zur Ausweitung der Entdrosselung durch Restgasrücksaugen auf der Auslass-Seite genutzt werden, um auf diesem Weg den Kraftstoffverbrauch weiter zu minimieren. Eine selektive Ansteuerung der Einlassventile im Kombibetrieb erzeugt zum Zündzeitpunkt eine höhere Turbulenz als die Maßnahme der Brennraummaskierung. Im unteren Lastbereich des Betriebskennfelds ergeben sich so mit konstanten Ventilerhebungskurven für den Kombibetrieb Kraftstoffverbrauchsvorteile gegenüber der konventionell gedrosselten Basis mit Ein- und Auslassphasenstellern von mehr als %. In weiterführenden Untersuchungen ist ge - plant, Ladungswechselsimulationen des Kombibetriebs mit einem rein nockenbasierten System durchzuführen, um den Einfluss mechanisch realisierbarer Ventil erhebungskurven auf das hier herausgearbeitete Potenzial des Kombibetriebs zu ermitteln. Sollten diese Ergebnisse erfolgsversprechend sein, ist geplant, einen Mehrzylindermotor mit dem von der IAV entwickelten Umschaltsystem namens Slidecam aufzubauen. Im Anschluss würde der Kombibetrieb als eine Ventilhubumschaltvariante an einem in Serie befindlichen Motor untersucht werden. Zusammenfassung und Ausblick Der vorliegende Beitrag diskutiert einen möglichen und vielversprechenden An - satz, um die Einbußen an Ladungsbewegung und turbulenter kinetischer Energie in Folge früher Einlassventil-Schließzeitpunkte über eine selektive Ventilansteuerung zu mildern. Daraus resultiert ein verringerter Kraftstoffverbrauchsnachteil durch verbesserte Entflammungs- und Durchbrennbedingungen. Es konnte ge zeigt werden, dass es für alle untersuchten Fälle eine eindeutige Korrelation zwischen auf CFD-Rechnungen basierenden Ergebnissen, beispielsweise für die globale Ladungsbewegung oder TKE, zu versuchstechnischen Parametern gibt, wie Brenndauer oder Brennverzug. Darüber hinaus ist es gelungen, den Kraftstoffverbrauch um % gegenüber Literaturhinweise [] Wurms, R.: Einfluss einlassseitig erzeugter Ladungsbewegung auf das Betriebsverhalten von Vierventil-Ottomotoren. Aachen, Technische Hochschule, Dissertation, 994 [] Witt, A.: Analyse der thermodynamischen Verluste eines Ottomotors unter den Randbedingungen variabler Steuerzeiten. Graz, Technische Universität, Dissertation, 999 [] Haas, M.; Rauch, M.: Elektrohydraulischer Vollvariabler Ventiltrieb. In: MTZ 7 (), Nr., S. 6-6 Download des Beitrags Read the english e-magazine order your test issue now: [email protected] 7-8I 74. Jahrgang 8