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Das Inzylindereinlasssystem Der Gastransport Die Analyse des Brennraumgases auf den Öldampfanteil, erfordert einen Gastransport vom Brennraum zur Ionenquelle des Massenspektrometers. Wie Strömungssimulationen zeigen werden, haben die periodisch wechselnde Druck- und Temperaturbedingungen im Zylinder einen Einfluss auf den Transportprozess. Die Transferzeit des Gases vom Brennraum zum Analysator wird zyklisch verändert. Als Folge ist das gemessene Signal zu den im Brennraum herrschenden Bedingungen zeitlich versetzt.

Abbildung x.1:

Der Gastransport

Hierbei ist der Verlauf nicht nur um einen konstanten Faktor auf der Zeitachse verschoben, vielmehr werden die Arbeitstakte 1 und 2 gestaucht und die Takte 3 und 4 gestreckt. Maßgeblich hierfür ist, dass der steigende Zylinderdruck in der Kompressionsphase eine Beschleunigung des Gastransfers bewirkt. Auf den fallenden Druck im Expansionstakt folgt eine Verringerung der Strömungsgeschwindigkeit. Die Abbildung x.2 zeigt das Verhalten von Druck und Gasgeschwindigkeit in einer Kapillare. In dieser Simulation wurde der Eingangsdruck in einer Stufe von 10 auf 5 bar reduziert. Der Druckverlauf zeigt deutlich, dass schnelle Absinken am Eingang auf der linken Seite sowie eine Maximum welches mit der Zeit nach rechts auswandert. Die daraus resultierende Strömungsgeschwindigkeit ist während dieser Phase am Kapillareingang negativ. Das System reagiert auf das Ereignis, indem es den überschüssigen Druck in Gegenrichtung über die Eingangsseite entlädt. Während des Ausgleichprozesses wird kein Gas vom Einlass zum Auslass transportiert.


Abbildung x.2:

Entstehungsprozess einer Rückströmung in einer Kapillare

Für ein optimiertes Einlasssystems lassen sich die folgende Eigenschaften ableiten: •

Das Gas wird stets in Richtung des Analysators geleitet, d.h. dass in allen Betriebspunkten des Motors, während des gesamten Arbeitsspieles die Strömungsgeschwindigkeit im Einlasssystem positiv sein muss.

Druck- und Temperaturänderungen werden über die Transferstrecke abgebaut, d.h. der Massenstrom in den Analysator muss konstant sein.

Aufbau Mit Hilfe von dynamischen dreidimensionalen Strömungsberechnungen (CFD) wurde im Rahmen des FVV-Projektes „Ölverdampfung 2“ ein Inzylindereinlasssystem entwickelt. welches den oben aufgeführten Ansprüchen genügt. Das System besteht im wesentlichen aus einer Sondenspitze, einer Transferstrecke und einem Vorvakuumbereich mit geregeltem Druck. Die Sondespitze verbindet den Brennraum mit der Transferleitung. Zu diesem Zweck wird in den Zylinderkopf ein Schraubadapter installiert. Wie in Abbildung x.3 zu sehen ist, befindet sich der Ort der Probenahme zwischen Einlassventil und Zündkerze des Zylinder 1. Die Adaptervorderseite schließt bündig mit der Brennraumwand ab und ist mit einer Bohrung versehen, die die erste Stufe im Einlasssystem bildet. Im weiteren Verlauf zum Massenspektrometer folgt eine Reihe von Kapillaren, deren Innerer Durchmesser stufenweise zunimmt. Hierbei wird ein Querschnittsflächenverhältnis von Eingang zum Ausgang von 1:100 erreicht. Abbildung x.4


Abbildung x.3: Probenahmeposition im Zylinder 1 des Versuchsmotors

In den Ausgangsbereich der Transferkapillare ragt die Restriktionskapillare, die zur Ionenquelle führt, hinein. An dieser Stelle ist über ein T-Stück eine Absolutdruckmessung angeschlossen die zur Druckregelung dient. Eine Pumpe generiert, getaktet über ein Ventil, am Ausgang der Transferkapillaren einen einstellbaren Druck von p = 200 mbar. Mit einem Vakuumtank werden Druckpulsationen von der Druckregelung abgedämpft. Alle Bauteile die auf dem Pfad des Brennraumgases zur Ionenquelle des Massenspektrometers liegen sind geregelt auf T = 250 °C beheizt. Der Schraubadapter wird über den Zylinderkopf und den Brennraum selbst beheizt.

Abbildung x.4:

Schematische Darstellung des Inzylindereinlasssystems


Berechnung des Gastransportes Die Strömungsberechnung des Einlasssystems wurde dreidimensional mit ANSYS CFX® durchgeführt. Die Geometrie des Einlasssystems wurde mit CAD erzeugt und für CFX vernetzt. Hierbei ist der gesamte am Gastransport beteiligte Bereich des Einlasssystems berücksichtigt worden. Die verwendeten Kapillaren sind innen mit Quarzglas beschichtet, deshalb wurden diese Teile in der CFD Simulation als glatt definiert. Der Bereich des Brennraumes und die Ionenquelle wurde mit einem zylindrischen Volumen dargestellt. In dem Bereich der Ionenquelle verlieren die Navier-Stokes Gleichungen auf Grund des dort vorherrschenden niedrigen Druckes ihre Gültigkeit. Hier kommt es zu einer molekularen Strömungsform, welche nicht mit CFD berechnet werden kann. Für die Berechnung des Gastransportes ist dies jedoch unerheblich, weil der gesamte interessierende Teil – vom Brennraum bis zu der Ionenquelle - im Gültigkeitsbereich der CFD-Rechnung liegt. Randbedingungen Für die Kapillaren und die Ionenquelle wurden die thermischen Randbedingungen der Tabelle x.1 vorgegeben.

Tabelle x.1:

Ort

Temperatur [°C]

Transferkapillare Stufe 1

250

Transferkapillare Stufe 2

250

Transferkapillare Stufe 3

250

Transferkapillare Stufe 4

250

Restriktionskapillare

250

Ionenquelle

250

Statische Temperaturrandbedingungen

Weiterhin wurde der Ausgang am Ende der Stufe 4 als Öffnung mit einem statischen Druck definiert. Die Ionenquelle geht als Auslass in das Model ein. Tabelle x.2

Tabelle x.2:

Ort

Druck [Pa]

Ausgang am Ende der Stufe 4

20 000

Ionenquelle

1,33

Statische Druckrandbedingungen


Abbildung x.6:

Dynamische Druck- und Temperaturrandbedingungen am Einlass Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Brennraumseitig ist eine Öffnung mit dynamischen Randbedingungen definiert worden. An dieser Stelle wurde der Zylinder Druckverlauf aus Messungen am Versuchsträger vorgegeben. Die Kurbelwinkelabhängige Brennraumtemperatur aus der Kreisprozessberechnung bildet die Temperaturbedingungen am Eingang ab. Diese Daten sind Betriebspunktabhängig, in Abbildung x.6 sind die Werte für den Betriebspunkt TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm gezeigt. [Literatur Stelle Abschlussbericht Ölverdampfung 1] Strömungsmodel Die Simulationsparameter für die CFD Berechnung setzen sich zusammen aus dem Fluid, dem Wärmeübergangsmodell, dem Turbulenzmodell sowie einer zusätzlichen Variablen der Konzentration. Tabelle x.3 Fluid

Luft – Ideales Gas

Wärmeübergangsmodell

Totale Energie

Turbulenzmodell

K-ω

Konzentration

Volumetrische Transport Gleichung

Tabelle x.3: Simulationsparameter


CFD-Lösung Der CFX-Löser wurde initialisiert mit den Bedingungen pIN und TIN zu t = 0 s, bzw. φ = 0 ° KW. Die errechnete Lösung ist als Startwert für die transiente Berechnung verwendet worden. Der Druck pIN und die Temperatur TIN sind für den nächsten Zeitschritt als Eingangsrandbedingung eingesetzt worden. Dies wurde für ein Arbeitsspiel durchgeführt bis φ = 720 ° KW erreicht war. Anschließend fand die letzte Lösung Verwendung um eine erneute transiente Berechnung zu initialisieren. Diese Schritte sind wiederholt worden, bis das System einen eingeschwungenen Zustand erreichte, Abbildung x.7. Bei ausbleibender Konvergenz der Lösung wurden Zeitzwischenschritte eingefügt, bis die Konvergenzgrenze unterschritten wurde.

Abbildung x.7: Lösungsschema


Ergebnisse Die Abbildung x.8 zeigt den Druckverlauf über das Einlasssystem für jede viertel Umdrehung der Kurbelwelle. In allen Fällen ist der Druckgradient vom Brennraum zur Ionenquellen hin negativ, keine Rückströmung. Weiterhin ist der Druckverlauf im vorderen Teil der 4-Stufenkapillare stark vom wechselnden Zylinderdruck abhängig. Im hinteren Bereich ist das nicht der Fall, der Druckverlauf über die Restriktionskapillare ist für alle Kurbelwinkel konstant.

Abbildung x.8:

Druckverlauf im Einlasssystem Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Die Geschwindigkeitsprofile in Abbildung x.9 spiegeln dieses Verhalten wieder. Es ist zu erkennen, dass für alle Kurbelwinkel der Geschwindigkeitsverlauf für den Gastransport stets positiv, jedoch nicht konstant ist. Eine kontinuierliche Gasentnahme aus dem Brennraum ist somit in allen Takten sichergestellt. Dieses Verhalten wird durch eine starke Druckabsenkung im vorderen Bereich des Einlasssystems erreicht. Die Stufen 1 und 2 bewirken in diesem Fall eine Verringerung der in der Transferstrecke enthaltenen Masse und ermöglichen so ein schnelles Folgeverhalten des ganzen Systems auf wechselnde Eingangsdruckbedingungen.


Abbildung x.9:

Strömungsgeschwindigkeitsverlauf im Einlasssystem Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Diese dynamische Eigenschaft steht im Gegensatz zu einer einfachen Kapillarverbindung, in der der meiste Druck im hinteren Teil der Transferstrecke abgebaut wird. Die große enthaltene Masse im vorderen Bereich des Systems steht einem schnellen Folgeverhalten durch ihre Trägheit im Wege, vgl. Abbildung x.2. Der Verlauf der Temperatur im Einlasssystem zeigt im vorderen Bereich eine starke Abhängigkeit von der Brennraum Temperatur. Abbildung x.10 verdeutlicht weiterhin, dass die beheizte Kapillare auf dem Weg zur Ionenquelle des Massenspektrometers, konstante Bedingungen gewährleistet.


Abbildung x.10:

Temperaturverlauf im Einlasssystem Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Die Auswertung der Massenströme ergibt, dass nach einem Arbeitsspiel dem Zylinder 2 mg Masse entnommen wurden, Abbildung x.11. In dieser Zeit wir der Ionenquelle des Massenspektrometers, in einem zeitlich konstanten Gasstrom insgesamt 0,2 µg der Brennraummasse zur Analyse zugeführt.

Abbildung x.11:

Entnommene Brennraummasse und der Ionenquelle zugeführte Masse Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm


Transferzeit Die Ermittelung der Transferzeit für Konzentrationen durch das Einlasssystem erfolgt in der CFD-Berechnung mit Hilfe von Transportgleichungen. Hierzu werden am Eingang des Systems in regelmäßigen Abständen – alle 60 °KW - Konzentrationspulse vorgegeben. Deren Ausbreitungsweg durch das System ist Abhängig von den lokalen StrömungsGeschwindigkeiten. Die Zeitspanne zwischen Start am Einlass und Ankunft in der Ionenquelle entspricht der Transferzeit. Abbildung x.12 zeigt den Pfad der Konzentrationspulse für ein Arbeitsspiel. Steile Pfade zeigen eine hohe Gasgeschwindigkeit an.

Abbildung x.12:

Konzentrationspfade durch das Einlasssystem Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Die Resultierende Transferzeit über ein Arbeitsspiel ist der Abbildung x.13 zu entnehmen. Maximal werden beim Gaswechsel 26 ms für den Transport benötigt. Die Minimale Transferzeit tritt kurz vor ZOT mit 17 ms auf. Das hat zur Folge, dass die mit dem Massenspektrometer detektierten Signale auf der Zeitachse verzerrt wiedergegeben werden.


Abbildung x.13:

Transferzeit des Einlasssystems Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Die CFD-Ergebnisse zeigen für dieses kontinuierliche Übertragungssystem welches den Druck- und Temperaturbedingungen des Brennraums ausgesetzt ist, dass der 1. und 2. Takt gestaucht wird (fallende Transferzeit in dieser Phase) bzw. der 3. und 4. gestreckt ist – steigende Transferzeit. In Abbildung x.14 wird dies für die Arbeitstakte dargestellt.

Abbildung x.14:

Taktverzerrung auf der Zeitachse Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm


Transferzeitkorrektur Die Laufzeitunterschiede erfordern eine Korrektur der Zeitachse. Sind die Transferzeiten bekannt z.B. aus einer CFD-Berechnung, kann diese prinzipiell vorgenommen werden. Dieses Vorgehen birgt jedoch einige Risiken, da die physikalischen Randbedingungen die während der Messung galten, exakt abgebildet werden müssen. Weiterhin ist die Berechnung zeitintensiv, ca. 1 Tag auf einem aktuellen PC System (2,40 GHz Intel Core 2

Duo) wird pro Betriebspunkt benötigt. Eine wesentlich schnellere Methode wurde im Rahmen der vorliegenden Arbeit entwickelt. Sie basiert auf Messdaten des Massenspektrometers, die mit dem installierten Einlasssystem, in dem zu untersuchenden Betriebspunkt gewonnen wurden. Hierbei wird die im Brennraum vorliegende, bekannte CO2 – Konzentrationen CO2 Sim mit der Messung CO2 Mess verglichen.

Abbildung x.15:

Genetischer Algorithmus zur Transferzeitenbestimmung auf Basis von Messdaten

Ein genetischer Algorithmus generiert eine Transferzeitkorrekturfunktion S. Diese wird auf die Messung CO2 Mess angewandt und der Unterschied zur bekannten Konzentrationen CO2

Sim

wird in einem iterativen Verfahren minimiert. Ist dieser minimal, kann die

Transferzeitkorrekturfunktion S verwendet werden um alle weiteren in dem Betriebspunkt gemessenen Komponenten auf der Zeitachse korrekt zuzuordnen, siehe Abbildung x.15. Die Gegenüberstellung der gemessenen Transferzeit, die sich aus S ergibt, mit den Pulslaufzeiten aus der CFD-Berechnung wird in Abbildung x.16 gezeigt. Die Ergebnisse zeigen einen vergleichbaren Verlauf mit einem Maximum bei GOT und einem Minimum um ZOT. Die absoluten Werte weichen bei GOT um maximal 6 ms von einander ab.


Abbildung x.16:

Transferzeiten im Vergleich: CFD-Ergebniss und CO2-Messung Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Brennraummessung

Die Messung der Gaszusammensetzung des ersten Zylinders wurde an der in Abbildung x. 3 gezeigten Entnahmestelle im Brennraum durchgeführt. In Abbildung x.17 sind Sauerstoff O2, Toluol, Kohlendioxid CO2 und die Ölkonzentration dargestellt. Die gemessenen Verläufe von Sauerstoff, Toluol und Kohlendioxid können den Arbeitstakten sinnvoll zugeordnet werden. Das Sauerstoffsignal zeigt bei GOT eine niedrige Konzentration, die aus dem Kompressionsvolumen stammt, welches noch mit Restgas aus dem vorherigen Arbeitsspiel gefüllt ist. Mit der Abwärtsbewegung des Kolbens wird frisches Luft-Kraftstoff-Gemisch angesaugt, das Signal reagiert mit einem sofortigen Ansteigen der Konzentration. Die einsetzende Verbrennung bei ZOT reduziert die Sauerstoffkonzentration, weil es mit den Kohlenwasserstoffen des Kraftstoffes zu H2O und CO2 reagiert. Toluol zeigt als Kohlenwasserstoff Vertreter des Kraftstoffes ein vergleichbares Verhalten, jedoch weist die Anstiegsphase direkt nach GOT eine Überhöhung auf, welche mit Gemisch Inhomogenitäten erklärt werden kann. Kohlendioxid zeigt als Verbrennungsprodukt ein gegenläufiges Verhalten. Das im Kompressionsvolumen enthaltene CO 2 -Restgas wird mit einströmender Luft-


Kraftstoffmischung nach GOT verdünnt und sinkt auf ein Minimum. Mit einsetzender Verbrennung bei ZOT steigt das Signal wieder an und erreicht ein Plateau.

Abbildung x.17:

Laufzeitkorrigierte Messergebnisse von Sauerstoff, Kohlendioxid, Toluol und Öl Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm

Das Öl-Signal weist ebenfalls im Restgas des Kompressionsvolumens bei GOT eine hohe Konzentration auf. Der signifikanteste Signalanstieg wird durch die, auf die Zündung folgende, Verbrennung generiert. Im 3. Takt ähnelt der Signal-Verlauf dem der Brennraumtemperatur, vgl. Abbildung x.4. Während der Ausschiebephase im 4. Takt herrschen im Zylinder, bezüglich Druck und Temperatur vergleichsweise stabile Bedingungen. Die Ölkonzentration steigt in dieser Zeit stetig auf ein Maximum an.

Datenaufnahme und Mittelung Für die Ermittelung eines repräsentativen Arbeitsspiels werden die MS-Daten in ein zweidimensionales Array gespeichert. Die Matrix umfasst 200 Zeilen für jedes Arbeitsspiel und 720 Spalten für jeden vollen Grad Kurbelwinkel. Mit dem ZOT Impuls wird in der nachfolgenden Zeile von vorne begonnen. Bei höheren Drehzahlen (n > 2000 min-1) kann Aufgrund der vorgegebenen Taktrate des Messsystems (12.5 kS/s) nicht jedes Grad


Kurbelwinkel einem Messwert zugeordnet werden. An diesen Stellen wird linear interpoliert. Der arithmetische Mittelwert über die Spalten ergibt das gemittelte Arbeitsspiel. Bestimmung der Ölkonzentration Die in Kapitel 4.3 beschriebene Kalibriereinrichtung erzeugt Öldampf mit vorwählbaren Konzentrationen. Unter Berücksichtigung des eingestellten Gasflusses, der Tröpfchenrate und des Ölgewichtes pro Tröpfchen ergibt sich eine Konzentration. Die Umrechnung der in eine Konzentration

erfolgt mit der Kalibriergerade

Umrechnung der Ölkonzentration auf Absolutwerte Unter der Annahme eines ideal gerührten Behälters ergibt die Realprozessrechnung die im Brennraum enthaltene Luft-Kraftstoff-Masse Kurbelwinkel eingedampfte Ölmenge

. Die in den Brennraum pro Grad [mg/°KW] ist die Ableitung des Produktes

von Brennraum-Gas-Masse und der gemessenen Ölkonzentration.

(Gl. 4.7)

Die Integration von Gleichung 4.7 bestimmt den Beitrag der einzelnen Takte in Milligramm pro Hub. Abbildung x.18 zeigt die Auswertung eines Betriebspunktes. Diese Verläufe werden für den Vergleich mit den Ergebnissen aus der Ölverbrauchssimulation PRO verwendet.

Abbildung x.18:

Abdampfrate des Öls im µg/°KW und Pro Hub integrierter Verlauf der in den Brennraum eingedampften Ölmenge in mg Betriebspunkt: TKW = 90 °C; n = 2000 min-1; M = 145 Nm


Ergebnisse Betriebspunktvariation Mit dem beschriebenen Messsystem wurde der Last- und Drehzahl Einfluss auf die Ölverdampfung im Brennraum untersucht. Das Probegas wurde kontinuierlich aus dem Zylinder 1 des Versuchsmotors entnommen, vgl. Abbildung x.0. Bei allen Drehzahlen, zeigt die Lastvariation mit zunehmendem Drehmoment, einen signifikanten Anstieg der in den Zylinder eingedampften Ölmenge pro Arbeitspiel. Abbildung y.1

Abbildung y.1:

a) Untersuchte Betriebspunkte im Kennfeld. b) Ergebnisse in mg pro Arbeitsspiel

Mit zunehmender Drehzahl, wird bei konstanter Last, pro Zeiteinheit mehr Öldampf im Brennraum generiert und mit dem 4. Takt ausgeschoben. Die Ergebnisse aus den Inzlindermessungen ermöglicht die Berechnung eines Ölverbrauchkennfeldes für den Motor.


Hierbei wird die Anzahl der Zylinder sowie die Drehzahl mit dem Messergebnis multipliziert. In Abbildung y.2 ist der Einfluss von Last- und Drehzahl gut erkennbar.

Abbildung y.2:

a) Gesamtkennfeld der verdampften テ僕menge pro Stunde b) Beitrag der vier Arbeitstakte


Einfluss der Kühlwassertemperatur Die Kühlwassertemperatur wurde in ausgewählten Betriebspunkten in 3 Stufen vorgegeben. Der Einfluss auf die Abgedampfte Ölmenge zeigt einen ansteigenden Verlauf in der Expansions- und während der Ausschubphase.

Abbildung y.3:

a) Temperaturabhängigkeit der verdampften Ölmenge Betriebspunkt 1: n = 1000 min-1; M = 130 Nm Betriebspunkt 2: n = 2000 min-1; M = 145 Nm b) Beitrag der Arbeitstakte


Vergleich der Inzylinder- und Abgaskrümmermessung D i e G e g e n ü b e r s t e l l u n g d e r Ta k t s u m m e n m i t d e n E r g e b n i s s e n a u s d e r Abgaskrümmeruntersuchung zeigt die Abbildung y.4. Qualitativ gleichen sich die Kennfelder. Im mittleren Bereich liegen die Inzylinderwerte über denen aus der Abgaskrümmermessung, vgl n = 3000 min-1. Insgesamt zeigt sich das Inzylinderkennfeld etwas Drehzahlabhängiger, vgl n = 5000 min-1. In diesem Bereich sind die Absoluten Werte höher als bei den Krümmermessungen. Der Betriebspunkt mit der höchsten spezifischen Ölemission bei der Krümmermessung liegt bei n = 1000 min-1, M = 130 Nm. Auch die Inzylindermessung hat in diesem Punkt eine, relativ zur abgegebenen Leistung, hohe Öldampfmenge nachgewiesen.

Abbildung y.4:

a) Inzylinder Messung b) Abgaskrümmer Messung


OVD  

Zwischenbericht

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