ANALISI SPERIMENTALE DELLA RIPARTIZIONE DI FLUSSO … · L’analisi fluidodinamica sull’attuale tratto anteriore del sistema di scarico del motore Fire ... la figura 1 corrisponde

V. Cioffi, R. Fiorenza, P Gaudino, M, Marzullo, A, Senatore 1

ANALISI SPERIMENTALE DELLA RIPARTIZIONE DI FLUSSO IN INGRESSO AL CONVERTITORE CATALITICO IN

CONFIGURAZIONE “CLOSE COUPLED”

V. Cioffi1, R. Fiorenza1, P. Gaudino1 M. Marzullo2 – A. Senatore2

1Centro di Ricerche ÉLASIS S.C.p.A Pomigliano d’Arco, Napoli

2Dipartimento di Ingegneria Meccanica per l’Energetica Università degli Studi di Napoli

SOMMARIO Il rispetto dei più stringenti limiti introdotti dalle norme EURO3 e EURO4 comporta l’adozione di configurazioni di scarico con convertitore ravvicinato al collettore, così da ridurre il tempo di messa in efficienza dello stesso e, conseguentemente, contenere maggiormente le emissioni. Tale configurazione introduce nuove problematiche in relazione ai criteri di ottimizzazione della geometria del collettore di scarico, non più univocamente legati alle prestazioni del motore, ma subordinati anche alla necessità di garantire le condizioni per il migliore funzionamento del sistema di post-trattamento dei gas esausti. Risultano critici sia il posizionamento della sonda lambda sia il flusso dei gas di scarico che investe il sensore HEGO, sia il campo di moto in corrispondenza della sezione di ingresso del convertitore catalitico, che deve essere investita nella sua intera estensione, per immaginabili problemi di natura affìdabilistico-funzionale. Questo lavoro ha avuto come obiettivo l’ottimizzazione integrata, modellistica e sperimentale, della geometria del collettore di scarico, nei confronti della corretta posizione del sensore ossigeno e della ripartizione del flusso nella sezione di ingresso del catalizzatore, per la ricerca del miglior compromesso tra prestazioni motore e contenimento delle emissioni allo scarico. 1. INTRODUZIONE E' noto che le massime prestazioni del convertitore catalitico sono ottenute se tutti i siti attivi sono interessati, in maniera omogenea, dal flusso dei gas di scarico provenienti dai cilindri. E' importante, infatti, che non si creino zone d'ombra o di ristagno, in maniera che tutta la superficie frontale del pacco ceramico sia investita dal flusso di gas esausti, o, ancora, zone interessate in prevalenza dal flusso proveniente da uno solo dei cilindri rispetto ai rimanenti, per il noto fenomeno della mal distribuzione del titolo benzina evolvente in ciascuna delle singole camere di combustione. In base a tale analisi è stata effettuata un'attività sperimentale al banco motore con due sostanziali obiettivi: la conferma dei risultati a calcolo, in particolare riferimento alla zona relativa alla posizione del sensore ossigeno e con il motore funzionante nelle zone del suo campo di operatività maggiormente interessate nell'impiego urbano, e la definizione una metodologia di rapida stima del campo di moto dei gas di scarico in prossimità proprio della sonda lambda, per individuare delle linee guida di miglioramento ed ottimizzazione della sua posizione, attraverso uno "screening" di collettori di scarico, modificati a partire dalla configurazione iniziale. Ne è seguita un'ulteriore attività progettuale, che, sulla scorta delle indicazioni conseguite, ha avuto come obiettivo finale la definizione di una geometria del collettore di scarico ottimizzata nei confronti della lettura della sonda λ, e della distribuzione del flusso in ingresso al pacco ceramico, senza penalizzare le prestazioni del motore. E' stata realizzata la mappatura termica del convertitore catalitico, con l'impiego del collettore di scarico di Normal Produzione e con quello prototipale (Proto C), assumendo che la distribuzione di temperatura, in particolare durante la fase di regimazione termica del sistema, sia assimilabile a quella del flusso.

2 56° Congresso Nazionale ATI

2. METODOLOGIA ED OGGETTI DI PROVA L’analisi fluidodinamica sull’attuale tratto anteriore del sistema di scarico del motore Fire 1242 cm3 16v, ha evidenziato come, nella sezione di ingresso del convertitore catalitico e in differenti condizioni di portata, il flusso risente maggiormente del moto dei rami esterni del collettore di scarico (cilindri 1 e 4) che di quelli interni (2, 3). Ciò può essere a causa di un non completo impiego della massa catalitica a disposizione, con conseguente perdita di prestazione, in termini funzionali ed affidabilistici. Nelle figure 1 e 2 è mostrata una sezione del collettore di scarico, nel caso di portata di gas corrispondente alla velocità angolare di 6000 giri/min e piena apertura dell'organo parzializzatore: in particolare, la figura 1 corrisponde allo scarico del cilindro 1, in tale istante il vortice nel collettore di scarico cambia senso di rotazione, passando da orario ad antiorario, e ciò produce un notevole rimescolamento del fluido, mentre la figura 2 corrisponde allo scarico del susseguente ramo tre; in tale istante il fluido, entrando quasi perpendicolarmente alla superficie del collettore è costretto a “incanalarsi” nel vortice orario preesistente, finendo così per rafforzarlo; ciò conduce a un flusso maggiormente ordinato.

Fig. 1 - Scarico del cilindro 1 Fig. 2 - Scarico del cilindro 3 Tale fenomeno non avviene nel caso di 3000 giri/min, in cui i vortici hanno più tempo per estinguersi e quindi è molto minore l’interazione tra i rami 1-3 e 2-4. Quest'ultima eventualità è quella che maggiormente interessa, in quanto, considerati anche i rapporti al cambio, la limitazione delle emissioni allo scarico, e quindi il migliore impiego della superficie catalitica, ha maggiore peso nell'ambito di un utilizzo “urbano” del propulsore, dunque alle basse velocità. La conclusione di tale analisi è che il flusso dei gas esce dal collettore addossato alle pareti, con grandi ricircolazioni di fluido e forti componenti tangenziali: ciò comporta, in particolare alle basse velocità angolari, una forte mal distribuzione del flusso nel volume tra collettore e convertitore catalitico, che “vede” solo i gas combusti dei cilindri esterni, ed utilizzo non ottimizzato della superficie catalitica disponibile. 3. ANALISI SPERIMENTALE DELLA DISTRIBUZIONE DEL FLUSSO Per la "bontà" della lettura della sonda è stato messo a punto un test specifico "a caldo": in condizioni stazionarie, in termini di velocità angolare motore e pressione media effettiva (di inizio test), il titolo benzina della miscela evolvente viene variato singolarmente su ciascun cilindro, agendo sul tempo di iniezione del relativo iniettore benzina. Contemporaneamente, viene misurato il titolo benzina tramite una sonda lineare posizionata in luogo della sonda lambda e i tempi di iniezione relativi a tutti i cilindri. La valutazione dell’influenza delle condizioni di flusso sulla lettura della sonda lambda viene effettuata attraverso un indice qualitativo definito dalla relazione:

( )1)1(25.0

0KKn

nI+⋅

=

che computa l’entità della variazione indotta dall’arricchimento del singolo cilindro sul valore medio letto dalla sonda lineare posizionata in luogo della sonda lambda.


In particolare, nella (1):

ntttfn

nfn

TTT

FAFAFAK

)/)((

)//)//((

00

4

1

00

4

10

−⋅

−⋅=

∑

∑

=

=

ntttf

ntttfnfn TTT

TTTFAFAFAK

)/)(()/)(()//)//((

00

0000

−

−−−=

con:

(Tto)n= tempo iniezione totale, somma dei Ti medi dei singoli cilindri valutati prima dell’ arricchimento relativo alla prova n-esima, dato dalla:

∑=

=4

100 )(

iint TT

ed i è l’indice identificativo del cilindro.

(Ttf)n= tempo iniezione totale somma dei Ti medi dei singoli cilindri, valutati dopo l’arricchimento relativo alla prova n-esima, dato dalla.

∑=

=4

1)(

iifntf TT

(A/Fo)n= titolo della miscela letto dalla sonda lineare prima dell’ arricchimento per la prova n-esima

(A/Ff)n= titolo della miscela letto dalla sonda lineare dopo l’arricchimento per la prova n-esima

K0 è un valore globale medio che tiene conto delle variazioni del titolo benzina generate da quei fattori che concorrono alla sua formazione, unitamente al tempo di iniezione, in maniera difficilmente prevedibile (ad esempio variazione della portata d’aria aspirata, tempi morti reali di apertura iniettore, portata reale iniettore, variabilità nelle condizioni di flusso del combustibile nei relativi condotti, etc.). Dalle prove sperimentali, infatti, è stato osservato che ad una variazione data del tempo di iniezione non è mai corrisposta una stessa variazione dell’A/F letto dalla sonda (ad es. Tj+10%*Tj≠A/F-A/F*10%); normalmente, a fronte di una variazione percentuale impostata del tempo di iniezione, la variazione percentuale di A/F è risultata superiore. Kn rappresenta il termine dovuto alla mal distribuzione dei flussi; per Kn pari a K0 –1 l’indice di flusso assume il valore 0,25, ciò sta ad indicare che il flusso che investe la sonda è per il 25% costituito dal flusso proveniente dal cilindro n-esimo, (più correttamente il cilindro n-esimo partecipa alla determinazione dell’ A/F comune col suo titolo “pesato” da un fattore pari a 0,25 ). Valori superiori o inferiori indicano ovviamente un contributo rispettivamente maggiore inferiore e quindi una migliore o peggiore “visibilità” del cilindro da parte della sonda. Ne consegue che la posizione della sonda è “ottima” se l’indice In è pari a 0.25 per tutti i cilindri. La fase di validazione è consistita nel calcolare il valore di A/F atteso, in corrispondenza della posizione della sonda lambda, a partire dai valori misurati in ciascun ramo del collettore di scarico, pesati attraverso gli indici In. A titolo di esempio si riportano i calcoli effettuati in differenti condizioni motoristiche, con il collettore di Normal Produzione. Gli indici di flusso relativi a tale configurazione sono riportati nella tabella 1: Dall’analisi della tabella è evidente come il flusso in corrispondenza della sonda lambda risulti mal distribuito e, in perfetta coerenza con le risultanze dell’attività di modellazione e calcolo, la sonda legga prevalentemente i gas provenienti dai cilindri esterni (1 e 4).


4. ANALISI SPERIMENTALE DELLA DISTRIBUZIONE DI EMPERATURA NEL CATALIZZATORE Successivamente è stata effettuata la mappatura termica del catalizzatore, per tale scopo è stato strumentato un convertitore catalitico da 1,4 litri con 23 termocoppie di tipo k, aventi un diametro di 1 millimetro.

Fig. 3 - Il Convertitore Catalitico strumentato con 23 termocoppie

Per l'inserimento delle termocoppie all'interno del catalizzatore è stata impiegata un'appendice esterna, come mostrato dal cerchio bianco nella foto di figura 3. Le termocoppie sono state posizionate in tre sezioni diverse, come indicato schematicamente nelle figure seguenti, dove i punti in giallo indicano la disposizione spaziale degli elementi di misura. Le sezioni scelte sono elencate di seguito:

• Sez.(A-A’) = ingresso primo monolita, 10 mm dalla superficie frontale del pacco ceramico; • Sez. (B-B’) = interno primo monolita ceramico, 25.4 mm dalla superficie frontale del pacco

ceramico;

cilindro

In

1500@1 In1500@3

In2000@2

In3000@2 In

4000@3 1 0,298 0,294 0,295 0,293 0,296

2 0,251 0,252 0,254 0,249 0,253

3 0,184 0,189 0,179 0,182 0,181

4 0,266 0,261 0,269 0,265 0,270

TTaabb.. 1 - Indici In misurati per la NP


• Sez. (C-C’) = interno secondo monolita ceramico, 25.4 mm dalla superficie di uscita dal pacco ceramico.

• Fig. 4 - Particolari dell’istallazione delle termocoppie nelle varie sezioni del Convertitore Nelle figura 4 è riportata, per maggiore chiarezza, la disposizione delle termocoppie all’interno del catalizzatore.

Le prove hanno avuto come obiettivo la realizzazione della mappatura termica del convertitore, sia durante la fase di regimazione termica del componente, con motore mantenuto al regime minimo di giri dopo un avviamento a freddo, sia, una volta raggiunte le temperature normali di esercizio, in corrispondenza di alcuni punti caratteristici di operatività. La tabella che segue riporta i punti di funzionamento motore interessati ai test:

Tab. 2 – Condizioni di Prova

# Velocità angolare [giri/min]

Pressione Media Effettiva # Velocità angolare [giri/min]

Pressione Media Effettiva

1 Minimo - 8 2000 2 2 1500 0.5 9 2000 3 3 1500 1 10 3000 1 4 1500 2 11 3000 2 5 1500 3 12 3000 3 6 2000 0.5 13 4000 3 7 2000 1 14 4000 4


Rilievo temperatura con collettore NP (Avviamento a freddo).

0

50

100

150

200

2500

0.58

1.16

1.74

2.32 2.9

3.48

4.06

4.64

5.22 5.8

6.38

6.96

7.54

8.12 8.7

9.28

9.86

10.4 11

11.6

12.2

12.8

13.3

13.9

14.5

15.1

15.7

16.2

16.8

17.4 18

18.6

19.1

19.7

20.3

20.9

21.5 22

22.6

23.2

23.8

24.4

24.9

25.5

26.1

26.7

Tempo [s]

Tem

pera

tura

[°C

]

TH1TH2TH3TH4TH5TH6TH7TH8TH9TH10TH11TH12TH13TH14TH15TH16TH17TH18TH19TH20TH21TH22TH23

Rilievo temperatura collettore NP (Avviamento a freddo sezione A-A’).

0

50

100

150

200

250

00.

75 1.5

2.25 3

3.75 4.5

5.25 6

6.75 7.5

8.25 9

9.75

10.5

11.3 12

12.8

13.5

14.3 15

15.8

16.5

17.3 18

18.8

19.5

20.3 21

21.8

22.5

23.3 24

24.8

25.5

26.3

Tempo [s]

Tem

pera

ture

[°C

]

TH1TH2TH3TH4TH5

Collettore NP (Avviamento a freddo sezione B-B’)

0

20

40

60

80

100

120

140

00.

761.

522.

283.

04 3.8

4.56

5.32

6.08

6.84 7.6

8.36

9.12

9.88

10.6

11.4

12.2

12.9

13.7

14.4

15.2 16

16.7

17.5

18.2 19

19.8

20.5

21.3 22

22.8

23.6

24.3

25.1

25.8

26.6

Tempo [s]

Tem

pera

ture

[°C

]

TH6TH7TH8TH9TH10TH11TH12TH13TH14TH15TH16TH17TH18

Collettore NP (Avviamento a freddo, sezione C-C’)

0

10

20

30

40

50

60

70

00.

761.

522.

283.

04 3.8

4.56

5.32

6.08

6.84 7.6

8.36

9.12

9.88

10.6

11.4

12.2

12.9

13.7

14.4

15.2 16

16.7

17.5

18.2 19

19.8

20.5

21.3 22

22.8

23.6

24.3

25.1

25.8

26.6

Tempo [s]

Tem

pera

tura

[°C

]

TH19TH20TH21TH22TH23

Fig. 5 - Andamento della Temperatura rilevata nel Collettore NP nelle varie sezioni

Per le verifiche sono stati utilizzati rispettivamente il collettore di Normal Produzione e quello prototipale contrassegnato dalla sigla Proto C. Nei grafici precedenti (Fig. 5) è riportato il rilievo della temperatura durante la fase di regimazione termica del convertitore con motore al regime minimo di rotazione, successivo ad un avviamento alla temperatura ambiente di 20°C circa. Per una migliore interpretazione dei fenomeni, nei grafici di Fig. 5, oltre che ad una rappresentazione complessiva dell’andamento della temperatura per le tre sezioni sopra identificate con A-A’, B-B’, C-C’, si è riportato anche il rilievo per ognuna di esse. In particolare nel diagramma della Fig. 5 relativo alla sezione a monte del primo monolita ceramico (sez. A-A’), si osserva chiaramente come nei punti designati con i numeri 1, 2 e 3 (vedi schema) la temperatura incrementa rapidamente rispetto ai punti designati come n. 4 e 5, che sono posizionati al disotto della sonda lambda. Nei diagrammi della Fig. 6 è raffigurata la distribuzione della temperatura, mediante curve isolivello, relativa alle sez. A-A’, B-B’ e C-C’, durante la fase di regimazione termica del motore e del componente, in particolare a t = 6 s, t = 15 s e t = 26 s dall’inizio dell’acquisizione dati. Per la sez. A-A’ a t = 6 s è evidente una distribuzione di temperatura non omogenea, con valori di circa 32-34 °C nella parte destra, relativa alle termocoppie 4, 5, e di circa 100 °C superiore nella parte opposta, relativa alle termocoppie 2, 3. Questa non omogenea distribuzione è riconducibile, in parte ad una zona di ricircolo dei gas ed in parte alla predominanza del primo cilindro sugli altri. Come riscontrabile, tale andamento della distribuzione del flusso dei gas si mantiene anche nei secondi successivi all’avviamento (t = 15 s e t = 26 s).


Nella sezione d’ingresso del primo monolita ceramico (sez. B-B’), sempre durante la regimazione termica successiva ad un avviamento a freddo è immediato notare come, a parità di tempo trascorso dall’avviamento, le temperature della sezione più lontana, per effetto anche dell'inerzia termica opposta dalla ceramica, siano mediamente più basse, in particolar modo nella parte maggiormente investita dal flusso dei gas.

Fig. 6 - Mappatura termica delle varie sezioni di misura del Convertitore aseguito di un’avviamento a freddo

E’ interessante notare, grazie anche ai diagrammi della figura relativa ai differenti istanti della fase d’avviamento a freddo, come la disomogeneità termica risulti sempre presente, seppur meno marcata rispetto alle corrispondenti acquisizioni relative alla sezione A-A’. Le differenze massime di temperatura sono dell’ordine dei 30 °C circa, e sono relativamente coerenti con quanto visto nella sezione precedente. Nei diagrammi relativi al secondo monolita ceramico (sez. C-C’), le temperature hanno un incremento molto ridotto quasi per tutta la durata della prova, per poi accrescersi rapidamente negli ultimi istanti, secondo quanto era da attendersi. Come già anticipato oltre alle prove d’avviamento a freddo sono state svolte diverse acquisizioni allo scopo di verificare il funzionamento nei cosiddetti "punti canonici", indicando con questo termine le condizioni motore di maggior utilizzo nel ciclo in cui vengono valutate le emissioni allo scarico (su ciclo standard NEDC). Prima di effettuare ciascuna acquisizione si è atteso circa 20 minuti, in modo tale da far stabilizzare il valore delle temperature misurate dalle termocoppie. Nei diagrammi della seguente Figura 7 sono riportate le distribuzioni di flusso dei gas di scarico nelle tre sezioni più volte citate. La disposizione verticale di tali figure ha come scopo quello di evidenziare meglio il percorso termico seguito dai gas nel loro cammino attraverso il convertitore e, di

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (Avv. Freddo, t = 6 s, sez. A-A')

Posiz. asse x della termocoppia [mm]-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60

Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

81107 55

133 30

131 32131 30

129 116 31

128 32124 34

126 32

104 5881



Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

146175 117

205 87

203 89204 91

203 194 96

203 100200 106

202 128

202 153177



Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

174196 151

218 129

216 131217 135

217 214 140

216 145214 152

216 150

199 166183

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP ( Avv. Freddo t = 6 s, sez. B-B')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

2522 24

20 2323

18 2120 23

17 1721 19 20 20 22

21 18

20 2018 16

1920 18

20 1921

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (Avv. Freddo, t = 15 s, sez. B-B')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

9280 87

68 8290

66 8074 81

36 5580 78 82 77 80

83 64

75 5267 23

6669 25

69 4768

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (Avv. Freddo, t = 26 s, sez. B-B')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

125109 118

93 111123

91 10999 105

80 82105 103 105 97 99

116 89

97 8988 77

9090 79

91 8692

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (Avv. Freddo t= 6 s, sez. C-C')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

1313 13

12 1315

12 13

12 14 14 15 13

12 13

1412 13

12 1212

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP ( Avv. Freddo t = 15 s, sez. C-C')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

2119 21

18 2219

17 21

16 18 18 19 21

15 19

1514 17

14 1513

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (Avv. Freddo, t = 26 s, sez. C-C')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

5550 48

45 4157

40 34

35 37 49 28 26

34 27

3233 28

31 2930

y

xz

y

xz

y

xz

800-900700-800600-700500-600400-500300-400200-300100-200 0-100


conseguenza, di fornire un rapido confronto tra le differenti distribuzioni di temperature riscontrate sezione per sezione. Risulta evidente, in tutti i casi, l'incremento di temperatura del gas, dell'ordine di circa 80-100 °C, per effetto delle reazioni d’ossidazione esoenergetiche nel convertitore, in particolar modo nella sezione iniziale, laddove hanno luogo le veloci reazioni d’ossidazione degli idrocarburi, il cui potere calorifero inferiore è, tra l'altro, ben più elevato rispetto alle altre specie chimiche. Attraverso l'esame complessivo della mappatura termica del convertitore in regime stazionario di flusso emerge una sostanziale mal distribuzione, riconducibile ad un fenomeno di maggiore investimento, da parte dei gas esausti, di una zona specifica della sezione d’ingresso del monolita, rispetto alle altre.

Fig. 7 - Mappatura termica del Convertitore Catalitico per i punti del ciclo NEDC dopo regimazione termica di 20 min.

Effettuata questa prima parte di prove sperimentali, relative alla mappatura termica del convertitore catalitico con catalizzatore munito di collettore di Normal Produzione, ed analizzati i risultati da essa ottenuti, si è riconfermato lo studio progettuale, cioè che la geometria del collettore di scarico attualmente in produzione, produce una zona di ricircolo posizionata sotto la sonda lambda e che, quindi, non tutta la superficie catalitica viene interessata dallo stesso flusso di gas. È stata, pertanto, eseguita un'attività di ottimizzazione sperimentale preliminare, per la quale è stata messa a punto una metodologia “a freddo” di stima del campo di moto in corrispondenza della sonda lambda, ovvero con motore non funzionante. Infatti, appare chiaro come la metodologia di valutazione "a caldo" non possa essere impiegata in una attività di “screening” preliminare per la individuazione sperimentale delle modifiche da apportare al componente, nell’ottica di ottimizzarne la geometria nei confronti della lettura della sonda, in quanto l’impiego del motore in condizioni operative comporta la inevitabile necessità di effettuare una prototipazione “classica” dei componenti da testare, con i relativi tempi e costi, entrambi particolarmente onerosi. Tale metodologia si basa sull'utilizzo di una sonda lambda opportunamente strumentata con una termocoppia di tipo k in corrispondenza dell'elemento

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@minimo, sez. B-B')


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0

10

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30

40

50

60

419419 417

419 415421

421 417418 407

420 421417 419 424 401 399

424 420

415 400416 404

419414 402

415 409417

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@minimo, sez. C-C')


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0

10

20

30

40

50

60

371373 365

376 359373

379 353

382 384 413 349 347

349 322

252316 298

283 274250

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@minimo, sez. A-A')


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10

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40

50

60

330333 327

336 324

338 326337 325

337 359 327

337 329340 332

338 330

336 332334

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@1500 pme = 0,5 bar, sez. A-A')


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0

10

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50

60

417418 415

419 414

421 416420 415

420 434 415

421 416424 418

422 416

420 418419

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@1500, pme = 0,5 bar, sez. B-B')


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60

517517 516

516 515519

518 517517 510

520 518518 520 520 507 505

522 518

517 508518 514

518516 512

516 514516

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@1500, pme = 0,5 bar, sez. C-C')


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10

20

30

40

50

60

500

493495 487

497 482495

500 477

502 504 516 473 471

475 452

397448 433

421 414395

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@1500, pme = 1 bar, sez. A-A')


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10

20

30

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50

60

448450 445

452 443

450 445452 444

452 462 445

453 446451 448

453 446

451 448450

Rilievo temperature catalizzatore con collettore NP (@1500, pme=1 bar, sez. B-B')


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10

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50

60

539538 537

538 536541

540 538538 532

540 539538 540 542 529 527

542 540

537 530539 535

540537 532

537 535538

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore NP (@1500, pme=1 bar, sez. C-C')


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0

10

20

30

40

50

60

518520 513

522 508521

524 503

526 528 537 500 498

524 503

519522 508

519 512517800-900

700-800600-700500-600400-500300-400200-300100-200 0-100

y

xz

y

xz

y

xz


2iRQ ⋅=&

ceramico di misura come visibile nella foto di figura 8 e che sfrutta il principio della diminuzione della temperatura dell'elemento riscaldato in funzione delle caratteristiche del flusso che lo investe.

Fig. 8 - Sonda Lambda strumentata con Termocoppia k

E’ stato attivato il riscaldatore sonda fino al raggiungimento della temperatura di 140 °C, letta, appunto, dalla suddetta termocoppia. Successivamente è stata insufflata dalla sede della candela di accensione ed alternativamente in ciascun cilindro, con le rispettive valvole di scarico aperte alla massima alzata, dell’aria compressa a portata e temperatura costante, per un tempo pari a 60 s (sufficienti alla regimazione termica del sistema). Inizialmente sono state adottate differenti portate, agendo opportunamente su un pressostato posto a monte della linea di aria compressa, e ciò per individuare il valore che consentisse la migliore sensibilità alla misura, nonché per simulare differenti condizioni di funzionamento motore. La variazione dello stato termico dell’elemento ceramico, misurata attraverso la termocoppia, è ovviamente proporzionale alle condizioni di flusso che si instaurano volta per volta in prossimità della sonda. Infatti, è noto che, in condizione di regimazione:

)( fcc TThQ −⋅∝& (2)

con:

= potenza termica generata dal riscaldatore sonda;

hc = coefficiente di scambio termico;

Tc, Tf = temperature elemento ceramico, temperatura del flusso che investe la sonda.

Il coefficiente di scambio termico è fortemente dipendente dalla velocità e dalle caratteristiche qualitative del campo di moto del fluido che investe il corpo. Pertanto, per ciascuna condizione di prova, è immediato ricavare un indice qualitativo del campo di moto in corrispondenza dell’elemento di misura della sonda, andando ad effettuare il rapporto tra il coefficiente di scambio termico ottenuto dalla (2) attraverso la misura del valore di regime termico Tf e quello di riferimento Tf0, in condizioni di quiete del flusso.

( )3

)(

)(2

2

staticofc

testfc

TTiR

TTiR

I

−⋅

−⋅

=−

Per ottenere l’informazione riguardante le portate di fluido che investe l’elemento di misura della sonda è stata utilizzata la relazione che lega il coefficiente di scambio termico, appunto, alla velocità media del flusso:


( ) ( )44.017.0

6.00194.0

DTpvhc ⋅

⋅=

valida per tubi cilindrici di diametro D, investiti ortogonalmente all’asse longitudinale da un flusso alla temperatura T ed alla pressione p. Considerando trascurabili le variazioni di temperatura e pressione del flusso imperturbato, il coefficiente hc è proporzionale alla potenza 0.6 della velocità. Nella ipotesi che la lettura della sonda sia determinata in misura sostanziale dalla portata massica del fluido che investe l’elemento sensibile, è possibile ritenere che un indice I in grado di fornire l’informazione della “visibilità” del flusso proveniente da ciascuno dei cilindri, da parte della sonda, sia dato da quello calcolato dalla relazione (3), elevato, per i contenuti della (4), a 1/0.6:

( )567.1II = Il calcolo di I in relazione a ciascuno dei rami del collettore di scarico fornisce chiare indicazioni sulla distribuzione del flusso in corrispondenza della sonda, attraverso lo scostamento di ciascun valore dal valor medio. In altri termini sono ricavabili due fondamentali informazioni: - il valore assoluto di I per cilindro, è rappresentativo della “bontà” del posizionamento della sonda

lambda nei riguardi della capacità del flusso investente a rappresentare il valore medio temporale del titolo benzina evolvente nel motore;

- lo scostamento del valore assoluto di I per cilindro, rispetto al valore medio dei quattro, è rappresentativo, invece, della bontà della configurazione a rappresentare il valor medio spaziale del titolo benzina evolvente nel motore.

La posizione scelta è da intendersi ottima se i valori degli indici per ramo sono elevati in termini assoluti e contemporaneamente la dispersione degli indici, rispetto al valor medio, è contenuta. I limiti della metodologia appena descritta sono rappresentati dalle seguenti osservazioni:

• Il flusso di prova è in regime stazionario, a differenza di quanto accade in condizioni reali, ove, naturalmente, le condizioni sono pulsanti;

• Non sono considerati gli effetti dovuti alle mutue interazioni tra i cilindri; • Il gas, nel metodo utilizzato, è aria ad una temperatura di circa 20 °C, mentre nel caso di

motore funzionante, è una miscela di diversi gas a temperature comprese tra i 500 e i 900°C, a seconda del punto di funzionamento.

Per la validazione della metodologia e lo screening sperimentale delle potenziali migliorie al componente sono state provate quattro configurazioni di collettore (vedi figura 9): quella di NP e tre prototipali, che si differenziano dalla prima per particolari accorgimenti fluidodinamici ritenuti potenzialmente migliorativi sia per la lettura della sonda lambda sia in termini prestazionali.

Fig. 9 - Diversi Collettori di scarico provati


0,29

0,21 0,21

0,29

0,23

0,27 0,26

0,240,23

0,27 0,27

0,23

0,30

0,27

0,21 0,22

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

1 2 3 4

cilindro

indi

ce d

i flu

sso

rela

tivo

(%)

Prova a freddo 6 bar Proto C

Prova a freddo 6 bar N.P.

Prova a freddo 6 bar Proto A

Prova a freddo 6 bar Proto B

0.24

0.28

0.24 0.23

0.29

0.240.23 0.230.24

0.29

0.240.23

0.280.27

0.22 0.23 0.22

0.29

0.22

0.27

0.30

0.27

0.21

0.22

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.40

0.45

0.50

1 2 3 4

cilindro

indi

ce d

i flu

sso

asso

luto

(%)

Prova a freddo 2 bar Proto CProva a freddo 4 bar Proto CProva a freddo 6 bar Proto CProva a freddo 2 bar N.P.Prova a freddo 4 bar N.P.Prova a freddo 6 bar N.P.

Posizione sonda λ y

xz

Nei diagrammi di figura 10, sono riportati i valori assoluti dell’indice qualitativo di flusso “a freddo” per ciascun cilindro. E’ appena il caso di ricordare che maggiore è il valore di tale indice per un cilindro, maggiore è la visibilità dello stesso da parte della sonda. Fig 10 - Andamenti degli indici di flusso “a freddo” per ciascun cilindro nei casi dei collettori testati

Come visibile dal primo grafico la configurazione di collettore identificata con il nome di Proto C, presenta, rispetto alle altre, un valore dell’indice di flusso più prossimo al valore medio ideale (0.25). L’attività sperimentale ha, dunque, individuato alcune linee guida, da utilizzare nella nuova fase di modellazione e progettazione per la realizzazione del prototipo definitivo da sottoporre agli analoghi test di verifica: • uniformità della lunghezza dei rami; • differenziazione delle sezioni di uscita dei condotti, finalizzata all’innesco di un moto prevalente

di swirl del flusso, in maniera da direzionare verso la sonda il flusso proveniente da ciascun cilindro e favorire la miscelazione

Il prototipo definitivo è stato sottoposto alle stesse verifiche sperimentali onde verificare il raggiungimento degli obiettivi, in termini di efficacia della lettura della sonda λ, di omogeneità dello stato termico del convertitore e di salvaguardia delle prestazioni. Nel secondo grafico della Fig. 10 si evidenzia la differenza esistente tra le due configurazioni testate con la metodologia "a freddo" sopra descritta. Si nota, per la configurazione prototipale, la minor dispersione dell’indice I dal valore ideale, rispetto al valore dell’indice relativo al tratto di scarico attualmente in produzione. Nella figura 11 sono riportate la foto del collettore Proto C realizzato grazie alle informazioni ricavate dall’attività sperimentale oggetto di tale lavoro ed il relativo modello di flusso. Tale collettore presenta rami di uguale lunghezza pari a 170 mm e sezione trasversale ellittica φeq. = 28 mm.

Fig. 11 - Il collettore prototipale definito dall’analisi degli indici di flusso “a freddo” ed il relativo

modello di flusso


Nelle Figure 12 e 13 vengono riportati i grafici relativi alla mappatura termica per quest’ultimo collettore sia nella fase di avviamento a freddo (Fig. 12) che nei punti motore caratteristici del ciclo NEUDC (Fig. 13).

Fig. 12 - Mappature termica del convertitore catalitico dopo il collettore Proto C, nelle varie sezioni

di prova, dopo un avviamento a freddo 5. CONCLUSIONI La problematica della ottimizzazione dei componenti a monte del convertitore catalitico al fine di migliorare, di quest’ultimo, efficienza e la vita è molto sentita, attualmente dalle case motoristiche/veicolistiche. Cosi’ un’attività, precedente a questo lavoro sperimentale, aveva evidenziato come, per il collettore di scarico attualmente in produzione per una delle motorizzazioni più dissuase in Italia e di particolare interesse per i ricercatori del DIME e dell’ELASIS, il motore Fire 1.2 16v, il flusso dei gas esausti risultasse mal distribuito in corrispondenza della sezione di ingresso del convertitore. In particolare, sono presenti grandi ricircolazioni di fluido e forti componenti tangenziali: ciò comporta, principalmente alle basse velocità angolari, un utilizzo non ottimizzato della superficie catalitica disponibile. L’analisi sperimentale ha consentito la verifica delle ipotesi in condizioni di reale impiego della vettura, principalmente corrispondenti a quelle che hanno luogo in occasione dei test emissioni, dall’altro, alla individuazione delle linee guida per l’ottimizzazione progettuale della geometria del collettore. Nel dettaglio, la valutazione della “bontà” dell’attuale posizione del sensore ossigeno, nei confronti della lettura di un flusso di gas rappresentativo del rapporto di miscela medio evolvente nei quattro cilindri, è stata effettuata attraverso la definizione di una metodologia di prova “a caldo”, ovvero con motore funzionante, basata sulla dissimmetrizzazione del tempo di apertura degli iniettori di combustibile.

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (Avv. Freddo, t = 6 s, sez. B-B')


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0

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50

60

20.719.6 19.9

18.5 19.122.7

20.5 21.117.6 18.8

19.6 17.316.6 18.6 21.9 20.4 18.4

22.4 21.3

17.9 17.921.2 19.3

21.419.2 17.3

19.3 18.419.4



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40

50

60

8863 83

38 7890

40 8057 76

24 5576 78 44 77 75

55 44

64 5554 37

5152 35

51 4249



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0

10

20

30

40

50

60

12189 114

57 107123

59 10979 101

46 82101 103 65 97 95

92 60

89 7780 56

6278 58

69 5960

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (Avv. Freddo, t = 6 s, sez. C-C')


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0

10

20

30

40

50

60

14.814.7 15.0

14.7 15.216.8

14.6 15.3

14.5 16.5 16.9 17.5 15.5

14.1 14.8

14.813.7 14.2

13.2 13.512.8



Posi

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0

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20

30

40

50

60

18.217.9 18.3

17.7 18.420.2

17.4 18.5

17.2 19.2 17.9 20.6 18.6

16.8 17.8

17.516.4 17.1

15.9 16.315.5



Posi

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0

10

20

30

40

50

60

52.151.4 52.4

50.6 52.654.1

49.9 52.9

49.2 51.2 27.4 55.1 53.1

47.9 50.8

45.846.5 48.5

45.1 46.143.8800-900

700-800600-700500-600400-500300-400200-300100-200 0-100

y

xz

y

xz

y

xz

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (Avv. Freddo, t = 15 s, sez. A-A')


Posi

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0

10

20

30

40

50

60

166185 146

205 126

207 128211 126

218 202 126

224 126232 128

230 126

204 152178

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (Avv. Freddo, t= 26 s, sez. A-A')


Posi

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0

10

20

30

40

50

60

277311 243

345 209

247 211327 208

308 243 208

290 208273 209

271 207

255 223239

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (Avv. Freddo t = 6 s, sez. A-A')


Posi

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m]

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0

10

20

30

40

50

60

3743 32

48 27

50 2950 27

52 56 27

54 2758 29

56 27

49 3441


Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (@minimo, sez. A-A')


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50

60

315315 316

314 316

316 318319 317

325 343 318

330 318337 321

335 319

331 323327

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (@minimo, sez. B-B')


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m]

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0

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419420 418

420 417421

422 419422 416

424 431425 427 435 417 415

437 434

426 413430 413

430428 411

428 420428

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (@minimo, sez. C-C')


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0

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30

40

50

60

351357 345

364 340353

370 334

376 378 416 331 329

371 335

356365 341

359 347354

Rilievo temper4atura catalizzatore con collettore Proto C (@1500, pme = 0,5 bar, sez. A-A')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

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-50

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0

10

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40

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60

391390 393

389 394

391 396391 393

394 409 393

396 392401 393

399 391

397 393395

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (@1500, pme = 0,5 bar, sez. B-B')


Posi

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sse

y de

lla te

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a [m

m]

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0

10

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502501 503

501 504504

503 506503 506

505 511505 507 508 510 508

512 511

508 508512 510

510510 508

509 508508

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (@1500, pme = 0,5 bar, sez. C-C')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

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oppi

a [m

m]

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0

10

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40

50

60

479482 476

486 474481

489 471

493 495 504 471 469

492 474

489491 479

490 484489

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C ( @1500, pme = 1 bar, sez. A-A')


Posi

z. a

sse

y de

lla te

rmoc

oppi

a [m

m]

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10

20

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433431 436

429 438

431 440435 441

440 447 443

445 446453 438

451 449

450 449450

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (@1500, pme = 1 bar, sez. B-B')


Posi

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lla te

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a [m

m]

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10

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536536 537

536 539537

535 540538 540

538 543541 543 541 543 541

548 543

545 542551 546

546549 544

546 544544

Rilievo temperatura catalizzatore con collettore Proto C (@1500, pme = 1 bar, sez. C-C')


Posi

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y de

lla te

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a [m

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-50

-40

-30

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0

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519522 517

526 515521

529 513

533 535 539 513 511

530 513

523527 516

524 518521

Per l’attività di ottimizzazione sperimentale preliminare, è stata messa a punto una metodologia “a freddo” di stima del campo di moto in corrispondenza della sonda lambda ,ovvero con motore non funzionante, cosa che ha consentito una rapida prototipazione di collettori con caratteristiche geometriche opportunamente variate, mediante l’utilizzo di materiali non definitivi, come plastiche o resine, che altrimenti sarebbero stati non impiegabili. Sono state individuate alcune linee guida, da utilizzare nella nuova fase di modellazione e progettazione per la realizzazione del prototipo definitivo da sottoporre agli analoghi test di verifica:

• Uniformità della lunghezza dei rami; • Differenziazione delle sezioni di uscita dei condotti, finalizzata all’innesco di un moto

prevalente di swirl del flusso, in maniera da direzionare verso la sonda il flusso proveniente da ciascun cilindro e favorire la miscelazione.

La verifica della distribuzione del flusso in corrispondenza della sezione di ingresso del convertitore nell’attuale configurazione di scarico è stata effettuata attraverso una mappatura termica dello stesso, tale attività ha evidenziato la presenza di una zona d'ombra al di sotto della sonda lambda, che, quindi, finisce con lo schermare parzialmente la superfìcie del convertitore, mentre la configurazione di scarico con collettore ottimizzato ha dimostrato come lo stesso comporti sensibili miglioramenti dal punto di vista della omogeneità della distribuzione della temperature all'interno del pacco ceramico, specie durante la fase di regimazione termica. Per l'assunto effettuato, ciò è indice di migliore distribuzione del flusso di gas in ingresso.

Fig. 13 - Mappature termica del convertitore catalitico dopo il collettore Proto C, nelle varie sezioni di prova, per i punti del ciclo NEDC dopo regimazione termica di 20 min.


Bibliografia [1] B.Pfalzgraf, M.Rieger, G.Ottowitz, “Close-coupled catalytic converters for compliance with LEV/ULEV

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[2] P.Bielaczyc, J.Markisz “Exhaust emission from passenger cars during engine cold start and warm-up” SAE Paper 970740,1997

[3] E.R.Becker, R.J.Watson “Future trends in automotive emission control” SAE Paper 989413, 1998 [4] A.Carraceni, V.Cioffi, F.Garofalo, A.Senatore, G.Vittorioso, C.Barberio, G.Saroglia, “Emission Control

Technologies for EU Stage IV + EOBD on Small Cars (Parte I): Pre-Screening of Potential Solutions” SAE Paper 1999-01-0775

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[7] S.Ichikawa, t.Takemoto, H,Sumida, Yuki Hoda, Ken-Ichi Yamamoto, M.Shigetsu, Kazunari Komatsu, “Development of Low Light-off Three Way Catalyst”, SAE International Congress e Exposition, March 1999, Detroit, MI, USA.

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[9] M.Breuer, C.Schernus, R.Bowing, A. Kuphal, S. Lieske, “Experimental Approach to Optimize Catalyst Flow Uniformity”, SAE 2000 World Congress, March 2000, Detroit, MI, USA.

EXPERIMENTAL ANALYSIS OF THE FLOW DISTRIBUTION UPSTREAM OF A “CLOSE COUPLED” CATALITIC CONVERTER

ABSTRACT The emission limits introduced by the EURO3 and EURO4 have imposed the necessity to adopt the “close coupled” configuration for the catalytic converter. Consequently it is necessary to optimize the geometry of the exhaust manifold not only in order to maximize the engine performance but also to increase the efficiency and the life of the exhaust after-treatment system. In particular the localization of both the λ and Hego probe is critical is critical. Moreover it is important to optimize the flow conditions at the entrance of the catalytic converter to obtain uniform distribution of the flow. Under these considerations this work aims at optimizing the flow conditions for the “close coupled” catalytic converter of the FIRE 1.2 16v engine.

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ANALISI SPERIMENTALE DELLA RIPARTIZIONE DI FLUSSO … · L’analisi fluidodinamica sull’attuale tratto anteriore del sistema di scarico del motore Fire ... la figura 1 corrisponde