DISS. ETH Nr. 14276Erarbeitung von Verbrennungskennwerten ausIndizierdaten zur verbesserten Prognose undrechnerischen Simulation des Verbrennungsablaufesbei Pkw-DE-Dieselmotoren mit Common-Rail-EinspritzungABHANDLUNGzur Erlangung des TitelsDOKTOR DER TECHNISCHEN WISSENSCHAFTENder Eidgenssischen Technischen Hochschule Zrichvorgelegt vonCHRISTIAN BARBADipl. Maschineningenieur ETHgeboren am 7. August 1971von Susch, GraubndenAngenommen auf Antrag vonProf. Dr. M. Eberle, ReferentProf. Dr. K. Boulouchos, KorreferentProf. Dr. M. Bargende, KorreferentZrich 2001IVorwortDievorliegendeArbeitentstandindenJahren1997bis2001whrendmeinerTtigkeit im Team Verbrennungsanalyse der DaimlerChrysler AG in Stuttgart.Die Entwicklung eines Simulationswerkzeuges in einer Abteilung, die strukturellderSerienentwicklungzugeordnetistundsichinersterLiniemitMesstechnikundAnalysebefasst,scheintaufdenerstenBlickeineeherexotischeKonstellation. Ich bin aber davon berzeugt, dass gerade diese Konstellation esmirermglichthat,dievorliegendeArbeitinnerhalbdergegebenenZeitmitalsIngenieurerlaubeichmirfolgendenBegriffsolchgutemWirkungsgraddurchzufhren.DiemirgeboteneMglichkeit,aufeinerwohleinmaligenBasisvorhandenerIndizierdatenaufzusetzen,diezurVerfgunggestelltenAnalysetoolsundderdirekteBezugzurSerienentwicklungsindnureinigederEckpfeiler,diedasFundament dieser Arbeit bildeten.Ja,invielerleiHinsichtwareseinenichtimmereinfacheGratwanderungzwischen pragmatischen Anforderungen aus der Serie und wissenschaftlichemAnspruch,zwischenAlltagsaufgabenundPromotion.DaallerdingshinterallenStrukturen,AbteilungenundAufgabenMenschenstehen,dieauchinderheutigenZeitmitallihrenoberflchlichenErscheinungenundTrendsdenMuthaben,tieferzuschauenundlngerfristigenKnow-How-AufbauimAugezubehalten,habeichaufdieserGratwanderungimmervonallenSeitenvolleUntersttzung erhalten und dafr mchte ich allen Beteiligten herzlich danken.Mein ganz besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. M. Bargende, der zunchstals mein Teamleiter die Arbeit initiierte und mir den Einstieg bei DaimlerChrysleralsDoktorandermglichte.NichtzuvergessendiefachlichfundierteUnter-sttzung,dieichwhrenddergesamtenZeiterhaltenhabe.Lastbutnotleastdiekollegiale,freundschaftlicheHilfeundErmunterung,diebermanchenTiefpunkt hinweggeholfen hat.DesWeiterengehtmeingrosserDankanHerrnProf.Dr.-Ing.M.EberleundHerrnProf.Dr.-Ing.K.Boulouchos,diespontandieBetreuungderArbeitseitens der ETH Zrich bernommen haben.GerneblickeichzurckaufdiefachlichusserstintensivenundfruchtbarenDiskussionenmitHerrnProf.Dr.-Ing.M.BargendeundHerrnProf.Dr.-Ing.K.Boulouchos,diewirabwechselndinZrichundStuttgartfhrtenundnichtnurwesentlichzumGelingenderArbeitbeigetragen,sonderneinfachauchSpassgemacht haben.DankenmchteichauchFrauDipl.-Ing.Ch.Burkhardt,diewhrendihrerTtigkeitalsTeamleiterindesTeamsVerbrennungsanalysedasGelingenderArbeit zu jeder Zeit tatkrftig untersttzt hat.HerrnDipl.-Ing.M.DietzmchteichfrdiemirgeboteneMglichkeitweitererMessungen am 1-Zylinder-Aggregat danken.IIFrau Dr.-Ing. P. Gntert mchte ich danken fr die Vermessung des Injektors.HerzlichenDankauchanHerrnDipl.-Ing.A.Vortmaier,frdieZur-Verfgung-Stellung und Einweisung in das Programm DIESEI.Herrn Dipl.-Ing. J. Fischer mchte ich fr die wertvolle Hilfe danken, die er mirim Rahmen seiner Diplomarbeit hat zukommen lassen.NichtzuletztmchteichmeinemunmittelbarenUmfeld,demTeamVerbren-nungsanalysedanken,dassowohlmenschlichalsauchfachlichimmereinewichtige Sttze und Bereicherung darstellte.IIIZusammenfassungZiel dieser Arbeit war die Formulierung eines empirischen und eines einfachenglobalenphnomenologischenVerbrennungsmodellszurVorausberechnungdesBrennverlaufesbeimschnelllaufendenPkw-DieselmotormitCR-Direktein-spritzung (CR: Common-Rail).DieMotivationfrdieNeuentwicklungsolcherModelleliegtzumeinendarinbegrndet, dass die Verbrennung der vorliegenden CR-Dieselmotoren nur nochungengendmitbestehendenAnstzenwiedergegebenwerdenkann.ZumanderenbedarfeswegendergrossenAnzahlfreieinstellbarerParameterweiterhin einfacher und schneller Modelle, damit diese in sinnvoller ErgnzungzumVersuchoderauchzurkomplexenCRFD-Simulation(CRFD:Compu-tational Reactive Fluid Dynamics) verwendet werden knnen.DankderzweineuenModelledemempirischenunddemphnomeno-logischenModell,dieaufeiner1-zonigenArbeitsprozessrechnungbasierenkannganzgezieltdasfrdiejeweiligeFragestellungoptimaleWerkzeuggenutzt werden.BasisundwichtigsterersterSchrittderArbeitwardieDruckverlaufsanalyseeinerumfassendenDatenbasisvonmehrals2000Betriebspunktenalleraktuellen Pkw-Seriendieselmotoren mit CR-Einspritzung von DaimlerChrysler.AusgehendvondieserDatenbasiserfolgtezunchstdieEntwicklungdesnulldimensionalenempirischenModells.GrundlegendesKonzeptdesModellsistzumeinendiemathematischeApproximationderrealenVerbrennungmiteinemsogenanntenErsatzbrennverlauf,zumandereneinempirischesModell,das,ausgehendvoneinemReferenzpunktdienderungdesErsatzbrenn-verlaufes in Funktion der genderten Betriebsbedingungen beschreibt.AlsErsatzbrennverlaufwurdeeinVibe-/Vibe-Hyperbel-Ersatzbrennverlaufgewhlt.MitdemerstenVibe-VerlauferfolgtdieModellierungderVorver-brennung.DerzweiteVibe-Verlaufbeschreibtdenerstensehrschnellenundkompakten Teil der Hauptverbrennung. Kurz nach Erreichen des Maximums imBrennverlaufgehtdannderVibe-VerlaufindieHyperbelber,dieeineguteApproximationdesrelativlangsamenzweitenTeilsderHauptverbrennungermglicht.DaseigentlicheempirischeModellbeschreibtnundienderungvoncharakte-ristischenVerbrennungskenngrssenwieVerbrennungsbeginn,LageundBe-trag der maximalen Umsetzungsrate etc. ausgehend von einem ReferenzpunktinFunktionvongendertenEingangsgrssenwieDrehzahl,eingespritztenMengen oder Rail-Druck.DurchdenBezugaufeinenReferenzpunktgehendieRandbedingungenbzw.dasVerhaltendesjeweiligenMotorsimplizitindieRechnungein.VoralleminderNhedesReferenzpunktesistsomiteinetreffsichereVorhersagemitdemModell mglich.ErgnzendzumempirischenModellwurdeineinemzweitenSchritteineinfaches globales phnomenologisches Modell entwickelt.Das neue phnomenologische Modell unterteilt sich in ein Premixed-Modell, einDiffusionsmodellundeinZndverzugsmodell.UnterVerwendungeinessehrIVeinfachen Verdampfungsmodells wird die Annahme aufgestellt, dass Kraftstoff,dervorVerbrennungsbeginnverdampft,alsPremixed-VerbrennungumgesetztwirddanachverdampfenderKraftstoffverbrenntalsDiffusionsverbrennung.DasbeschriebenePremixed-ModellberuhtaufbekanntenAnstzenzurBe-schreibungderFlammgeschwindigkeit.InKombinationmiteinemMischungs-modell,dasdieeingespritzteKraftstoffmassenachEinspritzendemitderumgebendenZylinderladungvermischt,erreichtmansodiebeilangenZndverzgen der Vorverbrennung beobachtete unvollstndige Umsetzung dereingespritzten Menge.DasDiffusionsmodellberuhtschliesslichaufdemKonzepteinesFrequenz-ansatzes,d.h.dieUmsetzungwirddurcheinecharakteristischereziprokeMischungszeit gesteuert.MitbeidenAnstzenkonntendieausderDruckverlaufsanalysebekanntenBrennverlufeundwichtigemotorischeKenngrssensehrgutwiedergegebenwerden. Das empirische Modell besticht dabei durch seine Einfachheit und diegutenErgebnisseinderNhedesReferenzpunktes.DasphnomenologischeModellstellthingegenimmerdanndieersteWahldar,wennderEinflussvonbeliebigenEinspritzverlaufsvariationenuntersuchtwerdensoll.ImVergleichzumempirischenModellbestehtkeineEinschrnkunginBezugaufPremixed-und Diffusionsanteil der Verbrennung.UnabhngigvomVerbrennungsmodellmussinZukunftvorallemdieWeiter-entwicklungvoneinfachenBerechnungstoolszurAbschtzungderSchadstoff-emissionenmitHilfevonQuasi-Mehr-Zonen-Modellenvorangetriebenwerden,umauchbasierendaufder1-zonigenArbeitsprozessrechnungdiesewichtigenOptimierungsgrssen besser vorausberechnen zu knnen.VSummaryThegoalofthisworkwasthedevelopmentofbothanempiricalandasimple,global,phenomenologicalmodelforheatreleaseratepredictioninhigh-speedDI diesel engines with common rail injection.Suchnewmodelsbecomenecessarybecauseexistingempiricalandphenomenologicalmodelsdonotmeettherequirementsoftheenginesmentionedabove.Furthermore,onlythesekindsofmodelsallowus,duetotheirshortcomputingtime,tocomplementarycoverthegreatvarietyofparameterstoenginetestingandCRFD-simulation(CRFD:ComputationalReactive Fluid Dynamics).Thankstothedifferentconceptsoftheempiricalandthephenomenologicalmodel, different simulation objectives can be met according to different prioritiesandconditions.Bothmodelsareincludedinasingle-zonecyclesimulationprogram.The first and most important step of the work was the pressure trace analysis ofan extensive database comprising more than 2000 samples from all productiondiesel engines from DaimlerChrysler used in passenger cars.Basedonthesedata,theempiricalmodelwasdevelopedfirst.Themainconceptoftheempiricalmodelistheapproximationoftheheatreleaseratederived through pressure trace analysis through a mathematical function calledequivalentcombustionrate.Furthermore,anempiricalmodeldescribesthechanges of the equivalent combustion rate on the basis of a reference point.Toapproximatetheheatreleaserate,aVibe/Vibe-hyperbolafunctionwasdefined.ThefirstVibefunctiondescribesthepre-combustioncorrespondingtoapilotinjection.ThesecondVibefunctiondescribesthefirstpartofthemaincombustion,whereasthehyperbolaisusedtofitthetailoftheheatreleaserate.Theempiricalmodeldescribesthechangesofcharacteristiccombustionparameters, such as the start of combustion or the location and the value of themaximumofheatrelease,basedonareferencepointasafunctionofenginespeed, injected fuel mass, rail pressure, and so on.Duetothedescriptionofchanges,basedonthereferencepoint,acertaincalibrationofthemodelisachieved.Therefore,goodaccuracyofthemodelespecially near the reference point is possible.In addition to the empirical model, a phenomenological model was developed inasecondstep.Incomparisonwiththeempiricalmodel,thephenomenologicalmodel is based on the injection rate profile.Thechiefcomponentsofthemodelareapremixedcombustionmodel,adiffusioncombustionmodel,andanignitiondelaymodel.Basedonasimpleevaporationmodel,theassumptionmadeisthatfuelevaporatingbeforethestart of combustion burns as a premixed flame fuel evaporating after the startofcombustionasmixing-controlledcombustion.Thepremixedcombustionmodeluseswell-knownapproachestocalculatetheflamespeed.Incombination with a mixing model to calculate the mixing of the injected fuel withVIthe surrounding air, the partial burning of the pilot injection as a function of theignition delay can be predicted.The mixing-controlled part of the combustion model is based on a characteristicfrequency model.Both models achieve a good agreement between measured data and simulationresults.Theadvantagesoftheempiricalmodelareitssimplicityandthegoodresultsusuallyachievedneartothereferencepoint.Incontrast,theimpactofanyvariationsoftheinjectionrateprofilehavetobecalculatedwiththephenomenologicalmodel.Here,incontrasttotheempiricalmodel,thereisnolimitationwithrespecttothepremixedandmixing-controlledpartofthecombustion.No matter which of the two models is used, new models have to be found in thefuture to better predict emissions based on single-zone cycle simulation using apseudo-extensiontomultiplecharacteristiczones.Bydoingso,anevenbroader application of the models presented here is possible.VIIInhaltsverzeichnisVorwort IZusammenfassung IIISummary VInhaltsverzeichnis VIISymbolverzeichnis IX1 Einleitung und Zielsetzung 12 Grundlagen zur Arbeitsprozessrechnung und Druckverlaufsanalyse 42.1 ZylinderdruckindizierungBasisfrEntwicklungundVerifikationdesVerbrennungsmodells 42.2 ArbeitsprozessrechnungundDruckverlaufsanalysemitdem1-Zonen-Modell 62.2.1 Modellbildung 62.2.2 Analytische Beschreibung des 1-Zonen-Modells 72.2.3 Wichtige Randbedingungen bei der Druckverlaufsanalyse 102.3 Beschreibung von Untermodellen 192.3.1 Schadstoffemission 192.3.2 Verbrennungsgerusch 223 Die Verbrennung im schnelllaufenden Common-Rail-Dieselmotor 254 Stand der Technik 414.1 berblick 414.2 Nulldimensionale empirische Modelle 424.3 Phnomenologische Modelle 495 Empirisches Modell 575.1 Konzept 575.2 Ersatzbrennverlauf 605.2.1 Einleitung, Anforderungen 605.2.2 Vorverbrennung 625.2.3 Hauptverbrennung 645.2.4 Beispiele 705.3 Modell 725.3.1 Einleitung 725.3.2 Vorverbrennung 725.3.3 Hauptverbrennung 785.4 Zndverzug 935.5 Ergebnisse, Verifikation 946 Phnomenologisches Modell 1026.1 Konzept 1026.2 Einspritzverlaufsberechnung und Kraftstoffaufbereitung 1036.3 Premixed-Modell 1086.3.1 Einleitung, Konzept 1086.3.2 Mischungsmodell 1096.3.3 Verbrennungsmodell 1146.4 Diffusionsmodell 1206.4.1 Einleitung Konzept 1206.4.2 Verbrennungsmodell 1206.5 Randbedingungen der Mehrfacheinspritzung 131VIII6.6 Zndverzug 1336.7 Ergebnisse, Verifikation 1386.8 Sensitivittsanalyse 1486.8.1 Randbedingungen und Teilmodelle 1486.8.2 Sensitivitt Modellparameter 1546.9 Vereinfachte Einspritzverlufe 1586.10Erweiterungspotenzial 1647 Vergleich der Modelle 1667.1 Datenbasis 1667.2 Konzeptioneller Vergleich aus Sicht der Anwendung 1677.3 Rechenbeispiele 1687.4 Grenzen der Modelle 1728 Schlussfolgerung und Ausblick 176Literaturverzeichnis 179Lebenslauf 182IXSymbolverzeichnisLateinische SymboleA m2Flche, Oberflchea mm3/s2-Steigung Modell EinspritzverlaufVibe-Parameter (=6.91, konstant)Anz - Anzahlc - Allgemeine Konstante, Parameterckm/s Momentane Kolbengeschwindigkeitcmm/s Mittlere Kolbengeschwindigkeitd m DurchmesserD m2/s DiffusionskonstanteDRZUT - Integrale Drallzahl im unteren Totpunkt(Flgelrad)E J Energiee - ExponentFPre-Diff- Vorfaktor VerbrennungsmodellH J Enthalpieh J/kg Spezifische Enthalpieh1, h2, h3... HyperbelparameterHUJ/kg Unterer Heizwerti - Rechenschrittk m2/s2Kinetische Energiedichtel m LngeLmin- Stchiometrisches Verbrennungsluft-verhltnisLvg dB(A) Summenpegel direktes Verbrennungs-geruschm -kgFormfaktor VibeMassen 1/min-DrehzahlPolytropenexponentNO ppm NO Emissionp bar Druckp2bar Druck im Saugrohrpme bar Effektiver MitteldruckpmiHDbar Indizierter Hochdruckmitteldruck (0-360)Q J Wrmeq J/KW Brennverlauf dQB/dr --Rate, VerhltnisLuftgehaltR J/kg/K GaskonstanteRe - ReynoldszahlrLZ- Verhltnis Luft- zu ZylindermasseS mJ/KEindringtiefe des EinspritzstrahlsEntropies m/s FlammgeschwindigkeitSMD m Sauter Mean DiameterXT K Temperaturt s ZeitT2C Temperatur im Saugrohru m/sJ/kgGeschwindigkeitSpezifische innere EnergieU J Innere Energieu m/s TurbulenzintensittV m3VolumenW J ArbeitWe - WeberzahlX - Normierter Summenbrennverlaufy - Normierte Brenndauer VibeZ - RealgasfaktorGriechische Symbole W/m2/K Wrmebergangskoeffizient m2/s Verdampfungskonstante d2-Gesetz - Verdichtungsverhltnis - Wirkungsgrad KW Kurbelwinkel - Massenverhltnis - Verbrennungsluftverhltnis m2/s Kinematische Viskositt kg/m3Dichte N/m Oberflchenspannung s Zeit, Zeitdauer - Massenverhltnis MischungsmodellIndizesA AktivierungAbg AbgasAGR AbgasrckfhrungA Auslass ffnetB BrennstoffC KompressionD DseDiff DiffusionDiss DissipationE EinspritzungEB Einspritzbeginneff EffektivEV EinspritzverzugF Frisch (-luft, -gas)fl FlssigXIFl FlammeG GrundturbulenzGOT Gaswechsel-OTH HubHyperbelHV HauptverbrennungI Integralkin KinetischL Luftlam LaminarLe LeckageMAX Maximum, SpitzenwertP bergangspunkt Vibe-HyperbelPre Premixed, VorgemischtR RestgasRail (Common-) RailTr Tropfenturb TurbulentUV Unverbrannt (gasfrmig)V VerbranntVibeVB VerbrennungsbeginnVD VerbrennungsdauerVE VerbrennungsendeVV VorverbrennungW WandZ ZylinderZn Zonezu Zugefhrt, EingebrachtZV Zndverzug0 Referenzpunkt, Startwert, Ausgangswert, ..50 50% Umsatz90 90% UmsatzAbkrzungenABHE Ansteuerbeginn HaupteinspritzungABVE Ansteuerbeginn VoreinspritzungADHE Ansteuerdauer HaupteinspritzungAGR AbgasrckfhrungAPR ArbeitsprozessrechnungCR Common-RailCRFD Computational Reactive Fluid DynamicsDVA DruckverlaufsanalyseEBV ErsatzbrennverlaufEKAS EinlasskanalabschaltungOT Oberer Totpunkt (bei 180 KW)11Einleitung und ZielsetzungSimulationundBerechnungsindausderheutigenmodernenMotoren-entwicklungnichtmehrwegzudenken.FEM-Bauteilberechnung,Strmungs-oderVerbrennungssimulationsindnureinigeBegriffedessehrweitenFeldesderSimulationswerkzeuge.StetigsteigendeRechenkapazitten,detailliertereKenntnisderrelevantenphysikalischenundchemischenVorgngedurchverbesserteMess-undAnalysewerkzeugeaberauchsteigenderKosten-undZeitdruckbeigleichzeitigzunehmenderKomplexittsinddieFaktoren,diedenEinsatz von Simulationswerkzeugen heute und in Zukunft vorantreiben.DerSimulationdesdieselmotorischenArbeitsprozesseskamdabeiseitjehereine besondere Bedeutung zu. Die mglichst sparsame Verwendung der sehraufwendigen und teuren Versuchstrger spielte im Grossmotorenbereich schonfrh eine wichtige Rolle. Heute, mehr als 100 Jahre nach der PatentanmeldungvonRudolfDiesel,ermglichenneueTechnologiendenEinsatzagiler,leistungsstarkerundumweltfreundlicherDieselmotorenimPkw-Bereich,derenBerechnung und Simulation aber wichtiger denn je ist.InvorliegenderArbeitwerdendieschnelllaufendenPkw-DieselmotorenvonDaimlerChrysler mit CR-Einspritzung (CR: Common-Rail) [1], [2], [3], [4], [5], [6],[7]nherbetrachtet.DiegrosseVariabilitt,diedasEinspritzsystemunddieLadeluft und Abgas fhrenden Komponenten dieser Motoren bieten, ermglichteineniedageweseneEinflussnahmedesIngenieursaufdenVerbrennungs-ablaufdesMotorsgleichzeitigsteigtaberderApplikationsaufwandaufgrundderhohenAnzahlFreiheitsgradedrastischan.SchonheutelassensichVor-undHaupteinspritzungnachMengeundLage,Rail-Druck,Ladedruck,Abgas-rckfhrungundEinlasskanalabschaltunginweitenBereichenfreieinstellen.Die bei diesen Randbedingungen sich ergebende Verbrennung zeigt Abbildung1.1.Abbildung1.1:AllgemeineVerbrennungdesCR-Dieselmotors.OM668,n=2000 U/min, pme=6 bar2UmgesetzteEnergie,LageundFormderVor-undHauptverbrennunghngendabeivondenbeschriebenenRandbedingungenab.EinenvertieftenEinblick,wie die Verbrennung von diesen Randbedingungen abhngt, gibt Kapitel 3.EineSchlsselrolleinnerhalbderProzessrechnungkommtderSimulationderdieselmotorischenVerbrennungzu,istdochgeradedieseimmernochaufModellanstzeangewiesen.LauteinerAbschtzungvonBoulouchos[8],sindfrdiemodellfreieBerechnungturbulenterchemischreaktiverStrmungenfrtechnischeAnwendungenimVergleichzuheuteimmernoch8bis14Grssenordnungen mehr Rechenkapazitt notwendig. Hinzu kommen Problem-kreisewiedienichtvorhandenegenaueKenntnisvonkomplexenReaktions-mechanismen.AusdiesemGrundbedientmansichverschiedensterModelleund Vereinfachungen, um einen sinnvollen Kompromiss zwischen Aufwand undErtrag zu erreichen.DieheutebekanntenModelledeckeneinsehrweitesFeldab,wasderenDetaillierung und Komplexitt anbelangt. Die sinnvolle Wahl, des der Aufgaben-stellung gerecht werdenden Ansatzes ist somit von grsster Wichtigkeit.BetrachtetmandieMglichkeiten,PotenzialeundGrenzenderinKapitel4beschriebenenModellgruppenempirische,phnomenologischeund3-dimensionale Modelle unter Bercksichtigung der Randbedingung steigenderRechenleistungundkomplexererBrennverfahrenmitgrosserAnzahlFreiheits-grade,sodrfteninZukunftzweiHauptgruppenvonSimulationsanstzenimVordergrund stehen:1.Relativ einfache globale Modelle2.Detaillierte CRFD-Modelle (CRFD: Computational Reactive Fluid Dynamics)DieersteGruppedereinfachenglobalenVerbrennungsanstzewirddringendbentigt,umbeiderbeschriebenenhohenAnzahlFreiheitsgradedesCR-DieselmotorsinnertntzlicherRechenzeitdieresultierendehoheAnzahlvonParameterstudiendurchfhrenzuknnen.NurdannkanndieSimulationeinesinnvolle Ergnzung zum Versuch sein.Des Weiteren ist fr viele Anwendungen die Aussagekraft und Genauigkeit voneinfachenAnstzenvlligausreichend,sodassgarnichtderBedarfnacheinem mglichst hohen Detaillierungsgrad besteht.DieExtrapolationaufandereGeometrien,wiez.B.einandererDsentyp,eineunterschiedlicheDsenlochanzahlodereinegenderteGrundstrmungistallerdings mit diesen Modellen nur sehr bedingt mglich.DiezweiteGruppe,dieCRFD-Modelle,istschonheutedassinnvollsteWerkzeug,wennzeitlichundrumlichaufgelsteErgebnissegefordertsind.CRFD-ModellebietendasPotenzial,komplexeinnermotorischeVorgngegeradeauchbeineuenBrennverfahrenbesserzuverstehenunddenEinflussvon genderten Randbedingungen zu studieren.MitCRFD-ModellenistansatzweiseauchschoneineExtrapolationaufandereGeometrienmglich.Eswresomitdurchausdenkbarundusserstinteressant,dieErgebnissederCRFD-SimulationzurKalibrierungeineseinfachenglobalenModellszuverwenden.AufdieseArtundWeisewren3schonineinemfrhenEntwicklungsstadiumumfassendeBerechnungenmglich.DadesWeiterendieverfgbareneinfachenempirischenundphnomeno-logischenModelle,wieinKapitel4schwerpunktmssiggezeigt,nichtoptimalaufdiebeschriebenenRandbedingungendesschnelllaufendenCR-Diesel-motorszugeschnittensind,ergibtsichderdringendeBedarf,neueeinfacheglobaleVerbrennungsmodellefrdenDieselmotormitCR-Einspritzungzuentwickeln.Die vorliegende Arbeit hat somit zwei Anstze zum Ziel:1.Nulldimensionales empirisches Modell2.Globales phnomenologisches ModellDurch die Entwicklung von zwei Verbrennungsmodellen kann noch gezielter aufdieAnforderungenderjeweiligenFragestellungeingegangenwerden.BeideAnstze basieren auf der 1-zonigen Arbeitsprozessrechnung, was die einfacheImplementation in Prozessrechnungsprogramme gewhrleistet.Die detaillierte Beschreibung der Konzepte der beiden Modelle folgt in Kapitel 5und 6 ein Vergleich aus Sicht der Anwendung wird in Kapitel 7 aufgefhrt.GanzwesentlicheRandbedingungdieserArbeitwar,dassusserstumfang-reicheIndizierdatenbereitszurVerfgungstandenundnurpunktuellneueMessungendurchgefhrtwerdenmussten.AllerersterSchrittstelltesomitdieDruckverlaufsanalysederIndizierdatendar.FolgendesKapitel2beginntsomitmit der Beschreibung der wichtigsten Randbedingungen bei der Druckverlaufs-analyse und Arbeitsprozessrechnung, die Basis fr alle weiteren Schritte sind.42Grundlagen zur Arbeitsprozessrechnung und Druck-verlaufsanalyse2.1ZylinderdruckindizierungBasisfrEntwicklungundVerifikation des VerbrennungsmodellsWasvorwenigenJahrennochalsSondermesstechnikbezeichnetwerdenkonnte,istheuteausdemMotorenversuchnichtmehrwegzudenken-dieZylinderdruckindizierung.SelbstreineMechanikuntersuchungenlaufenmeistensstandardmssigmitIndizierung,umviaSpitzendruckberwachungdasAggregatvorberbeanspruchungzuschtzen.BeidensehrhohenLiterleistungen,diegerademitCR-Dieselmotoren,aberauchmithochauf-geladenen Ottomotoren erreicht werden, ein unumgngliches Hilfsmittel.NachderEtablierungderreinenMesstechnikistesnundieAnalysedergemessenenDruckverlufe,diesichimUmbruchbefindetundsichinweitenBereichenvoneinerOffline-AnalyseinRichtungeinerOnline-AnalyseamPrfstandwandelt.UnterdemStichwortderBetriebsmesstechnikfasstmanAnalysegrssenzusammen,dieamPrfstandausdemgemessenenDruckverlaufermitteltwerdenundautomatischandieDatenerfassungdesPrfstandes weitergeleitet werden. Schwerpunktlage, Verbrennungsbeginn und-daueroderdasVerbrennungsgeruschsindnureinigeBeispielesolcherAnalysegrssen.DieOffline-AuswertungdesgemessenenZylinderdruckverlaufes,seiesalsreineBrennverlaufsrechnungoderinKombinationmitgemessenenNieder-druckverlufenwirdalsovermehrtnurnochfrspezielleanspruchsvolleAufgabengefordertsein.NeueBrennverfahrenwiedieOtto-DirekteinspritzungoderzuknftigeCR-SystememitnochmehrFreiheitsgradenmachenesunumgnglich, zum besseren Verstndnis nicht nur integrale Ergebnisgrssen,sondernauchBrennverlufezukennen.Daszweite,oftnochvernachlssigte,abersehrwichtigeAnwendungsgebietderDruckverlaufsanalyseistdiedirekteZusammenarbeitmitderSimulation.JederRechenansatzistaufdenAbgleichmitMessdatenangewiesenundnureinequalitativhochwertigeMessungundAnalyse ist hierfr geeignet. Erweiterungen und neue Modelle knnen erst rechtnur auf einer umfassenden und gesicherten Datenbasis entwickelt werden.DievorliegendeArbeitbautgenauaufdieserPhilosophieauf:Durchkonsequente Analyse und Zusammenstellung von weitestgehend vorhandenenMessungensollendiebeschriebenenneuenVerbrennungsmodelleentwickeltwerden. Diese Modelle bauen somit zu 100% auf Messdaten aus dem Versuchauf.AlleindieserArbeitverwendetenDruckverlufewurdenmitwassergekhltenSensorendesTypsKistler6061Bermittelt.AlsIndiziersystemwurdedasbeiDaimlerChryslerentwickelteMess-undAuswertesystemIDEfix[9]verwendet.DiesesSystembietetnebenvielenOnline-FunktionalittenvorallemeinsehrumfassendesProgrammpaketzurOffline-Druckverlaufsanalyse.Durchdie5offeneStrukturdesinBasicgeschriebenenProgrammsDVA_APR,dassowohlzurDruckverlaufsanalyse(Brennverlaufs-undLadungswechsel-analysen)alsauchzurArbeitsprozessrechnunggenutztwerdenkann,knnendie neuen Verbrennungsanstze problemlos in dieses Programm implementiertwerden.DieshatdenganzwesentlichenVorteil,dasssowohldieDruck-verlaufsanalyse als auch die Simulationsrechnung mit dem gleichen WerkzeugundsomitunterdenexaktgleichenRandbedingungendurchgefhrtwerdenknnen.NhereszurBrennverlaufsrechnungundzudenbentigtenRand-bedingungen findet sich anschliessend in Kapitel 2.2.FrweitereInformationzureigentlichenMesstechnikseiz.B.aufdieLiteraturstellen [10] und [11] verwiesen.Aus den weitestgehend vorhandenen Indizierdaten wurden zur Entwicklung undVerifikationderVerbrennungsmodellenachfolgendenKriterienDatenaus-gewhlt:DatenvonallenHubraumklassenderaktuellenPkw-CR-DieselmotorenvonDaimlerChrysler ([1], [2], [3], [4], [5], [6], [7]) mit den in Tabelle 2.1 gezeigtenEckdaten. (Aufgrund der z.T. lteren verwendeten Daten unterscheiden sichdieangegebenenVerdichtungsverhltnisseleichtvomaktuellenSerien-stand.)Motor Hub [mm] Bohrung [mm] [-]OM 660 79 65.5 19OM 668 84 80 19OM 628 86 86 18.5OM 611(612,613)88.4 88 18.6Tabelle 2.1: Eckdaten der untersuchten MotorenVergleichbareVariationeneinzelnerStellgrssenwie:Rail-Druck,MengeVoreinspritzung etc.GuteMessqualitt,PlausibleMesswertefr,Luftmasse,Kraftstoffmasseetc.Insgesamtwurdenber2000BetriebspunkteausgewertetunddieErgebnisseineinerDatenbankgespeichert.SowohlBrenn-undDruckverlufealsauchintegraleKennwerteknnenausderDatenbankabgerufenwerdenundausserhalbdereigentlichenIndizierdatenauswertungverglichenundanalysiertwerden.Abbildung2.1zeigtschematischdiebeschriebeneStrukturderDatenaus-wertung und Ablage.6Motor, PrfstandIndizierdatenerfassung,Online-AuswertungenDVAAPRVerbren-nungsmodellDatenbankEntwicklung &Verifikation desVerbrennungs-modellsAbbildung2.1:SchematischeStrukturderDatenerfassung,Druckver-laufsanalyse (DVA), Arbeitsprozessrechnung (APR) und Modellentwicklung2.2ArbeitsprozessrechnungundDruckverlaufsanalysemitdem 1-Zonen-Modell2.2.1ModellbildungDaseinfachsteModellzurDruckverlaufsanalysebzw.Arbeitsprozessrechnungist das 1-Zonen-Modell. Dieses setzt im ganzen Bilanzgebiet Brennraum eineeinheitlicheTemperaturundDruckvoraus.WhrenddieAnnahmedeseinheitlichenDruckssehrguterflltist,bestehennatrlichwhrendderVerbrennungsehrgrosselokaleTemperaturunterschiede.JeglicheVorgnge,die eine nichtlineare Abhngigkeit von der Temperatur besitzen, knnen dahernicht aus der einheitlichen Massenmitteltemperatur berechnet werden.Soistz.B.dieNO-Bildung,dieviaArrhenius-GleichungexponentiellvonderTemperaturabhngt,nurbereinMehr-Zonen-Modellberechenbar.DasinKapitel2.3.1beschriebeneModellnachHeiderstellteineneinfachenAnsatzdar,um,ausgehendvonder1-Zonen-Rechnung,miteinemreinenPost-Processor auf eine Temperatur im verbrannten Anteil des Arbeitsmediums unddamit dann auf die NO-Bildung zu schliessen.FrdiealleinigeBerechnungdesBrennverlaufesausdemDruckverlaufoderumgekehrt stellt aber das reine 1-Zonen-Modell laut Pischinger et. al. [12] einegute Approximation dar.rtlicheUnterschiedewerdenbeiderGemischzusammensetzunganalogzurTemperatur nicht bercksichtigt. Statt dessen wird die Vereinfachung getroffen,dassdasmomentanverbrennendeKraftstoff-Luft-ElementsichsofortundvollstndigmitdergesamtenZylinderladungvermischt.Somitergibtsicheine7homogene,zeitlichvariableGemischzusammensetzungmitdemmomentanenVerbrennungsluftverhltnis .UnverbrannterflssigeroderdampffrmigerKraftstoffwirdbeimeinfachen1-Zonen-Modellnichtbercksichtigt.D.h.mantrifftdieAnnahme,dassderKraftstoffalsdampffrmigerKraftstoffindemMomentindenBrennraumkommt,indemerauchumgesetztwird.DieBercksichtigungderVer-dampfungsenthalpie erfolgt ber den Heizwert HU.InKapitel6.2erfolgtimRahmendesphnomenologischenModellseineAbschtzung,diebesttigt,dassdieAbsenkungderMassenmitteltemperaturinfolgeVerdampfungbeiVorgabedesEinspritzverlaufesundModellierungderVerdampfungselbstbeieinemBetriebspunkt,beidemschonrelativvielKraftstoff vor Brennbeginn verdampft, vernachlssigbar gering ausfllt.DerEinflussdernderungderkalorischenEigenschaftenderZylinderladungaufgrundvondampffrmigemKraftstoffistbeitypischenBedingungendesDieselmotorsebenfallssehrgeringunddamitvernachlssigbar:4mgdampffrmiger Kraftstoff (also z.B. eine grosse Voreinspritzmenge) fhren nach30KWausgehendvomStartpunktbei140KWzueinerTemperatur-absenkung in der Grssenordnung von 2-3 K im Vergleich zur Rechnung ohneBercksichtigung des dampffrmigen Kraftstoffs.Die Vernachlssigung des nur sehr kurzzeitig vorliegenden flssigen Kraftstoffsistunproblematisch,dadieserthermodynamischgesehennurzueinerkurzfristigen geringfgigen Verkleinerung des Bilanzvolumens fhrt.DadesWeiterenbeiVerwendungvonDatenausdemnormalenVersuchs-betriebderEinspritzverlaufnurapproximativvorgegebenwerdenknnte,istdiese Vereinfachung bei der Druckverlaufsanalyse als sinnvoll anzusehen.2.2.2Analytische Beschreibung des 1-Zonen-ModellsFr das Bilanzgebiet Brennraum wird der erste Hauptsatz der Thermodynamik,dieEnergiebilanzentsprechendGleichung2.1,aufgestellt.DieEinlass-undAuslassmassenstrme sind bei alleiniger Betrachtung des Hochdruckprozessesgleich Null.+++ ddHddWddQddQddULe W B(2.1)ImFallederDruckverlaufsanalyseistdergemesseneDruckverlaufgegeben,dieeinzigeUnbekannteistderBrennverlaufdQB/d.BeiderArbeitsprozess-rechnungistderBrennverlaufgegebenbzw.wirdmiteinemModellberechnet,die Unbekannte ist der Zylinderdruck pZ.Zur Berechnung der jeweilig gesuchten Grsse sind noch folgende GleichungenundModellezurBeschreibungderinnerenEnergiedU/d,derWandwrmedQW/d,derArbeitdW/dundderLeckagedHLe/dnotwendig.DabeigiltdieVorzeichenkonvention,daseinedemBilanzgebietzugefhrteEnergiebzw.Enthalpie mit einem positiven Vorzeichen bercksichtigt wird.8ZurBerechnungderinnerenEnergiemitGleichung2.2isteinAnsatznotwendig,derdieseinFunktionvonDruck,TemperaturundZusam-mensetzung beschreibt. In dieser Arbeit wird auf den Ansatz von Zacharias [13]zurckgegriffen, der den Realgasfaktor Z, die Enthalpie H und die Entropie S inFunktion der Temperatur, des Drucks und des Luftgehalts beschreibt. + ddmuddumd) u m ( dddUZZZ(2.2)wobei++ ddppuddrruddTTudduZr , TZ T , pZr , pZZZ ZZ(2.3)DieBeschreibungderZusammensetzungdesGasesmitdemLuftgehaltrentsprechendGleichung2.4bietetVorteileimGrenzfallreinerLuft( ).Gleichung 2.5 beschreibt das aktuelle Verbrennungsluftverhltnis (=f()).minL11r+ (2.4)( )UV Vmin R . B BR . L F . LX 1 X1L m m Xm m+ + + (2.5)mL.FstelltdabeidiefrischangesaugteLuftmassedar.mL.RundmB.Rergebensich aus der Aufteilung des Restgases mR.V mit dem VerbrennungsluftverhltnisVindieKomponentenLuftundKraftstoff.NichtzuverwechselnistdieseEinteilungmitderUnterteilungderZylindermassemZininsgesamtverfgbareLuft mL und stchiometrisches Restgas mR. Vergleiche dazu Abbildung 2.2, dieden Zustand vor Verbrennungsbeginn zeigt.mZmR.V=VmL.FmR=1mLAbbildung 2.2: Einteilung der Zylindermasse zum Zeitpunkt Einlass schliesst9Die Berechnung der Wandwrmeverluste mit der Newtonsschen Beziehung 2.6ist,seitdieProzessrechnungvonVerbrennungsmotorenVerbreitunggefundenhat,InhaltvonvielenUntersuchungen.NebenderUnsicherheitbezglichdertreibendenTemperaturdifferenzTZ-TW,mussvorallemfrdieWrmeber-gangszahleinsinnvollerAnsatzgefundenwerden.IndieserArbeitwirdaufdenAnsatzvonBargende[14]zurckgegriffen,demzwareineVormischver-brennungzugrundeliegt,frvorliegendeMotorenabertrotzdemimgesamtenLast- und Drehzahlbereich plausible Ergebnisse liefert. Diese Folgerung basiertzumeinenaufdemVergleichderumgesetztenKraftstoffmassemitdergemessenen,alsoeinerindirektenKontrolledergesamtenWandwrme,zumandern auf einzelnen Auswertungen von geschleppten Druckverlufen. ddt) T T ( AddQW Z ZW(2.6)DerAnsatzvonBargende(Gleichung2.7)beinhaltetimGeschwindigkeitstermberdiespezifischekinetischeEnergiekderZylinderladungauchdieBeeinflussungdurchdieQuetschstrmungbeivorhandenerMulde.DieimVerbrennungstermbentigteTemperaturimunverbranntenTUVkannbeiVerwendungdes1-Zonen-ModellsmitausreichenderGenauigkeitpolytropberechnet werden. ck ist die momentane Kolbengeschwindigkeit.{ } {} ;'11]1

+ ;' ,_

+ 78 . 02k 78 . 0Z477 . 0W Z073 . 0Z2c k 3 / 8p2T TV 5 . 253 (2.7)Wobei der Verbrennungsterm ist:2W ZW UVZUVW ZW VZVT TT TTT) X 1 (T TT TTTX1]1

+ (2.8)n1 nVB . ZZVB . Z UVppT T

,_

(2.9)UV Z VTX1 XTX1T + (2.10)DieWandtemperaturwirdbeiallenindieserArbeitgezeigtenErgebnissenmit200 C bercksichtigt.Die Volumennderungsarbeit folgt aus Gleichung 2.11. ddVpddWZZ(2.11)Wird die Leckage bercksichtigt, muss diese in der Energiebilanz entsprechendGleichung2.12angesetztwerden.DieEnthalpiehbeziehtsichdabeiaufden10ZustandunddieZusammensetzungdesGasesimBrennraum.DerLeckagemassenstromfolgtausdemAnsatzeinerisentropenDrosselstrmungmitdertreibendenDruckdifferenzZylinderdruck-Kurbelgehusedruck.DaallerdingsfrvorliegendeAggregatekeineverlsslichenBlow-By-Messungenvorlagen,dieeinenserisenAbgleichderLeckageflcheermglichthtten,wurde die Leckage fr alle Rechnungen vernachlssigt.ZLe LehddmddH(2.12)Wiebereitseingangsbeschrieben,wirdbeim1-Zonen-Modellangenommen,dassderKraftstoffindemMomentdemBrennraumzugefhrtwird,indemerumgesetztwird.FolglichlsstsichderZusammenhanginGleichung2.13ableiten,derdieMassenderungdesKraftstoffesdirektandiefreigesetzteWrmekoppelt.DeruntereHeizwertvonDieselkraftstoffwirdmit42.9MJ/kgbercksichtigt.SelbstverstndlichistdieserWertvomgenauenKraftstofftypabhngigundkannbeibekanntengenauerenAngabenentsprechendbercksichtigt werden. ddQH1ddmddmBUV . B B(2.13)Gleichung2.14zeigtdieMassenbilanzunterBercksichtigungdesLeckageterms.+ ddmddmddmLe B Z(2.14)Die thermische Zustandsgleichung und deren Ableitung nach dem KurbelwinkelsindschliesslichinGleichung2.15und2.16gezeigt.DieGaskonstanteRZistdabei als die nach Zacharias berechnete Realgaskonstante zu interpretieren.Z ZZ ZZR mV pT (2.15)Z ZZZ ZZZ ZZZZZZR mddmT RddRT mddpVddVpddT +(2.16)2.2.3Wichtige Randbedingungen bei der DruckverlaufsanalyseMitobigenGleichungenlsstsichausgehendvomgemessenenDruckverlaufundeinemnumerischenIntegrationsverfahrenproblemlosaufdengesuchtenBrennverlaufschliessen.DabeisindallerdingseinigeRandbedingungenzubercksichtigen, um bestmgliche Ergebnisse zu bekommen. Da eine plausible,11reproduzierbareDatenbasisunabdingbareVoraussetzungfrdieEntwicklungeinesVerbrennungsmodellsbasierendaufIndizierdatenist,wirdandieserStellekurzaufdiewichtigstenRandbedingungeneingegangen,diebeiderDruckverlaufsanalysebercksichtigtwordensind.DiedabeibeschriebenenVerfahrensindintegralerBestandteildesProgrammsDVA_APRundmusstensomit nur entsprechend parametriert werden.Gemitteltes Arbeitsspiel:StandardmssigwerdenbeiderIndizierung100ArbeitsspieleerfasstundsowohlalsEinzelarbeitsspielealsauchalsgemitteltesArbeitsspielabge-speichert.DieVerwendungdesmittlerenArbeitsspielszurDruckverlaufs-analysebietetdenVorteil,dassstochastischeStrsignale,dieeinesauberethermodynamischeAuswertungerschweren,weitestgehendeliminiertsind.DaimnormalenstrungsfreienBetriebszustanddieZyklenschwankungenbeimDieselmotor sehr klein sind, ist die Mittelung physikalisch unproblematisch.BeimMehrzylindermotoristdesWeiterendieMittelungberdieeinzelnenZylinderangebracht.WegenderzumTeildeutlichenZylinderunterschiede,diesichaufgrundvonInjektorunterschiedenergebenknnen,istdieseMittelungaberimmersehrkritischzubetrachten.InvorliegenderArbeitwurdenMessungenvonMotorenmitSpitzendruckunterschiedenzwischendeneinzelnen Zylindern von mehr als 10% verworfen.Sind sowohl die Zyklen- als auch die Zylinderunterschiede als klein erkannt, istdieVerwendungdesmittlerenArbeitsspielsauchdahingehendsinnvoll,alsdassalleanderenfrdieDruckverlaufsanalysebentigtenRandbedingungenwie Luftmasse, AGR-Rate (AGR: Abgasrckfhrung), Kraftstoffmasse etc. auchmittlere Werte darstellen.AusdiesemGrundsindalleindieserArbeitverwendetenVerlufemittlereVerlufegemitteltberdiegemessenenArbeitsspiele(i.A.100)undalleZylinder (beim Vollmotor).Glttung:TrotzVerwendungvongemitteltenArbeitsspielensinddemgemessenenDruckverlauf noch Signalanteile berlagert, die die thermodynamische Analyseerschweren.DiesknnensowohlreineStrgrssensein,wieVentilpreller,EinstreuungendurchdasAnsteuersignaloderPfeifenschwingungenaufgrundeinesSchusskanalsbeiderIndizierbohrung,alsauchrealauftretendeBrennraumschwingungen.DiethermodynamischeAuswertungwirddadurcherschwert,weilVerfahrenzurNulllinienfindungoderzurautomatischenErmittlungvonVerbrennungsbeginn,-dauerundumgesetzterMengederVor-undHauptverbrennungungenauereErgebnisseliefern.FrdieEntwicklungeines Verbrennungsmodells sind aber gerade diese Kenngrssen sehr wichtig.Aus diesem Grund ist eine Glttung oder Filterung hilfreich.12GuteErfahrungenkonntemitderLagrange-Glttung3.Ordnunggemachtwerden,dieeinensinnvollenKompromisszwischenGlttungundSignal-verflschungdarstellt.TrotzdemistbeischarfenPremixed-Spitzen,seiesbeider Vorverbrennung oder der Hauptverbrennung, eine leichte Verflschung desNutzsignals zu erwarten.Abbildung2.3zeigtzweiBeispielezurVeranschaulichungderbeschriebenenProblematik. Fall 1 zeigt den gewnschten Effekt der Glttung: Die berlagertenSchwingungen werden deutlich gedmpft, was z.B. die Ermittlung des Verbren-nungsbeginnsderHauptverbrennungerleichtert.BeiFall2hingegenwirddasNutzsignalsostarkverflscht,dassderAnstiegunddieHhederPremixed-Spitzenichtmehrplausibelwiedergegebenwerden.BeidengezeigtenBeispielenohneGlttungwurdeimdemprimrinteressierendenBereichderVor- und Hauptverbrennung auf die Glttung verzichtet.Die gleiche Problematik stellt sich auch beim Einsatz von Tiefpassfiltern, da dieNutzsignaleganzhnlicheFrequenzenaufweisenwiedieStrsignale.DesWeiterenstelltsichbeiVerwendungvonFilterndieProblematikderFilterlaufzeit.Abbildung2.3:Vergleichmit/ohneGlttungimBereichderVerbrennung.OM668, Fall 1: n=4200 U/min, pme=6 bar; Fall 2: n=1000 U/min, pme=2 bar13UmtrotzderbeschriebenenProblematikfrjedeAnwendungdiejeweilsoptimale Datenbasis sicher zu stellen, wurde folgendes Verfahren festgelegt:StandardmssigerfolgtdieBerechnungmitderLagrange-Glttung3.Ordnung.BeiBetriebspunkten,diegenauerhinsichtlichdesPremixed-Anteilsuntersuchtwerden,erfolgtzustzlicheineBerechnung,beiderimBereichderVorverbrennungunddeserstenTeilsderHauptverbrennungaufdieLagrange-Glttung verzichtet wird.Nulllinienfindung:MitpiezoelektrischenDrucksensorenwirdnurderwechselndeDruckanteilpZ.SimZylindergemessen,nichtjedochderphysikalischkorrekteAbsolutdruckpZ.Der Druckverlauf muss also um den Betrag pZ verschoben werden:Z S . Z Zp p p + (2.17)IndieserArbeitwirddieNullliniemitdemSummenbrennverlaufskriteriumbestimmt.D.h.mitHilfederForderung,dasswhrendeinesfestgelegtenBereichesderKompressionkeineWrmefreigesetztwird,wirddieNulllinieiterativ korrigiert. Der Bereich wurde fix von 90 bis 140 KW gewhlt.DasSummenbrennverlaufskriteriumistalssehrgenaueMethodezurBestimmungderNullliniebekannt.VoraussetzungistallerdingseineguteSignalqualittimBereichderNulllinienfindung.AusdiesemGrundwurdeauchbei obigen Analysen zur Glttung im Bereich der Nulllinienfindung die Glttungauf jeden Fall beibehalten.BeiderSimulationvongegebenenBetriebspunktenwirddermitHilfederNulllinienfindunggefundeneAbsolutdruckbeiRechenbeginn(i.A.bei90KW)als Startwert fr die Prozessrechnung verwendet.Verdichtungsverhltnis:DasrealimBetriebauftretendeVerdichtungsverhltnisistauszweiGrndenals unsichere Grsse zu bezeichnen:1.DasdurchAusliterndesKompressionsvolumensbestimmtestatischeistfehlerbehaftet.2.Im dynamischen Betrieb treten elastische Bauteilverformungen auf.Nimmtmanz.B.an,dassdasKompressionsvolumendesOM668umnur5%zu klein bestimmt wurde, z.B. aufgrund der Abdichtung des Kolbens, wrde dieseinenderungdesVerdichtungsverhltnissesvonursprnglich19.0auf18.17nach sich ziehen.14EineelastischeBauteilverformungimBetriebfhrtebenfallszueinerVergrsserungdesVolumensundsomitVerkleinerungdesVerdichtungs-verhltnisses.WieAbbildung2.4zeigt,hatdasVerdichtungsverhltniseinendurchausmerklichen Einfluss auf den Brennverlauf. Auf eine plausible Bestimmung mussdeshalb besonderer Wert gelegt werden. Wie Abbildung 2.4 auch zeigt, ist derEinflussvongeradeauchvorBrennbeginninderNhedesoberenTotpunktes (OT) erkennbar: Ein (zu) grosses fhrt zu einem starken Abfall desBrennverlaufesinsNegativevorBrennbeginn.DiesesphysikalischunplausibleVerhaltenkannnunalsKriteriumgenutztwerden,umreinthermodynamischzuoptimieren.DasinIDEfixvorhandeneVerfahrenbildetimBereichderNulllinienfindungdieRegressionsgeradedesBrennverlaufesundkorrigiertiterativso,dassdieSteigungderRegressionsgeradenzuNullwird.Wendetman dieses Verfahren in dem oben beschriebenen Bereich von 90 bis 140 KWfr mehrere Betriebspunkte eines Motors an und bildet aus den so errechnetenVerdichtungsverhltnissen den Mittelwert, so erhlt man einen plausiblen Wert,derdannfralleweiterenAnalysenverwendetwerdenkann.D.h.sowohlDruckverlaufsanalysenalsauchSimulationsrechnungeneinesMotorswerdennach einmaliger Anpassung von mit diesem Wert durchgefhrt.Abbildung2.4:EinflussvonaufdenBrennverlauf.OM668,n=1000U/min,pme=3 barEsseiaberausdrcklichdavorgewarnt,miteinemunplausiblendenBrennverlaufvorBrennbeginnperfektaufNullzutrimmen.GeradeindiesemOT-nahen Bereich ist der Einfluss von den Unsicherheiten Wandwrmeverlust,LeckageundVerdampfungsenthalpievorhandenundwrdedannflschlicher-weisemitdemVerdichtungsverhltniskorrigiert.DesWeiterenreagiertdasVerfahren sensibel auf allfllige Strungen in diesem Bereich.15DieErfahrunghatgezeigt,dassdieReduktiondesVerdichtungsverhltnissesum bis zu ca. 1 bei vorliegenden Motoren plausibel ist. Abbildung 2.5 zeigt dasOptimierungsergebnis beim OM 668.EinTeildiesesEffekteskannaberdurchausauchdurchdieZwischen-speicherung von Masse im Feuerstegspalt hervorgerufen werden.Abbildung 2.5: Ergebnis der -Optimierung am OM 668OT-Lage:Grundstzlich ist die OT-Lage relativ genau bekannt und bedarf keiner weitererAnpassungen.ImnormalenVersuchsbetriebwirddieOT-LageausdemgeschlepptenDruckverlaufermittelt.D.h.ausderLagedesDruckmaximumsundderKenntnisdesthermodynamischenVerlustwinkelswirdaufdengeometrischenOTgeschlossen.DieberprfungderOT-Lagebzw.desthermodynamischenVerlustwinkelskannmittelseinerkapazitivenOT-Bestimmung erfolgenLiegenhingegenOT-Fehlervor,soistderEinflussaufBrennverlaufundKenngrssen wie Mitteldruck und damit Reibmitteldruck sehr gross.EinenachtrglicheKorrekturvonallflligenFehlernistnurschwermglich,sodassMessreihen,beidenenderVerdachtaufeinenfehlerhaftenOTbestand,verworfen wurden.Bei allen in dieser Arbeit verwendeten Messungen erfolgte die OT-Bestimmungaus dem geschleppten Druckverlauf.Iteration:Um aus dem gemessenen Druckverlauf den Brennverlauf zu berechnen, mussdieZylinderladungzumZeitpunktEinlassschliesstbekanntsein.D.h.diefrischangesaugteLuftmassemL.FunddieallflligeRestgasmassemR.Vsindnotwendige Randbedingungen fr die Druckverlaufsanalyse.Die Berechnung der Restgasmasse mR.V wird im nchsten Abschnitt behandelt.DieLuftmassemL.FkannentwederausderLuftmassenmessungbernommenwerdenoder,oftmalsgenauergeradebeikleinen1-Zylinder-Aggregaten,16iterativausdemLuftverhltnisdesAbgasesabgeleitetwerden.GehtmanvoneinemvernachlssigbarenberstrmenvonFrischluftwhrendderVentil-berschneidung in den Auslass aus, so kann das Luftverhltnis des Abgases inguterNherungdemVerbrennungsluftverhltnisVgleichgesetztwerden.Ausdieser Annahme lsst sich die =konstant Iteration ableiten:Ausgehend von einer Startluftmasse erfolgt die Brennverlaufsrechnung, die alsErgebnis aus dem Summenbrennverlauf die umgesetzte Kraftstoffmasse liefert.MitdieserKraftstoffmasseunddemvorgegebenemV,kannnuneineneueLuftmassebestimmtwerdenunddieBerechnungsolangewiederholtwerden,bisdasneuenachderAnalyse,berechnetausumgesetzterKraftstoffmasseund der jeweilig vorgegebenen Luftmasse, dem gewnschten V entspricht.Abbildung 2.6 zeigt schematisch den Vorgang der Iteration.DiesesVerfahrenbietetsichimmerdannan,wennobigeVoraussetzungdergeringenbersplungimLadungswechselerflltistundwennverlsslicheWerte fr das im Abgas vorliegen.Geht man weiter von einer vollstndigen Umsetzung des Kraftstoffes aus, wasunternormalenBetriebsbedingungenbeimDieselmotormitDirekteinspritzungsehrguterflltist,kannausdemVergleichderberechnetenumgesetztenMengemitdergemessenenKraftstoffmengediePlausibilittderRechnungberprft werden.Vorgabe-grssenStart-WerteErgebnis-grssenVmL.FmBDVAmB ausdQBVRechen-grssenmL.FDruckverlaufJa NeinAnpassung mL.FIterationsendeAbbildung 2.6: Schematische Darstellung der =konstant Iteration in IDEfixIndieserArbeitwurdenalleBrennverlaufsrechnungenmitder=konstantIterationdurchgefhrt.DieresultierendenLuft-undKraftstoffmassensindalsoberechneteGrssen,diedannalsRandbedingungenfrdieSimulationverwendet werden.17Restgas:NebenderLuftmassezumZeitpunktEinlassschliesstmussfrdiekorrekteDruckverlaufsanalyseauchderRestgasanteilzudiesemZeitpunktbekanntsein.DiesersetztsichauseinemAnteilinnerenRestgasesundeinemAnteilaus allflliger AGR zusammen.BetriebspunktemitAGRwurdennurdannverwendet,wenndiegenaueAGR-RaterAGRausderCO2-MessungimSaugrohrundimAbgasbekanntwarundfolglichdieRestgasmasseinfolgeussererAGReinfachnachGleichung2.18aus der Frischluftmasse mL.F berechenbar ist.AGRAGR F . LAGR . V . Rr 1r mm (2.18)DasRestgasausinnererAGRbzw.infolgeunvollstndigerSplungimLadungswechselmussentwederbereineLadungswechselberechnungberechnet, oder sinnvoll geschtzt werden.DadiefreineseriseLadungswechselberechnungnotwendigenNieder-druckverlufeimSaugrohrundAbgaskrmmernurrelativseltengemessenwerden,istfrdiehierbentigtesehrumfassendeDatenbasisnureinSchtzwertpraktikabel.InfolgedersehrkurzenVentilberschneidungdervorliegendenMotorenistfolgenderModellansatzzurBerechnungderinnerenRestgasmassevlligausreichend.Abbildung2.7zeigtdieVentilerhebungdesOM 611.Abbildung 2.7: Ventilerhebung OM 611Nimmt man vereinfacht an, dass im Ladungswechsel-OT der Zylinder zu 100%mitVerbrennungsgas,alsoRestgasgeflltist,kanndieseMasseeinfachberdiethermischeZustandsgleichung(entsprechendGleichung2.19)ausdemgemessenenZylinderdruckimLadungswechsel-OT,derAbgastemperaturunddemKompressionsvolumenberechnetwerden.DiesoberechneteRestgas-masse liegt in der Grssenordnung von ca. 4% von der Gesamtmasse. 18Abg Zc GOT ZV . RT RV ) ( pm (2.19)VariiertmandieRestgasmasseausgehendvondemmitGleichung2.19berechnetenWertumdenFaktorbis2sozeigensichnurmarginaleUnterschiede im berechneten Brennverlauf.DiemitbeschriebenenVerfahreninderDruckverlaufsanalyseabgeschtzteRestgasmasse wird als Randbedingung in die Simulation bernommen.BeidehierberechnetenRestgasmassenentsprecheninihrerZusammen-setzung der Zylinderladung nach Abschluss der Verbrennung und weisen somitdasVerbrennungsluftverhltnisVauf.ZurgenauenCharakterisierungderZylinderladung erfolgt deswegen im Folgenden immer die Unterteilung in totaleLuftmasse mL und stchiometrisches Restgas mR.Sensitivittsanalyse Randbedingungen:Um den Einfluss der Unsicherheiten und vereinfachenden Annahmen innerhalbderDruckverlaufsanalyseabschtzenzuknnen,wurdenfrdievierinAbbildung2.8dargestelltenBetriebspunktedieRandbedingungenVerdich-tungsverhltnis , Verbrennungsluftverhltnis V, Wandtemperatur TW, Leckageund Nulllinie entsprechend folgender Tabelle ausgehend vom gegebenen Wertvariiert. VTWLeckage Nullliniet 2% t 3% t 20C 0%, 1% t 0.1 barTabelle 2.2: Variation einiger Randbedingungen der DruckverlaufsanalyseDerEinflussdereinzelnenGrssenaufdenBrennverlaufistbeidendurchgefhrtenVariationeninsgesamtalssehrhnlichzubezeichnen.DasinAbbildung2.8dargestelltemaximaleStreubandergibtsichbeiungnstigerKombination der einzelnen Varianten. Dieses Toleranzband, das noch nicht allemglichenFehlerquellenenthlt,musssomitbeiderWertungvonSimulationsergebnissen immer in Betracht gezogen werden.19Abbildung 2.8: Einfluss der inTabelle2.2beschriebenenModellunsicherheitenauf den Brennverlauf. OM 6112.3Beschreibung von Untermodellen2.3.1SchadstoffemissionStickoxid und Russpartikel sind die beiden wichtigsten Schadstoffkomponentendes Dieselmotors, die mit Hilfe von inner- und aussermotorischen Massnahmenreduziertwerdenmssen,umheutigenundzuknftigenAbgasgesetz-gebungsvorschriften gengen zu knnen.DiefrhzeitigeAbschtzungdieserEmissionen,alsoschonimZugederSimulationsrechnung, ist somit von grosser Wichtigkeit.DadieBildungsmechanismendieserSchadstoffenichtlinearvonderlokalenTemperaturundvonKonzentrationenabhngen,isteinedirekteAbschtzungbasierendaufdem1-Zonen-Modellnichtmglich.DiemeisteninderLiteraturerwhntenRechenanstzebasierensomitauchaufmehrzonigenVerbren-nungsmodellen z.B. [15], [16], [17].Das in dieser Arbeit verwendete und in IDEfix bereits implementierte Modell vonHeider[18]stellteinvereinfachtesModellzurBerechnungderNO-Emissiondar, das als reiner Post-Processor basierend auf der 1-zonigen Arbeitsprozess-rechnung angewendet werden kann.20Von den drei mglichen NO-Bildungsmechanismen Brennstoff-NO, promptesNO und thermisches NO wird der fr den dieselmotorischen Betrieb relevanteMechanismus,diethermischeNO-Bildung,modelliert.DerBerechnungs-vorgang lsst sich dabei in folgende zwei Abschnitte einteilen:GleichgewichtsbetrachtungReaktionskinetik der NO-BildungDa die Reaktionen, die die AusgangsstoffeO&,O2,H&,N2undH O&frdieNO-Bildungliefern,imVergleichzurNO-Bildungdeutlichschnellerablaufen,kannangenommen werden, dass diese Reaktionen sich zu jeder Zeit im chemischenGleichgewichtbefinden.DieKonzentrationenderbeschriebenenStoffelassensich also aus einer Gleichgewichtsrechnung ermitteln. Die Berechnung der NO-Bildungsrate erfolgt dann mittels des erweiterten Zeldovich-Mechanismus.ZurErmittlungderfrdieNO-BildungrelevantenTemperaturinderReaktionszoneverwendetHeidernuneinvereinfachtes2-Zonen-Modell,dasauseinerReaktionszoneundderrestlichenunverbranntenGaszonebesteht.UnterAnnahmeeineskonstantenVerbrennungsluftverhltnissesinderReaktionszone lsst sich deren Masse zu jedem Zeitpunkt aus dem aus der 1-zonigenArbeitsprozessrechnungbekanntenBrennverlaufableiten.ZurendgltigenBestimmungdesZustandesinjederZonewirddesWeitereneinModellzurAbschtzungderTemperaturdifferenzzwischendenbeidenZonenaufgestellt.DiesereinempirischeGleichungbeschreibtdenVerlaufderTemperaturdifferenzinFunktioneineseinzigenParameters,demsogenanntenA-Wert,dermotorspezifischangepasstwerdenmuss.DieAnpassungdesA-WerteserfolgtiterativanhandeinesBetriebspunktesmittelsdergemessenenNO-Emission.In vorliegender Arbeit wurde so vorgegangen, dass der A-Wert fr eine VielzahlvonBetriebspunktenproMotorberechnetunddarausdasarithmetischeMittelgebildet wurde. Dieser motorspezifische Wert wurde dann fr alle SimulationendesjeweiligenMotorsherangezogen.Abbildung2.9zeigtdasErgebnisdiesesVorgehens am Beispiel des Motors OM 668.Abbildung2.9:ErgebnisderA-Wert-IterationinjedemeinzelnenBetriebspunkt(mehrere Messpunkte pro Last- und Drehzahlsttzstelle). OM 66821Insgesamt wurden 153 Betriebspunkte in den ebenfalls dargestellten Last- undDrehzahlsttzstellenanalysiert(VariationdesAnsteuerbeginnsundderMengeder Voreinspritzung in den einzelnen Sttzstellen, alle Punkte ohne AGR).EinBeispielfrdieBerechnungderNO-EmissionmitdemnachobigemVerfahren ermittelten mittleren A-Wert, zeigt schliesslich Abbildung 2.10.Abbildung2.10:BeispielNO-BildungmitdemAnsatzvonHeider.OM668,n=2000 U/min, pme=13.4 barImLaufederAuswertungenzeigtesich,dassmitdemAnsatznachHeiderinweiten Bereichen eine sinnvolle Abschtzung der NO-Emission mglich ist. BeiBetriebspunktenmitAGRkonntehingegendasModellbeivorliegendenMotoren nicht berzeugen, was natrlich eine wesentliche Einschrnkung in derAnwendbarkeitdesAnsatzesdarstellt.TrotzdiesesMankoswirddienachHeiderberechneteNO-EmissionalsKriteriumzurBeurteilungdesVerbrennungsmodells herangezogen, reagiert der Wert doch recht sensibel aufAbweichungen im Brennverlauf.EinhnlicheseinfachesVerfahrenzurBestimmungderRussemissionbasierend auf der 1-Zonen-Rechnung ist dem Autor zur Zeit nicht bekannt. Die22grosse Schwierigkeit ist zudem, dass im Vergleich zur NO-Bildung whrend derVerbrennungzunchstsehrvielRussgebildetwird,wovonallerdingsdergrsste Teil wiederum oxidiert. Die fr die Kalibrierung des Modells vorliegendegemesseneRussemissionstelltsomitdiesehrsensibleDifferenzausRussbildungundOxidationdar.DieRussemissionwirdsomitindieserArbeitnicht berechnet.2.3.2VerbrennungsgeruschDasVerbrennungsgeruschistzueinerwichtigenZielgrssebeiderVerbrennungsentwicklunggeworden.GeradebeidenvorliegendenMotoren,diez.T.auchinderoberenMittel-undLuxusklassezumEinsatzkommen,istderGeruschkomfortnebenFahrleistung,VerbrauchundErfllungdergesetzlichen Abgasvorschriften von grosser Wichtigkeit.DankdervielfltigenFreiheitsgrade,geradebezglichVoreinspritzung,Rail-DruckundAGR,kannauchdasVerbrennungsgeruschgezieltbeeinflusstwerden.DasVerbrennungsgeruschistsomitauchbeiderSimulationalswichtige Output-Grsse zu interpretieren.DesWeiterenbietetsichdasVerbrennungsgeruschalsOutput-Grsseauchdeshalbbesondersan,weildiesessehrsensibelaufAbweichungenimberechnetenDruckverlaufreagiert.EinegutebereinstimmungvomgegebenenVerbrennungsgerusch(d.h.ausdemgemessenenDruckverlaufberechnet)unddemausderSimulationsrechnungfolgendensprichtsomitfreine sehr plausible Modellrechnung. In diesem Zusammenhang muss allerdingserwhnt werden, dass es gerade auch bei dieser Output-Grsse in erster LinieumdiekorrekteWiedergabevonTrendsbzw.nderungengeht.DademgemessenenDruckverlaufunvermeidlichhher-frequenteStrsignaleber-lagert sind, die die Verbrennungsgeruschberechnung beeinflussen knnen, isteinequantitativeWiedergabeeineseinzelnenWertesunterUmstndenmiteiner Arbeitsprozessrechnung schon prinzipiell nicht mglich.DasMotorgeruschkanngrundstzlichentsprechendAbbildung2.11inVerbrennungsgerusch und mechanisches Gerusch unterteilt werden.MotorgeruschMechanisches Gerusch Verbrennungsgerusch (VG)Direktes VG Indirektes VGAbbildung 2.11: Aufteilung des Motorgerusches23DaslastabhngigeVerbrennungsgeruschlsstsichwiederumindirektesundindirektesVerbrennungsgeruschunterteilen.DasdirekteVerbrennungs-gerusch ist der Anteil im Luftschall, der gefiltert durch die Motorstruktur direktaufdenBrennraumdruckverlaufzurckzufhrenist.DasindirekteVerbren-nungsgeruschbeinhaltetwiederummechanischeGeruschanteile,dielastabhngig sind wie, z.B. Kolbenkippen oder Hochdruckpumpengerusche.AuseinemgemessenenodersimuliertenZylinderdruckverlaufkannsomitmittelsFouriertransformationdasAnregungsspektrumabgeleitetundausdiesembeibekanntembertragungsverhaltenderMotorstrukturdasdirekteVerbrennungsgeruschLvgberechnetwerden.Abbildung2.12zeigtdiewesentlichen SchritteAbbildung 2.12: Verbrennungsgeruschberechnung24DieStrukturbertragungbetreffendwirdeinStandardbertragungsmassverwendet,sodassdieErgebnisserelativzueinanderinterpretierbarsind.Miteiner A-Bewertung wird des Weiteren bercksichtigt, dass tiefe und hohe TnevommenschlichenOhralsleiserempfundenwerdenalsTnemitgleichemPegel im mittleren Frequenzbereich [19].Um das Gerusch approximativ mit einem Kennwert zu erfassen, kann aus demVerbrennungsgeruschderSummenpegelberechnetwerden.Dieserermg-licht somit auf einfache Art und Weise eine erste Beurteilung des Gerusches.Fr detailliertere Analysen sind direkt die Anregungsspektren zu betrachten.253Die Verbrennung im schnelllaufenden Common-Rail-DieselmotorWie bereits einleitend erwhnt, zeichnet sich die Verbrennung der vorliegendenCR-Dieselmotorendadurchaus,dassderVerbrennungsablauf,bestehendauseinerVor-undeinerHauptverbrennungganzwesentlichvondenfreieinstellbaren Randbedingungen abhngt. Im diesem Kapitel wird deswegen derEinflussfolgenderGrssenaufdieVerbrennungberschlagsmssigbe-schrieben:Rail-DruckMenge und Lage der Vor- und HaupteinspritzungMenge, Zusammensetzung und Zustand der ZylinderladungDrehzahlDrall (aufgrund Einlasskanalabschaltung EKAS)ZudiesemZweckwerdeneinigeBeispielediskutiertundversucht,ersteInterpretationen fr das beobachtete Verhalten zu finden.DieseZusammenstellungstelltsomiteinewichtigeGrundlagedar,umdieEignungbestehenderModellefrvorliegendeAnwendungzubestimmenvergleicheKapitel4undgleichzeitigersteHinweisefrdiewichtigstenEingangsgrssenderneuenVerbrennungsmodellezugewinnen.DieimfolgendendiskutiertenGrssenwerdendeswegenauchalsInput-Grssenbezeichnet.BasisfrdieseUntersuchungwarenMessreihen,beideneneinzigundalleinedie jeweils betrachtete Grsse variiert wurde. Dies ist aber je nach Input-Grssenichtimmereinfachmglich,daoftmalsdirekteoderindirekte(berdasSteuergert)AbhngigkeitenzuanderenInput-Grssenbestehen.AufdieseProblematikwirdbeideranschliessendenDiskussionderInput-Grsseneingegangen.Rail-DruckAbbildung3.1zeigtdieAbhngigkeitdesBrennverlaufesvomRail-DruckanhandvonzweiBeispielen,einembeimittlererDrehzahlundhoherLastundeinem bei hoher Drehzahl und tiefer Last.AndemBetriebspunktbei2000U/min,dessenHauptverbrennungpraktischausschliesslichdiffusions-gesteuertist,lsstsichdiefrhere,krzereDiffusionsverbrennungbeisteigendemRail-Druckguterkennen.DiemaximaleBrennrate vergrssert sich mit steigendem Rail-Druck und wird frher erreicht.Zu dieser Abhngigkeit tragen folgende Mechanismen bei:MitdemRail-DruckndertsichdieproZeit(undproKW)eingespritzteMenge.MitsteigendemRail-DruckstehtsomitfrhermehrKraftstoffzurVerfgung.DadasErreichendermaximaleBrennrategutmitdem26Einspritzendekorreliert,wirdbeiErhhungdesRail-Druckssomitauchdiemaximale Brennrate frher erreicht.DieEinspritzungisteinwesentlicherTurbulenzgenerator.MitsteigendemRail-Druck steigt also die kinetische Energie des Einspritzstrahles, was eineVerkleinerungderfrdieDiffusionsverbrennungwichtigencharakte-ristischen Mischungszeit nach sich zieht.Abbildung 3.1: Einfluss einer Rail-Druck-nderung. OM 611AndemBetriebspunktbei3500U/ministdersteigendePremixed-AnteilderHauptverbrennung mit steigendem Rail-Druck gut erkennbar. Analog oben lsstsich diese Wirkung des Rail-Drucks einfach interpretieren:BeikonstantemZndverzugsteigtmitdemRail-DruckdiewhrenddesZndverzugeseingebrachteKraftstoffmenge,vonderderPremixed-Anteilganz wesentlich abhngt.EineausgeprgteAbhngigkeitderVorverbrennungvomRail-Drucklsstsichnicht erkennen.DapraktischimmerdieVoreinspritzungvorBrennbeginnderVorverbren-nungbeendetist,luftdieVorverbrennungfastausschliesslichalsPremixed-Verbrennungab.EineAbhngigkeitvomRail-Druckistsomit27hchstens aufgrund des Anfangsmischungszustandes von Kraftstoff mit Luftwhrend der Einspritzung denkbar.EinenderungdesZndverzugesunddamitdesBrennbeginnslsstsichbeidendargestelltenPunktennichterkennen.AusweiterenMessreihenlsstsichallerdingseinesehrgeringeAbhngigkeitdahingehenderkennen,dassmitsteigendem Rail-Druck eine leichte Verkrzung des Zndverzuges vorliegt.AuchderphysikalischeVorgangderVerdampfungbildeteinenTeilderVerzugszeit zwischen Einspritzbeginn und Brennbeginn. Die Verdampfungs-zeitistabhngigvomAusgangstropfendurchmesser,derwiederumvonderAusgangstropfengeschwindigkeitundsomitvomRail-Druckabhngt.EineRail-Druck-ErhhungfhrtzueinerhherenAusgangstropfengeschwin-digkeit, kleineren Tropfen und krzeren Verdampfungszeiten.BeiderAuswertungvonMessreihenmitreinenRail-Druck-nderungenistdarauf zu achten, dass die Ansteuerdauern korrekt angepasst wurden, so dassjeweils die gleiche Menge eingespritzt wurde. Vor allem bei der Voreinspritzungistdieskritischzuprfen,zumalbeieinerRail-Druck-ErhhungdieAnsteuerdauer nicht unter das minimal mgliche Mass gesenkt werden kann.Menge und Lage der VoreinspritzungDiefreiwhlbareVoreinspritzungisteinederganzwesentlichenRand-bedingungen, die das CR-Einspritzsystem bietet.Abbildung3.2zeigtdenEinflusseinernderungdesEinspritzzeitpunktesderVoreinspritzung.AlsprimreWirkungistdeutlicherkennbar,dasseinfrherEinspritzzeitpunktzueinernurnochteilweisenUmsetzungderVorein-spritzmengeinnerhalbderVorverbrennungfhrt,bisschliesslichkeineWrmefreisetzungausdemBrennverlaufmehrabzuleitenist.DabereitsobendieVorverbrennungalspraktischreinePremixed-Verbrennungerkanntwurde,ist dieses Verhalten wie folgt interpretierbar:Lange Zndverzge, die bei frhen Einspritzzeitpunkten zustande kommen,fhrenzueinersehrstarkenDurchmischungderwhrendderVor-einspritzungeingebrachtenKraftstoffmenge.DadieVorverbrennungalsPremixed-Verbrennungabluft,istbeisehrmagerenGemischenz.B.dieEntflammungsgrenzeeinewichtigeRandbedingung,diedenGradderUmsetzung beeinflusst.Der sekundre Einfluss des Einspritzzeitpunktes der Voreinspritzung ergibt sichaus der Wirkung der oben besprochenen unterschiedlichen Vorverbrennung aufdenZndverzugderHauptverbrennung.BeidemBetriebspunktbeitieferLastundDrehzahlinAbbildung3.2lsstsichguterkennen,dassbeigeringerUmsetzung in der Vorverbrennung der Zndverzug der Hauptverbrennung langwird,wasentsprechenddenPremixed-AnteilderHauptverbrennungansteigenlsst.BeisteigenderLastistdiesnurnochansatzweiseerkennbar.Erklrenlsst sich dieses Verhalten wie folgt:28BeitiefenLastenhngtderZndverzugderHauptverbrennungwesentlichvonderinderVorverbrennungumgesetztenEnergieab,dadiesezueinerlokalen Vorwrmung des Brennraums fhrt. Bei hheren Lasten ist aufgrunddeserhhtenLadedrucksunddererhhtenLadelufttemperaturderZndverzugderHauptverbrennungsowiesoschonkurz,sodassdieBeeinflussung durch die Vorverbrennung nur gering ausfllt.Abbildung3.2:EinflussdesAnsteuerbeginnsderVoreinspritzung(ABVE)aufBrennverlauf. OM 66829AuchAbbildung3.3zeigtwiederumeinenderungdesAnsteuerbeginnsderVoreinspritzung,allerdingsergnztumeinenMesspunktganzohneVoreinspritzungundsonstkonstantenRandbedingungen.Eslsstsicherkennen,dassbeidenerstendreiAnsteuerzeitpunktenderVoreinspritzungnoch eine Umsetzung des Kraftstoffes in einer Vorverbrennung sichtbar ist. DienderungdesZndverzugesunddamitauchdesPremixed-AnteilsderHauptverbrennungdieserdreiPunktelsstsichwieobenbeschriebeninterpretieren.BeidenbeidenPunktenmitsehrfrhemAnsteuerbeginnderVoreinspritzungisthingegenkeineVorverbrennungmehrerkennbar,wiederVergleichmitdemPunktohneVoreinspritzungzeigt.DerBrennbeginnderHauptverbrennungdieserdreiPunkteistdannauchsehrhnlich.DereinzigeerkennbareUnterschiedisteineleichtenderungderUmsetzungsrateimerstenTeilderPremixed-Verbrennungdahingehend,dassnichtumgesetzteVoreinspritzmenge zu einer gewissen Verschnellerung dieser Phase fhrt.Aus dieser Beobachtung lsst sich ableiten:Der Zndverzug der Hauptverbrennung wird in erster Linie durch die bereitsbesprocheneVorwrmungdesBrennraumesdurchdieVorverbrennungbeeinflusst.NichtumgesetzterKraftstoffderVoreinspritzungundsomitjenachDruck,TemperaturundZeitauchgewisseVorreaktionsproduktescheineninersterLiniedieerstePhasederPremixed-VerbrennungderHauptverbrennung zu beeinflussen.PrinzipiellanalogeAbhngigkeitenergebensichbeiderdirektenVariationderVoreinspritzmenge bei gleichem Einspritzzeitpunkt.FralldieebenbesprochenenAbhngigkeitenistessomitvongrosserBedeutung,dassdieUmsetzungderVorverbrennunginFunktiondereingespritzten Menge und des Zeitpunktes korrekt wiedergegeben wird.BeidenMessreihen,dieeinenderungdesAnsteuerbeginnsderVorein-spritzung bei konstantem Ansteuerbeginn der Haupteinspritzung beinhalten, istzubeachten,dassaufgrundderDruckwellenausbreitunginderRaildieAnsteuerdauerderHaupteinspritzungangepasstwerdenmuss,damitdiegleiche Menge eingespritzt wird.DabeidenverwendetenMesspunkteni.A.keineexpliziteVermessungdesInjektorsvorlag,sodasskeinabgesicherterZusammenhangzwischenAnsteuerdauer,Rail-DruckundeingespritzterMengebesteht,wirddiezugefhrteKraftstoffmengeausderumgesetztenMengeunterderAnnahmeabgeleitet, dass bei kurzen Zndverzgen die gesamte Menge in der jeweiligenVerbrennung umgesetzt wird.Obwohl mit diesem Vorgehen recht gute Ergebnisse erzielt werden konnten, istdieUnkenntnisdergenaueingespritztenMengenalsUnsicherheitanzusehen,diebeiderVerifikationderSimulationsergebnisseinBetrachtgezogenwerdenmuss.30Abbildung3.3:EinflussdernichtumgesetztenVoreinspritzmengeaufdieHauptverbrennung. OM 611, n=1000 U/min, pme=2 barMenge und Lage der HaupteinspritzungAbbildung3.4zeigteinereinenderungdereingespritztenMengederHaupteinspritzung.D.h.diesewurdebeikonstantemRail-Druckbereinenderung der Ansteuerdauer der Haupteinspritzung erreicht.NaheliegendistdieguterkennbarehhereumgesetzteEnergie,diezueinerVerlngerungderBrenndauerfhrt.InteressantistdasVerhaltendermaximalenUmsetzungsrate:DiesesteigtmitsteigenderAnsteuerdauerzunchstnochan,undbleibtdannweitgehendkonstant.D.h.biszueinemgewissen Punkt hngt das Maximum des Brennverlaufes von der eingespritztenMenge ab, danach ndert sich nur noch die Brenndauer. Bei der Interpretationdieses Verhaltens sind folgende Mechanismen zu beachten:31NaheliegendfrdasZustandekommendermaximalenBrennrateistzunchstdasErreichendermaximalenEinspritzrate.D.h.ausgehendvonsehrkurzenEinspritzdauern,beidenendasPlateauimEinspritzverlaufnochnichterreichtwird,fhrteineVerlngerungderEinspritzungzunchstnoch zu einer Erhhung der maximalen Einspritzrate.Derzweite,vorallembeihherenLastenrelevanteMechanismusistdieVerfgbarkeitdesReaktionspartnersSauerstoff.D.h.defactomussimStrahlgengendSauerstoffverfgbarsein,damiteineErhhungdesverfgbaren Kraftstoffes auch zu einer Erhhung der Brennrate fhrt.Abbildung3.4:EinflussderAnsteuerdauerderHaupteinspritzung(ADHE)aufden Brennverlauf. OM 660, n=2000 U/min, pRail=450 barAbbildung3.5zeigteineVariationdesEinspritzzeitpunktesderHauptein-spritzung durch Anpassung des Ansteuerbeginns. Der Abstand Voreinspritzung- Haupteinspritzung ist dabei konstant gehalten.Bei diesen relativ moderaten nderungen ist gut ersichtlich, dass sich praktischnurderBrennbeginnderHauptverbrennungndertderAblaufderHauptverbrennung ab Brennbeginn aber nur sehr geringfgig. Tendenziell lsstsicheineganzgeringeAbnahmedermaximalenUmsetzungsratebeisptenEinspritzzeitpunktenerkennen.BeiderVorverbrennungerkenntmanhingegendas bereits besprochene Verhalten geringerer Umsetzung bei frhen Einspritz-zeitpunkten. Dies lsst sich wie folgt interpretieren:SolangesichZndverzugundcharakteristischeMischungszeitderHauptverbrennungnichtmassivndern,luftdieHauptverbrennungweitestgehend unbeeinflusst vom Ansteuerbeginn der Haupteinspritzung abnurjeweilsverschobenzumjeweilsneuenBrennbeginn.ErstsehrspteEinspritzzeitpunkte, die zu einer Vergrsserung des Zndverzuges und einerVerbrennungindersptenExpansionsphasefhren,wrdenzueinemdeutlichgendertenBrennverlauffhren,dasichPremixed-Anteilundcharakteristische Mischungszeit strker ndern wrden.32Abbildung 3.5: Einfluss des Ansteuerbeginns der Haupteinspritzung (ABHE) aufden BrennverlaufMenge, Zusammensetzung und Zustand der ZylinderladungDieMengeundZusammensetzungsowieDruckundTemperaturderZylinderladungzumZeitpunktEinlassschliesstwirdfreinenbestimmtenMotorgegebendurchdenLadedruck,dieLadelufttemperatur,dieAGR-Rateund einem im vorliegenden Fall geringen Anteil inneren Restgases.Abbildung 3.6 zeigt den Einfluss einer AGR-Variation auf den Brennverlauf. VorallembeidemBeispielbei3500U/ministderEinflussaufPremixed-undDiffusionsphase erkennbar.TrotzpraktischidentischemBrennbeginnderHauptverbrennungnimmtdieHhe des Premixed-Peaks mit steigender AGR-Rate ab. Dieses Verhalten lsstsich folgendermassen erklren:UnterVerwendungderInterpretation,dassauchdiedieselmotorischeVormischverbrennungvoneinerlaminarenFlammgeschwindigkeitabhngt,lsstsichdiesesVerhaltenaufdiedeutlichlangsamereFlammge-schwindigkeitinAnwesenheitvonInertgaszurckfhren.WieallerdingsauchdieVorverbrennungdiejaeinereinePremixed-Verbrennungist33beim Betriebspunkt bei 1600 U/min vermuten lsst, ist dieses Verhalten erstbei relativ hohen AGR-Raten deutlich.Auch die Diffusionsverbrennung zeigt insgesamt eine mit steigender AGR-Ratelangsamere Umsetzung, wenngleich auch die nderungen moderat sind.Bercksichtigtman,dassauchbeiderreinenDiffusionsverbrennungnebenderdominantencharakteristischenMischungszeitimmerauchdiechemischeKinetikeine(untergeordnete)Rollespielt,istdieetwaslangsamereDiffusionsverbrennungbeihoherAGR-Ratedirektdurchdielangsamere Reaktionsgeschwindigkeit (aufgrund der geringeren Sauerstoff-konzentration) zu erklren.BeiderInterpretationvonBrennverlufenmitAGRmussdesWeiterenderEinfluss der AGR auf die Temperaturen bercksichtigt werden. Zum einen fhrtimBereichdermaximalenTemperaturendiehhereWrmekapazittvonVerbrennungsgasprinzipiellzutieferenProzesstemperaturen,zumanderensteigtaberinderPraxisdieTemperaturdesangesaugtenLuft-Restgas-GemischestrotzallflligerAGR-Khlungan,sodassdasTemperaturniveauinsgesamthherliegt.JenachBetriebspunkthatgeradedieserEffekteinensichtbaren Einfluss auf den Zndverzug.Abbildung 3.6: Einfluss der AGR-Rate auf den Brennverlauf. OM 61134Abbildung 3.7 zeigt den Einfluss der Ladelufttemperatur.Abbildung 3.7: Einfluss der Ansaugtemperatur (Saugrohr) T2 auf den Brennver-laufDergezeigteEinflussderLadelufttemperaturundderjenigedesLadedrucksinAbbildung 3.8 ist in beiden Fllen auf zwei Mechanismen zurckzufhren:Zumeinenwerdendiedirektdruck-undtemperaturabhngigenVorgngebeeinflusst,wasinersterLiniederZndverzugist,aberauchingewissemMassediefrdiePremixed-VerbrennungrelevantelaminareFlammge-schwindigkeit.InbeidenAbbildungenistdienderungdesZndverzugesundderdarausfolgendeEinflussaufdieVorverbrennungunddenPremixed-AnteilderHauptverbrennungguterkennbar.DerjeweilserstedargestellteBetriebspunktmitVoreinspritzungzeigtdeutlichdiebereitsbeschriebenehhereUmsetzungderVoreinspritzungalsVorverbrennungbei krzerem Zndverzug der Vorverbrennung. Beim zweiten Betriebspunkt,ohneVoreinspritzung,fhrtderkrzereZndverzugderHauptverbrennungzueinemgeringerenvorBrennbeginneingebrachtenKraftstoffanteilundsomit zu einem kleineren Premixed-Anteil der Hauptverbrennung.ZumzweitenndertsichdurchLadeluftdruckund-temperaturdirektdieZylinderfllung,wassomitdieSauerstoffkonzentrationverndert.AnalogzumEinflussderAGRzeigtsomitdieDiffusionsverbrennungeineleichte,35durchdiechemischeKinetikzuerklrendeAbhngigkeitvonderZylinder-fllungDesWeiterenwirddasStrahlbildunddieTropfenaufbereitungdurchdieDichte im Brennraum beeinflusst.Abbildung 3.8: Einfluss des Ladedrucks p2 auf den BrennverlaufDieMessreihenmitLadedruck-undLadelufttemperaturvariationenstammenalle von Versuchen am 1-Zylinder-Aggregat, da nur so vergleichbare Versuchs-bedingungengeschaffenwerdenknnen,beideneneinzigundalleindiegerade betrachtete Grsse variiert wird.DrehzahlAbbildung3.9zeigtdenganzwesentlichenEinflussdesbeivorliegendenMotoren sehr grossen Drehzahlbereiches auf die Verbrennung.In dem dargestellten Beispiel wurde der Ansteuerbeginn der Haupteinspritzungbei sonst konstanten Randbedingungen so angepasst, dass der Verbrennungs-beginn der Hauptverbrennung konstant bleibt. So konnte sichergestellt werden,dassnichtextremfrheoderspteVerbrennungslagenzustandekamen,diekeinen Rckschluss auf den direkten Drehzahleinfluss erlauben wrden.36SehrdeutlichlsstsichdiemitsteigenderDrehzahlansteigendeVerbrennungsdauerundabfallendeUmsetzungsratederHauptverbrennungerkennen. Dieses Verhalten ist auf folgende Gegebenheiten zurckzufhren:WegendesbeidiesenVersuchsbedingungenzeitlichkonstantenEinspritz-verlaufesndertsichdieproKWeingespritzteKraftstoffmasseunddamitdie Einspritzdauer in KW proportional zu der Drehzahl. Dies fhrt somit beihoherDrehzahlzueinerlangenEinspritzdauer[KW]mitgeringerRate[mg/KW]imVergleichzutieferDrehzahl.Damiteinhergehendisteinedeutlich tiefere Umsetzungsrate und lngere Brenndauer.Ein weiterer ganz wesentlicher Einfluss der Drehzahl kommt durch das vonderDrehzahlabhngigeTurbulenzniveauzustande.GehtmanvonderVereinfachungaus,dassalleGeschwindigkeitenimBrennraummitdermittleren Kolbengeschwindigkeit skalieren, bedeutet eine DrehzahlerhhungsomiteineVerschnellerungderDiffusionsverbrennungaufgrundeinerkleinerencharakteristischenMischungszeit.GleichzeitigistbeieinerVor-mischverbrennung, durch die hhere turbulente Flammgeschwindigkeit eineschnellere Umsetzung zu erwarten.DieDarstellungdesnormiertenSummenbrennverlaufesderHauptverbren-nung in Abbildung 3.10 zeigt sehr deutlich, dass eine DrehzahlverdoppelungnichtetwazueinerVerdoppelungderBrenndauer(hierals90%-Umsatzpunkt dargestellt) fhrt, sondern weit geringer ausfllt.MitsteigenderDrehzahlsteigtebenfallsderinKWgemesseneZndverzug.UmdengleichenVerbrennungsbeginnderHauptverbrennungzuerreichen,wurde somit entsprechend frher eingespritzt. Da der Abstand Voreinspritzung -Haupteinspritzung konstant gehalten wurde, erfolgt bei hohen Drehzahlen auchdieVoreinspritzungentsprechendfrher.WegenderbeifrhenEinspritz-zeitpunktentieferenZylinderdrckeund-temperaturensteigtderZndverzugderVorverbrennungweiter,wasschliesslichzudembereitsbesprochenenEffekt geringerer Umsetzung fhrt.DesWeiterenfhrteineDrehzahlerhhungaufgrunddeshherenTurbulenz-niveauszueinerstrkerenDurchmischungdeseingebrachtenKraftstoffes,sodassdieAbnahmederumgesetztenMengederVorverbrennungtendenziellfrher zu beobachten ist.EinenderungdesPremixed-AnteilsderHauptverbrennungistbeiderdargestelltenVerbrennung,dieinsgesamtstarkvonderDiffusionsverbrennungdominiertwird,nichtzubeobachten.ZumPremixed-Anteillsstsichaberprinzipiell sagen, dass der Zndverzug der Hauptverbrennung, zeitlich gesehen,sichnichtwesentlichverndertundsomitbeizeitlichkonstanterEinspritzratediewhrenddesZndverzugeseingebrachteMengeweitgehendkonstantbleibt.37Abbildung 3.9: Einfluss der Drehzahl auf den Brennverlauf. Ansteuerbeginn derHaupteinspritzung so angepasst, dass Verbrennungsbeginn Hauptverbrennungkonstant bleibt. OM660, mB=15 mgAbbildung 3.10: Einfluss der Drehzahl auf den normierten SummenbrennverlaufderHauptverbrennung.AnsteuerbeginnderHaupteinspritzungsoangepasst,dassVerbrennungsbeginnHauptverbrennungkonstantbleibt.OM660,mB=15mgUm den Einfluss einer reinen Drehzahlvariation im Versuch zu erfassen, war esnotwendig,neueMessreihenam1-Zylinder-Aggregatdurchzufhren,daimnormalenVersuchsbetriebdiehiernotwendigeForderungeinerreinenDrehzahlvariationbeikonstantenanderenRandbedingungenwieRail-Druckund Ladedruck nicht von praktischem Interesse ist.38DrallDer Drall muss als mgliche Input-Grsse in Betracht gezogen werden, da beimOM611dieMglichkeitbesteht,denFllungskanaldurchdieEinlasskanal-abschaltung (EKAS) bei Bedarf zu schliessen, um das Drallniveau zu erhhen.Tabelle 3.1 zeigt die Drallzahl DRZUT mit und ohne EKAS.DRZUT [-]EKAS aktiv 7.1EKAS inaktiv 2.6Tabelle 3.1: DRZUT mit aktiver (Fllungskanal zu) und inaktiver (Fllungskanaloffen) EKAS beim OM 611 (Werte des untersuchten Bauzustandes)Abbildung3.11zeigtdenEinflussderEKASimunterenLast-undDrehzahlbereich, in der die EKAS zur Anwendung kommt.WiederPunktbeipme=1barzeigt,fhrtdieEKASzueinergeringerenWrmefreisetzunginderVorverbrennung.Diesfhrtwiederumzudembereitserklrten Effekt eines lngere Zndverzuges und hheren Premixed-Anteils derHauptverbrennung.Beipme=4baristdieserEffektwenigerstarkausgeprgt.PassendzuobigerInterpretationbezglichdesEinflussesdesEinspritz-zeitpunktes der Voreinspritzung lsst sich dies wie folgt erklren:DashhereDrallniveaubeiaktiverEKASfhrtzueinergesteigertenVermischungderVoreinspritzung.Wiebereitsbeschrieben,wirdeinzumageresGemischnurnochteilweiseumgesetzt.Davorallembeisehrtiefen Lasten ohne Ladedruckaufbau Drcke und Temperaturen tief sind unddamitderZndverzuglangist,istderEinflussderEKAS-Aktivierungbeitiefen Lasten am grssten.Die Hauptverbrennung des Punktes bei pme=4 bar weist darauf hin, dass auchbeipraktischidentischemBrennbeginnderHauptverbrennungeinegewisseBeeinflussungdurchdieEKASvorliegt.AllerdingsistbeidiesemPunktdieTrennunginPremixed-undDiffusionsanteilderHauptverbrennungnichteindeutigdurchfhrbar.DerdirekteEinflussderEKASaufdiePremixed-VerbrennungderHauptverbrennung(direktheisstalsobeikonstantemVerbrennungsbeginn)liesssichanhanddiesesundderanderenvorliegendenMesspunktenichteindeutigklren,istallerdingsinsgesamtalsgeringanzusehen.Dieerkennbare,wennauchnursehrleichteVerschnellerungderDiffusionsverbrennungisthingegenmitfolgenderInterpretationinEinklangzubringen:DerDrallisteinwesentlicherFaktor,derdieVermischungsteuert.FolglichfhrteinhhererDrallzueinerkleinerencharakteristischenMischungszeit,was die Diffusionsverbrennung beschleunigt.Insgesamt muss aber erwhnt werden, dass auch ohne EKAS das Drallniveauschon recht hoch ist eine Aussage ber das Verhalten bei sehr geringem Drallkann somit anhand der vorliegenden Daten nicht erfolgen.39Abbildung 3.11: Einfluss der EKAS auf den Brennverlauf. OM 611Weitere Randbedingungen:Essollnochmalsdaraufhingewiesenwerden,dassandieserStellenichtaufden Einfluss von Geometrie- oder Komponentennderungen eingegangen wird.DerEinflusssolcherRandbedingungen,wiez.B.Dsennderungensindmiteinfachen empirischen oder phnomenologischen Modellen nicht oder nur sehrbeschrnkt zu bearbeiten und werden folglich an dieser Stelle nicht vertieft.DesWeiterengehenobigeUntersuchungenimmervoneinemnormalenbetriebswarmenZustanddesMotorsaus.Abweichungendavon,diez.B.beieinemKaltstartauftreten,stellennatrlicheineweitereBeeinflussungderVerbrennungdar.AuchdieseRandbedingungenwerdenallerdingshiernichtdetailliert untersucht.40ZusammenfassungAusobigerZusammenstellunglassensichganzallgemeinfolgendeInput-Grssen zusammenfassen:EinspritzverlaufoderAnsteuerbeginnundEinspritzmengederVor-undderHaupteinspritzungsowie Rail-DruckZustandderZylinderladungzumZeitpunktEinlassschliesst(Zusam-mensetzung und Druck)DrehzahlDrall (Strmungsmechanik, Turbulenz)Ob und wie sie in einem Modell bercksichtigt werden, hngt ganz davon ab,welche Anwendungen mit welchem Aufwand bearbeitet werden sollen.414Stand der Technik4.1berblickDieheuteverfgbarenModellanstzezurSimulationderdieselmotorischenVerbrennungdeckeneinsehrweitesFeldbezglichderenKomplexittundDetaillierungsgrad ab.Abbildung 4.1 zeigt die Einteilung in folgende drei Klassen:Nulldimensionale empirische ModellePhnomenologische Modelle (1- oder Mehr-Zonen-Modelle)3-dimensionale CRFD-ModelleIn der Praxis sind die bergnge allerdings teilweise fliessend und nicht immerklar definiert.EmpirischnulldimensionalPhnomenologisch CRFDEingngeGlobale motorischeKenngrssen.+ Einspritzverlauf+ allenfalls vorge-schriebene Interaktionzwischen den Zonen . .+ Strmungs-berechnung Impulserhaltung,TransportvorgngeAusgnge- Brennverlauf- Integrale Kenn-grssen..+ Zeitlich und rtlichaufgelster Zustandder ZylinderladungDimension0 0-2 3.+Zustand in denMassepunktenZonen1-2 1-mO(m)=100n>>mAbbildung 4.1: bersicht VerbrennungsmodelleWieeinleitendbeschrieben,hatdievorliegendeArbeitzumZiel,einempirischesundeineinfachesglobalesphnomenologischesVerbrennungs-modell zu entwickeln. Dementsprechend wird im Folgenden ein berblick berbestehende empirische und phnomenologische Modelle gegeben.FreinengrobenberblickzurCRFD-Simulationseiz.B.aufdieArbeitvonRutlandet.al.[20]verwiesen,diedieWeiterentwicklungundAnwendungs-beispiele des KIVA-Codes zeigt. Eine Zusammenfassung des aktuellen Standsder3-D-SimulationmitdemStar-CD-undKIVA-CodegebenOttoet.al.[21],42whrendTatschlet.al.[22]aktuelleErgebnissedesProgrammsFIREdarstellen.4.2Nulldimensionale empirische ModelleEmpirische nulldimensionale Verbrennungsmodelle basieren typischerweise auffolgenden zwei Hauptkomponenten:1.DieApproximationderrealenVerbrennungmittelseinereinfachenmathematischen Funktion, dem sogenannten Ersatzbrennverlauf.2.Ein empirisches Modell, das die Form des Ersatzbrennverlaufes in Funktiondes Betriebszustandes beschreibt.Dieser Sachverhalt ist bei der Beurteilung eines empirischen Modells immer zubercksichtigenumzuklren,inwiefernderErsatzbrennverlaufund/oderdasempirischeModellgeeignetsind,umdenbetrachtetenVerbrennungstypwiederzugeben.DasempirischeModellbeschreibtdabeitypischerweisedienderungdesErsatzbrennverlaufesausgehendvoneinemReferenzpunkt.DurchdenBezugaufeinenReferenzpunkterfolgtimpliziteinegewisseParametrierungaufdasgegebeneBrennverfahren,wasgeradeindernherenUmgebungdesReferenzpunktes eine treffsichere Berechnung ermglicht.EmpirischeModellesetzeninderRegelnichtaufdemEinspritzverlaufauf,sondernaufglobalenKenngrssenwieKraftstoffmenge,Einspritzdruck,Temperaturenetc.,diedenaktuellenBetriebszustanddesMotorscharakte-risieren.SomitsindempirischeModelleeinfachanwendbarohneweitereBerechnung oder Messung von Einspritzverlufen.DieParametrierungdesModellsistebenfallseinfachdurchfhrbar,dadieseeinzig und allein mit der globalen Grsse Brennverlauf erfolgt.EmpirischeModellebietensichvorallemdannan,wennnacherfolgterParametrierungeineeinfacheundschnelleSimulationderVerbrennungimVordergrundstehtundkeineExtrapolationaufBetriebszustndeerfolgt,diekonzeptionelldurchdiedurchdenfestgelegtenErsatzbrennverlaufbestimmteFormderVerbrennungoderdurchdasModellnichtmehrdargestelltwerdenknnen.DaempirischeVerbrennungsmodelletypischerweiseineine1-zonigeArbeits-prozessrechnung implementiert werden, sind als Output-Grssen all diejenigenGrssen denkbar, die aus einer 1-Zonen-Rechnung folgen.AlsAnwendungsmglichkeitensindz.B.PotenzialanalysenoderauchdieImplementation in ein Ladungswechselprogramm zu nennen.InbeidenFllenstehtdieeinfacheundschnelleBerechnungimVordergrund.Im Falle der Implementation des Verbrennungsmodells in ein Ladungswechsel-43programmistseitensderVerbrennungvorallemdiekorrekteVorhersagedesZustandeszumZeitpunktAuslassffnetausschlaggebend.Zurgesamt-heitlichenBeurteilungdesjeweiligenBetriebszustandes,washeutemeistensbeieinerLadungswechselberechnungeinhergeht,istallerdingsauchdenanderenOutput-GrssendesHochdruckprozessesRechnungzutragen,wasdie Anwendung eines dem Brennverfahren angepassten Modells rechtfertigt.DieModellevonWoschni/Anisitis[23],Oberg[24],Schreiner[25],[26]undZellbecket.al.[27]stellendiewichtigstenbestehendenempirischenAnstzezur Vorausberechnung des Brennverlaufes bei Dieselmotoren dar.DasModellvonWoschniundAnisitis[23]beruhtaufDateneinesMAN1-Zylinder-Aggregats mit einer Bohrung von 240 mm und einem Hub von 300 mmsowieeinerNenndrehzahlvon900U/min.AlsErsatzbrennverlaufwhltWoschnideneinfachenVibe-Ersatzbrennverlauf[28],derberdieParameterBrennbeginnVB,BrenndauerVD,FormfaktormundumgesetzteMengeQBder realen Verbrennung angepasst werden kann. Gleichung 4.1 beschreibt denBrennverlauf nach Vibe.1 my a mVDB Be y ) 1 m ( aQddQ+ + (4.1)Bei a=6.91 ergibt sich eine Umsetzung von 99.9% bei =VB+VD. y ist die aufdie gesamte Brenndauer bezogene Zeit:VDVBy (4.2)BezglichderOutput-GrssenSpitzendruck,LeistungundWirkungsgradlsstsich laut Woschni eine bereinstimmung zwischen Messung und Rechnung miteinemoptimaleingepasstenVibe-Ersatzbrennverlaufvont2%erreichen.AufdiegrssereDiskrepanzbeimDruckanstiegdpZ/dwirdhingewiesen,davorallemderAnfangdesBrennverlaufesmiteinemallflligenPremixed-Einflussnicht optimal wiedergegeben werden kann.DasempirischeModellbeschreibtnundienderungderVibe-FaktorenBrennbeginnVB,BrenndauerVDundFormfaktormbeigendertenRand-bedingungen ausgehend von einem Referenzpunkt.WendetmandasbeschriebeneModellaufdasBrennverfahrendesschnell-laufendenPkw-CR-Dieselmotorsan,soknnenfolgendeDingefestgehaltenwerden:1.AufgrunddesbeimCR-MotorsvorhandenenschnellenerstenTeilsdesBrennverlaufes,derauchbeigeringemPremixed-EinflussaufgrundderschnellenDiffusionsverbrennungauftritt,unddesgleichzeitigvorhandenendieseltypischenzweitenTeilsderVerbrennungmiteinemeherlangsamen44verschlepptenAusbrandistesmitnureinemVibe-Verlaufnichtmglich,sowohl diesen ersten Teil der Verbrennung als auch das Brennende in guterApproximationwiederzugeben.DiesfhrtinFolgedazu,dassauchschondieOutput-GrssenSpitzendruckundMitteldrucknichtgleichzeitiginguterNherungwiedergegebenwerdenknnen.DasBeispielinAbbildung4.2zeigteinenVibe-Verlauf,dersoangepasstwurde,dassereinenbestmglichen Kompromiss zwischen der Beschreibung des ersten Teils derHauptverbrennungunddesBrennendesdarstellt.TrotzdemergibtsichauchbeioptimalerBercksichtigungderVorverbrennungeineAbwei-chungimSpitzendruckvonca.2%,imHochdruckmitteldruckgareineAbweichung von ca. 5.6%. Wird als Brennbeginn der Hauptverbrennung derrealeBrennbeginnverwendet,wirddieAbweichungzudenMesswertennochgrsser,weildannbeiannherndkorrekterWiedergabedeserstenTeils der Hauptverbrennung das Brennende und die umgesetzte Menge nursehr schlecht beschrieben werden knnen.Abbildung4.2:ApproximationderHauptverbrennungmiteinemVibe-Verlauf. OM611, n=2400 U/min, pme=11 bar2.ZurBercksichtigungderVorverbrennungmssteaufjedenFalleineErweiterungdesErsatzbrennverlaufesunddesModellsvorgenommenwerden,dadiesedieOutput-GrssensowohldirektalsauchindirektberdenEinflussderVorverbrennungaufdenZndverzugderHauptver-brennung beeinflusst.3.DiebeimCR-MotorweitgehendfreiwhlbareGrsseRail-Druckwirdinkeiner Art und Weise bercksichtigt. Da der Rail-Druck aber wie in Kapitel 3gezeigt,einenmerklichenEinflussaufdieVerbrennunghat,mssteeineErweiterung vorgenommen werden.Zusammenfassend kann gesagt werden, dass der Ansatz von Woschni/AnisitiszwardurchseineeinfacheStrukturbestichtunddeshalbauchheutenochzurAnwendungkommt[29],ansonstenabersowohlseitensdesErsatzbrenn-45verlaufes als auch des empirischen Modells den Anforderungen der CR-Diesel-Verbrennung nicht entspricht.Das Modell von Oberg [24] zielt im Vergleich zum Ansatz nach Woschni auf dieBeschreibung des Premixed- und Diffusionsanteils der Dieselverbrennung, wasvor allem bei mittelschnell- und schnelllaufenden Motoren von Relevanz ist.ObergsUntersuchungensetzenaufeinemDaimler-Benz1-Zylinder-Aggregatmit140mmHubund128mmBohrungauf.DeruntersuchteDrehzahlbereichreicht bis 2200 U/min.ZurBeschreibungdesPremixed-undDiffusionsanteilswhltObergeinenDoppel-Vibe-ErsatzbrennverlaufderersteVibe-VerlaufbeschreibtdiePremixed-Verbrennung,derzweiteTeildieDiffusionsverbrennung.DieVibe-ParameterBrennbeginnVB,BrenndauerVD,FormfaktormundumgesetzteMengeQBmssensomitsowohlfrdenPremixed-Vibe-Verlaufalsauchfrden Diffusions-Vibe-Verlauf definiert werden.DasempirischeModellbeschreibtnunwiederumdieParameterdesErsatz-brennverlaufes in Funktion der aktuellen Betriebsbedingungen des Motors.InBezugaufdasvorliegendeBrennverfahrendesPkw-CR-Dieselmotorslsstsich der Ansatz von Oberg wie folgt beurteilen:1.GrundstzlichbietetderzweiteiligeErsatzbrennverlaufdieMglichkeit,denerstenTeilderHauptverbrennungmitdenauftretendenhohenGradientenbesserzubeschreiben.DietypischezweistufigeDieselverbrennungmiteinemausgeprgtenPremixed-PeakundeinerklarenDiffusionsphasevergleicheAbbildung4.3trittallerdingsnurseltenauf,solangemiteinerVoreinspritzung gefahren wird, die zu einer merklichen Wrmefreisetzung inderVorverbrennungfhrt.BeianderenPunkten,wiez.B.derinAbbildung4.2 dargestellte Betriebspunkt, bei denen die klare Trennung von Premixed-undDiffusionsphasenurschwermglichist,bietetderzweiteiligeErsatzbrennverlaufzwarmehrFreiheitsgrade,wasgrundstzlicheinebessereApproximationdeserstenTeilsderVerbrennungermglicht,diemodellmssigeEinpassungderbeidenVibe-Verlufegestaltetsichaberusserst schwierig.Liegt eine Verbrennung entsprechend Abbildung 4.3vor,sokannderersteTeilderVerbrennungsehrgutapproximiertwerden.SokonntefrdasgezeigteBeispielderSpitzendruckauf0.5%unddieNO-Emissionaufknapp 5% genau berechnet werden. Trotzdem bleibt auch in diesem Fall dieProblematik,dassderrelativlangeAusbrandnurschlechtmiteinemVibe-Verlaufmodelliertwerdenkann.EntsprechendistdieAbweichungimHochdruckmitteldruck mit ber 5% relativ hoch.46Abbildung4.3:ApproximationderHauptverbrennungmitzweiVibe-Verlufen. OM628, n=4200 U/min, pme=4 bar, ohne Voreinspritzung2.AuchindiesemFallmssteeinVorverbrennungsmodellhinzugefgtwerden. Dies wrde also insgesamt zu einem dreiteiligen Ersatzbrennverlauffhren.3.ZudenGleichungendesempirischenModellsistzubemerken,dassderBezugaufeinenReferenzpunktalssehrwichtigzuerachtenistundbeieiner Gleichung von Oberg nicht mglich ist.DieGleichungfrdieBestimmungderVerbrennungsdauermsstefrvorliegendeAnwendungsichermiteinerDrehzahlabhngigkeitversehenwerden, da diese laut Kapitel 3 doch sehr stark ausgeprgt ist.DiewohlwichtigsteGleichungdesModellsistdieGleichungzurBeschreibungderAufteilungderumgesetztenWrmeaufdiebeidenVibe-Verlufe, den Premixed- und Diffusions-Vibe-Verlauf. Geht man davon aus,dassdieinderPremixed-PhaseumgesetzteMengesichdirektanderwhrenddesZndverzugeseingebrachtenMengeorientiert,msstesicherderRail-Druckbercksichtigtwerden.Nimmtmanvereinfachteinenrechteckfrmigen Einspritzverlauf an, so ist die whrend des Zndverzugeseingebrachte Menge unter Verwendung der Bernoulli-Gleichung proportionalzu Rail ZV Z Rail ZVp p p .ImAnsatzvonObergistkeinBezugzumRail-DruckpRailenthalten,derZndverzugZVwirdmiteinemExponentenvon 1.83 bercksichtigt.Zusammenfassendlsstsichsomitfesthalten,dassdankdesgewhltenErsatzbrennverlaufeseineguteApproximationdeserstenTeilsderVerbren-nung mglich ist, die Schwche der Beschreibung des Verbrennungsendes miteinemVibe-Verlaufaberbleibt.AusSichtderCR-VerbrennungistzumeinendieEinteilunginPremixed-undDiffusions-Vibenichtimmereinfachmachbar,zum anderen fehlen im Modell wichtige Abhngigkeiten von Randbedingungenwie Drehzahl und Rail-Druck. 47DieUntersuchungenvonSchreiner[25],[26]basierenaufDatenvonMTU-Motoren mit einem Zylinderhubvolumen von 1 bis 11.6 dm3 und Drehzahlen bis3000U/min.EntsprechenddiesemweitenSpektrumliegenauchdiebereitsbekanntenProblemewiedieBeschreibungdesPremixed-AnteilsunddesBrennendesvor.DasZielderArbeitvonSchreineristsomitauchdieverbesserte Erfassung dieser beiden Problemkreise.DervonSchreinerentwickelteErsatzbrennverlauf,derPolygon-Hyperbel-Ersatzbrennverlauf, kann dank des Polygonzuges zur Beschreibung des erstenTeilsderVerbrennungproblemloseinenausgeprgtenPremixed-Peakwiedergeben.DankdesHyperbelverlaufeskannschliesslichauchdasBrennendeinguterApproximationbeschriebenwerden.BeiderHyperbelhandeltessichimstrengmathematischenSinnnichtumeineHyperbelderallgemeinenFormf(x,y):1 /b y - /a x2 2 2 2 ,sonderneineGleichungderForm( )3c0 2 1x x c c ) x ( f y + .DerBegriffHyperbelwirdabertrotzdembeibe-halten.WesentlicherGedankedesModellsvonSchreineristnun,dassdasModellnichtdirektalleParameterdesErsatzbrennverlaufesbestimmtsomitalsoauchvlligabstrakteGrssenwiedieHyperbelparametersonderncharakte-ristische Punkte der Verbrennung, wie in Abbildung 4.4 dargestellt.DieeigentlichenParameterdesErsatzbrennverlaufeslassensichdannausdementstehendenGleichungssystemeindeutigberechnen.SchreinerstelltsomitfrfolgendecharakteristischePunkteGleichungenauf:Verbrennungs-beginn(1),HhedesPremixed-Peaks,Premixed-Anteil,relativeLagedesPremixed-Peaks(2-1),BrenndauerbisSchwerpunkt,BrenndauerBeginnPlateau(4-1),BrenndauerPlateau-Phase(5-4),BrenndauerbisVerbren-nungsende (6-1) und Hhe des Brennverlaufes bei Verbrennungsende.BezogenaufvorliegendesBrennverfahrenlsstsichderAnsatzvonSchreinerwie folgt beurteilen:1.DergewhlteErsatzbrennverlaufbietetzumerstenMaldieMglichkeit,sowohldenBrennbeginnvorallemwenndieserdurcheinenausgeprgtem Premixed-Anteil dominiert wird als auch das Brennende inguterApproximationwiederzugeben.Abbildung4.4zeigtdenbereitsinAbbildung4.3dargestelltenBetriebspunktmitdemoptimaleingepasstenErsatzbrennverlaufvonSchreiner.FrdieOutput-GrssenSpitzendruck,HochdruckmitteldruckundNO-EmissionbetrgtdieAbweichungfrdasgezeigte Beispiel zwischen Druckverlaufsanalyse und Rechnung weniger als1%.Allerdings ist auch hier wiederum die Problematik gegeben, dass bei einemweichen,nichtklarerkennbarenbergangderPremixed-PhaseindieDiffusionsphase,wieerbeiderCR-VerbrennungmitVorverbrennunginweiten