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1. 800 700 Simulationsdaten 500 E Ca o T 400 VAN 300 200 100 0 100 Simulation 200 H 0 90 180 270 360 450 540 630 720 810 900 990 1080 Zylinderdruck bar Nockenwinkel PNW n Z OTl aus 2 1 N 1 18 15 l 12 9 H 6 0 i lt L gt aa x SS 2290 CH em D em ER mt gt H 2 0 90 180 270 360 450 540 630 720 810 900 990 1080 Nockenwinkel PNWn Z OTl aus Bild 4 2 2 2 Vergleich von Me und Simulationsdaten Drehzahl und Zylinderdruckverlauf eines Abstellvorgangs mit vollst ndig ge ffneter Drosselklappe Motordrehzahl 1 min 800 700 ele Simulationsdaten 400 300 200 100 l f 0 Simulation EC 200 0 90 180 270 360 450 540 630 720 810 900 990 1080 Zylinderdruck bar Nockenwinkel PNW n Z OTl1 aus 21 Messdaten 18 15 l 12 DA A 6 ei II W A ji X IAN IA EN IN AN A A A d WM Wu AN EM CA DM 0 90 180 270 360 450 540 630 720 810 900 990 1080 Nockenwinkel P NWn Z OTlIl aus Bild 4 2 2 3 Vergleich von Me und Simulationsdaten Drehzahl und Zylinderdruckverlauf eines Abstellvorgangs bei vollst ndiger Offnung der Drosselklappe beim N
2. A 37 v UT As 3 n OT m A 27 v UT As 13 n OT E 14 n OT Es 62 n UT E 14 n OT Es 62 n UT m 80 D D 60 S k n 40 20 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT tmot 80 C A r ch 0 7 E 0 7 2_ges 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 1 Einflu der Steuerzeit Ausla ffnet auf den Starterfolg A 37 v UT As 3 n OT m A 27 v UT As 13 n OT E 14 n OT Es 62 n UT E 14 n OT Es 62 n UT 100 TI gtt g t br geg 80 D S 60 E kel 5 40 X 20 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT tmot 80 C La 75 ms 0 7 0 7 e 10 18 A2 r ch 0 7 A n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 2 Einflu der Steuerzeit Ausla ffnet auf den R ckdreherfolg 1_vor 2_ges 242 Wie aus Bild 5 2 4 7 3 und Bild 5 2 4 7 4 ersichtlich nehmen sowohl die Arbeit der 1 Vorw rtsexpansion als auch die Drehzahl im 2 OT mit der Versp tung des Ausla ffnungszeitpunkts deutlich zu A 37 v UT As 3 n OT m A 27 v UT As 13 n OT 250 f 200 a N l a P I gt je a f D U 5 gt 150 E z q 5 s z 100 50
3. tmot 60 C Etmot 80 C 50 45 IFE i t 40 i 35 30 S 25 a 20 z 15 10 5 0 0 50 100 150 200 250 300 350 top ms E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT Az we 0 7 M vor 0 7 ER e 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 5 3 R ckdrehexpansionsarbeit in Abh ngigkeit von der Gemischbildungszeit 22 rick 0 7 tmo 60 C und 80 C In Bild 5 2 4 5 3 ist die Arbeit des R ckdrehtaktes in Abh ngigkeit von der Gemischbildungszeit dargestellt Dabei steht jeder einzelne Punkt f r einen einzelnen Startvorgang Der Abbildung ist zu entnehmen da die maximal erreichbare R ckdreharbeit f r 42 rick 0 7 weitgehend unabh ngig von der Gemischbildungszeit ist die Streuung nach unten aber bei etwa 75 ms minimal wird Der R ckdrehwinkel der Bild 5 2 4 5 4 entnommen werden kann verh lt sich hnlich und betr gt bei 75 ms etwa 70 KW bei 60 C K hlwassertemperatur Insgesamt ist der Einflu der Gemischbildungszeit auf die geleistete Arbeit und den R ckdreh winkel aber eher von untergeordneter Bedeutung hnliches gilt f r den Verbrennungswirkungsgrad der R ckdrehverbrennung der in Bild 5 2 4 5 5 aufgetragen ist Auch hier sind keine gro en nderungen ber der Ge mischbildungszeit erkennbar Der Wirkungsgrad liegt im gesamten untersuchten Be reich von 1 ms 300 ms zwischen 5 2 und 6
4. Nockenwinkel P NW n Z OT aus Bild 4 2 4 1 2 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation der Leerlaufdrehzahl um 5 und 10 Bei einem Recgeleingriff mit Hilfe des hypothetischen Bremssystems wird die Zielpo sition immer erreicht In Bild 4 2 4 1 3 ist exemplarisch der Drehzahlverlauf f r eine Leerlaufdrehzahlabweichung von 2 ab dem letzten OT f r die Ausgangssimula tion und einen Bremseingriff dargestellt Das Bremsmoment h ngt dabei sowohl vom Eingriffswinkel als auch von der Eingriffsdrehzahl ab Kapitel 4 2 3 3 Hier wird der Eingriff bei einer Drehzahl unter 190 min erm glicht Der Eingriff erfolgt im letzten OT vor Motorstopp Das maximale Bremsmoment das an der Kurbelwelle aufgebracht werden mu betr gt ca 50 Nm 2 Leerlaufdrehzahl 86 2 Leerlaufdrehzahl 96 2 gebremst 115 2 gebremst 115 Motordrehzahl min 400 100 115 KW n OT N 86 KW n OT 115 KW n OT 200 990 1080 1170 1260 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 1 3 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation der Leerlaufdrehzahl ohne und mit Bremseingriff bei OT 130 4 2 4 2 Variation der Reibung Im ersten Ansatz wird der Einflu der gesamten Motorreibung untersucht In Bild 4 2 4 2 1 sind die Drehzahlverl ufe verschiedener Auslaufvorg nge dargestellt bei denen die Motorreibung von 1 b
5. 90 E 14 95 n OT A wei E 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt 100 Es 62 n UT du vor 0 7 110 115 Startwinkel KW n OT 105 120 135 tmot 80 C A 0 7 2_ges Bild 5 2 4 7 5 Einflu der Steuerzeit Ausla ffnet auf die Startzeit t790 tmot 80 C E tmot 90 C A tmot 100 C e tmot 105 C 100 m 80 SS CH S 60 E S H 40 20 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel PKW n OT E 14 n OT 0 7 o r c e 10 18 Bild 5 2 4 7 6 Es 62 n UT A 27 v UT EE WW 2 ges 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt As 13 n OT 1_vor Starterfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur A 10 KW sp t A2 r ck 0 7 DA4 Bild 5 2 4 7 6 zeigt den Starterfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur f r den sp teren Offnungszeitpunkt des Ausla ventils f r eine R ckdrehung mit fettem Gemisch 42 r ck 0 7 Bild 5 2 4 7 7 den zugeh rigen R ckdreherfolg Im Vergleich zur Standardsteuerzeit mit der schon bei 90 C K hlmitteltemperatur kein Direktstart mehr m glich ist erweitert die Verschiebung des A Zeitpunkts den K hlmitteltemperaturbereich bis auf 105 C F r diese Tem peratur ergibt sich ein Kurbelwinkelfenster mit 4 KW Breite 110 KW 114 KW in dem mehr als 9
6. 180 Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 160 _ o Ooffen 680 NW 140 K o 120 p Startfenster d S 100 e e p LT 2 ee vv 5 80 ot a I FE L o i t O i 2 60 oO P al WONW 990N W 20 i Stoppfenster o LU 30 40 50 60 70 80 90 Gesamtenergie kin pot im letzten OT J Bild 4 1 6 2 4 8 Stopposition in Abh ngigkeit der Gesamtenergie im letzten OT Drosselklappe ffnet bei 680 NW In Bild 4 1 6 2 4 8 ist die Stopposition in Abh ngigkeit von der Gesamtenergie f r die selben Messungen dargestellt Es kann jedem Betrag der Gesamtenergie ein Streu bereich der Stopposition zugeordnet werden Die Breite dieses Streubandes betr gt je nach OT Drehzahl in weiten Bereichen weniger als 20 KW und ist damit um mehr als 20 kleiner als bei der rein drehzahlbezogenen Darstellung Bild 4 1 6 2 4 7 Die Auswertung mit Betrachtung der Gesamtenergie ist demnach bei Verwendung der Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 5 5 Offnung bei 680 NW wesentlich ge eigneter zur Vorhersage der Stopposition als die drehzahlbezogene Auswertung Of fensichtlich ist mit Erfassung der Zylinderf llung ein besseres Vorhersagergebnis zu erzielen als ohne Erfassung der Zylinderf llung wenn im Gegensatz zu den zuvor betrachteten Drosselklappenkennlinien Bild 4 1 6 2 4 3 bis Bild 4 1 6 2 3 1 die Zylinderf llung w hrend des Auslaufvorgangs ver ndert wird F r
7. tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C 250 200 D 3 Il 5 E SS u z 150 S e S H i l B e E E g r s E m u u u 8 u 1 a je E 5 100 H nt c m _ e j S E P E E 2 50 E np e A m ww 0 C R G en S i i i it a Ye Bu aM a em 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT 2_ges z 0 7 e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 9 Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A3 rick 0 7 A r n 0 7 et 1_vor 232 In Bild 5 2 4 6 9 ist die Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur dargestellt Der Einflu der K hlwassertemperatur auf diese Drehzahl ist gravierend Die h chsten Drehzahlen werden bei 60 C K hlwassertem peratur und einem Startwinkel von 116 KW n OT erreicht Sie betragen bis zu 220 min Die Streuung der Drehzahlen f r einen Betriebspunkt ist relativ gro Die Drehzahlen liegen beispielsweise bei 80 C K hlwassertemperatur und einem Start winkel von 110 KW n OT einem Betriebspunkt mit 100 Starterfolg zwischen 30 min und 160 min Sobald die Drehzahl auf Null abf llt ist ein Start nicht mehr er folgreich Die Drehzahl am 2 OT ist daher ein Indikator f r die Robustheit des er weiterten Direkt
8. Bild 5 1 4 2 1 3 Startfenster bei Basiskonfiguration Wie aus Bild 5 1 4 2 1 3 ersichtlich ergibt die Simulation f r die Basiskonfiguration ein m gliches Startfenster von 100 KW 117 KW n OT und einen optimalen Start winkel von 108 KW n OT nor 2 92 min Eine Startwinkelvariation in dieser Art wird bei jeder Parametervariation durchgef hrt 5 1 4 2 2 Einflu der K hlwassertemperatur Da der Druck in den Zylindern dem Umgebungsdruck entspricht bestimmt die K hlwassertemperatur die Dichte des eingeschlossenen Gasvolumens und ist damit entscheidend verantwortlich f r die beim Direktstart verf gbare Sauerstoffmasse Der Direktstart wird mit folgenden Einstellungen simuliert Bild 5 1 4 2 2 1 Seen E8 f Es fAs A6 DE Wasser Umgebungsdruck A T E E EE var EC 7 E or so T variet nu 7a 3 J 57 1018 35 f on Bild 5 1 4 2 2 1 Einstellungen f r die K hlwassertemperaturvariation Basiskonfiguration 174 Bild 5 1 4 2 2 2 zeigt den Einflu der K hlwassertemperatur bei einem Startwinkel von 116 KW n OT auf die Direktstartf higkeit des Motors Die Kalibriertemperatur Basis 75 C ist mit Symbolen markiert gr ne Kurve Bereits bei einer Temperatur erh hung um 10 C auf 85 C ist ein Direktstart nicht mehr m glich Der 2 OT wird nicht mehr berwunden Mit abnehmender K hlwassertemperatur nimmt die Drehzahl im 2 OT zu W hrend dort bei 75 C nur 50 min erreicht werden f
9. 127 4 1 2 3 SchwingungsmesSSUNdG LLLLLLLLL 29 4 1 3 Entwicklung von Drosselklappenstrategien f r den Abstellvorgang 35 4 1 4 Untersuchung des Sauerstoffgehaltes im Brennraum beim Abstellen des MotorS ucccnn Al 4 1 4 1 Versuchsdurchf hrunGg nn 2 4 1 4 2 Auswertung und Ergebnsee 44 4 1 5 Komfortverhalten beim Abeielhvorgang 54 4 1 5 1 Versuchsdurchf hrunG 0101 111111JJ DD 4 1 5 2 Auswertung und Ergebnisse 56 4 1 6 Untersuchung der Motorstopposition 61 4 1 6 1 Versuchsdurchf hrung 1 111111 nn 01 4 1 6 2 Auswertung und Ergoebntsese D 4 1 6 2 1 Analyse des Motorauslaufs 63 4 1 6 2 2 H ufigkeitsverteilung der Stopposition 1 4 1 6 2 3 Vorhersagbarkeit des Abstellzylinders 1 4 1 6 2 4 Vorhersagbarkeit der Stopposition 85 4 1 6 2 5 Eignung der Drosselklappe zur Kurbelwellenpositionierung a 93 4 2 Simulation des Motorauslaufs Stopposition 9D 4 2 1 Modellierung des AbstellvorgangS 11 L 95 4 2 1 1 Kinematik des Kurbeltriebes D 4 2 1 2 Bilang echu Q HI 421l E E elt TEE d 2 ALadungswechsel DH 4 2 1 4 1 Berechnung der Zustandsgr en am Ventil 99 d2 1A2Maseensironm ILL 101 4 2 1 5 Reibungsverluste JD 4 2 1 5 1 KolbengrupPe 111 105 4 2 1 5 2 Ventiltriebsreibung 1 1 1 1 1111 11
10. Drosselklappe soll V Drosselklappe ist 1 1 6 120 L0 5 ee o 100 0 9 i 4 80 0 8 gt 0 7 3 60 Un 2 40 DS 1 20 0 4 031 H 0 0 2 l 20 0 00 0 13 0 26 0 39 0 52 0 65 0 78 0 91 1 04 1 17 1 30 Zeit s Bild 4 2 2 3 2 Saugrohrdruckverlauf bei Drosselklappensprung MeB ergebnisse 125 Da die Zeitkonstante der Saugrohrdruckabsenkung wesentlich gr er ist als die ge samte Motorauslaufzeit ist die Drosselklappe zur Darstellung einer F llungsregelung deutlich zu langsam und somit ungeeignet Daher wird im weiteren nur noch die reine Drosselklappensteuerung betrachtet bei der die Drosselklappe drehzahlabh ngig ohne Soll Ist Korrektur w hrend des Motorauslaufs verfahren wird Die Robustheit einer solchen Steuerung wird im Kapitel 4 2 4 Robustheitsanalyse untersucht 4 2 3 3 Strategie 2 Bremssystem an der Kurbelwelle Zielbremsung Ausf hrungen von Kurbelwellenbremssystemen sind zur Zeit nicht bekannt Ziel ist es die Anforderungen an eine Kurbelwellenbremse zu definieren die in der Lage ist die Kurbelwelle ab dem letzten OT in die Zielposition zu bremsen Das Bremsmo ment wird dabei w hrend des gesamten Bremsvorgangs kontrolliert aufgebracht Zu Simulationszwecken wird ein hypothetisches Bremssystem definiert Um einen m glichst langen Motorauslauf zur Frischgassp lung der Zylinder zu er m glichen wird als Zeitpunkt des fr hestm glichen Bremseingriffs der letzte OT festgelegt der
11. Umgebungsdruck 1 013 bar 119 Umgebungsdruck 0 80 bar 96 Basiszustand Motordrehzahl min 95 KW n OT 0 115 KW n OT A 96 KW n OT _ 1 00 _119PKW n OT 119 KW n OT 200 120 KW n OT 990 1080 1170 1260 1350 1440 1530 Nockenwinkel NW n Z OT aus Bild 4 2 4 4 1 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Umgebungsdrucks Bereits eine Abweichung des Umgebungsdrucks um 5 1 06 bar kann zu einer deutlichen Anderung des Auslaufverhaltens f hren Im Beispiel weicht die Stopposition um 24 KW ab so da sie ohne Regeleingriff nicht im Zielfenster gehalten werden kann Bei 0 8 bar Umgebungsdruck f llt die Anderung des 134 Auslaufverhaltens drastisch aus Die Kurbelwelle dreht um 4 Kompressionsphasen weiter als bei 1 013 bar und die Stopposition weicht um 23 KW ab Ohne Regel eingriff ist eine Positionierung im Zielfenster nicht m glich In Bild 4 2 4 4 2 ist der Drehzahlverlauf ab dem letzten OT f r die Ausgangssimula tion nach Bild 4 2 4 4 1 f r die Variation des Umgebungsdrucks um 5 mit dem Regeleingriff einer Bremse gezeigt Das maximale Bremsmoment welches an der Kurbelwelle aufgebracht werden mu betr gt ca 50 Nm In beiden F llen wird mit Hilfe des Regeleingriffs die gew nschte Stopposition problemlos erreicht Umgebungsdruck 0 96 bar 5 115 Umgebungsdruck 0 96 bar g
12. amp ES 150 T 3 i W E E amp A e E E A bg i amp E 9 S E u 7 e T e o 100 g E s u p E E m p g E mm H 50 s mr wen u E m 0 p aE E gt oe um gt E E o E 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT o rion 1 2 u u 0 7 1 1_vor 2 ges 0 7 teb 1 ms e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 13 Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur A 10 KW sp t A2 r ck 1 2 tmot 80 C m tmot 105 C 0 8 0 7 0 6 0 5 d S w geb P Kam wo m m P 9000 m kung HE En ep u d e K 0 4 Lon S 0 3 0 2 0 1 0 0 a p u E o o 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT o rion 1 2 u u 0 7 1 TI vor 3 ges P 0 7 teb 1 ms e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 14 Startzeit in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur A 10 KW sp t 13 r ck 1 2 249 In Bild 5 2 4 7 15 ist der Vollastverbrauchsnachteil dargestellt der sich durch die f r den Direktstart optimierte Basissteuerzeit ergibt Die Daten
13. o R I R o 0 05 Di 0 15 0 2 0 25 0 3 0 35 0 4 Zeit Bild 3 1 3 2 Drehzahlhochlauf eines 4 Zylindermotors beim einfachen Direktstart 34 Beim einfachen Direktstart erfolgt die erste Verbrennung im Expansionszylinder Die Kurbelwelle wird durch diese Verbrennung unmittelbar in die vorgesehene Motor drehrichtung bewegt Dieser Vorgang ist schematisch in Bild 3 1 3 1 34 dargestellt Die Energiezufuhr der ersten Verbrennung mu ausreichend gro sein um mit der Kurbelwellenrotation verbundene Reibungsarbeit und Kompressionsarbeit bis zum nachfolgenden oberen Totpunkt OT zu berwinden Wird der nachfolgende OT berwunden kann mit der n chsten Verbrennung im zweiten Zylinder in der Z nd folge erneut Expansionsarbeit geleistet werden um so die Kurbelwellenrotation weiter zu beschleunigen Sukzessive wird somit durch die Verbrennung in nachfol genden Zylindern die Kurbelwelle bis zur Leerlaufdrehzahl beschleunigt Bild 3 1 3 2 10 34 zeigt den Drehzahlverlauf eines erfolgreichen einfachen Direktstarts Bis zum Erreichen einer Leerlaufdrehzahl von 700 min werden 2 OT berwunden und es vergehen etwa 0 3 s Diese Zeit ist vergleichbar mit der Startzeit bei Verwendung von riemengetriebenen Startergeneratoren 10 und damit deutlich geringer als bei einem konventionellen Motorstart 0 5 s 0 6 s 36 Beim erweiterten Direktstart Bild 3 1 3 3 erfolgt die erste Verbrennung nicht im Ex pansionszylinder so
14. 1 min n OT 2 einfacher Direktstart erweiterter Direktstart 70 80 90 100 110 120 130 140 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 3 5 Vergleich der Startvarianten bei sonst gleichen Bedingungen der Einflu parameter K hlwassertemperatur Gemischbildung Motorreibung und Massentr gheitsmoment Opt Startwinkel KW n OT IW Komp Zyl_1 J W_Exp_Zyl_1 J Gesamt J O O LH BI 67 1 Jeinfach Bild 5 1 4 3 6 Einfacher und erweiterter Direktstart Vergleich der Arbeiten der 1 Expansion 192 Zusammenfassend folgt aus den Simulationsergebnissen Mit der Basismotorkonfiguration niedriges Verdichtungsverh ltnis typische Saugmotorsteuerzeiten ist mit dem erweiterten Direktstart oberhalb von 75 C K hlwassertemperatur kein Direktstart m glich Die K hlwassertemperatur hat entscheidenden Einflu auf das Direktstartver halten 15 20 C Absenkung der K hlwassertemperatur vergr ern das Startkurbelwinkelfenster um etwa 10 KW Durch eine Sp tverschiebung der Steuerzeit A l t sich das Startverhalten deutlich verbessern ein 25 30 KW sp teres AO vergr ert das Startfenster um etwa 10 KW Eine typische Turbomotorkonfiguration Verdichtungsver h ltnis ca 10 A 37 wv UT ist daher g nstig f r das Direktstartverhalten Allein durch Verschiebung der Steuerzeiten l t sich die maximale K hlwas sertemperatur auf 85 C erh hen
15. 180 Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 3 160 n 690 min n 500 min 140 k 8 O o 120 S er Startfenster n w It an e T gt Zu c L Q 80 o F eo A O L c o E OD L 40 d oo0NW Stoppfenster pP d zem 20 0 L eg n 180 190 200 210 220 230 240 250 Drehzahl im letzten OT min Bild 4 1 6 2 4 9 Stopposition in Abh ngigkeit der Drehzahl im letzten OT Drosselklappe ffnet bei 690 min und schlie t bei 500 min Die Stoppositionen liegen in einem relativ gro en Drehzahlbereich 213 min 235 min innerhalb des Startfensters Ihre Streubreite betr gt dort nur etwa 5 KW Im Drehzahlbereich 218 min 229 min liegt die Stopposition sogar mitten im Start fenster so da mit einer Einstellung der Motordrehzahl in diesem Bereich eine si chere Positionierung f r den anschlie enden Wiederstart erfolgen kann Die Abh ngigkeit der Stopposition von der Gesamtenergie ist in Bild 4 1 6 2 4 10 dar gestellt Im Bereich 81 5 J 85 5 J entspricht bei konstanter potentieller Energie ei ner Drehzahlbandbreite von etwa 120 min liegt die Stopposition mit einem Streu band von etwa 5 KW mitten im Startfenster Mit einer Einstellung der Gesamtenergie in diesem Bereich kann bei dem untersuchten Motor eine sichere Positionierung f r den anschlie enden Wiederstart erfolgen 93 esch CO O Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 3 esch O O n
16. R ckdreherfolg 40 20 90 95 100 105 110 115 120 125 130 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT A r ch E 1 2 di vor 0 7 g 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt A 2_ges 0 7 top kg 1 ms Bild 5 2 4 6 14 R ckdreherfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A3 rick 1 2 236 tmot 80 C E tmot 90 C A tmot 100 gt On gt CH CA O1 d o 2 2 2 W WON Ei WR r gt D gt b gt kk kenen e 2 o e HI CO O1 oO vo o wW o e EEDE aM RW WO M Pop D a E Kee D N O W2 r ck ex 0 o E E E E 2 90 95 100 105 110 115 120 125 130 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT 0 7 e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt o rion 1 2 u u 0 7 1 1 vor 2_ges Bild 5 2 4 6 15 Expansionsarbeit der R ckexpansion W2 r ck exp In Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A3 riek 1 2 tmot 80 C m tmot 90 C A tmot 100 C 200 180 tjl iin 160 a i BE f A i j I i t 5 140 a ia l i F gt 120 S 5
17. 692 min a n 690 min n 500 min Ce 25 Messungen 30 FR Ta 71 78 C So D Tkw 89 87C S 20 15 72 im Fenster 100 120 KW n OT 10 a LU Il EN LO O OO LOO LOO O OLLO OLO OLO OLO O2 O2 OO VI OLOO OO LI OLD O LI O O unumpn9yyroyV oo MToOooOo9 OOr 7 NAMM Y YLO OO ON T00 O Or O 0 0r 0 0Or Or 0 Or HT HN NN T NNIT ITOLO ONNO OQ Or Or or or Oe Oe Oe Oe CO OoOr7 WNN9Y9 NYTYTODOONN Stopposition KW n OT Bild 4 1 6 2 2 7 H ufigkeitsverteilung Stopposition DK Strategie Nr 2 nur Messungen mit Abschaltdrehzahlen 691 692 min Trotz gr ter Bem hungen eine konstante Abschaltdrehzahl Drehzahl bei der im Z OT 1 die Z ndung und die Kraftstoffzufuhr unterbrochen werden einzuhalten streut diese von Test zu Test deutlich Bild 4 1 6 2 2 8 Es kann vermutet werden da die Streuung der Abstellpositionen durch die Streuung der Abschaltdrehzahlen hervorge rufen wird Zur Untersuchung dieses Effekts macht es Sinn die Stoppositionen die mit einer Drosselklappenstrategie erreicht werden nach Abschaltdrehzahlen zu ord nen und nur die H ufigkeitsverteilung der selektierten Bereiche darzustellen Eine solche Darstellung unter Anwendung von Drosselklappenstrategie Nr 2 Drossel klappen ffnung bei 690 min Schlie en der Drosselklappe bei 500 min ist in Bild 4 1 6 2 2 7 zu sehen Die Abschaltdrehzahlen liegen dabei in einem Fenster von 1 mum 691 min 692 min Bei allen 25 Messung
18. 109 Patentschrift Fa Emil Bender DE 31 17 144 A1 30 04 1981 Patentschrift US 5 074 263 02 02 1990 Patentschriften Ford US 6 098 585 DE 198 35 045 C2 GB 2328250 JP 11125136 11 08 1997 Patentschrift Bosch DE 19947784 A1 05 10 1999 Patentschrift Bosch DE 100 20 104 A1 22 04 2000 Patentschrift Mitsubishi JPN 2002 004929 16 06 2000 Patentschrift Hitachi JPN 2002 039038 27 07 2000 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 Allmeier F Kulig S Teiner M Ackermann M Sieber U Grob F K lle G Ahner P Harms K Ackermann M Grob F Volz D Scherrbacher K Leiber H Mikhaltsev Laxell P Aalto Set l R Ueda K Kaihara K Ando H Takemura J Ackermann M Inui T Ueda K Rembold H Haag G Marquardt W M Sieber U Tatiyosyan S Friedmann H 281 Verfahren zum Starten einer Brennkraftmaschine Verfahren zum anlasserfreien Starten einer mehrzylindrigen Brennkraftmaschine Antrieb eines Kraftfahrzeugs Verfahren zum Starten einer Brennkraftmaschine insbesondere eines Kraftfahrzeugs Verfahren zum Starten eines Kraftfahrzeugmotors Method and Arrangement of Starting of Internal Combustion Engines Starting Device and Control Method Thereof for Direct Injection Internal Combustion Engines Startverfahren und Startvorrichtung f r Brennkraftmaschi
19. 5 1 3 Modellverifizierung Zur Modellverifizierung werden Leerlaufmessungen in verschiedenen Betriebspunkten herangezogen und mit Simulationsergebnissen verglichen die unter Verwendung der zuvor ermittelten Kalibrierparameter berechnet wurden Bild 5 1 3 1 zeigt einen Vergleich der Druckverl ufe bei n 800 min Pme 0 7 bar und einem Z ndzeitpunkt von 10 KW v OT Bild 5 1 3 2 bei 30 KW v OT Der berechnete Verlauf rote Kurve liegt innerhalb der gemessenen Verl ufe bei denen deutliche Schwankungen der Me daten gr ne Kurven von Zylinder zu Zylinder er kennbar sind Diese Schwankungen werden durch das Simulationsmodell nicht wiedergegeben Zylinderdruck bar simulierter Druckverlauf gemessene Druckverl ufe von 8 Einzelzyklen ZZP 10 KW v OT Kurbelwinkel KW n OT Bild 5 1 3 1 n 800 min Pme 0 7 bar ZZP 10KWv OT Vergleich Simulation Messungen 166 Zylinderdruck bar von 8 Einzelzyklen ZZP 30 KW v OT Ch J 05 1 DN IS 0 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 Kurbelwinkel KW n OT Bild 5 1 3 2 n 800 min Pme 0 7 bar ZZP 30KW v OT Vergleich Simulation Messungen 5 1 4 Parametervariation Einflu auf die Direktstartf higkeit Um den Einflu von Umgebungsbedingungen und konstruktiven Motorparametern auf die Direktstartf higkeit des Zielmotors absch
20. 690 min n 500 min esch gt CH O 120 gt me Startfenster n Sobie ute S u S 80 D 2 2 60 S ao N s 40 Stoppfenster 20 0 i e 70 72 74 76 78 80 82 84 86 88 90 Gesamtenergie kin pot im letzten OT J Bild 4 1 6 2 4 10 Stopposition in Abh ngigkeit der Gesamtenergie im letzten OT Drosselklappe ffnet bei 690 min und schlie t bei 500 min 4 1 6 2 5 Eignung der Drosselklappe zur Kurbelwellenpositionierung Trotz maximalen Aufwands zur Einstellung konstanter Abschaltbedingungen am Ver suchsmotor ist es unabh ngig von der verwendeten Drosselklappenstrategie nicht m glich reproduzierbar eine Stopposition per Drosselklappensteuerung einzustellen Kapitel 4 1 6 2 3 und 4 1 6 2 4 Selbst wenn die Schwankungen der Leerlaufdrehzahl sowie der l und Wasser temperatur durch die selektive Auswahl von Messungen ausgeblendet werden ist es dennoch unm glich den Stoppzylinder oder gar die Stopposition zum Zeitpunkt des Abschaltens vorauszusagen Es kann daher kein Sollverlauf der Drosselklappen position angegeben werden der es erm glicht eine vorgegebene Stopposition einzustellen Einen gro en sehr stark schwankenden Einflu hat die letzte Verbrennung die nach dem Abschalten der Kraftstoffzufuhr und der Z ndung noch stattfindet Dieser Einflu kann auch durch die Wahl des Unterbrechungszeitpunktes nicht
21. 7 1 Eignung des Direktstarts zum Aufbau eines Stopp Start Systems Wie schon in Kapitel 5 3 3 beschrieben ist der Erfolg des Direktstartvorgangs auf die Einhaltung wesentlicher Parameter angewiesen So m ssen vor dem Hintergrund heutiger Direkteinspritztechnologie Kompromisse hinsichtlich der Steuerzeiten des Verdichtungsverh ltnisses und der maximal zul ssigen K hlwassertemperatur in Kauf genommen werden um einen Direktstart zu erm glichen Der Direktstart kann daher zumindest am 4 Zylinder Motor keine breite Anwendung ber verschiedene Motorenvarianten hinweg finden Sollte ein bertrag der Technologie von einem be stehenden System auf einen anderen Motor erfolgen so w re ein erneuter komplizierter Applikationsproze erforderlich wobei voraussichtlich in den meisten F llen Kompromisse hinsichtlich des Teillast und Vollastkraftstoffverbrauchs sowie der Drenmoment und Leistungscharakteristik gemacht werden m ten Weiterhin ist zur Umsetzung eines sicheren Direktstarts die Positionierung der Kur belwelle in einem ca 10 20 KW breiten Fenster erforderlich Wie in Kapitel 4 aus f hrlich diskutiert ist eine aktive Zielpositionierung per Stellmotor bei der gegen Ende des Positioniervorgangs die Kurbelwelle im Zielfenster zum Stillstand kommt weder technisch noch konomisch sinnvoll Die Zielpositionierung mu daher vor zugsweise durch eine Auslaufsteuerung erfolgen Die Auslaufsteuerung kann mittels Zielbremsung realisier
22. KW n OT ist es erforderlich den Kompressionszylinder nach berstreichen des letzten OT vor Motorstillstand mit weniger Frischladung zu f llen als den Expansionszylinder Da der F llungszustand des jeweiligen Zylinders vorwiegend vom Saugrohrdruck w h rend der Ansaugphase abh ngt kann ein solcher Zustand mit Hilfe der Variation des Saugrohrdruckes w hrend der F llvorg nge von Kompressions und Expansionszy linder erzielt werden Je niedriger das Saugrohrdruckniveau w hrend des Ladungs wechsels ist desto geringer ist die Zylinderf llung Da bei dem betrachteten 4 Zylin der 4 Takt Reihenmotor der Kompressionszylinder 180 KW sp ter gef llt wird als der Expansionszylinder mu der Saugrohrdruck w hrend der 180 KW Phasen differenz beim Motorauslauf die zwischen den beiden letzten F llvorg ngen liegen gezielt abgesenkt werden Das hei t es mu ein ber dem Kurbelwinkel negativer Saugrohrdruckgradient vorliegen Ein negativer Saugrohrdruckgradient l t sich durch Schlie en der Drosselklappe bei einem hohen Saugrohrdruckniveau zu Beginn des Motorauslaufs erzielen Zur Anhebung des Saugrohrdruckniveaus auf Umgebungsdruckniveau mu die Drosselklappe gleich zu Beginn des Motorauslaufs ge ffnet werden Das nachfolgende Schlie en bewirkt einen negativen Saugrohr druckgradienten der sp testens w hrend der letzten beiden Zylinderf llvorg nge vorhanden sein mu um die geforderten F llungsunterschiede zu erzeugen Daher is
23. ber dem Produkt aus Volumen nderung und Druck W rde lediglich der Druck proportional zur weniger eingesetzten Kraftstoffmasse absinken w re keine Anderung im Verbrennungswirkungsgrad festzustellen Da das absolute Druckniveau aber die Volumen nderung bestimmt die der Kolben entgegen der Motorreibung durchf hrt nimmt mit sinkendem Zylinderdruck der R ckdrehwinkel und damit die Volumen nderung ab Die Volumen nderungsarbeit ist bei einer Verminderung der Energiezufuhr also doppelt betroffen einerseits durch eine Absenkung des Druckniveaus selbst und andererseits durch eine Verkleinerung der Volumen nderung so da der Wirkungsgrad mit zunehmender K hlwassertemperatur sinken mu Das bedeutet aber nicht da sich die Qualit t der Verbrennung oder der Gemischbildung mit wachsender K hlwassertemperatur verschlechtert sondern lediglich da die Motorreibung bei Verminderung der Energiezufuhr nicht in gleichem Ma e mit abgesenkt wird In Bild 5 2 4 6 13 ist der Starterfolg und in Bild 5 2 4 6 14 der R ckdreherfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur f r 3 h here K hl wassertemperaturen 80 C 90 C 100 C und die zuvor bereits abgehandelte Motor Konfiguration mit kurzen Nockenwellen dargestellt Die R ckdrehverbrennung er folgt im Gegensatz zur zuvor diskutierten Variante mager mit einem Luftverh ltnis von Aa r ck 1 2 Die anderen Luftverh ltnisse und die Gemischbildungszeit sind op ti
24. f r 60 C und l t ein Optimum bei einer Gemischbildungszeit von 75 ms erahnen 224 tmot 60 C Etmot 80 C 80 ng t t g 60 r i x 50 F S 29 d 5 30 x O 5 D 20 10 0 0 50 100 150 200 250 300 350 top ms E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT Ay r ch 0 7 i vot 0 7 A 2_ges 0 7 SE 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 5 4 R ckdrehwinkel in Abh ngigkeit von der Gemischbildungszeit 2 r ck 0 A ot 60 C und 80 C tmot 60 C Etmot 80 C 7 7 i KO gt 09 NVerbrennung_2_exp J N Bild 5 2 4 5 5 50 100 150 200 250 300 350 top ms E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT 0 7 e 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Ao r n 0 7 u va 0 7 3 1_vor 2_ges Wirkungsgrad der R ckdrehverbrennung in Abh ngigkeit von der Gemischbildungszeit 22 r ck 0 7 tmot 60 C und 80 C 225 5 2 4 6 Einflu der K hlwassertemperatur und des Start Kurbelwinkels Die K hlwassertemperatur hat einen entscheidenden Einflu auf die Direktstartf hig keit da sie die Luftdichte und damit die absolute Sauerstoffmasse in den Startzylin dern bestimmt im Brennraum liegt beim Start stets Umgebungsdruck vor Dabei nimmt die Lufttemp
25. 0 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 Au ver E 14 n OT Es 74 n UT A 57 v UT As 3 n OT Az r ck 0 64 tmot 60 C top 100 ms e 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 4 2 Einflu des Luftverh ltnisses der 1 Vorw rtsverbrennung vor auf die OT Drehzahlen nor nor gt In Bild 5 2 4 4 3 ist die im 1 Expansionszyklus geleistete Arbeit W1 vor exp ber dem Luftverh ltnis der 1 Vorw rtsverbrennung A vor dargestellt Auch hier ist im Bereich um Ai vor 0 7 ein Maximum zu erkennen Dieses Maximum ist zwar nicht ausge pr gt aber offensichtlich entscheidend f r den Direktstarterfolg F llt die Arbeit f r 220 die vorliegende Motorkonfiguration und die gew hlten Einstellparameter deutlich un ter 160 J dann funktioniert der Direktstartvorgang nicht mehr robust W vo ep J 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 Au vor E 14 n OT Es 74 n UT A 57 v UT As 3 n OT Ay r ck 0 64 tmot 60 C tob 100 ms e 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 4 3 Einflu des Luftverh ltnisses der 1 Vorw rtsverbrennung A vor auf die Arbeit des 1 Expansionszyklus W1 vor exp eta_1_vor A eta_2 r ck O gt O o N Verbrennung_1_vor CO L ad CO o NVerbrennung_2_r ck 0 0 0 2
26. 112 KW n OT dargestellt Bild 5 2 4 8 6 zeigt den dazugeh rigen R ckdreherfolg W hrend sich der Motor bei 90 C K hlwassertemperatur nicht viel anders verh lt als bei 80 C ist bei 105 C bereits ein Absinken der Startwahrscheinlichkeit bei Kraft stoffdr cken unterhalb von 40 bar 4 MPa zu beobachten tmot 80 C m tmot 90 C A tmot 105 C 100 80 60 Starterfolg 40 20 0 2 4 6 8 10 12 Kraftstoffdruck MPa E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT 0 7 A 0 7 La 75 ms A r ch 0 7 A Startwinkel 112 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt 1_vor 2_ges Bild 5 2 4 8 5 Starterfolg in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen K hlmitteltemperaturen Startwinkel 112 KW n OT 254 tmot 80 C tmot 90 C A tmot 105 C 100007777 han 80 60 40 R ckdreherfolg 20 2 4 6 8 10 12 Kraftstoffdruck MPa E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT 1 wen DI Ay vor 0 7 N 2 ges 0 7 top 75 ms Startwinkel 112 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 8 6 R ckdreherfolg in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen K hlmitteltemperaturen Startwinkel 112 KW n OT tmot 80 C mtmot 90 C a tmot 105 C 250 200 r H 2 D
27. 8 N 5 p sti l 3 z ZS 6 6 S 4 N 4 E 2 2 0 k E W 0 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 A3 r ck Es 62 n UT A 37 v UT tmot 60 C teb 30 ms n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 3 8 Einflu des R ckdrehluftverh ltnisses A rick auf die Verbrennungswirkungsgrade der R ckdrehung und der 1 Vorw rtsexpansion Verb 2 r ck Verb 1 vor 5 2 4 4 Einflu des Luftverh ltnisses der 1 Vorw rtsverbrennung Zur Evaluierung des Einflusses des Luftverh ltnisses der 1 Verbrennung in Vor w rtsrichtung A vor auf das Direktstartverhalten wird A vor bei sonst konstanten Be dingungen in Stufen variiert In Bild 5 2 4 4 1 ist der Einflu von A vor auf den Starter folg und den R ckdreherfolg dargestellt Das R ckdrehluftverh ltnis betr gt konstant A2 r ck 0 64 Der R ckdreherfolg bleibt bei allen Messungen n 12 Messungen pro Luftverh ltnisvariante konstant bei 100 Demnach kommt es bei keiner einzigen der 60 Messungen zu Entflammungsschwierigkeiten bei der R ckdrehverbrennung Der Starterfolg hingegen f llt unterhalb von vor 0 64 und oberhalb von A vor 0 8 deutlich unter 100 ab In Bezug auf den Starterfolg liegt daher das Optimum f r das Luftverh ltnis der 1 Verbrennung in Vorw rtsrichtung bei etwa 4 vor 0 7 Bild 5 2 4 4 2 zeigt den Einflu von 4 vor auf die OT Drehzahlen im 1 und 2 OT W hrend sich die maximal erreichten Drehzahlen
28. Da trotz gleich eingestellter Randbedingungen das Direktstartverhalten von Start zu Start sehr unterschiedlich ist werden bei der Parametervariation mit jeder Einstellung mindestens 10 Starts durchgef hrt Die Abweichungen im Startverhalten sind wahrscheinlich Schwankungen der Verbrennung zuzuschreiben Kapitel 5 1 2 und 51 9 Aus den gro en Datenmengen die bei der Aufzeichnung zahlreicher Starts entste hen werden aussagekr ftige Kennwerte ermittelt die einen Vergleich der Variatio nen erleichtern sollen Die Nomenklatur und der physikalische Hintergrund der ein zelnen Kennwerte werden nachfolgend Kapitel 5 2 4 beschrieben ER 5 2 4 Auswertung und Ergebnisse der Parametervariation In Bild 5 2 4 1 ist der zeitliche Ablauf eines erweiterten Direktstarts dargestellt in Bild 5 2 4 2 der kurbelwinkelbezogene Ablauf Die Zylinder sind nach der Reihenfolge der Expansionen in Vorw rtsdrehrichtung von 1 bis 4 nummeriert Expansionszylinder 1 4 Das hei t f r jede Betrachtung des Direktstarts ist Expansionszylinder 1 immer der Zylinder der die 1 Expansion in Vorw rtsdrehrichtung vollzieht Dabei ist diese Nummerierung unabh ngig von der Motor Zylindernummerierung Durch die Nummerierung in Expansionsreihenfolge w hrend des Direktstarts f ngt der Start immer mit einer R ckdrehexpansion im Expansionszylinder 2 an die im EXpansionszylinder 1 f r die R ckdrehkompression sorgt W hrend dieser Phase R ckdre
29. Die Steuerzeit E betr gt 74 KW n UT Mit diesen Informationen geht aus dem Druckverlauf von Zylinder 2 hervor da die Zylinderladung w hrend der R ckdrehung bis E auf Saugrohrdruckniveau ausexpandiert Das Einla ventil ist w hrend der weiteren R ckdrehung ge ffnet Daher kann n herungsweise angenommen werden da bei Offnung des Einla ventils w hrend der R ckdrehung kein Ladungsaustausch zwi schen Saugrohr und R ckdrehzylinder stattfindet Um weitere aufschlu reiche Kennzahlen f r die Direktstartqualit t aus den Me daten abzuleiten werden die Kompressions und Expansionsarbeiten der einzelnen Takte berechnet Dabei wird das Integral des Zylinderdruckes ber dem Zylindervolumen bezogen auf Umgebungsdruck gebildet Die einzelnen Arbeitsintegrale sind in pV Diagrammen jeweils f r einen startrelevanten Zylinder zusammengefa t Bild 5 2 4 5 zeigt die Kompressionsarbeit von Expansionzylinder 1 w hrend der R ckdrehung W1 r ck komp und die Expansionsarbeit die die initiale Drehung der Kurbelwelle in Vorw rtsrichtung ausl st W vor ex9 und daf r sorgen mu da zumindest der 1 OT berwunden wird In Bild 5 2 4 6 ist dargestellt die R ckdreharbeit von Expansionszylinder 2 W2 r ck exp die nachfolgend zu leistende Kompressionsarbeit W2 vor komp Und die Expansionsarbeit W2 vor exp Kann der 2 Expansionszyklus aufgrund des hohen Restgasanteils nicht gez ndet werden ist damit zu rec
30. Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Verdichtungsverh ltnisses um 20 Bei einem Recgeleingriff mittels externem Bremssystem kann die Zielposition immer erreicht werden In Bild 4 2 4 3 3 ist der Drehzahlverlauf mit Regeleingriff per Bremse ab dem letzten OT f r die Ausgangssimulation nach Bild 4 2 4 3 2 Verdichtungsver h ltnisvariation 20 dargestellt Das maximale Bremsmoment welches an der Kurbelwelle aufgebracht werden mu betr gt ca 70 Nm 133 Motordrehzahl min e 12 216 117 400 gebremst 115 e 8 14 119 300 gebremst 115 200 100 117 KW n OT 115 KW n OT 0 100 gt 00 __115 KW n OT 990 1080 1170 1260 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 3 3 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Verdichtungsverh ltnisses um 20 ohne und mit Eingriff einer Bremse Bremseingriff bei OT 4 2 4 4 Variation des Umgebungsdrucks Ein weiterer untersuchter Parameter ist der Umgebungsdruck der sich insbesondere bei Fahrzeugbetrieb in unterschiedlichen H henlagen ndert F r eine H he von 2000 H henmeter ergibt sich beispielsweise ein Umgebungsdruck von etwa 0 8 bar Bild 4 2 4 4 1 stellt den Auslaufvorgang f r verschiedene Umgebungsdr cke dar Umgebungsdruck 1 06 bar 95 Umgebungsdruck 1 00 bar 119 Umgebungsdruck 1 02 bar 120 Umgebungsdruck 0 96 bar 115
31. E Amann R Klepatsch M Pasqui R Frenzel H Warnecke V Bauer P Wolters P Geiger J Adomeit Ph Vogt B Ballauf J Geringer B Graf J Klawatsch D Lenz H P Liedl G Schu cker D Piock W F Jetzinger M Kapaus P Bender U Emerson C E Brehob D D Kappauf T A Brenner U Sieber U Brueggen G Benninger N Sieber U Inui T Ueda K Yamaguchi J Onishi K Fujii T Fujieda M Abo M 280 Die innovative Technologie f r die Benzindirekteinspritzung mit strahlgef hrten Brennverfahren Die n chste Generation von Otto DI Brennverfahren Laserinduzierte Z ndung an einem Otto DI Brennverfahren der zweiten Generation Anla vorrichtung f r einen mehrzylindrigen Ottomotor Stop Start Control System for an Internal Combustion Engine Multi Cylinder Four Stroke Direct Injection Spark Ignition Engine Verfahren zum Starten einer Brennkraftmaschine Verfahren zum Starten einer mehrzylindrigen Brennkraftmaschine Device for Starting Cylinder Injection Type Internal Combustion Engine Engine Start Device Vortrag Siemens VDO Automotive 12 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2003 Seiten 1191 1208 Vortrag FEV Motorentechnik GmbH VKA der RWTH Aachen 10 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2001 Seiten 239 269 Vortrag TU Wien AVL List GmbH 24 Int Wiener Motoren Symposium 2003 Seiten 87
32. F r den Fall aotten gt wird die Drosselklappe w hrend des Abstellvorgangs voll st ndig geschlossen und der Saugrohrdruck bleibt w hrend des gesamten Abstell vorgangs auf niedrigst m glichem Niveau womit das bestm gliche Komfortverhalten erreicht wird Bei often O wird die Drosselklappe zusammen mit dem Abschalten der Einspritzung und Z ndung vollst ndig ge ffnet hnlich wie bei der drehzahl gef hrten Strategie in Bild 4 1 3 2 wird so maximale Restgasaussp lung erreicht F r offen 560 800 NW n Z OT1 bleibt der Saugrohrdruck beim Durchlaufen des komfortkritischen Frequenzbereiches auf niedrigst m glichem Niveau da die Drosselklappe ab dem Abschalten der Z ndung und Einspritzung vollst ndig geschlossen wird Der Sp lvorgang wird erst unterhalb des kritischen Frequenz bereiches durch vollst ndige Offnung der Drosselklappe eingeleitet Nachteilig d rfte sich bei dieser Strategie das hnliche Druckniveau im Expansions und Kompressionszylinder bei Kurbelwellenstillstand auswirken welches zu einem nicht startoptimalen statistischen Mittel der Stopposition von 90 mm OT f hren d rfte Bei den absolutwinkelgef hrten Drosselklappenkennlinien wird zur Verbesserung der Reproduzierbarkeit des Abstellverhaltens die Z ndung und die Einspritzung gleich zeitig deaktiviert und zwar immer bei gleicher Winkelposition am Z OT 1 Dabei er folgt die Unterbrechung nur wenn sich die Motordrehzahl in einem engen Bereich um i
33. KW Bei 1 Abweichung des Verdichtungsverh ltnisses liegt sie bei 0 8 KW Solange der Abstellzylinder sich durch eine Anderung des Verdichtungsverh ltnisses nicht ndert ist die Abstellposition gegen ber einer Anderung von 5 robust Zylinderdruck bar an min amp 10 67 120 g 10 18 119 e 9 67 118 118 KWnOT ____ Ven an Der n OT 200 720 1080 1100 1120 1140 1160 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 3 1 Zylinderdruck Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Verdichtungsverh ltnisses um 5 Bei gr eren nderungen des Verdichtungsverh ltnisses wie beispielsweise f r 20 in Bild 4 2 4 3 2 dargestellt ist der Motorauslauf hinsichtlich der Stoppositionseinhaltung ohne Recgeleingriff nicht mehr robust Beim niedrigen Ver dichtungsverh ltnis l uft der Motor einen Zyklus weiter da weniger Kompressionsar beit zu leisten ist Die Stopposition in diesem Zyklus weicht um 32 KW vom Bezugs wert 119 KW n OT bei s 10 18 ab Zylinderdruck bar Motordrehzahl min 400 e 12 216 117 amp 10 18 119 g 8 14 87 117 KW n OT 119 KW n OT 87 KW n OT 720 990 1080 1170 1260 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 3 2 Zylinderdruck
34. KW n OT der Starterfolg nur 50 trotz eines R ck dreherfolgs von 100 Basis 12 Messungen 80 C K hlwassertemperatur F r andere Startwinkel geht die Startwahrscheinlichkeit gegen Null Da die Entwicklung des Direktstarts mit diesen Nockenwellen nicht zielf hrend erscheint wird schon fr hzeitig auf k rzere Nockenwellen mit einem Einla Ausla ventil ffnungswinkel von 228 220 umger stet Wie sich aus den Simulationsergebnissen ergibt ist insbesondere die mit diesen Nockenwellen realisierbare sp te Steuerzeit AO sehr vorteilhaft f r das Direktstartverhalten S 183 Kapitel 5 1 4 2 6 Kurze Nocken wellen dieser Art werden blicherweise in Turbomotoren auch mit variabler Ventil steuerung eingesetzt 97 133 An Saugmotoren mit variabler Ventilphasen steuerung w rden solche kurzen Nockenwellen zu nicht unerheblichen Nachteilen hinsichtlich des Teillast und Vollastverhaltens f hren 89 Den bisher in Kapitel 5 2 4 6 gezeigten Ergebnissen liegen Untersuchungen mit den kurzen Nockenwellen 228 220 zu Grunde die sich in einer f r einen Turbo Mo tor mit variabler Nockenwellenverstellung blichen Grundeinstellung befinden Dabei ist zu bemerken da die Funktionalit t der variablen Nockenwellenphasenverstel lung f r den Direktstart nicht genutzt werden kann da die Nockenwellenphasensteller am Versuchsmotor wie auch an sonst fast allen blichen Applikationen mit Motor l druck betr
35. KW n OT 100 111 KW n OT VA Na 119 KW n OT 200 Mn n 1080 1110 1140 1170 Nockenwinkel NW n Z OT aus Bild 4 2 4 7 1 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation der Saugrohrtemperatur Die ltemperatur bestimmt die dynamische Viskosit t des ls und damit den aktuel en Reibungszustand des Motors Kleine Anderungen der Oltemperatur 1 C wirken sich nicht entscheidend auf die Stopposition aus Gro e Anderungen hingegen 50 C nehmen deutlich Einflu auf den Drehzahlverlauf und die Stopposition wie in Bild 4 2 4 7 2 zu sehen ist Mit Hilfe eines Bremseingriffs im OT k nnte die Kurbel welle allerdings immer an der gew nschten Position zum Stillstand gebracht werden hier nicht dargestellt Das maximal erforderliche Bremsmoment w rde in diesem Falletwa 75 Nm betragen ltemperatur 100 C 116 ltemperatur 50 C 101 ltemperatur 80 C 119 ltemperatur 30 C 98 Motordrehzahl min 500 400 300 200 100 101 KW n OT IN n OT 98 KW n OT 116 KW n OT se 200 810 840 870 900 930 960 990 1020 1050 1080 1110 1140 1170 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 7 2 Drehzahlverlauf und Stopposition bei verschiedenen Motor ltemperaturen 138 4 2 4 8 Variation des Tr gheitsmoments Eine Steigerung bzw Reduzierung des gesa
36. M Fischer G Burghardt H M Stanley R Taraza D Henein N Bryzik W Taraza D Henein N Bryzik W Affenzeller J Gl ser H Wissussek D Thring R H Willermet P A Rezeka S F Henein N A Pfingsthorn B 284 Thermodynamik Eine Einf hrung in die Grundlagen und ihre technischen Anwendungen Fluidmechanik Dynamik der Fluide Bosch Kraftfahrtechnisches Taschenbuch 1 6 Itr SOHC Series CP MY 1999 5 Friction Analysis Test Report Einflu konstruktiver Parameter auf die Reibungsverluste der Kolbengruppe eines Hubkolbentriebwerkes Entwicklung reibungsoptimierter Kolbengruppen unter Anwendung spezifischer Me verfahren Ermittlung einer Formel zur Vorausberechnung des Reibmitteldrucks von Ottomotoren A Simplified Friction Model of the Piston Ring Assembly Friction Losses in Multi Cylinder Diesel Engines Lagerung und Schmierung von Verbrennungsmotoren Band 8 Die rheologischen Eigenschaften der Schmier le und ihre Bedeutung f r praktische Anwendungsf lle Engine Friction Modeling A Valve Train Friction Model MS DOS PC Version Part I Theory and Validation A New Approach to Evaluate Instantaneous Friction and Its Components in Internal Combustion Engines Nichtlineares Simulationsmodell des Drehschwingungsverhaltens von Dieselmotorenanlagen Fachbuch 5 Auflage Springer Verlag 1984 Vorlesungsumdruck FH Bochum Rev 2 0 Bochum
37. OT 33 34 liegt Das Zylinderdruckgleichgewicht welches sich bei gleicher Zylinderf llung bei 90 KW n OT einstellt wird nicht erreicht Grund hierf r d rfte die Dominanz der Reibungskr fte ber die Druckkr fte sein Kapitel 4 1 6 2 1 Ke _ DK Kennlinie Nr 3 35 Aso NW n Z OT 1 aus so 80 Messungen Leen es H T o Ta 70 79 C Tkw 85 87 C x 20 a g D KE 15 0 im Fenster T 100 120 KW n OT 10 olalun Ho E EEEE E LO O LO O LO O LO O O OLO O LO O LO O LO OLO OLO OWO OLLWOOLKOO WOO OO LOOLWLVO O EECH r unnnyryyrooVooN MTOoOOOr Or Or Oe Oe oror oro OOOr WN9NITYYTYODOONN Stopposition KW n OT Bild 4 1 6 2 2 1 H ufigkeitsverteilung Stopposition DK Strategie Nr 3 In Bild 4 1 6 2 2 2 ist die H ufigkeitsverteilung der Stopposition unter Anwendung der Drosselklappenstrategie Nr 4 vgl Bild 4 1 6 1 1 dargestellt Drosselklappe vollst n dig ge ffnet w hrend des gesamten Motorauslaufs if As S mtliche der 80 Versuche ergeben eine Stopposition im Bereich 81 105 n OT Der Mittelwert der Stopposition betr gt 89 n OT und liegt damit sehr nah beim Kurbel winkel des Zylinderdruckgleichgewichts welches sich bei gleicher Zylinderf llung einstellt 90 n OT Im Gegensatz zu den Versuchen mit geschlossener Drossel klappe Bild 4 1 6 2 2 1 scheinen hier die mehr als vier mal so hohen Zylinderdruck Kr fte vgl Kapitel
38. OT f r 115 C K hlwassertemperatur Den Simulationsergebnissen zufolge liegt in der Verbesserung der Gemischaufbe reitung ein gro es Potential um den Direktstart auch bei praxistauglichen K hlmittel temperaturen und gro en Startfenstern zu erm glichen Konkrete Ma nahmen zur Gemischverbesserung k nnen beispielsweise die optimierte Gestaltung des Brenn raums Anordnung von Injektor und Z ndkerze oder die Optimierung von Z ndkerze und Injektor selbst sein 179 5 1 4 2 4 Einflu der Reibung Zur Untersuchung des Motorreibungseinflusses auf das Direktstartverhalten wird die im Modell hinterlegte drehzahlabh ngige Reibungskennlinie mit Faktoren von 0 98 bis 1 1 multipliziert Die Werte der so modifizierten Kennlinien sind in der nachfolgen den Tabelle Bild 5 1 4 2 4 1 aufgef hrt Der Reibfaktor 1 entspricht der kalibrierten Kennlinie Drehzahl 1 min 0 20 100 350 1000 Reibfaktor Reibung Nm Bild 5 1 4 2 4 1 Modifizierte Reibkennlinienwerte Alle weiteren eingestellten Parameter w hrend der Reibungsvariation k nnen der Tabelle in Bild 5 1 4 2 4 2 entnommen werden KW Jeun OT KW n Ulewooilewvut cm Bild 5 1 4 2 4 2 Einstellungen f r die Reibungsvariation 300 250 200 150 100 1 min 50 n OT_1 1 min un n OT 2 E 98 Reibung amp 100 Reibung 150 95 100 105 110 115 120 Startwinkel KW n OT Bild
39. Pleuel Schwerpunktskoordinate in x Richtung Pleuel Schwerpunktskoordinate in y Richtung Zylinderanzahl Anzahl der Kurbelwellengrundlager Anzahl der Pleuellager Anzahl der Ventile Einla bzw Ausla ventile Lebenslauf Name Geburtsdatum Geburtsort Familienstand Staatsangeh rigkeit 1972 1976 1976 1985 1985 1987 1987 1994 1995 1996 1996 1999 seit 1999 Ulrich Kramer 31 Juli 1965 Gladbeck verheiratet 2 Kinder deutsch Schulausbildung Grundschule St Josef Gladbeck Heisenberg Gymnasium Gladbeck Abschlu Abitur Wehrersatzdienst Caritas Verband Gladbeck Krankenpflege mobiler sozialer Hilfsdienst Studium Hochschulstudiengang Maschinenbau an der RWTH Aachen Fachrichtung Verbrennungsmotoren Abschlu Diplom Ingenieur Berufst tigkeit INA W lzlager Schaeffler KG Herzogenaurach Versuchsingenieur im Bereich Verbrennungsmotoren INA Motorenelemente Schaeffler oHG Hirschaid Projektleiter im Bereich Anwendungstechnik f r Nockenwellenverstellsysteme Ford Werke AG K ln Entwicklungsingenieur in der Motorenvorentwicklung f r kleine Ottomotoren
40. Sieber U Sieber U Fraidl G K Piock W Wirth M Sch ggl P Fraidl G K Piock W Wirth M Wirth M Zimmermann D Friedfeldt R Caine J Schamel A Storch A Ries M ller K Gansert K P Pilgram G Ortmann R W rfel G Gerhardt J Sczomak D P Patterson G J 2 8 BDE Direktstart Startoptimierung eines Ottomotors mit Direkteinspritzung anhand eines thermodynamischen Motorsimulationsmodells Der Ottomotor mit Direkteinspritzung und Direktstart M glichkeiten und Grenzen Einige Aspekte bez glich Gemischbildung und Verbrennung im Rahmen des Direktstarts von Ottomotoren mit Benzin Direkteinspritzung Crankshaft and Belt Integrated Starter Generators Performance Economy and Emissions Verfahren zum Starten einer Brennkraftmaschine insbesondere eines Kraftfahrzeugs Verfahren zum Starten einer mehrzylindrigen Brennkraftmaschine Otto Direkteinspritzung aktuelle Trends und zuk nftige Strategien Direkteinspritzung im Ottomotor Brennverfahren und Entwicklungsrichtungen Die n chste Generation der Benzin Direkteinspritzung gesteigertes Verbrauchspotenzial bei optimierten Systemkosten Overview of Central Injection air Assisted SIDI Technology Emissions and Fuel Consumption Vortrag Robert Bosch GmbH IKV Universit t Stuttgart 5 Int Stuttgarter Symposium f r Kraftfahrwesen und Verbrennungsmotoren 2003 Vortrag Robert Bosch Gm
41. Startfenster 21 KW Durch Erh hung des Verdichtungsverh ltnisses verschlechtert sich das Di rektstartverhalten beachtlich Eine Erh hung um etwa 2 5 verkleinert das Startfenster um etwa 10 KW Eine typische Saugmotorkonfiguration Ver dichtungsverh ltnis ca 12 A 57 v UT ist daher ung nstig f r das Direkt startverhalten Die maximale K hlwassertemperatur f r einen erfolgreichen Di rektstart betr gt dann 55 C Das gr te Potential zur Verbesserung des Direktstarterfolgs hat die Optimie rung der Gemischaufbereitung Da offensichtlich nicht die gesamte zur Verf gung stehende Luft und Kraftstoffmasse vollst ndig verbrannt wird lassen sich theoretisch die Verbrennungsluftverh ltnisse der entscheidenden Ar beitstakte bis hin zu st chiometrischen Luftverh ltnissen absenken Eine Ab senkung von Ay um 0 1 erweitert das Direktstartfenster etwa um 10 KW Mit einer Absenkung um 0 3 w re der erweiterte Direktstart sogar bei der ung n stigen Saugmotorkonfiguration Verdichtungsverh ltnis ca 12 A 57 v UT bis zu 115 C K hlwassertemperatur m glich Startfenster 30 KW Allerdings sind zur Zeit noch keine konkreten Ma nahmen bekannt mit denen sich die ses Potential erschlie en lie e Selbst mit der theoretisch bestm glichen Verbrennung Av 1 f r alle Takte und der g nstigen Motorkonfiguration hinsichtlich der Steuerzeiten und des Verdichtungsverh ltnisses Verdichtungsverh ltnis ca 10 A 37w U
42. VE Vn Hu Vs V Saugrohr Vs IER y VK W W Wi r ck komp Wi _vor_exp Hz r ck exp Wa vor_exp Wa vor_komp W3 Vor ern W vor _ komp Wy XB X10 X50 X90 XK XP YP ZGL ZPL Zb 293 Einspritzzeitpunkt R ckdrehverbrennung Einspritzzeitpunkt 1 Vorw rtsverbrennung Einspritzzeitpunkt 2 Vorw rtsverbrennung Gemischbildungszeit f r R ckdrehverbrennung Motor bzw K hlwassertemperatur gemessen Motorsteuerung R ckdrehzeitintervall Temperatur Temperatur der einstr menden Luft Temperatur des ausstr menden Gases Gastemperatur Saugrohrtemperatur Wandtemperatur K hlwassertemperatur Simulation Zylindertemperatur Geschwindigkeitsparameter EHD Kontakt Innere Energie Volumen Kompressionsvolumen Verbrennungsdauer Verbrennungsende Hubvolumen eines Zylinders Gesamthubvolumen des Motors Saugrohrvolumen Zylindervolumen bei Verbrennungsstart Zylindervolumen Geschwindigkeit Kolbengeschwindigkeit Belastungsparameter EHD Kontakt Arbeit allgemein R ckdrehkompressionsarbeit Expansionsarbeit 1 Arbeitstakt in Vorw rtsrichtung R ckdrehexpansionsarbeit Expansionsarbeit 2 Arbeitstakt in Vorw rtsrichtung Kompressionsarbeit 2 Verdichtungstakt in Vorw rtsrichtung Expansionsarbeit 3 Arbeitstakt in Vorw rtsrichtung Kompressionsarbeit 3 Verdichtungstakt in Vorw rtsrichtung Volumen nderungsarbeit Kraftstoff Umsatzrate 10 Umsatzrate 50 Umsatzrate 90 Umsatzrate Kolbenweg
43. amp gt 100 z 80 60 40 20 0 E E E m KL 90 95 100 105 110 115 120 125 130 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT Ay och 1 2 Ay vor 0 7 A 2_ges E 0 7 e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 16 Expansionsarbeit der 1 Vorw rtsexpansion W1 vor exp IN Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A ick 1 2 237 Bild 5 2 4 6 15 zeigt die Expansionsarbeit der R ckexpansion W2 r ck exp und Bild 9 2 4 6 16 die Expansionsarbeit der 1 Vorw rtsexpansion Wi vor ex In Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Beide Arbeiten nehmen mit steigender K hlwassertemperatur deutlich ab und werden im Bereich von 106 114 KW n OT maximal Bild 5 2 4 6 17 kann die Gesamtarbeit des 2 Zyklus Restgaszyklus W2 ses entnommen werden Dabei sind die Punkte bei 0 J wieder als erfolglose Entflam mungsversuche im R ckdrehzylinder und Punkte bei 50 J als mi gl ckte berwin dungen des 2 OT zu betrachten Da bei fast allen erfolgreichen Starts ein positiver Arbeitsbeitrag des 2 Zyklus festgestellt werden kann funktioniert offensichtlich bei den meisten erfolgreichen Starts die Verbrennung im Restgaszyklus Im Umkehr schlu l t sich ableiten da der Starterfolg stark gef hrdet ist wenn die Verbren nung im 2 Zyklus berhaupt nicht funktioniert Dieses kommt insbesondere b
44. h 4 2 5 Schlu folgerungen zur Einstellbarkeit der Abstellposition Die Simulationsergebnisse best tigen was die Versuchsergebnisse vermuten las sen Mit einer Drosselklappensteuerung allein ist es unm glich die Kurbelwelle beim Motorauslauf sicher in einem pr determinierten Kurbelwinkelbereich von 100 120 KW n OT zum Stillstand zu bringen Kleinste Streuungen in den Anfangs bedingungen oder den Randbedingungen des Motorauslaufs bewirken Kurbelwinkel abweichungen die gr er sind als die halbe oder gar die gesamte Breite des Kur belwinkelfensters Die Streuungen in den Anfangsbedingungen bzw Randbedingun gen so klein zu halten da die St rgr en nicht ins Gewicht fallen erscheint unreali stisch Es bedarf daher eines geschlossenen Regelkreises zur Einstellung der Kurbelwinkelposition beim Motorstopp Die Drosselklappe allein als Aktuator zur F llungsregelung in einem geschlossenen Regelkreis ist der Regelaufgabe nicht gewachsen da die Zeitkonstante zum Absen ken des Saugrohrdrucks weitaus gr er ist als die Auslaufzeit des Motors Die Aus laufzeit betr gt etwa 1 s Ausgehend von Umgebungsdruckniveau im Saugrohr beim Schlie en der Drosselklappe kann selbst ein sehr dichtes Saugrohr nur auf ein Druckniveau von etwa 0 8 bar evakuiert werden bei 700 min Leerlaufdrehzahl Das Druckniveau ist damit weit entfernt vom Saugrohrdruck bei Leerlauf etwa 0 25 0 3 bar Es sind daher weitere Regeleinrichtungen am Motor e
45. min bzw 300 min und 330 min betr gt die Streubreite nur etwa 10 KW 20 KW und die Stoppositionen liegen fast alle im Startfenster 180 Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 160 Drosselklappe offen a 0 140 F OH L c 120 g gt Startfenster te S 100 L 3 r E a R d 80 See e ar O L 2 o 2 i d RONW 40 990 N W 20 Stoppfenster L l back 0 50 100 150 200 250 300 350 Drehzahl im letzten OT min Bild 4 1 6 2 4 5 Stopposition in Abh ngigkeit der Drehzahl im letzten OT Drosselklappe ge ffnet Die Stopposition in Abh ngigkeit von der Gesamtenergie ist in Bild 4 1 6 2 4 6 aufgetragen Die Darstellung zeigt hinsichtlich der Eignung zur Stoppositionsvoraus sage keinerlei Vorteile Zur Erreichung des Zielfensters mu im letzten OT eine Gesamtenergie von 9 J 17 J bzw 54 J 65 J eingestellt werden 90 180 Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 160 Drosselklappe offen Onsen 0 140 g O L E 120 be S ee iu Startfenster 3 ER EEE z i Ba 3 S GO 2 d MONW 40 F d ou 20 Stoppfenster o EG RE EIERN EEE 0 10 20 30 40 50 60 70 Gesamtenergie kin pot im letzten OT J Bild 4 1 6 2 4 6 Stopposition in A
46. n 700 min KG Entl ftung deaktiviert i 3 Poly n 700 min aktive KG Entl ftung i 3 Bild 4 1 4 2 7 O gt Konzentration als Funktion des mittleren Zylinderdrucks im OT Einflu der Saugrohrleckage Kurbelgeh useentl ftung Zusammenfassend l t sich feststellen da die Sauerstoffkonzentration im Startzylinder proportional zum mittleren Zylinderdruck im OT w hrend des Motorauslaufs ist Daher kann die Sauerstoffkonzentration im startrelevanten Zylinder bei Kenntnis des Zylinderdruckverlaufes mit Hilfe einer Kennlinie vorausgesagt werden Die Kennlinie ist unabh ngig von der Oltemperatur h ngt 53 aber von den Ventilsteuerzeiten der Leerlaufdrehzahl sowie der Anzahl der Zyklen zwischen dem Abstellen der Einspritzung Z ndung und dem Motorstopp ab Heutigen Motorsteuerungen steht der Zylinderdruck als Eingangsgr e im allgemei nen nicht zur Verf gung so da f r eine praktische Anwendung des gefundenen Zu sammenhangs andere Eingangsgr en geeigneter erscheinen Da beim Motorauslauf nach der letzten Verbrennung eine reine Luftverdichtung ohne weitere Verbrennung vorliegt existiert ein einfacher Zusammenhang zwi schen dem Kompressionsdruck im OT und dem Zylinderdruck bei Verdichtungsbe ginn dem Zeitpunkt Einla schlie t Man kann annehmen da der Zylinderdruck bei Einla schlie t n herungsweise dem Saugrohrdruck im UT entspricht und h tte damit eine sehr einfache Kalibr
47. nachgespritzt und f r A ick 0 7 wird kein Kraftstoff mehr in den Restgaszyklus gespritzt Das Gesamtluftverh ltnis von A ses 0 7 wird gew hlt da es sich f r die Z ndwilligkeit und Arbeitsausbeute sowohl der R ckdrehverbrennung als auch der 1 Vorw rtsverbrennung als Optimum erweist F r sehr fette R ckdrehluftverh ltnisse A2 r ck lt 0 7 wird kein Kraftstoff mehr in den Restgaszyklus nachgespritzt Das Ge samtluftverh ltnis des Restgaszyklus bleibt nicht mehr konstant sondern ndert sich in gleicher Weise wie das R ckdrehluftverh ltnis F r A ricek lt 0 7 gilt A2 ges A2 r ck In Bild 5 2 4 3 1 ist exemplarisch dargestellt der Einflu des R ckdrehluftverh lt nisses A2 r ck auf den maximalen Zylinderdruck w hrend der R ckdrehverbrennung P2 max r ck f r eine Einstellung Startwinkel 116 KW n OT Lee 60 C Kraftstoff druck 10 MPa Jeder Punkt in dem Bild steht f r einen Startvorgang Der Darstel lung liegen jeweils 12 Starts pro eingestelltem Luftverh ltnis zu Grunde F r nicht erfolgreiche Starts wird der Maximaldruck zu Null gesetzt 212 e Lambda_2_ges Lambda_2_r ck m Lambda 2_ges 0 7 ii E T g5 Z f m n i S4 3 m i E ed 3 i Q 0 E E E E E 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 A3 r ck Bild 5 2 4 3 1 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung A2
48. oooo oo 108 4 2 1 5 3 Kurbelwellengrundlager und Pleuellager 111 4 2 1 5 4 Nebenaggregate 2 2 112 4 2 1 6 Massenmomenit 0 020200 Jl 4 2 1 6 1 Tr gheitsmoment Berechnung 113 4 2 1 6 2 Moment der Masseneregung 116 4 2 2 Kalibrierung und Validierung des Motormodells 118 4 2 3 Steuerungskonzept und entwurf f r den Abstellvorgand 122 4 2 3 1 Grundanalyse und Girukiur 122 4 2 3 2 Strategie 1 Drosselklappensteuerung und regelung 123 4 2 3 3 Strategie 2 Bremssystem an der Kurbelwelle 125 4 2 4 Robustheitsanalyse 126 4 2 4 1 Variation der Leerlauidrebzabl If 4 2 4 2 Variation der Hebunmg e 132 4 2 4 3 Variation des Verdichtungsverh ltnisses 192 4 2 4 4 Variation des Umgebungsdrucks 2 1 193 4 2 4 5 Variation der letzten Verbrennung 132 4 2 4 6 Variation des Leckluftmassenstroms durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil und die Drosselklappe 135 4 2 4 7 Variation der Ansaugluft und ltemperatur 187 4 2 4 8 Variation des Tr gheitsmomentS 2 198 4 2 4 9 Variation des Ventlepniels JO 4 2 4 10 Variation der Gieuerzeten J 4 2 5 Schlu folgerungen zur Einstellbarkeit der Abstellposition 140 4 3 Drosselklappenstrategie zur Optimierung des Motor Abstellvorgangs 141 4 4 Verwendung von Positioniereinrichtunge
49. spielsweise durch Ausnutzung des anisotropen magnetoresistiven Effekts 34 Sol che Systeme sind f r die Einsatzbedingungen am Fahrzeugmotor allerdings zur Zeit nicht am Markt verf gbar und m ten erst entwickelt werden wobei mit deutlich er h hten Kosten gegen ber konventionellen Sensoren zu rechnen ist Bei Applikation des Sensors auf der Nockenwelle m ssen zudem Me fehler in Kauf genommen werden die durch unvermeidbare Ungenauigkeiten bei der Steuerzeiteneinstellung und durch die nicht unerheblichen Anderungen der Riemengeometrie w hrend des normalen Betriebs insbesondere w hrend des R ckdrehens entstehen Ein alternativer Anbau eines anisotropen magnetoresistiven Absolutwinkelsensors an der Kurbelwelle ist technisch aufwendiger als die Nockenwellenapplikation Bauraum doppelte Drehzahl und setzt zudem einen zus tzlichen Nockenwellensensor voraus mit bereits bei Motorstillstand eindeutigem Signal pro 180 Nockenwinkel 34 Soll das Direktstartverfahren nicht als Alternative zum konventionellen Motorstart f r den initialen Motorstart nach Einschalten des Steuerger tes mit dem Z ndschl ssel genutzt werden sondern nur im reinen Stopp Start Betrieb funktionieren so sind auch Systeme denkbar die wohl zuverl ssig die R ckdrehbewegung nicht aber die absolute Winkelposition erkennen Bei solchen Systemen wird der z ndschl ssel getriggerte Motorstart der eine Synchronisation des Steuerger tes erfordert nach wie vo
50. wird die Kraftstoffeinspritzung aller Zylinder unterbrochen um den Motor zu stoppen Die Unterbrechung erfolgt getriggert durch das Z nd OT Signal des 1 Zylinders Die Abschaltdrehzahl betr gt 700 10 min Die Drosselklappe wird bei diesem Abstellvorgang bis zum Motorstillstand vollst ndig geschlossen Nach Verbrennung der letzten abgesetzten Kraftstoffmasse etwa 0 1 s nach Abschaltung der Kraftstoffzufuhr f llt die Drehzahl Nach ca 0 75 s wird der letzte OT passiert bevor die Kurbelwellenrotation nach etwa 0 95 s zum Stillstand kommt Aufgrund der Drosselung liegt der Saugrohrdruck w hrend des gesamten Abstellvorgangs auf niedrigem Niveau von etwa 0 25 bar 0 4 bar Bedingt durch den niedrigen Saugrohrdruck ist auch der Kompressionsspitzendruck im OT w hrend des gesamten Abstellvorgangs moderat etwa 5 bar Saugrohrdruck bar Motordrehzahl min Drosselklappen ffnung 1 254 1000 TT 1 00 soo Sauerstoffkonzentration 15 4 u FEN 80 60 40 20 0 00 Zyl druck 1 bar Zyl druck 3 bar Zyl druck 4 bar Zyl druck 2 bar Ventil Hub V vw 12 5 10 0 7 5 5 0 25 DEE WAWA WATAWA Ny 0 0 Zeit s Bild 4 1 4 2 1a Motorauslauf n 700 min konstante Drosselklappenposition 45 W hrend des letzten Kompressionstaktes von Zylinder 4 vor Motorstillstand 3 Kom pressionstakt nach dem Abstellen der Einspritzung wir
51. 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 Au ver E 14 n OT Es 74 n UT A 57 v UT As 3 n OT Ao r ck 0 64 tmot 60 C teb 100 ms e 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 4 4 Einflu des Luftverh ltnisses der 1 Vorw rtsverbrennung A vor auf die Verbrennungswirkungsgrade der R ckdrehung und der 1 Vorw rtsexpansion Verb 2 r ck Verb 1 vor St Die Verbrennungswirkungsgrade der R ckdrehung und der 1 Vorw rtsexpansion MVerb_2 r ck MVerb_I_vor K nnen Bild 5 2 4 4 4 entnommen werden W hrend der Wir kungsgrad der R ckdrehverbrennung erwartungsgem konstant bleibt nimmt der Wirkungsgrad der 1 Vorw rtsverbrennung zu magereren Luftverh ltnissen hin deut lich zu das hei t der eingesetzte Kraftstoff wird wesentlich besser genutzt Allerdings ist das absolute Energieniveau geringer so da der Direktstart trotz besseren Wirkungsgrades bei magerer Verbrennung schlechter funktioniert 5 2 4 5 Einflu der Gemischbildungszeit Die R ckdrehverbrennung beim erweiterten Direktstart unterscheidet sich grunds tz lich von den normalerweise im Vollast oder Teillastbetrieb auftretenden Verbren nungen Die Z ndung erfolgt auf Umgebungsdruckniveau bei weitgehend unbeweg ter Ladung die lediglich durch den Impuls des Einspritzstrahls selbst in Bewegung versetzt wird Bedingt durch die ung nstigen Entflammungsbedingungen sind eine schlechte Gemischbildung und ein niedrig
52. 0 65 angenommen 121 Die spezifische Enthalpie des Leckagemassenstroms ergibt sich nach der kalorischen Zustandsgleichung zu 100 h c T GI 5 1 44 Die innere Energie folgt aus der kalorischen Zustandsgleichung GI 5 1 19 Mit den explizit berechneten Gr en aus den Gleichungen GI 5 1 33 Q GI 5 1 41 O GI 5 1 27 AWy sowie Gl 5 1 43 zusammen mit GI 5 1 44 und GI 5 1 42 m h folgt aus dem 1 Hauptsatz der Thermodynamik GI 5 1 25 der Temperaturverlauf im Zylinder w hrend der Verbrennung Geschleppter Druckverlauf Der geschleppte Druckverlauf wird ben tigt um den Wandw rme bergangskoeffi zienten amp wana IM Modell Wandw rme bergang zu berechnen Bei der Bestimmung der Druck und Temperaturverl ufe w hrend des geschleppten Verlaufs werden die Gesetzm igkeiten der polytropen Zustands nderung aus den Gleichungen Gl 5 1 10 und Gl 5 1 11 herangezogen F r die Polytropenexponenten werden beim ge schleppten Druckverlauf andere Werte eingesetzt als bei der Verbrennung Die Poly tropenexponenten f r Kompression und Expansion werden aus Schleppmessungen am Zielmotor ermittelt Expansion Nach erfolgter Verbrennung befindet sich Restgas im Zylinderraum welches expan diert wird bis das Ausla ventil ffnet AO Der Druck und Temperaturverlauf vom Verbrennungsende VE bis AO wird mit Hilfe der Polytropenbeziehung und der idealen Gasgleichung berechnet Der LS GI 5 1 45 Van
53. 05 1 10 1 15 Zeit s Bild 5 1 4 2 1 2 Variation des Startwinkels Basiskonfiguration Bei Startwinkeln von 100KW 117 KW n OT wird der 2 OT berwunden und der Direktstart ist erfolgreich Bei 118 KW n OT stirbt der Motor am 2 OT ab d h er bleibt stehen so da ein erfolgreicher Direktstart verhindert wird Die maximale Drehzahl im 2 OT wird bei einem Startwinkel von 108 KW n OT erreicht nor 2 92 min 108 KW n OT ist daher bei dieser Konfiguration der g nstigste Startkurbelwinkel Bild 5 1 4 2 1 3 zeigt das m gliche Startfenster der Basiskonfiguration In dieser Art der Darstellung der Ergebnisse aus Bild 5 1 4 2 1 2 wird auf der Ordinate die Dreh zahl am 1 OT nor positiv die am 2 OT nor 2 negativ gezeichnet Auf der Abszisse wird der Startwinkel aufgetragen Diese Darstellungsform gibt einen schnellen berblick ber das m gliche Startkurbelwinkelfenster sowohl beim erweiterten als auch beim einfachen Direktstart und eignet sich daher hervorragend f r Vergleiche verschiedener Konfigurationen Sobald eine der beiden aufgetragenen Drehzahlen Null wird ist kein Direktstart mehr m glich Je h her die Betr ge der beiden Drehzahlen sind desto besser ist die Direktstartqualit t 173 150 100 1 min Q1 O n_OT 1 1 min S CH zc Startfenster Referenz n OT 2 98 100 102 104 106 108 110 112 114 116 118 120 Startwinkel KW n OT
54. 1 3 2 6 5 i 2 7 00 Bild 4 1 3 3 690 500 E z Bild 4 1 3 5 EEE WC Bild 4 1 3 5 HES BEE u Bild 4 1 3 5 WE e ls e g 6 70 DgA1 b J 70 e 680 Alle Drosselklappenverstellungen mit maximaler Verfahrgeschwindigkeit etwa 0 17 s f r eine Ver stellung von 0 zu 100 bzw 100 zu 0 Offnungswinkel Bild 4 1 6 1 1 Drosselklappenverstellstrategien zur Beeinflussung der Motorstopposition Vor der Unterbrechung von Z ndung bzw Einspritzung werden die Betriebsbedin gungen des Motors konditioniert Initialisierungsphase Dazu wird der Motor jeweils mit der angegebenen Leerlaufdrehzahl betrieben die m glichst genau eingestellt wird Um den Abschaltvorgang m glichst reproduzierbar stattfinden zu lassen wer den weitere Abschaltbedingungen definiert Zum einen wird der Abschaltvorgang nur eingeleitet wenn sich ein gemittelter Drehzahlwert zum Z nd OT des 1 Zylinders Z OT 1 in einem vordefinierten Drehzahlfenster befindet Zum anderen erfolgt die Un terbrechung der Einspritzung immer bei der gleichen Kurbelwinkelposition am Z OT 1 Bei den absolutwinkelgef hrten und teilweise auch bei den drehzahlgef hrten Drosselklappenstrategien wird zu diesem Zeitpunkt zus tzlich die Z ndung unterbro chen Die zus tzliche Z ndungsunterbrechung hat den Vorteil da nach dem Ab schaltzeitpunkt bei dem sich die Motordrehzahl im Sollfenster befindet nur noch eine bereits eingeleitete Verbrennung stattfindet die aufgrund
55. 100 0 100 119KW n OT 200 Zylinderdruck_l _ Zylinderdruck_3 Zylinderdruck_4 Zylinderdruck_2 Zylinderdruck bar 16 ch 009 LTLEPAVANANANAFATATAANA Keeler O N A A O 0 90 180 270 360 450 540 630 720 810 900 990 10801170 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 1 Simulierter Druck und Drehzahlverlauf beim Abstellvorgang 128 4 2 4 1 Variation der Leerlaufdrehzahl Um den Einflu der Leerlaufdrehzahl auf die Stopposition des Motors zu untersu chen wird die Leerlaufdrehzahl in folgenden Schritten variiert 700 min 1 32 35 und 10 Die aus den Simulationen ohne Recgeleingriff resultierenden Drehzahlverl ufe und Stoppositionen sind in Bild 4 2 4 1 1 und Bild 4 2 4 1 2 dargestellt Wie Bild 4 2 4 1 1 zu entnehmen f hrt bereits eine Erh hung der Leerlaufdrehzahl um 1 zu einem vollkommen ver ndertem Auslaufverhalten Der OT bei 1170 NW wird mit der h heren Drehzahl noch berwunden der Abstellzylinder ndert sich Zudem ndert sich die Stopposition in Bezug zum OT des jeweiligen Expansionszy linders um 32 KW von 119 n OT auf 87 OT und liegt damit au erhalb des f r den Direktstart als optimal betrachteten Kurbelwinkelfensters 100 bis 120 OT F r die Robustheit des Systems d rften bei Einstellung eines mittleren Stoppwinkels von 110 KW n
56. 1100 1050 1000 950 900 Stopposition NW n Z OT 1 aus 850 670 680 690 700 710 720 730 Drehzahl im OT O NW n Z OT 1 aus min ltemperatur 71 C 80 C m ltemperatur 40 C 70 C Bild 4 1 6 2 3 1 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit von der Abstelldrehzahl Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Offnung bei 680 NW Der Streubereich der Drehzahl kleinstm glicher Drehzahlbereich in dem sich alle gemessenen Drehzahlen zum betrachteten Zeitpunkt befinden betr gt bei O NW 57 min und reicht von 670 min bis 727 min Es ist kaum eine Abh ngigkeit des Abstellzylinders von der Drehzahl beim Eintritt in die Auslaufphase festzustellen Der Unsch rfebereich Bereich in dem der Abstellzylinder nicht eindeutig einer Drehzahl zugeordnet werden kann betr gt 44 min und ist damit fast so gro wie der Streubereich so da eine Vorhersage der Abstellposition mit Hilfe der Auslaufdrehzahl zum betrachteten Zeitpunkt O NW unm glich ist Wahrscheinlich bewirken die unvermeidbaren Schwankungen der letzten eingeleiteten Verbrennung die zum Zeitpunkt der Initialisierung gerade abl uft dieses ungeordnete Bild Einen kompletten Zyklus sp ter 360 NW ist der Verbrennungseinflu verschwun den und es existieren wie in Bild 4 1 6 2 3 2 zu sehen Drehzahlbereiche in denen der Abstellzylinder mit Hilfe der Motordrehzahl bei 360 NW eindeutig vorausges
57. 132 Zur Darstellung der Direktstartf higkeit bis zu einer K hlwassertemperatur von 105 C sind bereits Kompromisse hinsichtlich der Steuerzeiten einzugehen Dabei kommt insbesondere der Steuerzeit Ausla ffnet eine besondere Bedeutung zu Diese ist beim verwendeten Versuchstr ger fr hestens auf 25 KW v UT zu legen um bei ei nem Verdichtungsverh ltnis von 10 1 und 105 C K hlwassertemperatur ein etwa 4 KW breites Startfenster mit mehr als 90 Startwahrscheinlichkeit zu erhalten Mit dieser sp ten Ausla steuerzeit ergeben sich bereits Verschlechterungen des Vollastverbrauchs und zwar von etwa 1 1 5 im Drehzahlbereich von 4000 5500 min F r Saugmotoren mit gleichem Verdichtungsverh ltnis sinkt die K hlwassertemperaturgrenze unter 80 C dies gilt insbesondere f r Motoren mit Nockenwellenphasenverstellung die mit l ngeren Nockenwellenprofilen best ckt werden sollten damit weder Teillast noch Vollastnachteile in Kauf genommen werden m ssen Mit einer vollvariablen Ventilsteuerung der Ein und Ausla venitile die auch bei stillstenendem Motor funktioniert K nnte das Steuerzeiten Potential f r den Direktstart vollst ndig genutzt werden ohne Vollast oder Teillastnachteile bef rchten zu m ssen Eine solche Ventilsteuerung lie e sich z B mit einem elektromagnetisch aktuierten Ventiltrieb realisieren 259 Ber cksichtig man da das am Versuchsfahrzeug untersuchte Verdichtungs verh ltnis von 10 18
58. 1999 Fachbuch 22 Auflage VDI Verlag D sseldorf 1995 Interner Entwicklungsbericht Ford Werke AG K ln 1999 Dissertation Universit t Hannover 1985 VDI Fortschrittberichte Reihe Verkehrstechnik Fahrzeugtechnik Heft Nr 221 1994 FVV Abschlu bericht Heft Nr 629 1999 SAE Paper 1999 01 0974 Wayne State University US Army TACOM 1999 SAE Paper 2000 01 0921 Wayne State University US Army TACOM 2000 Fachbuch Springer Verlag Wien 1996 Fortschrittsberichte der VDI Zeitschriften Reihe 1 Nr 48 VDI Verlag D sseldorf 1976 SAE Paper 920482 Southwest Research Institute 1992 Interner Entwicklungsbericht Ford Motor Co Technical Report SR 91 80 Dearborn 1991 SAE Paper 840179 Wayne State University Detroit MI 1984 VDI Fortschritt Bericht Reihe 12 Nr 71 VDI Verlag D sseldorf 1986 114 115 116 117 118 119 120 121 122 123 124 125 126 127 Haug K Breker T Vibe Pischinger R Kell M Sams T Heywood J B Woschni G Munro R Han D Lee J Ebner H W Jaschek A O Ra weiler G M Withrow L Brunt M F J Emtage A L M nnich T 285 Die Drehschwingungen in Kolbenmaschinen Simulation des Direktstartvorgangs an einem Otto Motor mit Direkteinspritzung unter MATLAB Simulink Brennverlauf und Kreisprozess von Verbrennungsmotoren Thermodynam
59. 28 2 583 387 310 3 2 Unsch rfebereich 577 381 3 88 99 02 Amite Min 580 384 An min 6 6 8 1 0 1 6 Streubereich 191 82 237 130 214 106 46 48 21 5 453 Unsch rfebereich 208 101 215 103 2115 102 7 2 A es Eges mittel 159 3 3 2 0 AEgos 1 Eyes mite Bild 4 1 6 2 3 9 _Unsch rfe und Streubereiche an verschiedenen OT Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Offnung bei 680 NW Minimale Gesamtenergie im Streu Unsch rfebereich g Auff llig ist da der Drehzahlstreubereich mit fortschreitendem Auslaufvorgang deutlich gr er der Gesamtenergiestreubereich hingegen kleiner wird Dieses Ver halten ist auf die Bet tigung ffnung der Drosselklappe bei 680 NW zur ckzuf h ren Das ge nderte Verhalten des zyklischen Energieaustausches zwischen kineti scher und potentieller Energie wird mit Auswertung des Drehzanhlsignals allein nicht 85 erfa t so da ein Wechsel der Betriebsbedingungen zu einer Zunahme der Dreh zahlstreuung f hrt Allerdings wird der Unsch rfebereich des Drehzahlsignals nicht von der nderung der Zylinderf llung beeinflu t Der Unsch rfebereich pa t sich den ge nderten Be triebsbedingungen automatisch an Dadurch l t sich der Stoppzylinder mit Hilfe der Drehzahlauswertung fast genauso gut vorhersagen wie mit der Energieauswertung Die Unterschiede sind marginal W hrend die Gr e des Unsch rfebereiches bei Auswertung der
60. 3 Gasentnahmeventil f r O2 Konzentrationsmessung 29 Die Applikation des Gasentnahmeventils an den Zylinderkopf wird in Bild 4 1 2 2 4 gezeigt Im rechten Teil des Bildes sieht man die Ventilbefestigung auf der Ventil deckelhaube mittels eines f r diesen Anwendungsfall angefertigten Adapters Da die Montagestelle des Ventils urspr nglich f r die Z ndkerzenstecker Z ndspulen Einheit des 4 Zylinders vorgesehen war mu die Z ndspule verlegt werden Der zur Z ndspulenbefestigung erforderliche Adapter ist rechts neben dem Entnahmeventil zu erkennen Auf der linken Seite des Bildes ist der Brennraum von Zylinder 4 samt Bohrung zur Aufnahme des Entnahmeventils zu sehen Diese Bohrung wird blicherweise zur Aufnahme von wassergek hlten Quarzdruckaufnehmern zur Messung des Brenn raumdrucks ben tigt wie es w hrend der Messungen an den anderen 3 Zylindern geschieht Da diese Bohrung an Zylinder 4 aufgrund der Ventilapplikation nicht mehr f r die Druckmessung zur Verf gung steht wird der Zylinderdruck hier mit einem in eine Indizierz ndkerze integrierten Quarzdruckaufnehmer gemessen Aufnahmebohrung f r Gasentnahmeventil Gasentnahmeventil Z ndkerzenbohrung f r Z ndkerze mit integriertem Zylinderdruckaufnehmer Aufnahmeadapter Adapter f r f r Gasentnahmeventil Z nds pule Bild 4 1 2 2 4 Applikation des Gasentnahmeventils an den Versuchsmotor 30 Der MeBaufbau ist im folgenden Bild Bild 4 1 2 2
61. 30 NW 60 KW vorw rts und erreicht dabei eine maximale Drehzahl von 80 min Anschlie end erfolgt eine 2 R ckdrehbewegung um etwa 10 NW 20 KW mit maximal 25 min nach der die Kurbelwelle bei einer Winkelposition von 45 NW n OT 90 KW n OT zum Stillstand kommt Kurbelwellendrehzahl min 350 Eintrittsdrehzahl in die Auspendelphase lokales Drehzahlminimum 300 250 200 150 Stopposition 100 50 ar R ckdrehen 100 n lt 0 Pendelweite eier m A 150 850 875 900 925 950 975 1000 Summennockenwellenwinkel P NW n Z ndung Einspritzung aus Bild 4 1 6 2 1 2 Auspendelphase eines Motorauslaufs In Bild 4 1 6 2 1 3 sind sowohl der Drehzahl Winkel und Drosselklappenverlauf als auch der Saugrohrdruckverlauf und die Zylinderdruckverl ufe eines exemplarischen Motorauslaufs unter Anwendung der DK Kennlinie Nr 3 ber der Zeit dargestellt vollkommen geschlossene Drosselklappe 65 KW Drehzahl 1 min KW Sensor KW Drehzahl 1 mint NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugrohrdruck bar Z OT1 Einspritzung und Z ndung aus 8004 125 d 1 25 6004 100 1 00 500 400 0 75 300 200 0 50 100 0 0 25 100 200 0 00 Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar Zylinderdruck 2 bar Nockenwellenwinkel
62. 5 dargestellt Vor Versuchsbeginn wird dem Sauerstoffkonzentrationsme ger t Oximat zur Kalibrierung zum einen das Kalibriergas N2 und zum anderen synthetische Luft mit 20 O2 Gehalt direkt zugef hrt Nach der Kalibrierung wird zu jeder Messung kontinuierlich N gt als Sp lgas durch das Gasentnahmeventil GEV geleitet Der Gasmassenstrom wird sowohl vor Man als auch nach m dem GEV gemessen Zur Vermeidung von Kondensatbildung wird das Sp lgas im erw rmten Zustand zugef hrt Nach dem Abschalten von Z ndung und oder Einspritzung l uft der Motor aus Zeitaufgel st aufgenommen werden die Massenstr me vor und nach der Gasentnahme der Kurbelwellenwinkel die Motordrehzahl das Nockenwellen triggersignal alle Brennraumdr cke der Entnahmeventilhub und die Sauerstoff konzentration Bei Unterschreiten einer Drehzahlgrenze wird der Ventil ffnungs mechanismus GEV Controller in einen Wartemodus geschaltet In diesem Wartemodus erfolgt die Ventil ffnung per Elektromagnet nach einem zuvor definierten Kurbelwinkelwert nach der ersten OT Marke Kontroll Signal Daten Signal Unbeheizter Schlauch ER Beneizter Schlauch rigger ee WR E KW Bild 4 1 2 2 5 Versuchsaufbau zur Sauerstoffkonzentrationsmessung im Brennraum Der Zeitpunkt der Gasentnahme wird genau so gew hlt da im letzten oder vorletzten Verdichtungstakt von Zylinder 4 vor Motorstillstand Gas entnommen wird 31 Sobald das GEV ffnet
63. 5 und mit trigonometrischen Umformungen gilt sin P cos o cos p NE kamen Pai zZ P Kurbeigeh use A Se p SiN COS Q pa Fee An sing TEE dl at o mit A r l Pleuelstangenverh ltnis r Kurbelradius Pleuelstangenl nge GI 4 2 1 7 A Kolbenfl che P pubetgen use Druck im Kurbelgeh use p Druck im Zylinder Dabei wird der Druck im Kurbelgeh use n herungsweise dem Umgebungsdruck gleichgesetzt P Kurbelgeh use P umgebung lbar Zur Vereinfachung der Gleichung Gl 4 2 1 7 wird definiert sin CO o 1 2 sing GI 4 2 1 8 Mit Gleichung GI 4 2 1 8 ergibt sich aus Gleichung GI 4 2 1 7 das Gasmoment zu K p sinp A Mean ES u P Kurbelgeh use A Ch Klo Gl 4 2 1 9 4 2 1 4 Ladungswechsel Beim Abstellvorgang des Motors ist der Ladungswechsel von gro er Bedeutung da die im Zylinder eingeschlossenen Gasmasse als Feder wirkt deren Federsteifigkeit von der F llung des Zylinders abh ngt Die Zylinderf llung wird vom Saugrohrdruck bei der Steuerzeit Einla schlie t Es bestimmt Der Saugrohrdruck wiederum h ngt von der Drosselklappenstellung w hrend des Motorauslaufs ab Der Ladungswechsel wird mit der F ll und Entleermethode berechnet 95 Diese Berechnung wird auf Basis des gemessenen Zylinderdruckes ohne Druckmessungen im Ein und Ausla system und durch Ansatz der Energiegleichung und der Gasglei chung durchgef hrt Die Genauigkeit dieses Verfahr
64. 5 1 4 2 4 3 Variation der Motorreibung K hlwassertemperatur 75 C 180 In Bild 5 1 4 2 4 3 ist das Startfenster f r 98 Reibung dem kalibrierten Startfenster gegen bergestellt Die Absenkung der Reibung um 2 f hrt bei 75 C K hlwasser temperatur zu einer Vergr erung des Startfensters von 17KW 100 KW 117 KW n OT auf 20 KW 98 KW 118 KW n OT Damit kann eine Verbesserung der Reibung im Drehzahlbereich unterhalb der Leerlaufdrehzahl zu einer Verbes serung des Direktstartverhaltens beitragen Ebenso kann aber eine Vergr erung der Reibung um wenige Prozent zum Versa gen des Direktstarts f hren Wie aus Bild 5 1 4 2 4 4 ersichtlich ist der Direktstart unter oben angef hrten Bedingungen bereits bei einer Reibungserh hung um 2 nicht mehr erfolgreich Da die Reibung eine stark streuende Eigenschaft ist die von vielen Einzelparametern abh ngt ist bei der Robustheitsentwicklung des Direktstarts diesem Umstand gr te Aufmerksamkeit zu schenken Reibfaktor In_OT_1 1 min n_OT_2 1 min 230 253 D 20 1 05 K EH 0 o Bild 5 1 4 2 4 4 Einflu der Motorreibung bei einer EE von 116 KW n OT 5 1 4 2 5 Einflu der Massentr gheit Zur Untersuchung des Einflusses der Massentr gheit auf das Direktstartverhalten wird das auf die Kurbelwellenrotation reduzierte Massentr gheitsmoment mit Fakto ren von 0 8 bis 1 3 multipliziert Die modifizierten Massentr gheitsmomente sind in der nachfolgend
65. Auflage 1992 136 Ippoliti M Experimentelle Untersuchung der Diplomarbeit Auswirkungen verschiedener Ford Werke AG Betriebsparameter auf die Direktstartf higkeit Fachhochschule eines direkt einspritzenden Ottomotors Braunschweig Wolfenb ttel Institut f r Fahrzeugbau Wolfsburg Dezember 2003 137 n n Produktinformation Internetseite ETAS Stuttgart ETAS ES 1000 03 Sept 2003 www etasgroup com 138 n n Schulungshandbuch ETAS GmbH Stuttgart 2003 INCA V 4 0 139 n n Produktinformation Internetseite Heidenhain Drehwinkelgeber Heidenhain ROC 409 Traunreut 15 Aug 2003 www heidenhain de 140 141 142 143 144 145 Law D Kemp D Allen J Kirkpatrick G Copland T Rechs M Helle Lorentzen R Eggert U Pingen B Rechs M Helle Lorentzen R Eggert U Pingen B Wiedemann J Genger M 287 Produktinformation Drehwinkelgeber Kuebler Vorzugsbaureihe 5852 Produktinformation Druckaufnehmer Kistler 6125 B Controlled Combustion in an IC Engine with a Fully Variable Valve Train Einflu von Getriebeabstufung und Motorcharakteristik auf das Benutzungsprofil und den Verbrauch Influence of Gearing and Engine Characteristics on Customer Usage and Fuel Economy Optimierung eines Fahrzeugk hlsystems im instation ren Betrieb aufgrund der Anforderungen des Thermomanagements Internetseite Kuebler 15 Aug 2003 www kuebler de Internetseite K
66. DEER D Das gesamte Massentr gheitsmoment des Kurbeltriebs setzt sich zusammen aus dem Tr gheitsmoment der Kurbelwelle J posmen und der Summe der Tr gheits momente von Pleuel und Kolben der einzelnen Zylinder J pomenpieuer X J Kurbeltrieb J Kurbelwelle Sg KSE Gl A 2 1 66 Z Das Massentr gheitsmoment einer Pleuel Kolbeneinheit wird wie folgt berechnet 113 114 E kin KolbenPleuel E kin Pleuel E kin Kolbengruppe I TOE ao aai d GI 4 2 1 67 E kin KolbenPleuel 2 J preur P 3 f M pjeuel j LZ ig GC EI M enore l ER mit E Kotbenpleuer Kinetische Energie der Pleuel Kolbeneinheit ei kinetische Energie des Pleuels E uin Kolbengruppe Kinetische Energie der Kolbengruppe Kolben inklusive Bolzen und Ringe SE Tr gheitsmoment des Pleuels um seinen Schwerpunkt Men Pleuelmasse M kotbengruppe Masse der Kolbengruppe Kolben inklusive Bolzen und Ringe 114 F r die Koordinaten des Pleuelstangenschwerpunkts xp yp gilt 113 114 x r 1 cosp 1 I cos GI 4 2 1 68 Yp l sin P 1 A sing GI 4 2 1 69 mit xp Koordinate in Kolbenbewegungsrichtung YP Koordinate quer zur Kolbenbewegungsrichtung A r l Pleuelstangenverh ltnis l l Schwerpunktabst nde zu den Pleuelaugen Damit ergibt sich f r die Schwerpunktgeschwindigkeitskomponenten der Pleuelstange p r eine rtl sinp GI 4 2 1 70 Yp LA Q COS Q GI 4 2 1 71 coso n mit LCE Se p und sin 4 sing GI
67. Die Olpumpe als Aktuator scheidet somit aus Druck Ausla bar Antriebsmoment Nm 4 Ss TRATEN Tu T 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 Motordrehzahl min Bild 4 4 2 2 Drenmomentkennlinie der lpumpe mit verschlossener Ausla ffnung und verschlossenem berdruckventil Wasserpumpe Eine Wasserpumpe ist wie auch eine Olpumpe an jedem Motor vorhanden Durch Verschlie en der Abstr m ffnung l t sich der Innendruck der Pumpe erh hen und ein zus tzliches Antriebsmoment erzeugen Durch die Einbringung von zus tzlichen Steuerelementen m te sich demnach auch die Wasserpumpe bei rein qualitativer Betrachtung zur Positionierung verwenden lassen Zur Feststellung des maximalen Antriebsmomentes werden daher Wasserpumpen des Zielmotors an ihrer Abstr m ffnung verschlossen und das Antriebsmoment im relevanten Drehzanhlbereich f r den Motorauslauf 0 700 min am Pumpenpr fstand der Ford Werke AG vermes sen Die Drenmomentkennlinie ist in Bild 4 4 2 3 dargestellt Das Verschlie en des Abstr mquerschnitts ist bei den betrachteten niedrigen Drehzahlen nicht aus den Daten ersichtlich In beiden F llen bei ge ffneter wie auch geschlossener Ausla ffnung ergeben sich im relevanten Drehzahlbereich immer nahezu gleiche Werte zwischen 0 3 und 0 4 Nm Die Wasserpumpe als Aktuator scheidet somit zur Auslaufpositionsregelung aus 146 0 40 0 35 0 30 C 0 25 0 20 k
68. ES Pa Yo Zyl GI 4 2 1 21 LA u augrohr 2 x 1 2 x 1 Bei berkritischem Druckverh ltnis Ze lt ES bzw 3 P z K I P Saugrohr K 1 d h im schallnahen Bereich ist in den Gleichungen Gl 4 2 1 20 und Gl 4 2 1 21 das Druckverh ltnis durch ZP zu ersetzen Bei Luft mit x 1 4 liegt das K kritische Druckverh ltnis bei Fr 0 528 K Die Ermittlung des isentropen Str mungsquerschnittes A eines Ventils in Abh ngig keit vom Ventilhub erfolgt im station ren Str mungsversuch Der Zylinderkopf samt dem im Hub ver nderlichen Ventil wird dabei mit Pre luft durchstr mt Dabei wird die Durchflu zahl o ein Ma f r den Durchflu widerstand des Ventils ermittelt Der Zusammenhang zwischen dem isentropen Str mungsquerschnitt und der Durchflu zahl ist in Gleichung GI 4 2 1 22 dargestellt Die an den relevanten Versuchsmoto ren gemessenen Durchflu zahlen sind in Abh ngigkeit des Ventilhubs in Bild 4 2 1 4 3 2 dargestellt A Or Gi 4 2 1 22 A mit A Kolbenfl che A Str mungsquerschnitt Alpha_k Ventilhub mm 0 Einlassventile Einlassventile Ladungsbewegungsklappe ge ffnet Ladungsbewegungsklappe geschlossen Ak 4536 mm Bild 4 2 1 4 3 2 Durchflu zahl o in Abh ngigkeit des Ventilhubs h Auslassventile 103 Der Massenstrom durch die Drosselklappe wird al
69. H ufigkeitsverteilung der Stopposition unter Anwen dung unterschiedlicher Drosselklappenstrategien wird analysiert und diskutiert Basierend auf den Me ergebnissen und den Simulationsergebnissen wird die Reali sierungsm glichkeit einer Auslaufsteuerung insbesondere per Drosselklappe betrachtet und die praktische Umsetzbarkeit bewertet Das Res mee der Ergebnisse aller durchgef hrten Untersuchungen f hrt zu folgen der Bewertung des Direktstarts als Startverfahren in einem Stopp Start System Der Erfolg des Direktstartvorgangs ist auf die Einhaltung wesentlicher Parameter angewiesen Um einen zuverl ssigen Direktstart am 4 Zylinder Reihenottomotor zu erm glichen m ssen einschneidende Kompromisse hinsichtlich der Steuerzeiten des Verdichtungsverh ltnisses und der maximal zul ssigen K hlwassertemperatur in Kauf genommen werden Eine bei normalem Umgebungsdruck ca 1 bar funktionierende m gliche Einstellung ist beispielweise Ausschlie liche Durchf hrung des erweiterten Direktstarts R ckdrehung vor der 1 Expansion durch Verbrennung im Kompressionszylinder K hlwassertemperatur maximal 90 C Kompressionsverh ltnis maximal 10 A 25 v UT oder sp ter Startkurbelwinkel Expansionszylinder 106 120 KW n OT vollst ndige Restgasaussp lung aus den startrelevanten Zylindern 2 3 In den meisten F llen wird eine solche Einstellung Kompromisse hinsichtlich des Kraftstoffverbrauchs sowi
70. JE S lt Sy mit Fyorma Seitenkraft auf die Kolbenringe LRinge benetzte Ringl nge in Achsrichtung Die Seitenkraft auf die Kolbenringe wird wie folgt berechnet Oberer Verdichtungsring omas 4 R 70 d h Pz Leonee 0 25 a GI 4 2 1 37 Unterer Verdichtungsring F 4 R NT GI 4 2 1 38 U ringey gt h E labstreifring F orma 4 de ee GI 4 2 1 39 Ringe o mit Ry Ry2 und Ro Radialkr fte der Ringe a bund Ah Ringprofil Parameter In Bild 4 2 1 5 1 1 sind die Ringprofile des Zielmotors dargestellt Der Abbildung k n nen die Ringprofil Parameter entnommen werden u CC P Bild 4 2 1 5 1 1 Kolbenringprofile a oberer Verdichtungsring b unterer Verdichtungsring c Olabstreifring Wegen der gro en Ber hrungsfl che und relativ niedrigen Last 110 wird die Schmierung am Kolbenhemd als rein hydrodynamische Reibung angenommen Das 108 Reibungsmodell des Kolbenhemds hnelt dem Reibungsmodell der Kolbenringe Es wird angenommen da das Ol reichlich und gleichm ig verteilt ist Das Kolben hemd wird als starrer K rper betrachtet Die Kolbenhemdreibung ist w hrend der Arbeitstakte gr er als w hrend der La dungswechseltakte da sich der Zylinderdruck und damit die Gaskraft und die Seiten Kraft Fiyvorma xn gegen die Zylinderwand erh ht Der Reibungskoeffizient der Kolbenhemdreibung wird wie folgt berechnet el er EE Se lrZn GI 4 2 1 40 F Normal Kn mit F Normal Kh Kraft z
71. Kistler 6125 B 141 Zylinderdruckindizierung mit Datenerfassungssystem IMC u musycs 78 Elektrische Kraftstoffhochdruckpumpe Bosch 195 Wen Bild 5 2 2 1 Versuchsaufbau zur Darstellung der Direktstartfunktionalit t Bild 5 2 2 2 Absolutwinkelsensorapplikation Ausla nockenwelle 196 Das Direktstartapplikationssystem ist in Bild 5 2 2 1 dargestellt Die Applikations schnittstelle f r die Direktstartfunktionalit t ETAS ES 1000 bernimmt die Steuerung der Z nd und Einspritzimpulse beim Motorstart bis zum 5 Zyklus Danach wir die Z nd und Einspritzsteuerung an das Motorsteuerger t bergeben Ebenso bernimmt das Applikationssystem die Steuerung der Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs Eingangsignal f r das Applikationssystem ist neben den Daten des Motorsteuerger tes das Absolutwinkelsignal der Ausla nockenwelle Die Schaltung zwischen Motorsteuerung und Applikationssystem bernimmt eine Signalweiche Bosch die die Z nd und Einspritzsignale auf eine separate Ein spritzventilendstufe bzw die Einzelz ndspulen leitet ber einen Trennadapter Bosch wird der Signalabgriff aller Steuerger te und Applikationsschnittstellensignale erm glicht Der Absolutwinkelsensoradaption ist in Bild 5 2 2 2 zu sehen Der Aufbau des Daten erfassungssystems f r die Zylinderdruckindizierung ist in Bild 5 2 2 3 dargestellt Bild 9 2 2 4 enth lt ein Foto der Me technik Bild 5 2 2 5 zeigt die Applikatio
72. Moment der Massenerregung wird nur f r den Kurbeltrieb ber cksichtigt Die Massenerregungsmomente des Ventiltriebs werden vernachl ssigt Gleichung Gl 4 2 1 61 l t sich wie folgt umformen 1d p dilel de dp _1 die 1 gt GI 4 2 1 83 2 do dao t d 2 a E l F r die zeitliche Ableitung des Tr gheitsmomentes ergibt sich damit nach Gleichung GI 4 2 1 74 EE del BEE cos o dt P P d cos B gt d i cos sin o M Kolbengruppe Ti dt e A cos GI 4 2 1 84 2 2 d l cos sin l M pjoo T inos ta ee Jl wel Die geschlossenen L sungen der einzelnen Differentiale in Gl 4 2 1 84 k nnen Gleichung Gl 4 2 1 85 Gl 4 2 1 86 und Gl 4 2 1 87 entnommen werden d cos 2 sin cos o gt cos o Ka ag er a a A 2 cos TI cos B A 2 d sinp A cos o sin Q 2 9 sinp A cospsinp dt cos D cos D GI 4 2 1 86 2 2 an2 2 cosp 4 C p sin o sin Dr p cos D cos B alf S e dE cos o 2 cos sin o GI 4 2 1 87 dt l l Die zeitliche Ableitung des Tr gheitsmomentes ergibt sich damit zu del e _ 4 2 SInpcoso 2 cosp dt P cos h cos TJ Mgoipen ru dlue E ae Joo zi o an IT Cosi g cos IT cosg GI 4 2 1 88 ge BECH L cospsinp A cosp sin o A sin p cos o 2 Q Mpjeuet h fine ees l GE E i E a T 2 FJ coses Se COSYSINY Im Modell wird auf Basis von Gleichung Gl 4 2 1 83 das Mome
73. Motorentechnik 2003 Seiten 1365 1372 18 Meir F Das innovative Energiemanagement des ATZ MTZ Sonderausgabe Traub F neuen BMW 5er BMW 5er 2003 BMW Heim A Group Seiten 116 119 19 Greve P Der neue VW Golf Ecomatic ATZ Jahrgang 96 Heft 9 Liesner W P 1993 Volkswagen AG Seiten 438 446 20 Oetting H Zuk nftige Verbrennungsmotor Startanlagen Vortrag Robert Bosch GmbH Tagung Leichtbau im Antriebsstrang Haus der Technik Essen 1995 21 Mies M Schwungrad Generator Starter im Vortrag Adam Opel AG Landsmann G Systemvergleich 9 Aachener Kolloquium Quarg J Fahrzeug und Motorentechnik 2000 Seiten 1299 1312 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 Winterkorn M Bohne P Klingenberg H Birch S Sauer H Bolenz K D meland M Bischof H Kruse R Sch fer H W hner L Kramer M Denner A Schmidt Br cken H J Sattler M Paulus Neues J B rger K G Giardini D S 2 Das Drei Liter Auto von Volkswagen der Lupo 3L TDI Teil 1 2 Modern cars to reduce CO2 emissions VW Golf Ecomatic Gut in Schwung Test VW Golf Diesel Ecomatic Autoelektrik Autoelektronik am Ottomotor Kapitel Startanlagen Vergleich unterschiedlicher Konzepte f r Startergeneratoren Integrierter Starter Generator f r das 42 V Bordnetz Kurbelwellen Starter Generatoren f r die n c
74. NW n Z OT 1 ARA WEE SEINE u tbe te EENHEETEN 0 0 E 1 0 1 2 1 4 1 6 Zeit s Bild 4 1 6 2 1 3 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 3 geschlossene Drosselklappe Darstellung ber der Zeit KW Drehzahl 1 min NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugrohrdruck bar Z OT1 Einspritzung und Z ndung aus 8004 125 1 25 700 600 4 100 1 00 500 4004 75 0 75 300 2004 50 0 50 100 07 25 0 25 100 200 0 0 00 Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar Zylinderdruck 2 bar 25 20 0 200 400 600 800 1000 1200 Nockenwellensummenwinkel NW n Z OT 1 aus Bild 4 1 6 2 1 4 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 3 geschlossene Drosselklappe Darstellung ber dem Nockenwellensummenwinkel 66 Bild 4 1 6 2 1 4 zeigt den gleichen Auslaufvorgang ber dem aufsummierten Nockenwinkel ab Z OT 1 Zum Zeitpunkt O s werden im Z OT 1 die Z ndung wie auch die Kraftstoffzufuhr unterbrochen die Auslaufphase beginnt und der Nockenwellensummenwinkel Absolutwinkel wird initialisiert In der zeitbezogenen Darstellung Bild 4 1 6 2 1 3 befinden sich zwei Kurbelwellendrehzahlverl ufe Die blaue Kurve entspricht dem direkt an der Kurbelwelle gemessenen Verlauf der allerdings lediglich den Drehzahlbetrag wiedergibt da der verwendete Sensor
75. Por V GI 4 1 6 4 mit EGes oT Gesamtenergie im OT Epot OT Potentielle Energie im OT Ekin OT Kinetische Energie im OT Jred gesamtes auf die Kurbelwelle reduziertes Massentr gheitsmoment NoT Motordrehzahl im OT OOT Winkelgeschwindigkeit im OT Dor Zylinderdruck im OT Ve Kompressionsvolumen Die folgenden vier Graphiken Bild 4 1 6 2 3 5 bis Bild 4 1 6 2 3 8 zeigen die Stopposition in Abh ngigkeit von der Gesamtenergie im OT analog zu den zuvor diskutierten drehzahlabh ngigen Darstellungen Bild 4 1 6 2 3 1 bis Bild 4 1 6 2 3 4 Es zeigt sich ein sehr hnliches Verhalten zur Drehzahlauswertung Zum Abschalt zeitpunkt O NW ist noch keine Abh ngigkeit des Abstellzylinders von der Gesamt energie zu erkennen Der Streubereich betr gt 58 J der Unsch rfebereich 46 J 1100 82 Eu BOT E E E er ee a E ae ge er ee 58 J 1050 m 46 J ON ka gt 1000 oO TI PT Paar Siess pe e rr pm pm em pelt en e ra ei een Q Ee S a T 1 R EIER en Q 900 OT900 rn zb rn e re pe rm r pl a pen pm pm wb pm lem rm zm S L dp o e Mu 850 wee E w d 8 m H emm OT 810 gen zs zm mm pn pm rm pm ml pe pm em pen mie pm rm rm mm Fe zm vm vm mm mmm mm rm mm ml mm mm mm mm m 800 250 260 270 280 290 300 310 320 330 Energie kin pot im OT O NW n Z OT 1 aus J ltemperatur
76. R ckdrehverbrennung 42 r ck auf die Startzeit t799 und die R ckdrehzeit trie Bild 5 2 4 3 7 zeigt den Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung A2 r ck auf die Startzeit Goal und die R ckdrehzeit o Die R ckdrehzeit betr gt relativ konstant etwa 0 12 s und nimmt zu sehr mageren Luftverh ltnissen hin leicht zu etwa 0 14 s bei A miek 1 6 Die Startzeit ist minimal im Bereich 22 r ck 0 6 1 2 und betr gt dort etwa 0 45 0 5 s In Bild 5 2 4 3 8 sind die Verbrennungswirkungsgrade f r die R ckdrehverbrennung und die 1 Vorw rtsexpansion in Abh ngigkeit vom R ckdrehluftverh ltnis A2 rick dargestellt Aufgrund der gr eren eingespritzten Kraftstoffmassen nimmt der Wir kungsgrad der R ckdrehverbrennung mit fetter werdendem Gemisch ab so da er im Bereich A ick 0 6 0 8 nicht optimal ist Dort wird allerdings absolut die meiste Energie umgesetzt so da der maximale R ckdrehwinkel und damit die maximale Vorkompression im 1 Expansionszylinder erreicht wird Mit der maximalem Kom pression wird der Wirkungsgrad des 1 Expansionszyklus genau in diesem Lambda Bereich A2 r ck 0 06 0 8 optimal 218 Lambda_2_ges Lambda_2_r ck n E Lambda_2_ges 0 7 1 _vor Thu vor A Lambda 2 ges Lambda_2 r ck oe Lambda_2_ges 0 7 N2 we k 16 14 f i 14 12 12 m z m H 2 10 19 e i d 8 S
77. Stopposition den jeweiligen Betriebsbedingungen anzupassen 4 1 6 2 4 Vorhersagbarkeit der Stopposition Analog zur Voraussage des Startzylinders Kapitel 4 1 6 2 3 wird untersucht inwie weit sich die Stopposition durch Auswertung des Motordrehzahl und Zylinderdruck verlaufs w hrend des Motorauslaufvorgangs voraussagen l t Von Interesse ist da bei insbesondere der letzte OT des Motorauslaufs da dieses der Eintrittspunkt in die Auspendelphase ist und in der Auspendelphase eine F llungskontrolle der Zylinder per Drosselklappe nicht mehr m glich ist weil die Ventile des Kompressions und Expansionszylinders bereits geschlossen sind Sollte es m glich sein einen Zusammenhang zwischen der Drehzahl am letzten OT und der Stopposition herzuleiten dann w re es denkbar den Auslaufvorgang w hrend der Auslaufphase durch geeignete Ma nahmen so zu beeinflussen da eine vordefinierte Drehzahl im letzten OT erreicht wird die wiederum zu einer vordefinierten Stopposition f hrt 86 Der Drehzahlverlauf in der Auspendelphase von 4 verschiedenen Motorauslaufvor g ngen mit verschiedenen Eintrittsdrehzahlen in die Auspendelphase Drehzahlen im letzten OT ist in Bild 4 1 6 2 4 1 exemplarisch dargestellt Kurbelwellendrehzahl min 320 em E 280 OT Drehzahlen 990 NW 2
78. UT A 27 v UT As 13 n OT Ay r ch 0 7 du vor SS 0 7 Ay ges 0 7 top D ms tng 80 C e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 8 3 Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen Startkurbelwinkeln tmot 80 C Startwinkel 98 n OT m Startwinkel 112 n OT A Startwinkel 122 n OT 1 6 1 4 1 2 E 1 0 KA 0 8 wt S gt a 0 6 e A Af Ze EI e w s u a 0 4 0 2 0 0 4 0 2 4 6 8 10 12 Kraftstoffdruck MPa E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT Ay r ch 0 7 Ay vor 0 7 Ay ges 0 7 teb 7 5 ms tno 80 C g 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 8 4 Startzeit t799 in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen Startkurbelwinkeln tmot 80 C 259 Bei Betrachtung der Startzeiten die Bild 5 2 4 8 4 entnommen werden k nnen ergibt sich ein hnliches Bild Bei 80 C K hlwassertemperatur ist ab 40 bar Kraftstoffdruck der Direktstart uneingeschr nkt im gesamten Startkurbelwinkelfenster m glich Bei 20 bar Kraftstoffdruck ergeben sich erste Einschr nkungen der Direktstartqualit t F llt der Kraftstoffdruck auf 10 bar werden sowohl Startkurbelwinkelfenster als auch Startwahrscheinlichkeit und Direktstartqualit t drastisch eingeschr nkt In Bild 5 2 4 8 5 ist der Starterfolg in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen K hlmitteltemperaturen f r den etwa optimalen Startwinkel von
79. Zylinderdruck 2 bar Nockenwellenwinkel NW n Z OT 1 30 360 25 270 20 18 180 10 90 5 0 0 1 0 S 1 4 1 6 Zeit s Bild 4 1 6 2 1 9 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 2 Darstellung ber der Zeit KW Drehzahl 1 min NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugrohrdruck bar 800 4 125 Ce 1 25 700 600 100 4 lt E 1 00 500 S 4004 75 0 75 300 200 50 0 50 100 0 25 0 25 100 200 0 e lin use 0 00 Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar Zylinderdruck 2 bar 25 20 l 15 10 AA 0 ER E A e basi biai TIERE 0 200 400 600 800 1000 1200 Nockenwellensummenwinkel NW n Z OT 1 aus Bild 4 1 6 2 1 10 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 2 Darstellung ber dem Nockenwellensummenwinkel Be A8 4 1 6 2 2 H ufigkeitsverteilung der Stopposition In Bild 4 1 6 2 2 1 ist die H ufigkeitsverteilung der Stopposition dargestellt mit der die Kurbelwelle unter Anwendung der absolutwinkelgef hrten Drosselklappenstrate gie Nr 3 vgl Bild 4 1 6 1 1 zum Stillstand kommt Drosselklappe geschlossen w h rend des Motorauslaufs Die Kurbelwelle kommt im gesamten Winkelbereich nach OT zum Stillstand Etwa 60 der Stoppositionen kommen im Winkelbereich 46 KW n OT 55 KW n OT vor Auffallend ist da keine einzige Stopposition im Bereich 56 125 KW n OT und somit auch nicht im direktstartrelevanten Bereich 101 120 KW n
80. angegeben da der Motor mit wesentlich geringerer Stromst rke gestartet werden kann Gegen ber 55 ist an diesem Anspruch neu da vor dem eigentlichen anlasserunterst tzten Direktstart die Kurbelwelle positioniert wird Dieser Anspruch ist aber bereits in 67 abgedeckt und damit Stand der Technik Im M rz 1999 beanspruchen K Ueda et a Mitsubishi eine Starteinrichtung f r einen Ottomotor mit Direkteinspritzung bei welcher der Kompressionszylinder identifiziert und bei Startanforderung Kraftstoff in den Kompressionszylinder eingespritzt werden kann 63 Mit der Verbrennung des eingespritzten Kraftstoffs wird der Anlasserstart unterst tzt Die Einspritzung von Kraftstoff in den stehenden Motor zur Unterst tzung des Anlasserstarts ist bereits in 55 und 65 abgedeckt Im Mai 2000 meldet M Ackermann Robert Bosch GmbH ein Startverfahren f r Brennkraftmaschinen 69 an bei dem vor dem Anlassen die Kurbelwelle von einem Elektromotor in eine f r den anschlie enden Start g nstige Position gebracht wird Der Motorstart erfolgt auch durch die elektrische Maschine Dabei wird in der Startphase Kraftstoff in den ersten Kompressionstakt eingespritzt und gez ndet Das von Ackermann beanspruchte Startverfahren ist insbesondere dadurch gekennzeichnet da durch die erste Verbrennung mit vermindertem F llungsgrad und verminderter Kompression die elektrische Maschine beim Motorstart unterst tzt wird Der Hauptanspruch der Patentanmeldung wir
81. ausschlie lich durch die Strahlenergie und wird ber die kurze Distanz weder durch die Ladungsbewegung und deren turbulente Schwankungen noch durch die Brennraumgeometrie nennenswert beeinflu t Der geringe Abstand zwischen Kerze und Injektor erm glicht eine sichere Entflammung sehr kleiner Gemischwolken und somit eine extreme Schichtf higkeit A gt 10 Die Z ndung erfolgt jedoch in einem Bereich mit hohem Gradienten des Luftverh ltnisses und ist somit sehr sensibel auf Streuungen des Einspritzstrahls Die enge Lage der Z ndkerze zum Injektor f hrt zu einer Reduzierung der m glichen Ventilgr en 39 40 Der derzeitige maximale Kraftstoffdruck der Fl ssigkeits Hochdruckeinspritzung betr gt 200 bar Der Verbrauchsvorteil gegen ber einem Ottomotor mit Saugrohreinspritzung ohne Abgasr ckf hrung und ohne variable Nockenwellenverstellung betr gt im NEFZ etwa 15 Zudem kann der Schicht bereich gegen ber den wand luftgef hrten Verfahren erweitert werden was eine weitergehende Reduzierung des Praxisverbrauchs erm glicht 41 Auch hinsichtlich der Rohemissionen CO und HC die bei weiter Lage als Folge unvollst ndiger Ver brennung auftreten bietet das strahlgef hrte Brennverfahren Verbesserungspoten tial sofern die erforderliche Gemischbildungsgeschwindigkeit vom Einspritzsystem bereitgestellt werden kann Nachteilig bei strahlgef hrten Brennverfahren ist die direkte Beaufschlagung der Z ndkerze mit dem Einspritzstr
82. befinden sich bereits seit geraumer Zeit in der Serienproduktion 19 22 23 24 25 Konventionelle Anlasser verf gen im allgemeinen ber einen luftgek hlten Gleich strom Reihenschlu Elektromotor der w hrend des Startvorgangs mit der Kurbelwelle verbunden wird W hrend des Startvorgangs rastet das Starterritzel des Anlassermotors in den kurbelwellenfesten Anlasserzahnkranz ein und treibt die Kurbelwelle an Nach erfolgreicher Synchronisation des Motorsteuerger tes werden die ersten Verbrennungen eingeleitet wodurch die Kurbelwelle weiter beschleunigt wird Bei Erreichen einer Grenzdrehzahl wird das Starterritzel wieder ausger ckt 20 26 F r Stopp Start Betrieb mul sowohl die Dauerhaltbarkeit als auch das Komfortver halten den gestiegenen Anforderungen angepa t werden W hrend ein konventio neller Anlasser ohne Stopp Start Anforderungen f r ein Belastungsprofil von etwa 30 000 40 000 Startvorg ngen ausgelegt ist mu ein f r Stopp Start Betrieb vorge sehener Anlasser mit 200 000 400 000 Startvorg ngen einer vielfachen Startanzahl standhalten was unter anderem eine robustere Auslegung des Gleichstrommotors erfordert 20 22 Vorteilhaft bei der Verwendung eines verbesserten Anlassers zur Darstellung der Stopp Start Funktion ist die einfache Applizierbarkeit an nahezu jedes Fahrzeug Nachteilig ist die Gewichts und Kostenzunahme des Gesamtsystems die durch die erh hten Anforderungen an Dauerhaltbarkeit u
83. bei 60 C auf 5 5 bar bei 90 C was etwa einer Anderung von 8 bei 30 C Temperaturdifferenz entspricht Diese Anderung besitzt die gleiche Gr enordnung wie die temperaturbedingte Dichteabnahme der Luft im Startzylinder Damit kann die Druckabsenkung allein auf die geringere Luftdichte bei erh hter K hlwassertemperatur zur ckgef hrt werden tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C gt m 0 bk gt gt bk R We a gt gt gt m gt gt gt Bea wo 2 A r ck bar BD D man 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel PKW n OT Es 62 n UT A 37 v UT A vor 0 7 A 2_ges 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 4 Maximaler Zylinderdruck bei R ckexpansion p2 max r ck IN Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A3 riek 0 7 O1 oO 228 tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C gt On gt CH e HI DD On N O CA O1 o wg kb 1 BEE gt gt gt gt P Web 4 gt gt gt P w gt kk D opze gt ks Emo gt gt gt EEE W r ck_ex O1 O On oO 90 95 100 105 110 115 120 Startwinkel PKW n OT 125 130 135 140 E 14 n
84. der Simulationsrechnung bestimmt Das gesamte Modell wird in Matlab Simulink erstellt 95 Saugrohrsystem und Abgassystem Ladungswechsel P P Massenstrom Zylinder 1 Gasmoment ylinder 3 gt Drehmomentenbilanz Integrieren Zylinder 4 Zylinder 2 Zylinderdynamik A Thermodynamik Reibmoment URN Reibdrehmoment Tr gheitsmoment Berechnung Kolbengruppe Kolbenringe ES le Moment der Ventiltrieb Lager Massenerregung Nebenaggregate Bild 4 2 1 1 Struktur des Motormodells 96 Das Motormodell wird in folgende Subsysteme aufgeteilt a Kinematik des Kurbeltriebes b Bilanzgleichung c Gasmomentberechnung d Ladungswechsel und Massenstr me e Reibmomentberechnung f Massenmoment Jedes Subsystem wird f r sich modelliert 4 2 1 1 Kinematik des Kurbeltriebes Der Kolbenweg wird abh ngig vom Kurbelwinkel mit folgenden trigonometrischen Zusammenh ngen bestimmt 96 Kolbenweg x YEr espt cosg P GI 4 2 1 1 1 2 3 Au r I cosp 1 1 4 sin H A mit r Kurbelradius o Kurbelwinkel A pl Pleuelstangenverh ltnis B Schwenkwinkel der Pleuelstange Kolbengeschwindigkeit H SE ei GET sings A ee GI 4 2 1 2 cos p mit o Winkelgeschwindigkeit Bild 4 2 1 1 1 Kinematik des Kurbeltriebs Das aktuelle Brennraumvolumen Vz setzt sich aus dem Kompressionsvolumen H und dem aktuellen Hubvolumen Kolbenfl che A Kolbenweg x zusammen Vz V FA G GI 4 2 1 3
85. die Gemischverwirbelung bei offenem Einla ventil soll die Gemischaufbereitung f r die nachfolgende Verbrennung verbessert werden 63 Die Z ndung des Gemisches im Ansaugtrakt ist eine exotische Komponente des Direktstarts deren Wirksamkeit nicht belegt ist Zudem erfordert das Verfahren eine gewisse Variabilit t im Ventil trieb da zur Ausnutzung der Expansionsarbeit das Gemisch nach der Entz ndung bei offenem Einla ventil umgehend zu schlie en ist Die notwendige Ventiltriebs variabilit t ist bei blichen Ventiltrieben nicht gegeben Die Patentanmeldung wird daher als wenig bedeutsam eingesch tzt Nachfolgende Patentschriften besch ftigen sich vornehmlich mit dem anlasserunterst tzten Direktstart und sind daher der Kategorie 2 zuzuordnen Au er dem bereits oben aufgef hrten Basispatent f r den anlasserunterst tzten Direktstart von U Bender Fa Emil Bender April 1981 55 werden nachfolgend alle vornehmlich den anlasserunterst tzten Direktstart betreffenden Patente in der chronologischen Reihenfolge ihres Anmeldedatums genannt Im September 1997 beanspruchen F Grob G K lle P Ahner K Harms und M Ackermann Robert Bosch GmbH 64 einen Kraftfahrzeugantrieb der sich durch folgendes Startverfahren auszeichnet Die Kurbelwelle des Verbrennungsmotors wird mit einer elektrischen Maschine in eine vorgegebene Startposition gebracht Bei Erreichen der Startposition wird in einen Zylinder eingespritzter Kraftstoff gez ndet u
86. die zur berwindung des 1 OT erforderliche Energie von der 1 Verbrennung in Vorw rtsrichtung nicht aufge bracht werden kann Es wird daher im Rahmen der Fahrzeugversuche ausschlie lich der erweiterte Direktstart betrachtet In Bild 5 2 4 1 1 ist exemplarisch das pV Diagramm eines erfolgreichen erweiterten Direktstarts dargestellt Die Luftverh ltnisse f r die R ckdrehverbrennung und die 1 Vorw rtsverbrennung sind bereits so optimiert da die aus den jeweiligen Verbrennungen gewonnene Arbeit maximal wird Kapitel 5 2 4 3 und 5 2 4 5 In bei den F llen wird ein fettes Gemisch lt 1 eingestellt Auf eine Einspritzung in den 2 Zyklus in Vorw rtsrichtung Restgaszyklus wird verzichtet Wie im pV Diagramm 207 f r den 2 Expansionszylinder Bild 5 2 4 1 1 unten zu sehen liegt der Expansionsdruckverlauf im Restgaszyklus leicht unterhalb des Kompressionsdruck verlaufs was aufgrund der Brennraumleckage ber die Kolbenringe auch zu erwar ten ist Der Arbeitsverlust im Restgaszyklus betr gt im betrachteten Beispiel 10 J P1 vor exp Expansion bar P4_r ck komp R ckdrehkompression bar vor exp Expansion bar P2 r ck komp Kompression bar P2 r ck exp R ckdrehexpansion bar 20 p N Zylindervolumen cm Bild 5 2 4 1 1 pV Diagramm eines erweiterten Direktstarts Ke
87. durch Erh hung des Hochdruck wirkungsgrads Ottomotoren mit moderner Direkteinspitzung zum Teil mit Schicht ladebetrieb werden etwa seit Mitte der 90er Jahre auf dem Markt angeboten Dabei bedienen sich derzeit am Markt befindliche Konzepte ausschlie lich dem wand gef hrten Direkteinspritzverfahren Das Kraftstoffeinsparpotential der Otto Direkteinspritzung ist allerdings mit dem wandgef hrten Brennverfahren noch nicht ersch pft Es befinden sich Brennver fahren in der Entwicklung die eine weitere Erschlie ung des Potentials erm glichen sollen Grunds tzlich k nnen Otto Direkteinspritzkonzepte entsprechend der Anord nung von Injektor und Z ndkerze unterschieden werden und zwar in Verfahren mit weiter Lage und mit enger Lage vom Injektor zur Z ndkerze 39 40 Bei Verfahren mit weiter Lage gro em Abstand vom Injektor zur Kerze spricht man von wandgef hrten oder je nach Richtung des Einspritzstrahls und nach Art der Ladungsbewegung von luftgef hrten Verfahren bei Verfahren mit enger Lage kleinem Abstand vom Injektor zur Kerze von strahlgef hrten Verfahren 39 40 41 42 43 44 Bei wandgef hrten Verfahren wird der Kraftstoff in Richtung des Kolbens gespritzt Bei luftgef hrten Brennverfahren ist der Einspritzwinkel flacher als bei wandgef hrten Verfahren Es wird in Richtung der Z ndkerze eingespritzt Der Kraftstoff wird mit Hilfe von Ladungsbewegung die durch die Einla str mung i
88. durch Verbesserungen der Gemischaufbereitung fettere Verbrennungsluftverh ltnisse einstellen Um das Potential gemischbildungsverbessernder Ma nahmen absch tzen zu k n nen werden ohne konkrete Ma nahmen zu kennen die Verbrennungsluftverh lt nisse in 2 Stufen gesenkt 176 Im ersten Schritt wird das Verbrennunggsluftverh ltnis in allen Zyklen um 0 3 abge senkt Das Verbrennungsluftverh ltnis der 2 Expansion und aller weiteren Expan sionen in Vorw rtsdrehrichtung 4y betr gt damit 1 05 und ist damit kaum noch zu verbessern Die Verbrennungsluftverh ltnisse des 1 Anfettungsschrittes sind in nachfolgender Tabelle Bild 5 1 4 2 3 1 aufgef hrt Kalibrierte Verbrennungsluftverh ltnisse Lambda_v_rev_start Lambda_v_start_1 nnahme Delta Lambda v i 0 3 Lambda_v_start_1 Bild 5 1 4 2 3 1 Verbrennungsluftverh ltnisse Ay Ay kalibriert 0 3 Bild 5 1 4 2 3 2 zeigt das Startfenster f r die verbesserte Gemischaufbereitung nach Bild 5 1 4 2 3 1 im Vergleich zum kalibrierten Basisstartfenster bei 75 C K hlwassertemperatur 1 min n_OT 1 1 min n_OT 2 0 lambda_v kalibriert lambda_v 0 3 75 85 95 105 115 125 135 145 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 3 2 Startfenster f r Au Ay kalibriert 0 3 75 C K hlwassertemperatur Die Absenkung der Verbrennungsluftverh ltnisse um 0 3 f hrt zu einer Vergr erung des Startfenster vo
89. eine Gesamtenergie zwischen 49 J und 57 J entspricht bei konstanter poten tieller Energie einer Drehzahlbandbreite von etwa 240 min betr gt die Streubreite nur etwa 8 KW Die Stoppositionen liegen alle im Startfenster allerdings sehr nah an der unteren Begrenzung so da die Robustheit fraglich erscheint Im Energiefenster zwischen 53 J und 54 J entspricht bei konstanter potentieller Energie einer Dreh zahlbandbreite von etwa 30 min betr gt die Streubreite weniger 5 KW Die Stoppo sition liegt im Fenster 105 110 KW n OT Bei Einhaltung dieses Fensters f r die Gesamtenergie im letzten OT kann die Stopposition relativ sicher getroffen werden 99 Das Drehzahlband erscheint allerdings sehr eng Viele der Stoppositionen liegen bei Winkelwerten unterhalb des Startfensters Eine hinsichtlich der Stoppositionsoptimie rung erfolgreichere Drosselklappenstrategie mu demnach die Stopposition in Rich tung gr erer Abstellwinkel verschieben Dazu bietet sich eine Strategie nach Bild 4 1 3 3 an bei der durch fallenden Saug rohrdruck w hrend der Auslaufphase bei Bef llung der Stoppzylinder eine sp tere Stopposition erzielt werden soll Die Abh ngigkeit der Stopposition von der Motor drehzahl f r 70 Motorauslaufvorg nge unter Anwendung der Drosselklappenkennli nie nach Bild 4 1 3 3 mit n 690 min und n 500 min ist in Bild 4 1 6 2 4 9 dargestellt
90. einzelnen Zylindermodelle Msumme ein Reibmoment Mre f r den kompletten Motor ber cksichtigt Mr wirkt entgegen dem Summenmoment Msumme M summe M Reip M dan Gl 3 1 2 Mit dem Gesamtmoment MGesami wird die Newton sche Bewegungsgleichung f r die Kurbelwellenrotation aufgestellt Das auf die Kurbelwelle reduzierte Tr gheitsmoment Jred des Gesamtmotors wird als konstant angenommen Es setzt sich aus den auf die Kurbelwellendrehzahl reduzierten Massentr gheitsmomenten aller bewegten Einzelkomponenten des Motors zusammen vB i Q ES Ee Gl 9 1 3 Durch einfache Integration von Gl 5 1 3 ergibt sich die Winkelgeschwindigkeit o Gl 5 1 4 Durch nochmalige Integration erh lt man den der Kurbelwinkel o Gl 5 1 5 Die Grenzen i und i der Integrale sind die Rechenschritte des Simulationsmodells 148 i l f dt i 1 i Apli 1 GI 5 1 4 fo dt gp i 1 g i Apli l GI 5 1 5 l Da die Zylindermodelle entsprechend der Z ndfolge phasenversetzt laufen werden aus dem fortlaufenden Winkel a der die Bewegung der Kurbelwelle bezogen auf Zylinder 1 charakterisiert zylinderspezifische Kurbelwinkel generiert o l uft ab dem Z OT eines jeden Zylinders von O KW bis 720 KW Die zylinderspezifischen Kurbelwinkel o sind Eingangsgr en f r die einzelnen Zylindermodelle 5 1 1 1 Zylindermodell In den jeweiligen Zylindermodellen werden aus den thermodynamischen und geo metrischen Zusammenh
91. es offensichtlich einen Bereich A r ck 1 0 1 2 gibt in dem die 2 Verbrennung im Restgaszyklus zuverl ssig funktioniert Allerdings ist mit diesen relativ mageren Luftverh ltnissen die Entflammbarkeit der initialen R ck drehverbrennung eingeschr nkt Der Bereich des Luftverh ltnisses in dem die Ent flammung der R ckdrehverbrennung relativ sicher funktioniert ist wesentlich fetter A2 r ck 0 6 0 8 Beide Bereiche berschneiden sich nicht Daher mu zur sicheren Nutzung der 2 Verbrennung erst die Entflammungszuverl ssigkeit der R ck drehverbrennung auch bei mageren Kraftstoff Luft Gemischen gegeben sein Zudem stellt sich die Frage inwieweit die 2 Verbrennung im Restgaszyklus ber haupt dazu geeignet ist das Direktstartverhalten zu verbessern Ein erstes Indiz f r das Potential sollte die Summe der Expansionsarbeiten sein die vor dem 2 OT geleistet werden Die Summe der Expansionsarbeiten des 1 und 2 Arbeitstaktes W12 vor exp Sind f r die betrachteten Betriebspunkte zusammen mit der Arbeit die allein im 1 Arbeitstakt geleistet wird W3 vor exp In Bild 5 2 4 3 5 dargestellt Eine Erh hung der in den ersten beiden Takten geleisteten Arbeit durch die 2 Verbren nung ist ber den gesamten Lambda Bereich nicht festzustellen Allerdings ist der Bereich fast konstanter Arbeitsleistung ca 240 270 J weit ausgedehnt A2 r ck 0 6 1 2 Die verbesserte Gleichm igkeit des Arbeitseintrags unter Zuhilfena
92. f Idi u Be Gl 5 1 34 Dabei ist amp wan der Wandw rme bergangskoeffizient A die winkelabh ngige Ober fl che des Zylinderraumes und Teas Twana die Temperaturdifferenz zwischen der Wand Twana und dem Gas im Zylinder Teas F r die winkelabh ngige Oberfl che Aa Awand gilt 96 aozi more EE Gl 5 1 35 k Der W rme bergangskoeffizient amp wan wird nach dem Ansatz von Woschni berech net 96 117 119 0 E Dee E e vy GI 5 1 36 Mit Gand W rme bergangskoeffizient W m K D Zylinderbohrung Kolbendurchmesser m pT Druck und Temperatur im Zylinder N m K v effektive Geschwindigkeit m s wobei C v AT GI 5 1 37 C mit Co mittlere Kolbengeschwindigkeit m s C gt 3 24e 3 Otto Motor m s K C 2 28 0 308 C Cm f r die Hochdruckphase C Cm Einla drallzahl 155 Hierbei ist c 2 2 n n Gl 5 1 38 mit dem Kurbelradius r m und der Drehzahl n GG AT wird wie folgt berechnet Az u GI 5 1 39 DF mit p T V Zustand bei Verdichtungsbeginn Pa K m gt po winkelabh ngiger Druck ohne Verbrennung Pal V Hubvolumen m Durch Einsetzen der Gleichungen GI 5 1 37 und GI 5 1 39 in GI 5 1 36 ergibt sich 0 8 S LP E BE E E C S p p GI 5 1 40 1 1 F r die Berechnung der Gr e po wird Gleichung Gl 5 1 10 herangezogen Eingesetzt in Gleichung Gl 5 1 34 kann der Wandw rmestrom b
93. gheit_1_2 Tr gheit_1_3 450 400 350 300 250 200 150 100 507 Startwinkel 116 KW n OT 0 507 100 150 200 0 70 0 75 0 50 0 85 0 90 0 05 1 00 1 05 EN 1 15 Zeit s Bild 5 1 4 2 5 3 Drehzahlverl ufe Variation der Massentr gheit 182 1 min n_OT 1 1 min n_ OT 2 z 120 MTM 80 MTM E 100 MTM 98 100 102 104 106 108 110 112 114 116 118 120 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 5 4 Startfenster bei Variation des Massentr gheitsmoments 5 1 4 2 6 Einflu der Steuerzeiten Zur Untersuchung des Einflusses der Ventilsteuerzeiten auf das Direktstartverhalten wird die Direktstartf higkeit mit einer anderen Ventilsteuerzeitenkombination simu Iert Gegen ber den Kalibriereinstellungen Offnungsdauern der Einla Ausla nockenwelle 240 KW 240 KW wird die Offnungsdauer der Einla nockenwelle um 4 KW auf 236 KW gek rzt und die der Ausla nockenwelle um 20 KW auf 220 KW Solch kurze Ventil ffnungszeiten sind in Verbindung mit dem relativ niedrigen Ver dichtungsverh ltnis von etwa 10 vorteilhaft f r das Vollast und Teillastverhalten tur boaufgeladener Ottomotoren mit Benzindirekteinspritzung 133 134 Die f r die Ventil berschneidung relevanten Steuerzeiten E und Ae bleiben bei dieser Variation konstant im vorliegenden Fall n
94. glichung dieser Arbeit im Rahmen meiner beruflichen T tigkeit sowie f r ihre Unterst tzung ihre Anregungen und die zahlreichen Diskussionen Weiterhin m chte ich mich auch bei den Mitarbeitern der Ford Werke AG der Robert Bosch GmbH sowie der SMETEC GmbH bedanken die mich bei der Durchf hrung dieser Arbeit unterst tzt und beraten haben Einen speziellen Dank m chte ich an dieser Stelle meiner Familie vor allem meiner Frau Dr med L Niehoff f r ihre Unterst tzung und das Verst ndnis aussprechen welches sie mir w hrend der Erstellung dieser Arbeit entgegengebracht haben Inhaltsverzeichnis 1 Einleitung HIHI HH HHH LH HL ILL LLLLLLLLLLLLLLLLLLL 1 2 Autgabenstellung e 3 Stand der Technik e d 3 1 Gtopp Gtart Syste e 3 3 1 1 Stopp Start System mit konventionellem Anlasser 5 3 1 2 Stopp Start System mit Giartergenerator 5 3 1 2 1 Kurbelwellen Startergenerator LD 3 1 2 2 Riemengetriebener Gtartergeneraior T 3 1 3 Stopp Start System mit Drektetart 8 3 2 Brennverfahren direkteinspritzender Ottomotoren kk 15 3 3 Haientrecherche DD DL LI 18 4 Untersuchung des Motorauslaufs aaaaaeeesso0000ereennreoosennnrrnreoosrnnnrrrreerensnnnnnnn 29 4 1 Motorauslaufuntersuchungen am Motorenpr fstand S 4 12 1 VEersUchstrager j C Oaa nd 25 4 1 2 Verwendete Mei und Gieuertechnk C f Oaaa 26 4 1 2 1 AbsolutwinkelmessunG 1111111111 LLLL Si 4 1 2 2 SauerstoffkonzentrationsmessSUnG
95. hrend des Motorauslaufs 261 W hrend die Direktstartfunktionen ausf hrlich in Kapitel 5 und die Kurbelwellenposi tionierstrategie bereits ausf hrlich in Kapitel 4 abgehandelt wurden werden die An forderungen an die Sensorik und an den Startermotor nachfolgend Kapitel 6 1 und 6 2 diskutiert 6 1 Absolutwinkelsensorik Zur Durchf hrung eines erfolgreichen Direktstarts ist es erforderlich eine genau be messene Menge Kraftstoff jeweils in den Kompressions und Expansionszylinder des stehenden Motors einzuspritzen Dazu mu bereits bei stillstenendem Motor eine Information ber die Phasenlage der Nockenwelle zur Zylinderidentifikation und die genaue Kurbelwinkelposition zur Berechnung der erforderlichen Kraftstoffmasse vorliegen Mit gegenw rtig verwendeten Systemen von Kurbelwellen und Nockenwellensenso ren ist es nicht m glich die R ckdrehbewegungen der Kurbelwelle wie sie beim Motorstart Kapitel 5 und beim Motorauslauf Kapitel 4 regelm ig vorkommen zu verl ssig zu erkennen 7 34 Daher ist eine Erweiterung zu einem System erforder lich mit dem sowohl die absolute Winkellage der Kurbelwelle als auch die Phasen lage der Nockenwelle beim Start bekannt sind Eine M glichkeit zur Synchronisierung der Motorsteuerung bereits w hrend des Mo torstillstands ist die Anbringung eines Absolutwinkelsensors an die Nockenwelle Der Absolutwinkel wird bei diesem System bereits bei stehendem Motor ausgelesen bei
96. hrt eine Temperaturabsenkung um 20 C auf 55 C zu einer Drehzahlanhebung um etwa 90 min auf 140 min Motordrehzahl 1 min Wasser_35 C Wasser _55 C gt Wasser _75 C Wasser_85 C 450 s it 350 300 250 200 150 100 507 ET I Lasel j Startwinkel 116 KW n OT 50 100 7 150 a er 0 85 a30 DCH SE ES Vin Zeit s Bild 5 1 4 2 2 2 K hlwassertemperaturvariation beim Startwinkel 116 KW n OT Bild 5 1 4 2 2 3 zeigt vergleichend die Kurbelwinkel Startfenster bei 4 verschiedenen K hlwassertemperaturen gem der Darstellungsform in Bild 5 1 4 2 1 3 Wie erwartet hat die K hlwassertemperatur im gesamten Startwinkelbereich einen erheblichen Einflu auf die Direktstartf higkeit 33 34 35 Je geringer die K hlwassertemperatur ist desto gr er ist das Startfenster Grund daf r ist die h here Luftdichte bei niedriger Temperatur In Luft h herer Dichte kann mehr Brennstoff eingespritzt und somit mehr Energie freigesetzt werden gleiches Verbrennungsluftverh ltnis vorausgesetzt Eine Absenkung der K hlwassertemperatur von 75 C auf 55 C f hrt zu einer Vergr Berung des Startfensters von 17 100 KW 117 KW n OT auf 29 94 KW 123 KW n OT Bei einer Erh hung der Starttemperatur um 10 C auf 85 C hingegen startet der Motor berhaupt nicht mehr 175 Bei betriebswarmem Motor betragen die K hl
97. i 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel KW n OT Es 62 n UT A 37 v UT M vor 0 7 A 2 ges 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 10 Startzeit Gool in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A3 rick 0 7 233 tmot 60 C E tmot 80 C 4 tmot 90 C 7 E E ilij 6 S E i i A A m 5 V A z A kel P A u A d i 5 a i z TI E 3 5 E 2 4 0 T T 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT de r ch 0 7 i vor 0 7 0 7 2_ges e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 11 Verbrennungswirkungsgrad der R ckexpansion in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A2 riek 0 7 tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C 18 16 D f H J mm fi 14 8 A i u R e m g Z i F A A SS 12 g SC S A i A A 2 E A A A A BS Se it i l S 8 e z 3 E 5 N L 6 4 2 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT A
98. i 1 Nkomp 1 Wen Tyrni Lzy a Gl 5 1 11 Zyl i 1 W rmeverluste werden durch Wahl des Polytropenexponenten ber cksichtigt Einspritzung Es wird davon ausgegangen da beim Direktstart bei weitem nicht die gesamte ein gespritzte Kraftstoffmasse vollst ndig verbrennt Um diesen Effekt zu erfassen wird zwischen der zugef hrten Kraftstoffmasse pro Verbrennung mg mit dem dazugeh ri gen Luftverh ltnis 1 und der real an der Verbrennung teilnehmenden Kraftstoff masse mg y Mit dem dazugeh rigen Luftverh ltnis A unterschieden und zwar indivi duell f r die ersten 3 Verbrennungen beim Direktstart Durch das Luftverh ltnis 1 berechnet mit der zugef hrten Kraftstoffmasse mpg wird das in der Motorsteuerung einzustellende Luftverh ltnis beschrieben Zudem wird vorausgesetzt da w hrend des Einspritzvorgangs die gesamte Kraftstoff masse mg verdampft und die erforderliche Verdampfungsw rme das Zylinderdruck niveau senkt Die Kraftstoffmasse mg wird aus dem vorgegebenen Luftverh ltnis A wie folgt be rechnet mit der im Zylinder vorhandenen Luftmenge m und dem st chiometrischen Luftbedarf Z 96 Mpg 7 GI 5 1 12 p r Vereinfachend wird eine unendlich kleine Einspritzzeit und Verdunstungszeit ange nommen Mit dieser Vereinfachung l t sich der Einspritzzeitpunkt auf den Zeitpunkt ZZP legen tein tzzr Die Luftdichte prun wird zum ZZP tzzp unter Verwendung der idealen Gasgleichung berechne
99. keine kontrollierte Beeinflussung des Motorauslaufs durch blicherweise vorhandene Aktuatorik mehr m glich 1 min 800 a Auspendelphase 6 Initialisierung 500 400 300 200 Z ndung und e Zeg aus lt Ausdrehphase a p Ki 200 360 180 0 180 360 540 720 900 Bild 4 1 6 2 1 1 Drehzahlverlauf w hrend des Motorauslaufs 64 Bild 4 1 6 2 1 2 zeigt exemplarisch das Diagramm einer ausgepr gten Auspen delphase Die Kurbelwelle ndert ihre Drehrichtung in dieser Zeit mehrfach Ursache f r die Pendelbewegung sind die als Luftfedern wirkenden alternierend komprimierten Luftvolumina von Expansions und Kompressionszylinder Nach dem Eintritt in die Auspendelphase die am letzten OT beginnt steigt in diesem exemplarischen Drehzahlverlauf die Drehzahl auf den nachfolgenden 30 NW 60 KW um etwa 60 min auf 250 min an bevor die Vorw rtsdrehung etwa bei 77 NW n OT 154 KW n OT zum Stillstand kommt und die 1 R ckw rtsdrehung beginnt Bei der 1 R ckw rtsdrehung wird eine maximale Drehzahl von ca 160 min erreicht und ein Winkel von 50 NW 100 KW berstrichen Diese Differenz zwischen maximalem und minimalem Winkel die w hrend der Auspendelphase nach der 1 Drehrichtungsumkehr auftreten wird als Pendelweite definiert Nach der 1 R ckdrehung kehrt die Drehrichtung wieder um 2 Vorw rtsdrehung Die Kurbelwelle pendelt um knapp
100. lich ist die Entflammung der initialen Verbrennung bei s mtlichen durchgef hrten Versuchen erfolgreich Bis hinunter zu einem Kraftstoffdruck von 20 bar 2 MPa ist keine Auswirkung des Kraftstoffdrucks auf den Direktstarterfolg erkennbar Bei Un terschreitung von 20 bar 2 MPa Kraftstoffdruck ist ein Start bei Startkurbelwinkeln die am Rand des Startfensters liegen 98 KW n OT und 122 KW n OT nicht mehr m glich Der Starterfolg beim optimalen Startkurbelwinkel von 112 KW n OT sinkt von 100 auf ca 70 Dem Absinken des Starterfolgs mit steigendem Kraftstoffdruck bei einem Startkur belwinkel von 98 KW n OT kann auf Basis der vorliegenden Ergebnisse keine Be deutung zugemessen werden da auf der Basis von 12 Messungen pro Betriebspunkt keine statistisch abgesicherte Aussage gemacht werden darf Die dort sichtbaren Tendenzen k nnen durchaus zufallsbedingt sein 251 Startwinkel 98 n OT sw Startwinkel 112 n OT a Startwinkel 122 n OT 100 80 KA 60 E 8 H 40 20 0 0 2 4 6 8 10 12 Kraftstoffdruck MPa E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT Ao raen 07 Lu wor 0 7 koge to 75 ms La 80 C e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 8 1 Starterfolg in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen Startkurbelwinkeln tmot 80 C Startwinkel 98 n OT E Startwinkel 112 n OT A Sta
101. ltnisses A In der Praxis werden folgende Werte gebraucht 107 1 05 bis 1 085 f r A 0 25 bis 0 33 F r hohe Zylinderdr cke nahe am Z nd OT eines jeden Zylinders wird eine erh hte Last von der Kurbelwelle auf die Grundlager bertragen In der N he des Z nd OT kann Mischreibung auftreten Im Modell kann dieser Umstand ber cksichtigt werden Das Reibungsmoment der belasteten Lager wird dann wie folgt angen hert 112 B TEE Ee Icos p Mei varLager EN Ty ER j JO GI 4 2 1 59 mit varLager 0 0071 Ea Konstante A Ge Zylinderdurchmesser r Kurbelradius Di Gasdruck im Zylinder po Kurbelwinkel Kurbelwellen Winkelgeschwindigkeit 112 4 2 1 5 4 Nebenaggregate Die Reibungsverluste der Nebenaggregate Klimakompressor Lenkhilfepumpe Ge nerator Olpumpe und Wasserpumpe werden als konstant betrachtet und Me daten entnommen 95 4 2 1 6 Massenmoment Das Moment der Massenkr fte Massenmoment M mse erh lt man durch die Ablei tung der kinetischen Energie s mtlicher bewegten Bauteile nach dem Drehwinkel 27 1 Ein Masse SS IM d Es 2 Jo oi Gl A 2 1 60 0 M Masse z E kin Masse do do dJ ei o Ele Gl 4 2 1 61 J Fee red N wil Fee mit o Kurbelwinkel Mes Moment der Massenkr fte Massenmoment e kinetische Energie s mtlicher bewegten Massen des Motors Kurbelwellen Winkelgeschwindigkeit Der Term del beinhaltet das Moment der Massenerregung welches auf
102. min e CH n _ OT_2 300 0 T_ Wasser 75 C Ar T_Wasser 85 C 0 T_Wasser 105 C B gt T_Wasser 115 C 80 90 100 110 120 130 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 7 4 Startfenster bei erh htem Verdichtungsverh ltni e 2 und Verbesserung der Gemischbildung Ay Ay kalibriert 0 3 5 1 4 2 8 Einflu des Umgebungsdruckes Der Einflu des Umgebungsdruckes auf die Zylinderf llung beim Start und damit auf das Direktstartverhalten wird mit Hilfe der barometrischen H henformel erfa t unter der Annahme isothermer Atmosph re 135 p h Pro ex Ze GI 5 1 74 HO mit p h h henabh ngiger Atmosph rendruck Pro Druck bei Bezugsh he 0 H henmeter 1 013 bar g Erdbeschleunigung h H he Dat Luftdichte bei Bezugstemperatur und 1 013 bar Druck F r eine H he von 2000 H henmetern ergibt sich ein Umgebungsdruck von etwa 0 8 bar Die Simulationsergebnisse mit diesem Zylinderdruck beim Start lassen erkennen da der Motor unter diesen Rahmenbedingungen in seiner Referenz konfiguration nicht direkt gestartet werden kann Erst mit Verk rzung der Ventil ffnungsdauern A 37KW v UT Es 70 KW n UT und mit Verringerung der K hlwassertemperatur auf 35 C wird ein Direktstart m glich Die Simulation zeigt da unter den Druckverh ltnissen in 2000 m H he selbst bei optimalen Rahmen bedingungen ein Direktstart nur schwer realisierbar ist 189 5 1 4 3
103. mit Hilfe der Z ndkerze Damit ist der Direktstart nur f r die Applikation am direkteinspritzenden Ottomotor geeignet Haupteinflu parameter f r den Erfolg des Direktstarts sind die Ventilsteuerzeiten die Anzahl der Zylinder der Restgasanteil in den startrelevanten Zylindern Kompressi ons und Expansionszylinder das Verdichtungsverh ltnis die Z ndzeitpunkte die K hlwassertemperatur welche die Gastemperatur des Zylinderinhaltes bestimmt und die zu berwindende Reibungsarbeit beim Start 33 Weiterhin hat das Verbren nungsluftverh ltnis welches durch die Qualit t der Gemischbildung bestimmt wird einen entscheidenden Anteil am Starterfolg 34 35 Neben der Bedeutung der Motortemperatur bzw K hlwassertemperatur ist be sonders der Einflu der Startposition Kurbelwellenposition des Expansionszylinders beim Start hervorzuheben Zur Realisierung eines erfolgreichen Direktstarts mu diese in engen Grenzen eingestellt werden Im Rahmen der Direktstartapplikation f r ein Stopp Start System wird deshalb versucht die Startposition w hrend des vor herigen Motorauslaufvorgangs entsprechend zu beeinflussen 34 Zudem mu w h rend des Motorauslaufs auch sichergestellt werden da die startrelevanten Zylinder weitgehend kein Restgas mehr enthalten Der Motorauslauf bekommt damit eine ent scheidende Bedeutung f r die erfolgreiche Entwicklung eines Direktstartsystems Die Einstellung der Stopposition Kurbelwellenposition bei Mo
104. mit Hilfe von Direktstartmessungen abgesch tzt 164 Reibung 20 Drehzahl o 201 100 350 1000 1 min Bild 5 1 2 6 Reibmomentkennlinie unterhalb von 1000 min Das Losbrechmoment das hei t das Drehmoment welches der Verbrennungsdruck bei der ersten Verbrennung berwinden mu damit die Kurbelwellenrotation beginnt betr gt 20 Nm In Bild 5 1 2 7 wird der simulierte Drehzahlverlauf beim Motorstart mit Me daten verglichen Motordrehzahl 1 min 450 400 350 ll simulierte Drehzahl F gemessene Drehzahl N 250 200 150 100 50 0 65 0 70 0 75 0 80 0 85 0 90 0 95 1 00 1 05 1 10 1 15 Zeit s Bild 5 1 2 7 Drehzahlverlauf beim Motorstart Vergleich Simulation Messung Bis zur 1 Kompression liegen der simulierte und der gemessene Verlauf fast aufein ander Kurz vor Erreichen des OT_1 kommt es zu einer deutlichen Abweichung der Drehzahlsignale obwohl die Druckverl ufe an dieser Stelle Bild 5 1 2 4 relativ ge nau bereinander liegen Gr nde f r diese Abweichung k nnen sein die sehr einfach abgesch tzte Reibkennlinie unterhalb von 600 min die nicht ins Modell implementierte Ventiltriebdynamik oder das nicht ber cksichtigte Zwei Massen Schwungrad Dennoch werden die kritischen OT Drehzahlen nor und nor 2 von Zylinder 3 OT _1 und Zylinder 4 OT_2 gut wiedergegeben Somit ist die Vor hersage des Direktstarterfolgs gut m glich 165
105. nderung A Zeitliche nderung der Volumen nderungsarbeit Mpy My Massestr me durch Ein und Ausla ventil P z Zylinderdruck V z Volumen des Zylinders TT Temperatur des ein bzw ausstr menden Gases gl Durchflu zahl Bild 4 2 1 4 1 1 Zylinder des Motors als Beh lter mit zeitver nderlichem Volumen Die Berechnung der inneren Energie erfolgt mittels der kalorischen Zustandsglei chung unter Annahme der G ltigkeit der idealen Gasgleichung Be e A GI 4 2 1 11 Die nderung der inneren Energie U ergibt sich aus der zeitlichen Ableitung von Gleichung GI 4 2 1 11 U pV GI 4 2 1 12 a R 100 F r die Volumen nderungsarbeit W gilt 99 dW p dV GI 4 2 1 13 Die Summe der zu betrachtenden Enthalpiestr me gt H ergibt sich f r ein ideales Gas wie folgt SUH y H p a T e aiy GI 4 2 1 14 Unter Vernachl ssigung des W rmeaustauschesO ergibt sich aus Gleichung Gi 4 2 1 10 c Za Vait Pai Fu GI 4 2 1 15 C l RE m a E Vz Pza t Die Differenz der beiden spezifischen W rmekapazit ten des idealen Gases ist gleich der spezifischen Gaskonstanten R und somit unabh ngig von der Temperatur obwohl c und c mit den Temperaturen ver nderlich sind 99 c c R GI 4 2 1 16 Somit kann der Zylinderdruck o wie folgt berechnet werden e CS SE Hau 57K Hau HK RB Hen K Eur Hun Zyl Vz Vz fend GI 4 2 1 17 Daa EE lo mit K c c Isentropenexponent Ri Spezifisch
106. p die Kurbelwelle wirkt Das Moment der Massenerregung wird gedanklich durch rechnerische Reduktion an der Kurbelwelle eingeleitet um w hrend des station ren Motorbetriebs die Drehzahlschwankungen ber eine Kurbelwellenumdrehung auszugleichen Mit GI 4 2 1 61 folgt aus der Bilanzgleichung GI 4 2 1 4 1d alo 2 z g 9 14 2 1 62 mit Ja auf die Kurbelwelle reduziertes Gesamttr gheitsmoment J red p gt Mi ke HA M Reibung D O DHA E ol 4 2 1 6 1 Tr gheitsmoment Berechnung Das gesamte Tr gheitsmoment des Motors setzt sich zusammen aus den Tr gheits momenten der einzelnen bewegten Komponenten Die Tr gheitsmomente der ein zelnen Komponenten werden auf die Kurbelwellendrehzahl reduziert und anschlie Bend addiert 96 J red p JS Kurbeitrieb o J Ventittrieh p A omena Eege SR EE Gl 4 2 1 63 mit J reduziertes Gesamttr gheitsmoment RER reduziertes Kurbeltriebtr gheitsmoment E reduziertes Ventiltriebtr gheitsmoment dee Schwungradtr gheitsmoment J Nebenageregate reduzierte Tr gheitsmomente der Nebenaggregate N CB reduziertes Tr gheitsmoment des Riementriebs Die reduzierten Massentr gheitsmomente werden mit Hilfe der Energiegleichung Gl 4 2 1 64 berechnet wobei eine mit Kurbelwellendrehzahl drehende Ersatzmasse deren Energiezustand die tats chlich vorhandene Bewegungsenergie wiedergibt zu Grunde gelegt wird 101 Eu Jlo o GI 4 2 1 64 v r GI 4 2 1 65
107. r ck auf den maximalen Zylinderdruck w hrend der R ckdrehverbrennung P2 max r ck Der maximale Zylinderdruck von etwa 6 5 bar wird im Bereich A3 r ck 0 6 0 7 er reicht Insbesondere f r magere Luftverh ltnisse nimmt der erreichbare Maximaldruck deutlich ab F r A rick betr gt er etwa 5 bar f r 22 rick 1 4 nur noch ca 3 5 bar Bild 5 2 4 1 2 zeigt die Anzahl erfolgreicher Startvorg nge und erfolgreicher R ckdrehvorg nge bezogen auf die Gesamtzahl von Starts pro Luftverh ltnis n 12 100 Starterfolg wird f r Luftverh ltnisse A3 rick 0 6 0 8 und A r ck 0 4 erzielt Der unstetige Verlauf bei A rick 0 5 ist aber h chstwahrscheinlich auf die geringe Anzahl von Starts pro Luftverh ltnis zur ckzuf hren die eine abgesicherte statistische Aussage nicht zulassen Daher kann davon ausgegangen werden da der einzige Bereich in dem n herungsweise 100 Startwahrscheinlichkeit erreicht werden k nnte in den Grenzen von A ick 0 6 0 8 zu finden ist Da die Kurven von Starterfolg und R ckdreherfolg im Bereich 2 riek 0 4 1 2 aufeinander liegen kann davon ausgegangen werden da hier der Grund f r s mtli che erfolglose Startversuche eine fehlgeschlagene Entflammung im R ckdrehzylin der ist Wie sich w hrend der Versuche zeigt f hrt eine erfolgreiche Entflammung des Gemisches im Startzylinder eigentlich immer zu einer R ckdrehbewegung Da im besagten Lambda Bereich bei s
108. sich sehr gut voraussagen l t Kapitel 4 1 6 2 3 L t sich keine eindeutige Aussage ber den letzten OT treffen wird der vorletzte OT herangezo gen von dem mit Sicherheit gesagt werden kann da dieser noch berwunden wird Ein Bremseingriff nach berschreiten des Soll Stoppwinkels und vor berschreiten des n chsten OT w rde bedeuten da der nachfolgende OT bedingt durch den Bremseingriff ggf nicht mehr berwunden werden kann und die Soll Stopposition o nu Im weiteren Verlauf des Motorauslaufs nicht mehr berschritten wird Somit ist der letzte OT definitiv der fr hestm gliche Zeitpunkt f r einen Bremseingriff der die geringst m gliche Bremsarbeit erfordert Der Bremsmomentverlauf ber der Zeit wird so angenommen da eine konstante Verz gerung erzielt wird Die Absch tzung des erforderlichen Bremsmomentes erfolgt mit Hilfe der Bewegungsgleichung des Kurbeltriebs Kapitel 4 2 1 2 Idi l o M zyemse 7 DM esse u M Reibung 14 49 d u J red p l p Gl 4 2 3 1 r 2 do Daraus ergibt sich unter der Annahme konstanter Verz gerung Idi Lol l O OH M remse M asmoment M eibung lt lt SN Je wl Sea Gl 4 2 3 2 S 2 S i ge 2 do g E l Brems l MIE Opens KW Winkelgeschwindigkeit beim Bremseingriff o 0 KW Winkelgeschwindigkeit am Ende des Bremsvorgangs tze fan Verz gerungszeit In Bild 4 2 3 3 1 ist ein typischer Drehzahlverlauf ohne und mit hypothetischem Bremseingriff an OT exemplarisch im Drehzahl
109. spezielle Ausf hrung von Z nd und Einspritzvorrichtung handelt ist die Patentanmeldung gegen ber heute blichen Ausf hrungen von Motorsteuerungen als obsolet und damit als nicht relevant f r den Direktstart in der angedachten Ausf hrung zu betrachten Im August 1997 melden D D Brehob und T A Kappauf Ford Motor Co ein Direktstartverfahren zum Anlassen einer Brennkraftmaschine an 57 das durch eine f r den Direktstart g nstige Positionierung der Kurbelwelle z B durch eine 20 Bremsvorrichtung beim vorangehenden Abstellen des Motors gekennzeichnet ist Kategorie 1 und 3 F r dieses Direktstartverfahren werden zudem die folgenden erforderlichen Schritte vorgegeben Identifizieren einer geeigneten Brennkammer f r den Direktstart Abfragen einer Umgebungstemperatur Berechnen der Luftmenge im identifizierten Zylinder Berechnen der einzuspritzenden Kraftstoffmenge Z ndung des Gemisches Dieses Patent wurde 2000 auch in Deutschland erteilt Das Ver fahren beschreibt den einfachen Direktstart wie er in dieser Arbeit untersucht wird Allerdings sind die Anspr che bereits weitgehend von den beiden Basispatenten Fa Emil Bender 55 und Ford 32 abgedeckt Im Oktober 1999 melden U Brenner und U Sieber Robert Bosch GmbH ein luftunterst tztes Direktstartverfahren f r eine Brennkraftmaschine mit Direkteinspritzung an bei dem der Startzylinder vor dem Direktstart mit komprimierter Luft gef llt wird 58 Als V
110. str mt komprimiertes Probengas aus dem Brennraum in das Entnahmeventil und legt sich als Pfropfen in die Sp lgasstr mung Das Me prinzip ist in Bild 4 1 2 2 6 dargestellt Bevor das Druckgef lle sich umkehrt wird das GEV wieder geschlossen Der Probengaspfropfen wird dann vom Sp lgas zum Sauerstoff analysator transportiert wo mit zeitlicher Verz gerung die Sauerstoffkonzentration im Zylinder bestimmt wird und zwar durch Auswertung der maximalen Sauerstoff konzentration der Probe Wie in Bild 4 1 2 2 6 zu sehen steigt die Sauerstoffkonzentration bei Eintritt der Probe in den Analysator kontinuierlich an Der Anstieg beschreibt die Mischzone von Probengas und Sp lgas Danach bleibt die Sauerstoffkonzentration bei ihrem Maxi malwert konstant Der zeitlich konstante Anteil macht deutlich da es sich hier um den unverd nnten Probengaspfropfen handelt Der maximale O gt Wert der sich w h rend dieser Phase einstellt stellt die O gt Konzentration im Brennraum w hrend der Entnahme dar Anschlie end folgt wieder eine Gemischzone in der die Sauerstoff konzentration auf Null reiner Stickstoff absinkt Durch die Aufnahme des Ventil ffnungshubes und der Zylinderdr cke kann die gemessene Sauerstoffkonzentration dem Entnahmezyklus zugeordnet werden Maximal gemessene 0 Konzentration 0 Konzentration im Brennraum N unver d nnte Z Probe reines N E Pfropfen Gemisch Bild 4 1 2 2 6 Me prinzip der
111. und anschlie end mittels Fremdz ndung verbrannt Im Rahmen dieser Dissertation wird sowohl das Potential als auch die praktische Umsetzbarkeit des Direktstarts zur Darstellung eines Fahrzeug Stopp Start Systems erstmalig an einem Motor mit strahlgef hrtem Direkteinspritzverfahren untersucht Dazu wird anhand einer Literatur und Patentrecherche der Stand der Technik doku mentiert sowie die Direktstartf higkeit an einem ausgew hlten Versuchstr ger so wohl analytisch dargestellt als auch praktisch untersucht Die Haupteinflu parameter auf die Funktionalit t und Robustheit des Direktstartverfahrens werden identifiziert und analysiert Neben der Entwicklung verschiedener Startstrategien werden die Grenzen des Verfahrens aufgezeigt und die notwendigen Randbedingungen zur Ap plikation eines funktionsf higen Systems diskutiert Mit dem entwickelten Simulationsmodell f r den Motorstart l t sich der Zylinder druck und Drehzahlverlauf f r den einfachen und erweiterten Direktstartvorgang bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl berechnen Neben den mechanischen und thermodynamischen Zusammenh ngen ber cksichtigt das Modell auch den zeitli chen Ablauf der Verbrennung die Brennraumleckage und den Wandw rme bergang w hrend der Verbrennung Mit praktischen Untersuchungen am Prototypenfahrzeug wird das Simulationsmodell kalibriert und verifiziert und es werden die Einfl sse verschiedener Parameter Steu erzeiten K hlwasserte
112. useentl ftung angeschlossen ist Im allgemeinen mu mit undichteren Systemen gerechnet werden In Bild 4 1 6 2 1 5 und Bild 4 1 6 2 1 6 ist in gleicher Weise ein exemplarischer Motorauslauf unter Anwendung der DK Kennlinie Nr 4 ber der Zeit und ber dem Nockenwellensummenwinkel dargestellt vollkommen ge ffnete Drosselklappe Nach etwa 0 86 s erfolgt der erste Nulldurchgang der Drehzahl Die Auspendelbewe gung ist ausgepr gt Die Pendelweite betr gt etwa 50 NW 100 KW Bis zum Mo torstillstand vergehen etwas mehr als 1 3 s Das sind 0 2 s mehr als mit geschlosse ner Drosselklappe Die l ngere Zeit zum Abbau der gleichen Bewegungsenergie kann auf die geringere Ladungswechselarbeit zur ckgef hrt werden die bei Betrieb mit offener Drosselklappe w hrend des Auslaufs geleistet wird Der Drehzahlverlauf w hrend des Motorauslaufs ist signifikanten Drehzahlschwan kungen unterworfen deren Ursache das gegen ber dem Motorauslauf mit geschlos sener Drosselklappe mehr als vier mal so hohe Zylinderdruckniveau ist maximaler Zylinderdruck ca 21 bar Bei ann hernd gleichen Reibkr ften werden dadurch die Druckkr fte dominant womit auch die hohe Auspendelneigung zu erkl ren ist Das hohe Zylinderdruckniveau ist auf den hohen Saugrohrdruck zur ckzuf hren der be reits nach 0 08 s Umgebungsdruckniveau erreicht 67 KW Drehzahl 1 mint KW Sensor KW Drehzahl 1 min NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugroh
113. von etwa 50 J Alle Punkte die in diesem Bereich in das Diagramm eingetragen sind stellen demnach erfolglose Starts dar die an der Uberwindung des 2 OT gescheitert sind Erwartungsgem ergeben sich bei fettem Gemisch f r die R ckdrehexpansion bei 80 C und bei 90 C ausschlie lich Bruttoarbeiten mit negativem Vorzeichen Es fin den also offensichtlich keine exothermen Reaktionen w hrend der Restgasexpansion statt welche die Leckage und Wandw rmeverluste w hrend des 2 Zyklus kompen sieren Erstaunlich ist da sich f r gro e Startwinkel und 60 C K hlwassertem peratur einige positive Arbeitsbeitr ge des Restgaszyklus zeigen was bei h heren K hlwassertemperaturen nicht beobachtet wird Es ist zu vermuten da bei nie drigeren K hlwassertemperaturen die Umsetzung der Luft im Zylinder w hrend der R ckdrehverbrennung unvollst ndiger abl uft als bei hohen Temperaturen Gleichzeitig befindet sich zudem aufgrund der gr eren Luftdichte eine gr ere absolute Luftmasse im Brennraum die diesen Effekt bei 60 C bedingen k nnte Ein Grund f r das Auftreten des positiven Arbeitsbeitrages nur bei gro en Startwin keln k nnte zus tzlich einstr mende Luft sein die bei der kurzzeitigen Offnung des Einla ventils w hrend der R ckdrehung in den Zylinder eintreten kann Bei kleinen Startwinkeln ist das Volumen im Kompressionszylinder relativ gro und eine entspre chende Menge Kraftstoff wird zugef hrt Bei Offnung des E
114. y Mor BSR 2 GI 5 1 46 Van Als Polytropenexponent wird hier nex verwendet Dieser hat einen anderen Wert als Akomp f r die Kompression da die Expansion mit Restgas statt mit Gemisch stattfindet 157 5 1 1 2 Drehmomentberechnung Analog zu Kapitel 4 2 1 3 wird mit Hilfe des Zylinderdrucks p und der Kolbenfl che A die Gaskraft Fg auf den Kolben berechnet Bild 4 2 1 3 1 FA Pau GI 5 1 47 F r die Stangenkraft Fs gilt 101 Fo cos p GI 5 1 48 Daraus folgt die Tangentialkraft an der Kurbelwelle Fr 101 dabei ist a die seitliche Auslenkung des Pleuels Bild 4 2 1 3 1 mon p Fp Fy ent p B Fo RA GI 5 1 49 cos p p ars Se wend MR arcsin A sin o Gl 5 1 50 Mit der Tangentialkraft Fr als Funktion des Zylinderdrucks o und des Kurbelwinkels Winkel wird das Antriebsdrehmoment eines Zylinders berechnet M ii Fr de Gl 5 1 51 5 1 1 3 Saugrohrmodell Zur Berechnung des Saugrohrdruckverlaufs wird der Luftinhalt des Saugrohrs bilanziert Dabei ist wm der auf die Drosselklappe zustr mende Massenstrom und 0 der in die Zylinder abstr mende Massenstrom Bild 5 1 1 4 gt mM C Mbrossel gt M y gt IN Saugrohr lt gt m C gt My4 Drosselklappe Bild 5 1 1 4 Massenbilanz am Saugrohr 158 Die Luftmassen nderung im Saugrohr ergibt sich zu Am Saugrohr AM pyossel AM Jinder Gl 5 1 52 mit Amsaugrohr Massen
115. zur Positionierung aufgebrachte Bewegungs energie gleich f r den weiteren Motorhochlauf benutzt werden Systeme die eine derartige Positionierung mit anschlie ender Nutzung der Bewegungsenergie leisten gibt es bereits an fast allen Motoren n mlich elektrische Startermotoren Die Kombination mit einem Starter Generator statt eines Anlassermotors w re dabei eine denkbare Alternative Der Unterschied zum konventionellen Motorstart w rde darin bestehen das bereits im ersten Expansionstakt der elektrische Anlasser mit der Verbrennung unterst tzt w rde oder der Motorhochlauf komplett von der Verbren nung bernommen w rde anlasserunterst tzter Direktstart 7 8 55 64 70 Die Positionierung der Kurbelwelle zwischen Motorauslauf und Startanforderung 3 erfordert eine aktive Positionierhilfe Antrieb und kann definitionsgem erst erfol gen nachdem der Motor zum Stillstand gekommen ist Au erdem mu der Positio niervorgang definitionsgem sp testens bei Erteilung des Startbefehls von der bergeordneten Stopp Start Logik beendet sein Im Extremfall wird das in Frage kommende Zeitintervall Null und zwar dann wenn der Startbefehl zeitgleich mit dem Motorstillstand erfolgt Die Positionierung m te in diesem Fall zum Zeitpunkt der Startanforderung beginnen womit der oben bereits abgehandelte 2 Fall eintreten w rde Eine Positionierung zwischen Motorauslauf und Startanforderung macht daher keinen Sinn Einzig sinnvoll
116. 0 50 und 90 Umsatzraten x10 x50 x90 sowie das Verbrennungsende VE f r alle 4 Zylinder nach Rassweiler Withrow 124 bestimmt Dabei wird das Brennende HE durch den Schnittpunkt des Brennverlaufes B mit der Zeitachse bestimmt B 0 125 GV 4 B ae ee 5 1 62 i pu V G 5 6 mit B Brennverlauf Pa DD gemessene Druckdaten Pa V V winkelabh ngiges Volumen m V Volumen bei Verbrennungsstart m Aus dem Brennverlauf B wird die Umsatzrate xz berechnet x t GI 5 1 63 Aus den 10 50 und 90 Umsatzraten x10 x50 x90 wird der Kurvenverlauf der Formfaktorkurve ermittelt Kapitel 5 1 1 Bild 5 1 2 1 Me daten vom Zielmotor n 800 min Pme 0 7 bar 161 Die Tabelle in Bild 5 1 2 1 enth lt Me daten des Zielmotors die zur Kalibrierung herangezogen werden Mit Gl 5 1 30 und Gl 5 1 32 werden die Formfaktorkurve und die Vibe Funktion berechnet Zur Kalibrierung des Verbrennungsluftverh ltnisses A bei vorgegebenem Einspritz luftverh ltnis Az und der Polytropenexponenten komp Nkomp v Heen v UDO Mexp Wird das Ergebnis der Simulationsrechnung an die gemessenen Druckverl ufe angepa t Bild 5 1 2 2 zeigt den simulierten Druckverlauf rot eines Zyklus im Betriebspunkt n 800 min Pme 0 7 bar ZZP 20 KW v OT im Vergleich zu 8 gemessenen Druckverl ufen gr n Zylinder 1 4 aus 2 verschiedenen Me reihen am gleichen Motor jeweils ber 300 Zyklen gemit
117. 0 Starterfolg erzielt werden Da der R ckdreherfolg f r s mtliche Starts 100 betr gt scheitern s mtliche nicht erfolgreichen Starts an der ber windung des 2 OT und nicht an der Entflammbarkeit der R ckdrehverbrennung tmot 80 C E tmot 90 C A tmot 100 e mot 105 C 10 Le S 80 CH 60 9 kel x 5 40 X 20 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT kann 07 A vor 0 7 EE top 70 ms e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 7 R ckdreherfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur AO 10 KW sp t A2 r ck 0 7 In Bild 5 2 4 7 8 sind die zugeh rigen OT Drehzahlen und in Bild 5 2 4 7 9 die Startzeiten dargestellt 245 tmot 80 C m tmot 90 C A tmot 100 C etmot 105 C 250 200 A TS 1 2 i E 150 i n T eo E et E f oe A t Ni F A a A A t 4 100 A a g e o A e c A oe A A e P A A wf A g E A E A A A u p IA e 8 oe 4i 50 S teo i e a e n e g A 8 z 0 E o eoe oe o o Qe a Dip m 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinke
118. 0 15 4 S 0 10 amp 0 05 0 00 0 200 400 600 800 1000 Motordrehzahl 1 min ge ffneter Ausla a geschlossener Ausla Trendlinie ge ffneter Ausla Trendlinie geschlossener Ausla Bild 4 4 2 3 Drehmomentkennlinien der Wasserpumpe mit verschlossener und ge ffneter Ausla ffnung Klimakompressor CO oO Ai On N oO 10 Wu Antriebsmoment an Kurbelwelle Nm z oO oO 2000 3000 4000 5000 6000 Motordrehzahl 1 min Bild 4 4 2 4 Vollastdrehmoment station r des Klimakompressors Mit dem Klimakompressor l t sich wie aus Bild 4 4 2 4 ersichtlich kein ausreichen des Drehmoment f r eine Zielbremsung erreichen Weiterhin ist dieses Moment beim Einschalten des Klimakompressors nicht sofort verf gbar Der erste Momentenan stieg erfolgt erst 0 5 s nach dem Einschalten Weiterhin ist ein Klimakompressor nicht in allen Fahrzeugen verf gbar Der Klimakompressor als Aktuator scheidet somit zur Auslaufpositionsregelung ebenfalls aus Weitere Nebenaggregate die zur Beeinflussung des Motorauslaufs in Betracht kommen w rden z B Lenkhilfepumpe sind nicht an jedem Motor vorhanden bzw werden zum Teil elektrisch angetrieben so da ein genereller Einsatz dieser Komponenten zur Beeinflussung des Motorauslaufs nicht zielf hrend erscheint Zusammenfassend l t sich feststellen da die an g ngigen Motoren ver
119. 0 250 300 Kurbelwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 6 2 Zylinderdruckverl ufe f r 3 verschiedene Steuerzeiten A bei konstanter Steuerzeit Es 74 KW n OT Zur separaten Betrachtung des Effektes der um 4 NW nach fr h verschobenen Steuerzeit Es werden die Kompressionsarbeiten w hrend der R ckdrehphase ver glichen Durch die Verschiebung von Es um 4 KW in Richtung fr h kann der im Kompressionszylinder eingeschlossenen Gass ule die beim R ckdrehen expandiert wird 4 KW l nger Expansionsarbeit entnommen werden Die Expansionsarbeit des r ckdrehenden Zylinders nimmt um 0 8 Zu Die weitere Expansion w hrend der R ckdrehung sorgt f r eine Erh hung der Kom pressionsarbeit im komprimierenden Zylinder um 5 2 In Bild 5 1 4 2 6 3 wird das Startfenster der kurzen Nockenwellenkombination mit der Basiskonfiguration bei 75 C K hlwassertemperatur verglichen Durch die ge nderten Einla und Ausla steuerzeiten l t sich das Startfenster deutlich vergr ern und zwar von 17KW 100 KW 117 KW n OT auf 26 KW 95 KW 121 KW n OT Der optimale Startwinkel bleibt trotz asymmetrisch ge nderter Steuerzeiten gleich 108 KW n OT 184 n_OT_1 1 min n_OT_2 1 min zc Referenz A 57 Es 74 Turbo A 37 Es 70 90 95 100 105 110 115 120 125 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 6 3 Einflu der Ventilst
120. 0 92 0 90 0 88 0 86 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 Temperatur C Bild 5 2 4 6 1 Luftdichte im Zylinder in Abh ngigkeit von der K hlwassertemperatur Starterfolg 4 R ckdreherfolg gt CH 100 CO O O O gt oO 20 226 tmot 60 C E tmot 80 C A tmot 90 C fl 90 95 E 14 n OT Aa r ch 0 7 g 10 18 Bild 5 2 4 6 2 a S S 105 110 115 120 125 Startwinkel KW n OT 100 130 135 140 Es 62 n UT A 37 v UT A vor 0 7 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Starterfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A3 rick 0 7 As 3 n OT tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C 00 CO CH oO 20 90 95 E 14 n OT A r ch 0 7 g 10 18 Bild 5 2 4 6 3 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT 140 Es 62 n UT A 37 v UT A vor 0 7 A 2 ges 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt R ckdreherfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen 22 rick 0 7 As 3 n OT 227 Bei 90 C K hlwassertemperatur ist kein einziger der Startversuche erfolgreich Offensi
121. 0 E 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT tmot 80 C Ay r ch 0 7 Ni vor 0 7 A 2 ges 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 3 Einflu der Steuerzeit Ausla ffnet auf die Arbeit der 1 Vorw rtsexpansion W vor exp A 37 v UT As 3 n OT m A 27 v UT As 13 n OT 250 E E 200 S j I D u 150 m u e 1 f d e Za a SZ Ze t J gt u N e E e i k E o 100 F c p4 g E g E N 50 a D A D 8 S u 0 ER e gt 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT tmot 80 C Ay r ch 0 7 A vor 0 7 A 2 ges 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 4 Einflu der Steuerzeit Ausla ffnet auf die Drehzahl im 2 OT 243 Bild 5 2 4 7 5 zeigt den Vergleich der Startzeiten Zeit vom 1 Einspritzsignal bis 700 min Mit der um 10 KW versp teten Offnung des Ausla ventils sinkt die erfor derliche Startzeit etwa um 0 05 s A 37 v UT As 3 n OT m A 27 v UT As 13 n OT 0 8 0 7 tzoo S 0 6 0 5 D z m m W om o m ew 4 ER o 000 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0
122. 1 191 091 951 Ggl 1Sl 0OGL 9P1 Gbl Ubl OrL 9El GEL LEL 0E L 96 L GclLe l OcL 911 GIL OLL 901 GoL LOl 001 96 G6 16 06 98 G8 18 08 97 G LZ 02 99 G9 19 09 99 9 19 09 9 Grid erh o 08 92 Ar 02 91 _SI Ll 019 Gi 30 25 Ga 680 NW n Z OT 1 aus LO D m ueufuneu 10 100 120 KW n OT 20 Ta 43 70 C 0 H ufigkeitsverteilung Stopposition DK Strategie Nr 7 Bild 4 1 6 2 2 4 43 C 70 C Motorwarmlauf leo DK Kennlinie Nr 7 ges 223 Messungen Tey DU 88C 41 im Fenster H Stopposition KW n OT 08L lt 081 921 GIL 0 1991 G91 191 091 951 Ggl 1Sl 0OGL 9P1 Gbl Ubl OrL 9El GEL LEL 0E L 96 I Gsl ILch OsL 911 GIL OLL 901 GoL LOl 001 96 G6 16 06 98 G8 18 08 97 G LZ 02 99 G9 19 09 99 9 19 _ 09 9 Gp Lp erh o 08 92 Ar 02 91 _SI Ll 019 30 25 Ga 680 NW n Z OT 1 aus LO ueufuneu 10 100 120 KW n OT 20 Ta 43 80 C O H ufigkeitsverteilung Stopposition DK Strategie Nr 7 Bild 4 1 6 2 2 5 43 C 80 C leo 75 Die H ufigkeitsverteilung der gesamten Messungen mit Kennlinie Nr 7 223 Mes sungen sind in Bild 4 1 6 2 2 5 dargestellt Der Oltemperaturbereich erstreckt sich von 43 C 80 C 11 der Stoppositionen liegen im Zielfenster f r den Direktstart 100 120 OT 60 DK Kenn
123. 1 5 2 4 Geschwindigkeitsmaxima am hinteren Motorlager und O2 Konzentrationen bei verschiedenen Drosselklappenstrategien Die maximale Sauerstoffkonzentration ca 21 geht einher mit dem schlechtesten Komfortverhalten und wird erwartungsgem mit sofortiger Offnung der Drossel klappe Kennlinien Nr 5 und Nr 1 erreicht Mit Kennlinie Nr 4 vollkommen ge schlossene Drosselklappe erzielt man neben dem besten Komfortverhalten erwar tungsgem auch die geringste Restgasaussp lung Die Drosselklappenstrategie Nr 3 Bild 4 1 3 3 ber cksichtigt die Verschiebung der Stopposition zu sp teren Kurbelwinkelstellungen die gut f r den Direktstart geeignet sind Die Sauerstoffkonzentration liegt mit etwa 19 5 auf relativ hohem Niveau Allerdings ist das Komfortverhalten mit dieser Strategie etwas schlechter als beim konventionellen Motorstart Einen guten Kompromi zwischen Komfortverhalten und Sauerstoffgehalt stellen die sp t ffnenden absolutwinkelgef hrten Kennlinien Nr 10 und 11 dar Bild 4 1 3 5 Die Drosselklappen ffnung erfolgt bei 560 600 NW n Z OT 1 aus Noch besser 61 hinsichtlich Restgasaussp lung und Komfortverhalten funktioniert Strategie Nr 2 Bild 4 1 3 4 bei der zu Anfang und zum Ende des Motorauslaufs durch kurze Off nung der Drosselklappe eine Sp lphase eingeleitet wird Allerdings bewirken all diese Strategien keinen negativen Saugrohrdruckgradienten bei Bef llung der direkt startrelevanten
124. 1 aus a Variation des Stribeckparameters der Kolbenringe b Variation des Schmierfilmparameters Bild 4 2 4 2 2 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Ubergangs zwischen Mischreibung und hydrodynamischer Reibung Mit einem Regeleingriff mittels externem Bremssystem kann die Zielposition immer erreicht werden Bild 4 2 4 2 3 stellt den Drehzahlverlauf dar ab dem letzten OT f r die Ausgangssimulation Reibung 5 und einem Drehzahlverlauf mit Eingriff einer Bremse Das maximale Bremsmoment das dabei von der Bremse an der Kurbelwelle aufgebracht werden mu betr gt ca 50 Nm 5 Reibung 96 5 Reibung 100 5 gebremst 115 5 gebremst 115 Motordrehzahl min 400 300 200 100 0 100 96 KW n OT 100 KW n OT 115 KW n OT 200 115 KW n OT 1100 1150 1200 1250 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 2 3 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation der Reibung ohne und mit Bremseingriff bei OT 4 2 4 3 Variation des Verdichtungsverh ltnisses Da das geometrische Verdichtungsverh ltnis direkt den Zylinderdruckverlauf beein flu t und somit relevant f r das Motorauslaufverhalten sein d rfte wird auch dessen Einflu untersucht Die Simulationsergebnisse der Verdichtungsverh ltnisvariationen 132 von 5 sind in Bild 4 2 4 3 1 dargestellt Die Abweichung der Stopposition liegt bei 1
125. 2 OT mit Einf hrung der 2 Einspritzung abnimmt Da aber die Drehzahl am 2 OT und nicht am 1 OT f r den Starterfolg und die Startqualit t des erweiterten Di rektstarts entscheidend ist wird bedingt durch die Zweiteinspritzung zur Brennraum druckabsenkung die Direktstartf higkeit des untersuchten Motors verschlechtert Eine zylinderdrucksenkende Einspritzung in den Restgaszyklus ohne anschlie ende Verbrennung wirkt sich somit entgegen erster Annahmen negativ auf die Direkt startf higkeit aus 209 5 2 4 2 Verbrennung im 2 Expansionstakt In Bild 5 2 4 2 1 ist das pV Diagramm eines Direktstarts mit exakt den gleichen Einstellungen wie die des in Bild 5 2 4 1 1 gezeigten Startvorgangs dargestellt Es erfolgt keine Einspritzung in den Restgaszyklus Anstatt eines Arbeitsverlustes wie in Bild 5 2 4 1 1 10 J ist hier ein Arbeitsgewinn 2 J auszumachen Der Expansionsdruckverlauf liegt zum Teil deutlich oberhalb des Kompressionsdruckver laufs Das hei t der Restgaszyklus liefert einen positiven Arbeitsbeitrag Da ausschlie lich Leckageeffekte und Wandw rmeeffekte aufgrund der vorliegenden Druck und Temperaturgef lle f r eine Absenkung des Expansionsdrucks gegen ber dem Kompressionsdruck sorgen k nnen und der Effekt positiver Gesamtarbeit sowohl mit aktivierter als auch mit deaktivierter Z ndung in gleicher Weise feststell bar ist mu die frei werdende Energie aus Nachreaktionen des im Brennraum be findlichen Kraftst
126. 2 oe 7 0 7 Lon 1 ms e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 11 R ckdreherfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur A 10 KW sp t A2 r ck 1 2 tmot 80 C m tmot 105 C 50 40 30 S g g gt 20 e E o E g 10 e R oe 8 gt u 0 S sf e E s e A e gt a al 10 u H 5 e S 20 s g 9 E 30 40 50 60 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT A r ch 1 2 Ai vor 0 7 A 2 ges 0 7 Lon 1 ms amp 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 12 Gesamtarbeit des 2 Zyklus Restgaszyklus in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur A 10 KW sp t Az riek ala Bild 5 2 4 7 13 zeigt die zugeh rigen Drehzahlen im 2 OT und Bild 5 2 4 7 14 die entsprechenden Startzeiten Mit magerer R ckdrehverbrennung einer Verbrennung im Restgaszyklus und der ge nderten Ausla steuerzeit lassen sich auch ohne 248 weitere Optimierung des 3 und 4 Zyklus bei 80 C K hlmitteltemperatur Startzeiten von bis zu 0 4 s realisieren tmot 80 C m tmot 105 C 250 l 3 e G 200 W e 8
127. 3 Etwa 90 der Leerlaufpha sen sind k rzer als 60 s bis 75 s 123 168 T_ICW_Ex_Temp_02_T11 T_ICW_In_Temp_O1_T10 T_2CW_Ex_Temp_06_T15 T_2CW_In_Temp_05_T14 T_3CW_Ex_T19 T_3CW_In_T18 T_4CW_EX_Temp_08_T23 T_ACW_IN_ Temp364_06_T22 K hlwassertemperatur Temperatur C 104 102 100 98 96 94 ER 90 88 86 84 82 80 78 76 74 72 70 D I 66 64 62 60 58 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 Motorstillstandzeit s Bild 5 1 4 1 1 Abh ngigkeit der Zylinderwandtemperaturen und der K hlwassertemperatur von der Motorstillstandszeit Nach 33 s Stillstandszeit Mittelwert der Abstellzeiten f r K hlwassertemperaturen gr er als 60 C betr gt die K hlwassertemperatur 78 C die Zylinderwandtempera turen liegen zwischen 94 C und 99 C Die mittlere Zylinderwandtemperatur betr gt etwa 97 C Um von der K hlwassertemperatur auf die Wandtemperatur zu schlie Ben wird daher im Modell der K hlwassertemperatur ein konstanter Wert von 20 C aufaddiert Die Erw rmung der einstr menden Luft durch die Zylinderw nde wird bereits w h rend des Motorauslaufs beginnen Dabei sorgt die Ladungsbewegung der einstr menden Luft f r einen W rme bergang durch erzwungene Konvektion Vereinfacht wird angenommen da die Luft die sich an der Zylinderwand befindet erst nach Motorstillstand durch eine nat rliche Konvekt
128. 4 1 3 2 zeigt exemplarisch eine drehzahlgef hrte Kennlinie die f r maximale Restgasaussp lung sorgen soll Dargestellt ist der Sollwert der Drosselklappen ff nung ber der Motordrehzahl Wenn die Motordrehzahl w hrend des Motorauslaufs sinkt ffnet die Drosselklappe vollst ndig sobald die Motorzahl unter n f llt und bleibt dann bis zum Motorstillstand ge ffnet Diese Kennlinie l t im statistischen Mittel eine Abstellposition von etwa 90 KW n OT und das schlechtest m gliche Komfortverhalten erwarten Drosselklappe n ffnung 100 _ in 1 0 n N Nieerlaui Motordrehzahl min Bild 4 1 3 3 Drehzahlgef hrte Drosselklappenstrategie Sp lvorgang zu Beginn des Motorauslaufs fallender Saugrohrdruck In Bild 4 1 3 3 ist eine weitere drehzahlgesteuerte Drosselklappenstrategie darge stellt Sobald die Motordrehzahl w hrend des Motorauslaufs unter n f llt wird der Sp lvorgang durch Offnen der Drosselklappe eingeleitet Der Saugrohrdruck steigt auf Umgebungsdruckniveau Vor Erreichen des komfortkritischen Drehzahlbereiches wird die Drosselklappe bei n wieder geschlossen Der auslaufende Motor beginnt das Saugrohr wieder zu evakuieren Der Saugrohrdruck sinkt Das Absinken des Saugrohrdrucks bewirkt zum einen eine Verringerung der Schwingungsanregung im Eigenfrequenzbereich und zum anderen einen zeitlichen Saugrohrdruckverlauf mit negativem Gradienten Durch den negativen Gradienten wird eine gr ere F llung des Expans
129. 4 1 6 2 1 die Reibungskr fte so zu dominieren da sich das Zy linderdruckgleichgewicht einstellen kann Nur 3 der Stoppositionen liegen im Ziel fenster f r den Direktstart 70 DK Kennlinie Nr 4 DI as 0 NW n Z OT 1 aus 80 Messungen ele Ta 71 777 C aS CR Ju 85 87 C KW 40 D Ki D 20 3 im Fenster dan I 100 120 KW n OT 20 10 leese 4 LWOO OO LOO LOO O OLLO OLO OLOLLO OLLO OLO OO OLOO OO LI OLD OLD O O NUNIAFTTEDVOONNOSXODIIVOOT NNANTTANOON NT 000 O 0 O 0r 0 0 0 0 0 Or 1 1 N quiu9n9y yo YOONMXoOoOoOoOoOr oOroror ororoOor 0oOr0 OOOoOr nun p9 yyooDooN N r fen fe fr fr fe fe fe fe fr fe fe fen fr fe fr Stopposition KW n OT Bild 4 1 6 2 2 2 H ufigkeitsverteilung Stopposition DK Strategie Nr 4 In Bild 4 1 6 2 2 3 ist die H ufigkeitsverteilung der Stopposition unter Anwendung der Drosselklappenstrategie Nr 7 vgl Bild 4 1 6 1 1 dargestellt Drosselklappen ffnung bei 680 NW n Z OT 1 aus Bei den 159 Messungen bleibt die Kurbelwelle immer im Bereich 66 115 KW n OT stehen Trotz des positiven Saugrohrdruckgradienten liegt auch hier der Mittelwert der Stopposition 97 KW n OT nicht vor sondern deutlich nach dem Zylinderdruck gleichgewicht bei gleicher Zylinderf llung 50 der Stoppositionen liegen im direkt startrelevanten Bereich von 100 120 n OT 73 35 DK Kennlin
130. 4 2 1 72 Se I gt imon simpa 27277 GI 4 2 1 73 l cos P F r das Kurbeltriebtr gheitsmoment ergibt sich somit aus Gleichung GI 4 2 1 66 113 114 cos o J kurbeltrieb J Kurbelwelle ES gt J Plenel l A 2 RE z J1 A sin o 2 cos o sin Q r sin A lt H M kolbengruppe d S1 p p 1 22 sin e GI 4 2 1 74 D 2 A cososin e E E ee Jee l 1 2 sin l Das reduzierte Ventiltriebtr gheitsmoment wird aus den Tr gheitsmomenten der Einla und Ausla nockenwelle mit den entsprechenden Riemenr dern und Ventil einheiten Ventil St el Ventilteller Keile Feder anteilig zusammengesetzt 115 ee o G J ed NW Einlass RS J ed N W Auslass Se J red NW RR Einlass T J red NW RR Auslass T GI 4 2 1 75 Z py J red Einlassventil Lo Ee G Mil A Tr gheitsmoment der Einla nockenwelle RE dee Tr gheitsmoment der Ausla nockenwelle ee Tr gheitsmoment des Einla nockenwellenriemenrades ee E Tr gheitsmoment des Ausla nockenwellenriemenrades E RN Tr gheitsmoment der Einla ventileinheit VER A NEE Tr gheitsmoment der Ausla ventileinheit Zu Anzahl der Einla ventile Zr Anzahl der Ausla ventile Die Tr gheitsmomente der Einla bzw Ausla ventile werden wie folgt berechnet 96 1 1 5 Y red vensi T ZW red e Gl 4 2 1 6 mit Mu Masse der Ventileinheit Ventil Tassen Teller Keil und halbe anteilige Federmasse Die Berechnung der Nockengeschwin
131. 5 1 15t8 2 5 I 50m 0 2m 50m 0 2m 50m WorstMountACC 0 00 3 70 s Wavele Hz WorstMount ACC Lu 3 70 ARAA Hz WorstMountACC 0 00 3 70 s Wavele UH 25 7a 3 8 LL 50m 0 2m S e m Bild 4 1 5 2 1 Frequenzspektren Vergleich der Richtungen und Motorlager Kennlinie 1 DK ge ffnet Geschwindigkeit an den Lagern oben Motorlager vorne RHS unten Motorlager hinten RRR Zum Vergleich der Drosselklappenstrategien werden die Beschleunigungen der drei Koordinatenrichtungen des hinteren Motorlagers gemittelt und anschlie end inte griert Die Spektren der gemittelten Anregungsgeschwindigkeiten von drei verschie denen Drosselklappenstrategien Nr 1 2 4 sind in Bild 4 1 5 2 2 gegen bergestellt Auch hier ist deutlich der Eigenfrequenzbereich des Antriebstrangs etwa 11 Hz und das Nachschwingen zu erkennen Das mittlere Spektrum stammt von einem Motorauslauf mit geschlossener Drossel klappe Nr 4 Man erkennt die deutlich niedrigere Schwingungsanregung dieser Strategie gegen ber den Strategien mit Drosselklappen ffnungen w hrend des Mo torabstellens Nr 1 unten und Nr 2 oben _58 DK Strategie Hewi Mount ACC 0 00 3 27 s Wavelet HH NewilountACC 0 00 3 27 savelet Hl Mewivount ACC CDD 3 27 ei Wavelet Hz Nr 2 Frequenz Hz Drossel Nr 4 Frequenz Hz Drossel offen Nr 1 Frequenz Hz f elt I 3 Bild 4 1 5 2 2 Frequenzspektren des Hinteren Motorlagers Gemittelte x y z Anregungsgeschwindigkei
132. 60 280 300 320 340 360 380 400 Drehzahl im OT 810 NW n Z OT 1 aus mini ltemperatur 71 C 80 C m ltemperatur 40 C 70 C Bild 4 1 6 2 3 4 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit von der Drehzahl 810 NW nach dem Abschalten von Einspritzung und Z ndung Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Offnung bei 680 NW 81 Zumindest f r die Anwendung der oben genannten Drosselklappenstrategie l t sich somit der Abstellzylinder mit Hilfe einer einfachen Auswertung der OT Drehzahlen beim Motorauslauf in weiten Bereichen voraussagen Mit zunehmendem Kurbelwin Kelfortschritt wird die Voraussage genauer Es existieren allerdings auch kurz vor Motorstillstand noch Unsch rfebereiche in denen eine eindeutige Voraussage des Abstellzylinders mit Hilfe der Drehzahlauswertung nicht m glich ist Die Existenz von Unsch rfebereichen auch kurz vor Motorstillstand und auch die starke Zunahme des Streubereiches mit fallender Drehzahl k nnten durch Variabili t ten bei der Zylinderf llung bedingt sein die die Drehzahlauswertung an den jewei ligen OT verf lschen w rden Zur Verbesserung der Vorhersagegenauigkeit des Abstellzylinders wird daher zu s tzlich zum Drehzahlverlauf auch der Einflu der Zylinderf llung ber cksichtigt und in jedem OT der Energiezustand Summe aus kinetischer und potentieller Energie wie folgt berechnet Egesor Ermor Eraor Gl 4 1 6 1 vw 7 en Cp Gl 4 1 6 2 On 27 Nor Gl 4 1 6 3 gei
133. 60 77 min 100 KW n OT 240 75 min 100 KW n OT OT Drehzahlen 900 NW 220 min 100 KW n OT vak 216 min 100 KW n OT i 208 min 92 KW n OT 120 203 min 84KW n OT 100 KW n OT 100 s0 BE e wn 92 KWn OT 20 0 207 84 KW n OT 40 60 80 100 120 OT 900 Mu 100 KW n OT Ae OT 990 NW 890 900 910 920 930 940 950 960 970 980 990 1000 1010 1020 1030 1040 1050 1060 1070 1080 Summen Nockenwinkel NW n OT 1 aus Bild 4 1 6 2 4 1 Drehzahlverlauf in Auspendelphase von 4 Stoppmessungen vollst ndig ge ffnete Drosselklappe Im OT bei 900 NW liegen die 4 Motordrehzahlen in einem engen Bereich von 17 min Trotzdem ist das Motorauslaufverhalten jeweils sehr unterschiedlich W h rend die bei den Auslaufvorg ngen mit einer Drehzahl von 216 min und 220 min im OT bei 900 NW der n chste OT bei 990 NW noch berwunden wird so ist dieses bei den Messungen mit 203 min und 208 min nicht der Fall der Abstellzylinder ist ein anderer Die Drehzahlen bei Uberwindung des nachfolgenden OT 990 NW betragen 75 77 min Kleine nderungen der Drehzahl am letzten OT f hren of fensichtlich zu gro en nderungen des Auspendelverhaltens Wie der Vergleich von 4 Abstellvorg ngen mit gleicher OT 990 Drehzahl zeigt Bild 4 1 6 2 4 2 scheint sich bei n herungsweise gleichen Drehzahlen eine ann hernd konstante Stopposition einzustellen
134. 71 C 80 C m ltemperatur 40 C 70 C Bild 4 1 6 2 3 5 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit des Energiezustands beim Abschalten von Einspritzung und Z ndung Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 ffnung bei 680 NW 1100 D E Sr ee re ie E EE 46 J 1050 1000 Stopposition NW n Z OT 1 aus 850 800 Bild 4 950 OT 900 ai OT 810 u 180 190 200 210 220 230 Energie kin pot im OT 360 NW n Z OT 1 aus J ltemperatur 71 C 80 C m ltemperatur 40 C 70 C 1 6 2 3 6 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit des Energiezustands 360 NW nach dem Abschalten von Einspritzung und Z ndung Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Offnung bei 680 NW 83 Nach einer Nockenwellenumdrehung 360 NW Bild 4 1 6 2 3 6 ist bereits ein deutli cher Trend zu erkennen Der Streubereich ist etwas kleiner 46 J anstatt 58 J der Unsch rfebereich deutlich kleiner geworden 7 J anstatt 46 J 1100 1050 1000 Ze e ie Wert en 950 L C iiaiai aeaiee aT 900 Stopposition NW n Z OT 1 aus 850 OT 810 mm mm e mm mm mm wm mm wm emm wm mm HE MM HE MM HE MEN mmm MN HE mmm ME mmm ME HE mmm BEE emm wm MEN ME BE ME mn 800 80 90 100 110 120 130 140 Energie kin pot im OT 720 NW n Z OT 1 aus J ltemperatur 71 C 80 C m ltemper
135. 85 C und 35 KW 92KW 127 KW n OT f r 115 C 178 Die theoretisch maximale Arbeit die w hrend des Direktstarts geleistet werden kann ergibt sich wenn die Verbrennunggsluftverh ltnisse der ersten 3 Verbrennungen den Wert 1 annehmen Av 1 In diesem Fall w rde s mtlicher in dem jeweiligen Brennraum befindlicher Sauerstoff zur vollst ndigen Kraftstoffoxidation genutzt Um diesen theoretischen Zustand zu erreichen m te eine optimale Gemischaufberei tung realisiert werden Diese Simulation mit den Werten aus Bild 5 1 4 2 3 5 zeigt die theoretischen Grenzen des Direktstarts In Bild 5 1 4 2 3 6 ist das Startfenster bei diesen theoretischen optimalen Verbrennungsbedingungen dargestellt Genen E8 f Es fAs A6 Keen T Wasser Umgebungsdruck m T E E ERC Damen 10 7 ER EE T varien 14 7a 3 5 1018 115 103 Bild 5 1 4 2 3 5 Einstellungen f r die K hlwassertemperaturvariation bei Ay 1 600 500 400 300 200 100 1 min n_OT 1 100 200 300 4 400 500 1 min n OT 2 600 ee Wasser 75 C T_ Wasser 115 C 700 75 85 95 105 115 125 135 145 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 3 6 Startfenster bei Ay 1 Bei theoretisch bestm glicher Gemischaufbereitung und Verbrennung Ay 1 betragen die Startfenster 62 KW 77 KW 139 KW n OT f r 75 C und 58 KW 78KW 136 KW n
136. Bedeutung zuzumessen sein In der Literatur 7 8 wird auch eine Kombination von Direktstart und Anlasserstart beschrieben Der Anlasser greift bei jedem Startvorgang ein und dreht den Motor bis zum 1 OT Die absolute Winkelposition w hrend des Stopp Start Betriebes wird mit zwei Inkrementalgebern bestimmt Mit Hilfe der Absolutwinkelinformation kann bereits in den 1 Kompressionstakt eingespritzt und anschlie end gez ndet werden Der Anlasser bewegt somit die Kurbelwelle um weniger als 180 KW bevor die erste Verbrennung erfolgt Der Start erfolgt wesentlich schneller als bei konventionellen Systemen Im Gegensatz zu konventionellen Stopp Start Systemen an Ottomotoren mit Saug rohreinspritzung die erst nach etwa 5 5 s Motorstillstandszeit soviel Kraftstoff eingespart haben wie sie f r den Wiederstart ben tigen weisen mit Benzindirektein spritzung kombinierte anlasserunterst tzte Startsysteme bereits nach 0 4 s Stillstandzeit eine positive Kraftstoffmengenbilanz aus 7 8 Durch die M glichkeit mit Hochdruck gt gt 4 bar in die Kompressionsphase des Kompressionszylinders einzuspritzen l t sich zudem die Gemischaufbereitung deutlich verbessern Dadurch kann die zum Start erforderliche Kraftstoffmasse weiter gesenkt und die Rohemissionen k nnen signifikant reduziert werden 9 BEI Da die Applikation eines Stopp Start Systems mit Direktstartfunktionalit t an direkteinspritzenden Ottomotoren gegen ber KSG und RSG Syste
137. Die Ventil berschneidung wird als relevant f r die Sauerstoffkonzentration im Expansionzylinder erachtet da sie bei station rem Motorbetrieb entscheidenden Einflu auf den Restgasgehalt hat 89 90 Die ltemperatur wird als relevanter Einflu parameter betrachtet da sie die Motor reibung und damit das Auslaufverhalten hinsichtlich der Anzahl der Sp lzyklen beein flussen kann 91 Daher wird der Einflu der Oltemperatur auf die Sauerstoffkonzen tration mit einer Drosselklappenkennlinie und einer Steuerzeiteneinstellung untersucht Die Kurbelgeh useentl ftung ist im allgemeinen 49 92 wie auch am Versuchsmotor mit dem Saugrohr verbunden Das Blow By Gas aus dem Kurbelgeh use wird dabei stromabw rts der Drosselklappe ins Saugrohr geleitet Dadurch entsteht nach der Drosselklappe eine Leckagestelle der insbesondere bei geschlossener Drosselklappe Einflu auf die Sauerstoffkonzentration im Expansionszylinder bei stehendem Motor zugeschrieben wird Um den Einflu dieser 44 Leckagestelle zu erfassen wird die Kurbelgeh useentl ftung bei einem Teil der Untersuchungen ins Freie geleitet und der Zugang im Saugrohr verschlossen 4 1 4 2 Auswertung und Ergebnisse In Bild 4 1 4 2 1a sind exemplarisch die Motordrehzahl die Drosselklappenposition der Saugrohrdruck alle 4 Zylinderdr cke und der Hub des Probenentnahmeventils f r einen Motorauslauf ab einer Leerlaufdrehzahl von n 700 min dargestellt Zum Zeitpunkt O s
138. EE ov D fi a Rx g d D D en gt d 2 u ve Ss 150 4 S D m in i Li x d u A A WA N f ei r Au A 5 100 e r 5 m B 8 e d A n y A A 50 ta N A A 0 m Atk A k i A 0 2 4 6 8 10 12 E 14 n OT Aa r ch 0 7 Kraftstoffdruck MPa Es 62 n UT Em 0 7 A 27 v UT 0 7 As 13 n OT 3 ges Startwinkel 112 KW n OT Bild 5 2 4 8 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen K hlmitteltemperaturen Startwinkel 112 KW n OT 259 tmot 80 C mtmot 90 C a tmot 105 C ES be Bild 5 2 4 8 8 Startzeit t799 in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen K hlmitteltemperaturen Startwinkel 112 KW n OT Bild 5 2 4 8 7 kann die Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen K hlmitteltemperaturen f r einen n herungsweise optimalen Start winkel von 112 KW n OT entnommen werden Bild 5 2 4 8 8 die zugeh rige Start zeit Die tendenzielle Verschlechterung der Direktstarteigenschaften bereits bei einem Druck von 20 bar ist bei Betrachtung dieser Gr en bereits f r K hlwasser temperaturen von 80 C und 90 C sichtbar Abschlie end l t sich aus den Versuchsergebnissen herleiten da unabh ngig von der K hlwassertemperatur und dem Startwinkel erst ab 40 bar Kraftstoffdruck der Direktstart uneingesch
139. Einfacher Direktstart Die Simulation des einfachen Direktstarts ergibt da ein Motorstart in der Referenz konfiguration nicht ohne weiteres m glich ist Erst durch Anderung der Steuerzeiten A 37 KW v UT Es 70 KW n UT mit gleichzeitiger Verbesserung der Gemischqualit t Ay Av katibrierr 0 3 ist ein einfacher Direktstart bis zu 55 C K hlwassertemperatur m glich Die Startfenster sind in Bild 5 1 4 3 3 dargestellt Bild 5 1 4 3 1 und Bild 5 1 4 3 2 k nnen die Simulationsparameter entnommen werden Ay start f r die erste Verbrennung und Ar f r alle folgenden Verbrennungen Kalibriert an erweitertem Direktstart Bild 5 1 4 3 1 Umgebungsdruck KW n OT KW n UT KW n OTW v um Le 1 013 Bild 5 1 4 3 2 Einstellungen der Simulationsparameter N CH oO 1 min 100 n OT_1 100 1 min 200 n_OT 2 300 T_Wasser 35 C Ar T_Wasser 55 C TT Wasser 75 C 75 80 85 90 95 100 105 110 115 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 3 3 Einfacher Direktstart Startfenster bei verbesserter Gemischbildung Ay Ay kalibriert 0 3 und kurzen Ventil ffnungszeiten AO 37KW v UT Es 70 KW n UT 190 z 200 100 O E 0 T E 100 N 200 ke Q 200 400 500 ce T Wasser 35 C 0 T_ Wasser 55 C 0 T_ Wasser 75 C gt T_Wasser 85 C 0 T_ Wasse
140. Energie bei 720 NW 2 0 der mittleren Gesamtenergie entspricht betr gt er bei der Drehzahlauswertung 1 6 der mittleren Drehzahl Der Grund f r die Existenz von Unsch rfebereichen ist daher offensichtlich nicht im unterschiedlichem F llungsverhalten zu suchen Wahrscheinlich sind eher Reibungsunterschiede von Zyklus zu Zyklus f r dieses Verhalten verantwortlich Kapitel 4 1 6 2 4 und 4 2 Au erhalb der Unsch rfebereiche kann der Abstellzylinder sowohl allein mit der Auswertung des Drehzahlsignals als auch mit der Auswertung der Gesamtenergie eindeutig vorhergesagt werden Gelingt es mit Hilfe geeigneter Methoden bereits bei 360 NW die Drehzahl so zu regeln da diese immer in einem vordefinierten Fenster in sicherer Entfernung von den Unsch rfebereichen liegt so kann man an dieser Stelle bereits den Abstellzylinder einstellen ohne da dazu ein weiterer Eingriff w hrend der restlichen 400 NW bis 500 NW erforderlich w re Allerdings ist anzunehmen da der Zusammenhang zwischen der OT Drehzahl bzw der Gesamtenergie im OT und der Stopposition sehr stark von der Motorkonfigura tion Ventilsteuerzeiten Kompressionsverh ltnis etc und dem Motorzustand Rei bungsverhalten Olviskosit t Verschlei Leckagen etc abh ngt Best tigt sich diese Annahme m te einer Abstellzylindererkennung bzw regelung eine zus tzliche adaptive Regelung vorgeschaltet sein die in der Lage ist die obige Korrelation OT Drehzahl und
141. Entnahmezyklus 3 Zyklus des 4 Zylinders nach Abstellen auch eine niedrigere Sauerstoffkonzentration gemessen In Anbetracht dieser Ergebnisse liegt es nahe da ein eindeutiger Zusammenhang zwischen der Sauerstoffkonzentration im Abstellzylinder dem Zylinderdruck und dem Saugrohrdruck w hrend des Motorauslaufs besteht A8 Saugrohrdruck bar Motordrehzahl min Drosselklappen ffnung 1 25 1000 100 80 60 40 20 0 00 S Zyl druck 1 bar Zyl druck 3 bar Zyl druck A bar Zyl druck 2 bar Ventil Hub V Zeit s Bild 4 1 4 2 3 Motorauslauf n 700 min Drosselklappenkennlinie Nr 15 1 Hochdruckzyklus gt 10 bar bis zur O gt Entnahme In Bild 4 1 4 2 4 sind mehrere Messungen der O gt Konzentration im 3 Zyklus des 4 Zylinders als Funktion des mittleren Zylinderdruckes im OT w hrend des Auslauf vorgangs dargestellt Der mittlere Zylinderdruck im OT ist dabei das arithmetische Mittel der 3 nach dem A bstellen der Einspritzung gemessenen Kompressionsspit zendr cke im OT des 4 Zylinders w hrend des Motorauslaufs Die Leerlaufdrehzahl vor dem Abstellen betr gt jeweils 700 min Deutlich ersichtlich ist der durch die Ausgleichskurve Polynom 3 Grades darge stellte proportionale Zusammenhang zwischen dem mittleren Zylinderdruck im OT und der Sauerstoffkonzentration Bei 6 bar mittlerem Zylinderdruck im OT dies ent spricht e
142. F r 80 C liegt sie im startrelevanten Kurbelwin kelbereich bei etwa 0 45 s und ist damit ca 0 05 s schneller als mit fetter R ckdreh verbrennung und ohne Verbrennung im Restgaszyklus Zusammenfassend kann gesagt werden da ein zu 100 robuster Start offenbar berhaupt nicht erzielt werden kann da selbst bei hohem Energie berschu im 2 OT die Entflammung des R ckdrehzyklus nie absolut sicher funktioniert Ohne Verbrennung im Restgaszyklus k nnen Starts bis zu 80 C K hlwassertemperatur durchgef hrt werden Mit magerer R ckdrehverbrennung und erfolgreicher Verbren nung im Restgaszyklus lassen sich vereinzelt Starts bis zu einer K hlwasser temperatur von 100 C realisieren 50 Starterfolg bei Startwinkeln 112 116 KW n OT Mehr als 80 Starterfolg sind aber nur bei K hlmitteltemperaturen von bis zu 90 C erreichbar Das Startkurbelwinkelfenster in denen mehr als 80 Starterfolg dargestellt werden k nnen liegt je nach K hlwassertemperatur und R ckdrehluftverh ltnis etwa im Bereich 100 120 KW n OT 240 5 2 4 7 Einflu der Ventilsteuerzeiten Mit den Steuerzeiten die zur Kalibrierung des Simulationsmodells benutzt werden ist im Versuch bereits ab einer K hlwassertemperatur von 80 C kaum noch ein Start m glich Kapitel 5 1 Einla Ausla ventil ffnungswinkel 240 240 E 14 n OT Es 74 n UT A 57 v UT As 3 n OT W hrend der Messungen betr gt beim Startwinkel von 116
143. Hubraum und Benzindirekteinspritzung Die technischen Daten des Motors k nnen nachfolgender Tabelle Bild 4 1 1 entnommen werden 26 Zylinderzahl Bohrungsabstand 1388 cm Ventiltrieb DOHC Tassenst el Ventile pro Zylinder e Verdichtungsverh ltnis 11 4 1 i Pleuell nge 136 3 mm Werte in Klammern f r eine zweite Eineinstellung der Steuerzeiten Einla schlie t n UT Ausla ffnet v UT Ausla schlie t n OT Schubstangenverh ltnis Bild 4 1 1 Technische Daten des Versuchsmotors 4 1 2 Verwendete Me und Steuertechnik Mittels eines Kalibrierwerkzeuges kann Einflu auf die Stellgr en der Motorsteuerung genommen werden Der Aufbau ist in nachfolgendem Bild 4 1 2 1 dargestellt AERES en Schnittstelle EAN amp Steuergr te zu PC f r Steuergr te gerat zugriff Be zugriff Bosch MED 7 ETAS ETK ETAS MAC ETAS INCA Bild 4 1 2 1 Motorsteuerung des Versuchsmotors Mit Hilfe des Steuerger tezugriffs ist es zwar m glich Einflu auf die gebr uchlichen Funktionen zur Motorsteuerung zu nehmen zur kontrollierten Beeinflussung des Ab stellvorgangs reicht jedoch der Funktionsumfang nicht aus Daher wird ein separates Steuersystem IMC u musycs 78 f r Sonderfunktionen herangezogen welches gleichzeitig zur Aufnahme von Me gr en dient Bild 4 1 2 2 zeigt das Funktions schema des Steuersystems welchem zur Beeinflussung des Abstellvorgangs Zugriff auf fo
144. Motorlager Bild 4 1 2 3 3 eines des Beschleunigungs aufnehmers am hinteren Motorlager Um die Beschleunigungssignale zeitsynchron mit dem verwendeten Me und Steu ersystem f r Sonderfunktionen beschrieben in Kapitel 4 1 2 aufzeichnen zu k nnen erh lt das Schwingungs Me system ein Steuersignal zum Start der Messung Abtriebseitiges Steuertriebseitiges Kurbelwellen Motorlager links LHS Motorlager rechts RHS Drehwinkelsensor TNS 1 d Getriebe geh use Q Hinteres Motorlager Beschkunigungs aufne hmer Motor y Mess Mess Verst rker Verst rker xi z Date nerfassungssystem ROTEC Steuersignal vom Mess und Steuersystem f r Sonderfunktionen u musycs Bild 4 1 2 3 1 MeB aufbau Schwingungsmessung 34 Bild 4 1 2 3 2 Anbringung des Beschleunigungssensors am steuertriebseitigen Motorlager Bild 4 1 2 3 3 Anbringung des Beschleunigungssensors am hinteren Motorlager 35 4 1 3 Entwicklung von Drosselklappenstrategien f r den Abstellvorgang Ziel der Drosselklappensteuerung w hrend des Abstellvorgangs ist die Konditionie rung und Optimierung direktstartrelevanter Parameter f r den erneuten Start des Motors bereits w hrend des vorangehenden Motorauslaufs Folgende direktstartrele vante Parameter sind zu optimieren 1 Der Restgasgehalt im Brennraum soll minimal werden 2 Die Stopposition der Kurbelwelle die als anschlie ende Startposition verwen det werden soll 3 Das Komf
145. OT Es 62 n UT A 37 v UT M vor 0 7 Xa o 0 7 Ao wei 0 7 e 10 18 2_ges n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 5 Expansionsarbeit der R ckexpansion W2 r ck exp In Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen 22 ricek 0 7 tmot 60 C m mot 80 C A tmot 90 C 80 70 x E 8 i S H u 60 N d i u En a 2 It f 50 e A BR x c E 40 lt S E 30 Gel E 20 10 0 A A A A A A 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT M vor 0 7 Ko o 0 7 Ao r ch 9 7 e 10 18 2_ges n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 6 R ckdrehwinkel in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen 13 rick 0 7 229 In Bild 5 2 4 6 5 ist die Expansionsarbeit der R ckdrehung dargestellt Die Arbeit zeigt eine deutliche Abh ngigkeit vom Startkurbelwinkel Sie ist im Bereich des 80 Startfensters maximal und betr gt dort durchschnittlich 45 J f r 60 C 43 J f r 80 C und 38 J f r 90 C K hlwassertemperatur Damit f llt die Abnahme der R ck dreharbeit ca 15 ber 30 C Temperaturdifferenz mit steigender Temperatur gr Ber aus als die Verminderung der Luftdichte bzw des Maximaldru
146. OT maximal 10 KW Abweichung zugelassen werden Das System w re damit ohne Recgeleingriff schon f r Leerlaufdrehzahlabweichungen von 1 nicht robust hinsichtlich der Einhaltung der Stopposition selbst wenn es m glich w re alle anderen Einflu parameter vollkommen konstant zu halten Da zudem die Einhaltung der Leerlaufdrehzahl in Grenzen von deutlich weniger als 1 hier min an heutigen Motoren nicht realistisch erscheint scheidet eine reine Drossel klappensteuerung zur Stoppositionseinhaltung aus Leerlaufsolldrehzahl 700 min Stopposition 119 KW n OT 1 Leerlaufdrehzahl 87 Leerlaufdrehzahl 114 2 Leerlaufdrehzahl 98 2 Leerlaufdrehzahl 96 Motordrehzahl min 400 300 200 100 ge Wl 96 KW n OT WA 200 77 KW n 0 900 990 1080 1170 1260 119 KW n OT Nockenwinkel NW n Z OT I aus 3 87 KW n OT 98 KW n OT Bild 4 2 4 1 1 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation der Leerlaufdrehzahl um 1 und 2 129 Leerlaufsolldrehzahl 700 min Stopposition 119 KW n OT 5 Leerlaufdrehzahl 84 5 Leerlaufdrehzahl 113 10 Leerlaufdrehzahl 110 10 Leerlaufdrehzahl 96 Motordrehzahl min 96 KW n OT H 113 KW n OT 110 KW n OT 0 180 360 540 720 900 1080 84 KW n OT 1440 119 KW n OT
147. Pa Verdon Immer P 97 4 2 1 2 Bilanzgleichung Das Gesamtmoment an der Kurbelwelle wird aus dem Gasmoment der einzelnen Zylinder dem Reibmoment und dem Moment der Massenkr fte Massenmoment an der Kurbelwelle wie folgt berechnet K D Pi M Reibung o o DA 9 M passe 0 GI 4 2 1 4 Z Die Berechnung des Gasmomentes die Reibungsverlustanalyse und die Berech nung des Massenmomentes werden in den nachfolgenden Kapiteln beschrieben 4 2 1 3 Gasmoment Die auf den Kolben wirkende Gaskraft kann in eine vom Kolben an der Zylinderwand abgest tzte Seitenkraft und in eine Stangenkraft parallel zur Pleuell ngsachse zer legt werden Die Stangenkraft wiederum besitzt eine an der Kr pfung des Kurbel triebes tangential angreifende Komponente die zusammen mit dem Kurbelradius das Drehmoment an der Kurbelwelle bewirkt Gaskraft Fo Ay Pau Gl 4 2 1 5 F q Stangenkraft F lt e o T a OT cos p Kolben _ F seitenkraft Aa h Radialkratt cos sin p en gem UT Tangentialkraft Fr Fo Se d al A Kolbenfl che p Du Zylinderdruck B Schwenkwinkel der SEU Pleuelstange AAN E o Kurbelwinkel P7 d u Nur u gg d Kolben Zylinderdurchmesser Patt YJ M a Seitliche Auslenkung des e G Pleuels Bild 4 2 1 3 1 Gaskraftzerlegung am Kurbeltrieb Das Gasmoment das an der Kurbelwelle angreift ergibt sich zu M En GI 4 2 1 6 Gasmoment 98 Mit Gleichung Gl 4 2 1
148. Potentialanalyse des Direktstarts f r den Einsatz in einem Stopp Start System an einem Ottomotor mit strahlgef hrter Benzin Direkteinspritzung unter besonderer Ber cksichtigung des Motorauslaufvorgangs Von der Fakult t Ingenieurwissenschaften Abteilung Maschinenwesen Campus Essen der Universit t Duisburg Essen zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktor Ingenieurs genehmigte Dissertation Vorgelegt von Diplom Ingenieur Ulrich Kramer aus Gladbeck Referent Univ Prof Dr Ing D Wissussek Korreferent Prof Dr Ing R Petersen Tag der m ndlichen Pr fung 21 02 2005 Vorwort Die vorliegende Forschungsarbeit entstand im Rahmen meiner T tigkeit in der Motorenvorentwicklung der Ford Werke AG K ln Die wissenschaftliche Betreuung bernahm der Lehrstuhl f r Konstruktionstechnik und Kolbenmaschinen der Universit t Essen unter Leitung von Herrn Prof Dr Ing D Wissussek Herrn Professor Wissussek gilt mein besonderer Dank f r die Erm glichung dieser Arbeit und seine stetige und wohlwollende Unterst tzung Herrn Prof Dr Ing R Petersen Lehrstuhl f r Konstruktionstechnik und Kolbenmaschinen Universit t Essen danke ich f r sein Interesse an dieser Arbeit und die bernahme des Korreferats Herrn Dr Ing A Schamel Abteilungsleiter der Motorenvorentwicklung der Ford Werke AG und Herrn Dr Ing M Wirth Gruppenleiter der Brennverfahrensentwicklung der Ford Werke AG danke ich besonders f r die Erm
149. SA 11 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2002 Seiten 921 935 2 6 11 Warburg N Lifecycle Assessment of the ISAD System ATZ Worldwide 10 2002 Mail nder E Volume 104 Saatkamp T Seiten 10 14 Reckziegel C Stutz M 12 Weimer J The Crankshaft Starter Generator Sachs Auto Technology 5 2001 Sattler M Dynastart Seiten 68 69 13 Schmid R ISAD Kurbelwellen Starter Generator Das Vortrag Continental ISAD Blome F Baukastenkonzept f r den automobilen 10 Aachener Kolloquium Nouailles J P Gro einsatz Fahrzeug und Schmidt M Motorentechnik 2001 Seiten 1239 1248 14 Dubus J M Ein einfaches Stop amp Go Konzept f r Vortrag Valeo 10 Aachener Masson Ph Stadtfahrzeuge Technische Ausf hrung Kolloquium Fahrzeug und Plasse C und Vorteile Motorentechnik 2001 d Orsay E Seiten 1215 1226 von Westerholt E 15 Koch A Der integrierte Starter Generator im Verbund Vortrag Siemens AG Lehmann J mit dem Antriebsmanagement Automobiltechnik 9 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2000 Seiten 1259 1269 16 Kok D Energiemanagement in zuk nftigen Vortrag Ford 12 Aachener Ploumen S Antriebsstr ngen Kolloquium Fahrzeug und Spijker E Motorentechnik 2003 Karden E Seiten 777 800 17 Graf M Elektrisches Energiemanagement in einem Vortrag Siemens VDO Kfz mittels Power Trading Automotive 12 Aachener Kolloquium Fahrzeug und
150. Sauerstoffkonzentrationsmessung 35 Die Me mittelf higkeit des Sauerstoffkonzentrationsme verfahrens wird mit dem in Bild 4 1 2 2 7 dargestellten Aufbau ermittelt Nach Kalibrierung des Sauerstoff analysators in zwei Punkten mit reinem Stickstoff 0 O2 und synthetischer Luft 20 O2 wird eine Umgebungsluftprobe auf die drei dargestellten verschiedenen Arten gemessen 1 Direktes Ansaugen der unverd nnten Umgebungsluft vom Me ger t 2 Zufuhr von verdichteter unved nnter Umgebungsluft zum Me ger t 3 Umgebungsluftprobe mit dem GEV aus einem Druckbeh lter 5 bar entnommen und eingebettet im Stickstofftr gergas als Pfropfenstr mung dem Me ger t zugef hrt anschlie ende Auswertung des Sauerstoff maximums Ein Vergleich der Me werte von Verfahren 1 und Verfahren 2 gibt Aufschlu ber die Abh ngigkeit des Me ergebnisses vom Entnahmedruck und ber den Einflu des verwendeten Kompressors ein Vergleich der Verfahren 1 und 3 zeigt dagegen die Abh ngigkeit des Me ergebnisses vom ggf auftretenden Verd nnungseffekt der Pfropfenstr mung Alle mit den drei Verfahren gemessen Sauerstoffkonzentrationswerte liegen zwischen 20 59 und 20 70 Die maximale Abweichung der gemessenen Konzentrationen betr gt 0 11 O gt Damit ist der Fehler aufgrund von Entnahme druckschwankungen und Sp lgasverd nnung lt 0 54 bezogen auf den Minimal wert der Messungen Relativ zu Me werten des Luftsauerstoffs aus der Liter
151. T er gibt sich f r den einfachen Direktstart bei 105 C K hlwassertemperatur nur ein Startfenster von 4 KW Der einfache Direktstart scheint damit f r einen Einsatz am Versuchsmotor nicht geeignet Einen sehr gro en Einflu auf das Direktstartverhalten hat auch der Umge bungsdruck Eine Absenkung um etwa 0 1 bar verkleinert das Startfenster um ca 10 KW Mit der derzeitigen Qualit t der Gemischaufbereitungssysteme Av wie kalibriert betr gt bei einer Umgebungsdruckabsenkung von 0 2 bar ent spricht etwa 2000 m H he selbst mit der g nstigen Motorkonfiguration Ver dichtungsverh ltnis ca 10 A 37v UT die maximale K hlwassertempe ratur nur 35 C 193 5 2 Untersuchung der Direktstarts am Versuchsfahrzeug ber Teile der experimentellen Direktstartuntersuchungen wurde im Rahmen dieser Dissertation eine Diplomarbeit 136 betreut 5 2 1 Versuchstr ger Als Versuchstr ger dient ein Versuchsfahrzeug mit einem 4 Zylinder 4 Takt Ottomotor mit strahlgef hrter Benzindirekteinspritzung Bild 5 2 1 2 Die Motordaten Basiskonfiguration k nnen der Tabelle in Bild 5 2 1 1 entnommen werden Zylinderzahl 4 Einla ffnet n OT 14 Hubraum 1596 cm Einla schlie t fm UT 74 Hub 81 4 mm Ausla ffnet v UT 57 Bohrung 79 mm Ausla schlie t n OT 3 Ventile pro Zylinder Verdichtungsverh ltnis ET Benzindirekt Ventiltrieb DOHC Tassenst el Gemischaufbereitung Einspritzung strah
152. Um die Abh ngigkeit der Stopposition von der Drehzahl im letzten OT n her zu un tersuchen wird jeweils f r eine gr ere Anzahl von Auslaufvorg ngen die Stopposi tion ber der Drehzahl am letzten OT aufgetragen und analysiert Dabei werden w h rend des Motorauslaufs verschiedene Drosselklappenkennlinien verwendet 87 Kurbelwellendrehzahl min 300 280 260 240 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 Stoppositionen 80 88 KW n OT Gleiche OT Drehzahl bei 990 NW 20 40 60 100 120 140 160 180 OT 990 NW 200 980 990 1000 1010 1020 1030 1040 1050 1060 1070 1080 Summen Nockenwinkel NW n OT 1 aus Bild 4 1 6 2 4 2 Drehzahlverlauf in Auspendelphase von 4 Stoppmessungen mit gleicher OT Drehzahl bei 990 NW vollst ndig ge ffnete Drosselklappe Bild 4 1 6 2 4 3 zeigt die Abh ngigkeit der Stopposition von der Motordrehzahl im letzten OT f r 80 Motorauslaufvorg nge mit vollst ndig geschlossener Drossel klappe Jeder Punkt im Diagramm steht f r die Stopposition eines Auslaufvorgangs Es kommen zwei unterschiedliche Abstellzylinder und damit letzte OT vor Die rot gekennzeichneten Datenpunkte stehen f r Auslaufvorg nge bei denen die Kurbel welle in einem Summennockenwinkelfenster zwischen 900 NW und 990 NW zum Stills
153. Verfahren zum Reduzieren von Abgasemissionen beim Abstellen einer Brennkraftmaschine Verfahren und Vorrichtung zur Steuerung einer Brennkraftmaschine Experimental Determination of the Oxygen Concentration in the Start Cylinder of a Direct Started Engine Produktinformation IMC u musycs Produktinformation Drehgebertyp ROD 426 Analysis of Mixture Conditions close to Spark Plug Location using a Time Resolved Gas Sampling Valve Analysemethoden zur Charakterisierung der ottomotorischen Gemischbildung Zusammensetzung der Atmosph re in Volumenprozent Schlechte Luft am Arbeitsplatz Product Data Miniature Triaxial Charge Accelerometer Types 4326 A 4326 A 001 Bedienungsanleitung f r RAS Me systeme Version 4 0 Funktionsbeschreibung des Motorsteuerger tes MED 9 8 Patentschrift General Motors US 4 3647 343 08 05 1981 Patentschrift Daimler Benz DE 197 35 455 C1 16 08 1997 Patentschrift Bosch DE 198 48 368 A1 21 10 1998 SAE Paper 2004 01 0544 Ford Werke AG Smetec GmbH Lehrstuhl f r Konstruktionstechnik und Kolbenmaschinen der Universit t Essen 2004 Internetseite IMC 12 Jan 2004 www additive net de Dr Johannes Heidenhain GmbH Traunreut 2003 SAE Paper 982473 University of Karlsruhe Smetec GmbH 1998 Dissertation Forschungsberichte aus dem Institut f r Kolbenmaschinen der Universit t Karlsruhe Band 2 2000 Internetseite Hessisches Landesamt f
154. Zeit Diagramm dargestellt 126 Motordrehzahl min 400 300 200 ohne Bremse 100 0 1004 mit Bremse 200 0 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 1 0 1 1 1 2 Zeit s Bild 4 2 3 3 1 Drehzahlverlauf mit Bremse und ohne konstante Verz gerung Bei einem Zielwinkel von 115 KW n OT dauert der Bremsvorgang etwa 0 1 s Das aufzubringende Moment betr gt etwa 70 Nm je nach Drehzahl im letzten OT Bei Annahme einer Sicherheit von 2 m te eine Bremsvorrichtung daher auf etwa 140 Nm Moment ausgelegt werden Problematisch hinsichtlich des Bauaufwandes einer Bremse d rfte sich die Forderung nach einem regelbaren Moment innerhalb von 0 1 s erweisen 4 2 4 Robustheitsanalyse Anhand des validierten Motorsimulationsmodells werden Variationen als relevant er achteter Parameter durchgef hrt und ihre Auswirkung auf das Auslaufverhalten be trachtet Dabei wird insbesondere die Stopposition betrachtet Zuerst werden Rand bedingungen Leerlaufdrehzahl Saugrohrdruck im Leerlauf letzter Verbrennungs druckverlauf usw und eine Drosselklappensteuerungsstrategie vorgegeben mit de nen die Kurbelwelle im relevanten Kurbelwinkelfenster zum Stillstand kommt Da nach wird allein der jeweils betrachtete Parameter in vorgegebenen Grenzen variiert und dessen Auswirkung auf den Auslaufvorgang analysiert Ein Regeleingriff findet im ersten Simulationsdurchlauf nicht statt In
155. Zylinder so da mit einem nicht startoptimalen Mittelwert der Stop position von etwa 90 n OT zu rechnen ist Bei Verwendung dieser Strategien mu daher daf r Sorge getragen werden da entweder das direktstartrelevante Kurbel winkelfenster gro genug wird oder da die Kurbelwelle durch zus tzliche Ma nahmen startoptimal positioniert wird Sollte es die Positionierung der Kurbelwelle beim Motorstopp zwingend erfordern eine Kennlinie hnlich wie Nr 3 benutzen zu m ssen kann ber Ma nahmen nach gedacht werden mit denen das Komfortverhalten im Fahrzeug trotz erh hter Schwingungsanregung an den Motorlagern auf akzeptablem Niveau gehalten wer den kann Eine M glichkeit dies zu erreichen ist die schwingungstechnische Ent kopplung von Antriebsstrang und Karosserie w hrend des Abstellvorgangs durch den Einsatz von adaptiven oder aktiven Motorlagen 94 Eine solche Abstimmung erfordert weitergehende umfangreiche Untersuchungen am Zielfahrzeug bei denen das Schwingungsverhalten der Motorlager und der Karosserie mit ber cksichtigt werden mu Der Einsatz adaptiver oder aktiver Motorlager w re zudem aufwendig und teuer insbesondere dadurch da Motorlager speziell f r ein Fahrzeug ausge legt werden m ten und nicht wie blich in gro en St ckzahlen als Gleichteil f r eine komplette Fahrzeugplattfiorm Verwendung f nden Somit werden adaptive oder aktive Motorlager im Technologiepaket f r den Direktstart bis auf weit
156. _Wasser 75 C 200 90 95 100 105 110 115 120 125 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 7 2 Startfenster f r 12 Mit dem h heren Verdichtungsverh ltnis e 72 kann bereits bei einer K hlwasser temperatur von 75 C der Motor nicht mehr gestartet werden Erst eine Absenkung der Wassertemperatur auf 55 C erm glicht einen Direktstart Die hier untersuchte Saugmotorkonfiguration fr hes A sp tes Es hohes Verdichtungsverh ltnis be n tigt demnach weitgehendere Ma nahmen zur Realisierung des Direktstarts unter ung nstigen K hlwasser Temperatur Bedingungen als die Variante mit ge nderten Steuerzeiten sp tes A fr hes Es niedriges Verdichtungsverh ltnis In Bild 5 1 4 2 7 4 sind die Startfenster bei verschiedenen K hlwassertemperaturen dargestellt die sich bei hohem Verdichtungsverh ltnis 12 durch eine Verbesse rung der Gemischaufbereitung dargestellt durch ein fetteres Verbrennungsluftver h ltnis nach Bild 5 1 4 2 3 1 Ay Ay kalibrierr 0 3 kann das Startfenster vergr ert werden Die Simulationsparameter k nnen Bild 5 1 4 2 7 3 entnommen werden Kw kwn OT KW n UT KWn OT KWwv UT ne Bild 5 1 4 2 7 3 Einstellungen f r die K hlwassertemperaturvariation mit erh hter Verdichtung e 12 bei verbesserter Gemischaufbereitung Au Au kalibriert 0 3 188 400 300 200 1 min 100 n OT_1 1
157. a die Zundungen zur zumindest teilweisen Verbrennung der Zylinderladung der Expansions und Kompressionszylinder f hren w rden Ohne zus tzliche Sp lhilfen die wegen des hohen Realisierungsaufwandes nicht vorgesehen sind ist ein Austausch der verbrannten Gase gegen Frischgas nicht m glich Die fehlende Sauerstoffmenge im Expansionszylinder und Kompressionszylinder wird als gravierend eingesch tzt Der anschlie ende Direktstart d rfte unter deutlichem Sauerstoffmangel leiden Der Patentanmeldung wird daher wenig Praxisrelevanz zugeschrieben Weitere relevante Patentschriften besch ftigen sich mit Konditionier Ma snahmen w hrend des Motorauslaufvorgangs welche die Startwilligkeit des Motors verbessern Im Mai 1981 beansprucht M J Malik General Motors Co ein Stopp Start System 74 bei dem der Motor durch Unterbrechung der Kraftstoffzufuhr beim Schlie en der Drosselklappe gestoppt wird und getriggert durch das ffnen der Drosselklappe wieder gestartet wird W hrend des Abstellens wird das Saugrohr mit einem Kraftstoff Luft Gemisch gef llt welches den Startvorgang verbessern soll Da der Direktstart ausschlie lich am Ottomotor mit Direkteinspritzung in den Brennraum 24 umgesetzt werden soll ist eine ausreichende Kraftstoffzufuhr w hrend des Anlassens zu jedem Zeitpunkt gew hrleistet Weiterhin erreicht der Direktstart die erforderliche Leerlaufdrehzahl fast ausschlie lich mit den w hrend des Motorstopps bereits in
158. acht das Steuerger t permanent die Kurbel und Nockenwinkelposition so da eine erneute Synchronisierung nicht erforderlich ist F r reinen Stopp Start Betrieb ist diese am Markt verf gbare und wesentlich preis wertere Sensorvariante vollkommen ausreichend p A Fi S Li n Fl Be a ze Ke p mn ri AAA 8 ew d d u A Er zm e WV A Z3 ef N n E di Kg T e Le ke al F i pmr S cl I I La en Ki CA Lu dech deg SE GC Ser _ f z V nt 5 C e ba L el K d hi I i 5 d J o e wel en D 2 Sensoren mechanisch und elektrisch getrennt 2 Sensoren ineinem Gebergeh use Bild 6 1 1 R ckdreherkennung mit zwei Inkrementalgebern Doppelsensor 34 Da mit dem Sensorsystem ausgehend von der OT Markierung der Kurbelwelle auch nach der Drehrichtungsumkenhr der absolute Kurbelwinkel sicher ermittelt werden soll mu ein Doppelsensorsystem mit Sensoren aufgebaut sein die auch niedrigste Drehzahlen erkennen Erfahrungsgem eignen sich derzeit h ufig eingesetzte Kur belwinkelsensoren die nach dem Induktionsprinzip arbeiten nicht f r diese Anwen dung da diese zur Abgabe eines brauchbaren Signals eine gewisse Mindestdrehzahl erfordern Drehzahlerkennung bis hin zum Motorstillstand erm glichen Hall Effekt Sensoren oder Inkrementalgeber die den anisotropen magnetoresistiven Effekt nutzen 6 2 263 Notwendigkeit des Startermotors Eine weitere wichtige Komponente eines Stopp Start Systems mit Direktstartfunkt
159. aftstoffvorf rderpumpe wird soweit erh ht da ein Direktstart uneingeschr nkt unterst tzt werden kann 3 Die mechanisch angetriebene Hochdruckpumpe wird durch eine elektrisch angetriebene ersetzt oder unterst tzt 4 Der Druck in der Kraftstoffleiste wird beim Abstellen des Motors erzeugt und durch Begrenzung der maximalen Kraftstoffsystemleckage kann sichergestellt werden da das erforderliche Kraftstoffdruckniveau ber einen Mindest zeitraum f r den Startbereitschaft garantiert werden mu gew hrleistet ist Zur weiteren Diskussion der Praktikabilit t dieser M glichkeiten werden Daten ber die Empfindlichkeit des Direktstarts hinsichtlich des Kraftstoffdrucks ben tigt Alle zu vor angef hrten Versuchsergebnisse beziehen sich auf einen konstanten Kraftstoff druck von 100 bar der durch die im Versuchsfahrzeug installierte zus tzliche elektri sche Kraftstoffpumpe zur Verf gung gestellt wird Im folgenden wird der Kraftstoff druck bewu t abgesenkt und die Konsequenzen f r das Direktstartverhalten beurteilt In Bild 5 2 4 8 1 ist der Starterfolg in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen Startkurbelwinkeln f r eine K hlmitteltemperatur von tnort 80 C dar gestellt Bild 5 2 4 8 2 zeigt den dazugeh rigen R ckdreherfolg F r jeden Betriebs punkt werden insgesamt 12 Messungen durchgef hrt Der Kraftstoffdruck wird in den Grenzen 10 bar 1 MPa bis 100 bar 10 MPa variiert Wie aus Bild 5 2 4 8 2 ersicht
160. agt werden kann Der Streubereich der Drehzahl bei 360 NW betr gt 70 min der Unsch rfebereich nur noch 8 min 79 1100 mm OT108600 ben mm mm vm mn rm mn mm mm pm vm mm rm mM vm mm em vm den em mm em mm em vm mm vm m 1050 1000 ken OT 99 mmm mmm mmm ME HE ME mm wm mmm MEN mm MM mmm HEN wm mmm MEN j wm wm mmm mmm wm ME mmm HE mmm HE BEE mm wiem BEE mmm len mmm 950 e i VM ur Dt VL d 900 OT 900 em m mm e mt mm mmm mmm mmm mm mmm mer mm wm wll vw mr mmm mmm mmm mmm mm mmm mmm mmm mmm Stopposition NW n Z OT 1 aus 850 ken m OT 810 vm pen em mp mm vm m vm ke mm vm mm wm mm mm vm mm wh mm e o mm wen mm mm wn mm 540 550 560 570 580 590 600 610 620 Drehzahl im OT 360 NW n Z OT 1 aus min ltemperatur 71 C 80 C m ltemperatur 40 C 70 C Bild 4 1 6 2 3 2 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit von der Drehzahl 360 NW nach dem Abschalten von Einspritzung und Z ndung Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Offnung bei 680 NW Weitere 360 NW sp ter bei 720 NW n Z OT 1 aus betr gt der Unsch rfebereich noch 6 min der Streubereich 110 min Bild 4 1 6 2 3 3 Seit dem Ausschalten des Motors ist der Streubereich wesentlich angewachsen von 57 min auf 110 min w h rend der Unsch rfeberei
161. ahl wodurch die Kaltstartf higkeit gemindert und die Dauerhaltbarkeit der Z ndkerze stark eingeschr nkt wird Zudem kann es zur Veerkokung insbesondere der Einspritzventile kommen 1997 galten diese Probleme noch als ungel st 39 40 Mittlerweile gibt es mehrere Ans tze zur berwindung dieser Problematik durch entsprechende Weiterentwicklung von Einspritz und Z ndsystem 41 44 52 53 Dabei kommt insbesondere der Injektorentwicklung eine besondere Bedeutung zu Bei den zur Zeit am Markt befindlichen wandgef hrten Brennverfahren werden weitgehend Drallventile verwendet Diese Injektoren werden im allgemeinen mit bis zu 120 bar Kraftstoffdruck betrieben und mit Magnetaktuatoren bet tigt Sie funktionieren bei wandgef hrten Brennverfahren ablagerungsresistent Allerdings weisen Drallinjektoren eine starke Abh ngigkeit des Strahlwinkels vom Brennraum gegendruck auf 41 Diese Eigenschaft verhindert den erfolgreichen Einsatz eines Drallventils in einem strahlgef hrten Brennverfahren Dieses erfordert da die Z ndkerze unabh ngig vom jeweiligen Betriebspunkt der Brennraumstr mung und den brennraumseitigen Bauteiltoleranzen zum Z ndzeitpunkt immer mit aufbereitetem Gemisch umgeben ist und dabei die Beaufschlagung der Z ndkerze mit fl ssigem Kraftstoff sicher vermieden wird 44 Zur Zeit werden zwei Hauptentwicklungsrichtungen zur Darstellung eines geeigneten Injektors f r strahlgef hrte Brennverfahren verfolgt nach au en
162. als um und der Motor dreht wieder r ckw rts bis er nach ca 1 25 s endg ltig zum Stillstand kommt Da dieser Auspendelvorgang 0 75 s bis 1 25 s weitgehend mit geschlossenen Ventilen stattfindet siehe Kap 4 1 4 Untersuchungen der Motorstopposition ist w hrend dessen nicht mit einem Gasaustausch der Brennraumladung und mit einer Anderung der Sauerstoffkonzentration zu rechnen 47 Sauerstoffkonzentration 9 e il ech LO aS i ETT Zeit s Bild 4 1 4 2 2b O gt Messung n 700 min Drosselklappenkennlinie Nr 5 Bild 4 1 4 2 3 zeigt einen bstellvorgang bei dem die Drosselklappenkennlinie Nr 15 Bild 4 1 4 1 1 verwendet wird Nach kurzer Drosselklappen ffnung bei einer Motor drehzahl von 675 min wird die Drosselklappe aus Komfortgr nden wieder vollst ndig geschlossen und erst bei 330 min wieder ge ffnet Bei der ersten Offnung der Dros selklappe schnellt der Saugrohrdruck sofort auf 1 bar 0 3 s nach dem Abstellen der Einspritzung Beim nachfolgenden Schlie en der Drosselklappe wird das Saugrohr vom auslaufenden Motor wieder evakuiert Der Saugrohrdruck sinkt auf 0 75 bar bei 0 65 s und steigt bei der zweiten Offnung der Drosselklappe wieder auf 1 bar an Proportional zu dieser Ansaugdruckmodulation sinken und steigen die entsprechen den Zylinderdr cke Durch das insgesamt niedrigere Druckniveau w hrend der Auslaufphase verglichen mit der Situation bei vollst ndig ge ffneter Drosselklappe wird hier im
163. altdauer an 17 Fahrzeugen der Baujahre 1980 1987 davon 9 Ottomotoren mit Vergaser und 6 Ottomotoren mit Saugrohreinspritzung untersuchte Dabei ergibt sich erst nach etwa 16 s Abschalt dauer ein positiver Effekt der Motorabschaltung auf den Kraftstoffverbrauch Ergebnisse von Bugsel et al 1997 6 best tigen diese Tendenz auch f r ein Fahr zeug mit lambdageregelter Saugrohreinspritzung und Abgasnachbehandlung Ein positiver Effekt der Motorabschaltung auf den Kraftstoffverbrauch und die NOx Emis sionen ist erst nach 10 s auf die HC und CO Emissionen erst nach 5 min feststell bar Die L sung des Problems der negativen kurzen Abschaltzeiten durch eine Abschalt verz gerung wie von Kampelm hler 4 vorgeschlagen erscheint allerdings wenig sinnvoll da eine solche Schaltung nur bewirkt da l ngere Fahrzeugstillstand phasen zur nicht erw nschten kurzen Motorabschaltzeit f hren Vor dem Hintergrund heutiger Ottomotorentechnologie mit Abgasnachbehandlung und Direkteinspritzung erscheinen die Ergebnisse der langen erforderlichen Ab schaltzeiten zur Erzielung eines positiven Effekts obsolet Wie von Ueda et al 7 8 beschrieben l t sich mit einem direkteinspritzenden Ottomotor bei geeigneter Startstrategie bereits nach 0 4 s Stillstandzeit eine positive Kraftstoffmengenbilanz 4 erreichen Ein vergleichbarer Ottomotor mit Saugrohreinspritzung h tte erst nach 5 5 s Motorstillstandszeit soviel Kraftstoff eingespart w
164. ar 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Zylindervolumen cm Bild 5 2 4 2 2 pV Diagramm eines erweiterten Direktstarts Magere R ckdrehverbrennung Verbrennung im 2 Expansionstakt A2 r ck 1 2 A1 vor 0 7 A2 ges 0 7 Arbeitsgewinn W2 ges 39 J 211 Motordrehzahl 1 min P1 r ck komp R ckdrehkompression bar 800 600 400 200 T TO Zylinderdruck 1 bar Einspritzsignal Zyl 1 Z ndsignal Zyl 1 Zeit s Bild 5 2 4 2 3 Zeitdarstellung eines erweiterten Direktstarts mit magerer R ckdrehverbrennung und erfolgreicher Verbrennung durch Selbstz ndung im 2 Expansionstakt 5 2 4 3 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung Zur Optimierung der R ckdrehverbrennung wird das Kraftstoff Luft Verh ltnis der R ckdrehverbrennung 2 r ck Varliert Dabei wird das Kraftstoff Luft Verh ltnis der 1 Vorw rtsexpansion konstant auf seinem Optimum Kapitel 5 2 4 5 gehalten Ai vor 0 7 Vom mageren Bereich bis zum fetten Bereich mit 13 r ck 0 7 wird im Restgaszyklus exakt soviel Kraftstoff eingespritzt und versucht zu entflammen wie erforderlich ist um ein konstantes Gesamtluftverh ltnis von A ses 0 7 zu erreichen Das hei t f r sehr magere R ckdrehverbrennungen wird relativ viel Kraftstoff
165. ardposition kaum noch m glich Offnet man die Drosselklappe direkt zu Beginn des Motorauslaufs wird der Saugrohrdruck erh ht und ein Schlie en der Drosselklappe sp testens w hrend der letzten beiden Zylinderf llvorg nge bewirkt einen negativen Saugrohrdruckgradienten Da ausgehend von den angef hrten berlegungen sowohl die Maximierung des Sauerstoffgehaltes im Startzylinder als auch die Einstellung einer g nstigen Motorstopposition nach einer zumindest teilweisen Offnung der Drosselklappe w h rend des Motorauslaufs und der damit einhergehenden Erh hung des Saugrohr druckes verlangen ist eine Anhebung der Kompressionsdruckmaxima in den Zylindern beim Motorauslauf kaum zu vermeiden Die gr eren Kompressionskr fte aber bewirken eine st rkere Schwingungsanregung und damit eine Zunahme der dynamischen Kr fte in den Motorlagern die sich in die Karosserie fortsetzen und so bis zum Fahrer bertragen werden k nnen Der Fahrer empfindet im allgemeinen die erh hte Schwingungsanregung als unangenehm 87 88 Somit ist beim Offnen der Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs eine Verschlechterung des Komfort verhaltens zu erwarten Da im Stopp Start Betrieb Motorabstellvorg nge wesentlich h ufiger vorkommen als bei konventionellem Betrieb ist die Verschlechterung des Komfortverhaltens beim Motorabstellen als sehr kritisch einzustufen und daher bei der Auslegung einer Drosselklappenstrategie f r den Motorauslauf unbedingt zu ber cksi
166. atur 40 C 70 C Bild 4 1 6 2 3 7 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit des Energiezustands 720 NW nach dem Abschalten von Einspritzung und Z ndung Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 ffnung bei 680 NW 1050 31 J O zl Stopposition NW n Z OT 1 aus gt a e a LPE E M IP OT 810 m mmm e mm ME mm wm mmm wm em ME ME wm BEE mmm MM mmm MM HE wm HE mmm mmm mmm mmm HE mmm mmm emm wm ME ME ME ME em 800 60 70 80 90 100 110 120 Energie kin pot im OT 810 NW n Z OT 1 aus J ltemperatur 71 C 80 C m ltemperatur 40 C 70 C Bild 4 1 6 2 3 8 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit des Energiezustands 810 NW nach dem Abschalten von Einspritzung und Z ndung Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Offnung bei 680 NW 84 Im weiteren Verlauf ndern sich sowohl der Streu als auch der Unsch rfebereich kaum noch Auch am OT bei 810 NW existiert noch ein 2 J gro es Fenster in dem die Vorhersage des Abstellzylinders mit Hilfe der Energiebetrachtung nicht m glich ist In der Tabelle in Bild 4 1 6 2 3 9 sind die Streu und Unsch rfebereiche An AEges von Drehzahl und Gesamtenergie an den betrachteten OT Positionen zusammen gefa t dargestellt Bereich Parameter OT 360 NW 720 NW Streubereich 547 335 617 445 388 582 390 299 70 110 120
167. atur 82 83 liegen die gemessenen Sauerstoffkonzentrationswerte der Umgebungsluft in ihrer Gr enordnung innerhalb der in geschlossenen Geb uden vorkommenden Werte 20 5 20 95 Bezogen auf den Minimalwert der Au enluftmessung 20 59 ergibt sich dabei eine maximale Abweichung von 1 75 Der Me fehler ist also unter allen Umst nden lt 1 75 Umgebungsluftprobe als Pfropfen Gasprobe Umgebungsluft vom str mung mit dem GEV aus einem Druckbeh ter 5 bar entnommen und eingebettet im Stickstofftr gergas dem Me ger t zugef hrt Kompressor direkt unverd nnt dem Me ger t zugef hrt gt Luft Aa O max gt 20 70 por 20 68 Kompressor gt 20 59 Luft Umgebungsluftprobe direkt unverd nnt vom Me ger t angesaugt Bild 4 1 2 2 7 Nachweis der Me mittelf higkeit 33 4 1 2 3 Schwingungsmessung Zur Schwingungsmessung werden triaxiale Beschleunigungsaufnehmer verwendet die an den Motoraufh ngungen angebracht werden und zwar am steuertriebseitigen und am hinteren Motorlager Technische Daten der Sensoren k nnen 84 entnom men werden Die Signale der Beschleunigungssensoren werden verst rkt und an ein Datenerfassungssystem f r Schwingungsmessungen 85 weitergeleitet wo sie zu sammen mit der Kurbelwellendrehzahl aufgezeichnet werden Der Me aufbau ist in Bild 4 1 2 3 1 dargestellt Bild 4 1 2 3 2 zeigt ein Foto des Beschleunigungsaufneh mers am steuertriebseitigen
168. aufeinander Erst ab dem 3 Zyklus ergeben sich nennenswerte Unterschiede zwischen Simulation und Messung Da sich der Erfolg des Direktstarts aber bereits am OT_2 entscheidet ist der 3 Zyklus f r die Vorhersage des Starterfolgs nicht relevant Ein weiterer Kalibrierparameter ist die Motorreibung Diese wird im Modell als Funk tion der Motordrehzahl dargestellt Hinunter bis zu einer Drehzahl von ca 600 min ist die mittlere Reibung aus Schleppmessungen an einem dem Zielmotor vergleich baren Motor bekannt Bild 5 1 2 5 Unterhalb von 600 min liegen keine Daten aus Schleppmessungen vor Es ist aber davon auszugehen da die Reibung unterhalb von 600 min wieder ansteigen wird da hydrodynamische Reibung in Mischreibung bergeht Ein solcher Kurvenverlauf ist andeutungsweise zu erkennen Zur Bestimmung der Motorreibung unterhalb von 600 min wird der Drehzahlverlauf eines erfolgreichen Direktstarts herangezogen Durch einen Vergleich der simulierten und der gemessenen Drehzahl wird die Motorreibung abgesch tzt Testmotor hohe Betriebstemperatur Reibverluste A 1 6 Itr ZETEC MY 1999 S Z D z D CG 2000 3000 4000 5000 6000 Drehzahl 1 min Bild 5 1 2 5 Reibungsverluste eines geschleppten 1 6 I 4 Zylindermotors 127 Die folgende Tabelle Bild 5 1 2 6 zeigt die im Modell verwendete Reibmomentkennlinie in Abh ngigkeit von der Drehzahl Werte unterhalb von 600 min sind
169. augrohrdruckniveau durchlaufen hat Dann erst wird die Drosselklappe vollst ndig ge ffnet um den Motor bis zum Motorstillstand mit Frischluft zu sp len Im Versuch wird der Offnungszeitpunkt der Drosselklappe in einem Fenster von 800 NW bis 540 NW nach Z ndung Einspritzung aus variiert Neben der Wirkung der Drosselklappenstrategie auf das Komfortverhalten wird zu dem mit Hilfe der in Kapitel 4 1 4 gewonnen Erkenntnisse der Sauerstoffgehalt im Kompressions und Expansionszylinder berechnet Die Berechnung erfolgt auf Basis der Saugrohrdruckverl ufe w hrend des Auslaufvorgangs 4 1 5 2 Auswertung und Ergebnisse In Bild 4 1 5 2 1 sind die Frequenzspektren der an den beiden Motorlagern Bild 4 1 2 3 1 ermittelten Geschwindigkeiten f r die drei Koordinatenrichtungen bei Verwendung von Drosselklappenstrategie Nr 1 dargestellt Da es sich bei den gemessenen Beschleunigungssignalen um hochfrequente Schwingungen mit kleinen Wegamplituden handelt das interessierende Frequenzband aber niederfrequent ist 10 15 Hz werden zur besseren Beurteilbarkeit der Signalverl ufe die Vektorsummen der Beschleunigungssignale aller drei gemessenen Richtungen ber die Zeit integriert Man erh lt die Anregungsgeschwindigkeiten in den Motorlagern Bei einer diskreten Frequenz ist die Geschwindigkeit proportional zur Beschleunigung und damit zur Kraft in den Motorlagern 93 Auf den Abszissen ist die Me zeit ab Deaktivierung der Z ndung u
170. b 30 ms 1_vor e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 3 6 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung 42 r ck auf die OT Drehzahlen nor 1 nor gt Mit erfolgreicher 2 Verbrennung wird der Drehzahlverlauf w hrend des Starts gleichm iger Dieser Zusammenhang kann Bild 5 2 4 3 6 entnommen werden Dort ist der Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung 42 r cx auf die OT 217 Drehzahlen nor nor 2 dargestellt W hrend mit wachsendem Luftverh ltnis die Drehzahl im 1 OT sinkt steigt sie im 2 OT mit erfolgreicher 2 Verbrennung tendenziell an Die Direktstartqualit t ist somit bei magerem Zur ckdrehen in Kombination mit der 2 Verbrennung im Restgaszyklus besser als ohne die 2 Verbrennung bei gleichzeitigem Zur ckdrehen mit fettem Kraftstoff Luft Gemisch Allerdings ist bei fettem Zur ckdrehen die bessere Entflammungssicherheit gegeben Diese ist f r mageres Zur ckdrehen noch verbesserungsbed rftig Lambda_2_ges Lambda _2_r ck t mLambda_2_ges 0 7 t 700 700 A Lambda 2 ges Lambda 3 r ck Loch Lambda _2_ges 0 7 Luck 0 8 0 8 0 7 u 0 7 0 6 0 6 u G 0 5 l R 0 5 w ne a R D S 0 4 0 4 x 0 3 03 0 2 02 8 04 A A A O0 0 Y Es 62 n UT A 37 v UT tmot 60 C teb 30 ms n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 3 7 Einflu des Luftverh ltnisses der
171. bH 24 Int Wiener Motoren Symposium 2003 Seiten 50 66 Vortrag Robert Bosch GmbH 20 Int VDI VW Gemeinschaftstagung Wolfsburg Dez 2003 Interner Entwicklungsbericht Ford Motor Co M rz 2002 Patentschrift Bosch DE 199 55 857 A1 EP 1151194 A1 WO 01 37726 A1 20 11 1999 Patentschrift Bosch DE 100 20 325 A1 WO 01 81759 A1 26 04 2000 MTZ Jahrgang 58 1997 Heft 2 AVL List GmbH Seiten 82 85 Vortrag AVL List GmbH Tagung Direkteinspritzung im Ottomotor Haus der Technik Essen 1997 Vortrag Ford Werke AG Robert Bosch GmbH 12 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2003 Seiten 239 269 SAE Paper 2003 01 0545 GM Powertrain Advanced Engineering 2003 43 44 45 46 47 48 49 50 51 Matsumura E Tomoda T Takeda K Furuno S Senda J Fr hlich K Borgmann K Liebl J Grigo M Schwaderlapp M Wolters P Grigo M Klein H Lietz O Kunkel R Dornh fer R F Erdmann H D Krebs R Spiegel L Stiebels B Noma K Iwamoto Y Murakami N Ilda K Nakayama O Winterkorn M Bohne P Spiegel L S hlke G Voss E Schnittger W K nigstein A Scholten l P pperl M Pritze S Rothenberger P Samstag M Menne R J Limbach S Brinkmann B Hohage C Skipp D Sweet T 2 9 Visualisierung des Kraftstoffflusses in der geschlitzten Einspritzd se
172. beide Effekte wird der Druckverlauf w hrend der 1 Vorw rtsexpansion deutlich gesenkt Zus tzlich f llt auch die Volumen nderung der 1 Vorw rts expansion geringer aus bedingt durch den verminderten R ckdrehwinkel tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C 250 g 200 E Ta HHH u S TO A A tii pn e 3 m t H A o 8 i gt 150 i i A i o a As Ak a A N nn A O A A 100 N 50 0 I T 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel KW n OT Bild 5 2 4 6 7 Expansionsarbeit der 1 Vorw rtsexpansion W1 vor exp IN Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A rick 0 7 230 Die Gesamtarbeit Kompression Expansion des 2 Zyklus Restgaszyklus kann Bild 5 2 4 6 8 entnommen werden F r nicht erfolgreiche Entflammungen der R ck drehverbrennung denen kein Restgaszyklus folgen kann wird von der Auswertungs software automatisch eine Null f r diese Arbeit ins Diagramm eingetragen so da die vielen Punkte auf der x Achse erfolglose R ckdrehentflammungen darstellen Bei erfolglosen Starts die wohl eine erfolgreiche Entflammung aufweisen kommt die Kurbelwellenrotation im allgemeinen vor dem 2 OT zum Stillstand so da die Ex pansionsarbeit des 2 Zyklus nicht entsprechend ihrer Definition ausgewertet werden kann F r diese F lle ergeben sich Bruttoarbeiten
173. ben mit Kolben hemd Kolbenringe und Kolbenbolzen Der Anteil der Kolbengruppe an der Reibung des Gesamtmotors liegt bei etwa 40 50 95 102 Die H he dieses Anteils ist dabei vom Motorkonzept und den Betriebspunkten abh ngig Die Komplexit t des tribologischen Systems der Kolbengruppe ist Thema zahlreicher Studien 103 104 105 106 Dennoch sind viele Einfl sse bis heute nicht eindeutig gekl rt Nach folgend sind die wichtigsten Einflu parameter auf die Reibungsverluste der Kolben gruppe beschrieben Drehzahl Gem der Stribeck Kurve ist die Relativgeschwindigkeit zwischen den Reibparametern ein entscheidender Einflu faktor Temperatur Entsprechend der hydrodynamischen Schmierfilmtheorie hat die Viskosit t im Schmierfilm einen entscheidenden Einflu auf die Rei bung da die Schmierfilmtemperatur im unmittelbaren Zusammenhang mit der Viskosit t steht Motorlast Eine Erh hung der Last wirkt sich in zweierlei Hinsichten auf das Reibverhalten der Kolbengruppe aus Zum einen werden durch den er h hten Gasdruck die Kolbenringe st rker an die Zylinderwand gepre t und es wirkt eine gr ere Kraft auf das Kolbenhemd Die h here Motorlast be dingt zum anderen auch einen Anstieg der Temperaturen an Kolben und Zylinderbuchse wodurch die Viskosit t abnimmt und damit die Reibung sinkt Die Reibkraft der Kolbengruppe ergibt sich aus der Addition der entstehenden Reib kr fte von Kolbenhemd Verdichtungsringen Kompres
174. bewegungen der Kurbelwelle zuverl ssig zu erkennen 34 Zur Erfassung der R ckdrehbewegung bieten sich Absolutwinkelsensoren an und zwar auf Basis des anisotropen magnetoresistiven Effekts oder als Kombination von mindestens zwei Inkrementalgebern mit geeignetem Winkelversatz W hrend ein Absolutwinkelsensor in der Lage ist sofort nach dem Einschalten der Z ndung den absoluten Kurbelwinkel auszugeben mu bei der Kombination von zwei Drehgebern bei der Initialisierung zuerst eine OT Marke berstrichen werden um eine absolute Winkelposition auszugeben Damit eignet sich nur der Absolutwinkelgeber zur schnellen Synchronisation nach dem Einschalten der Motorsteuerung F r den Einsatz in einem Stopp Start System bei dem das Steuerger t w hrend der Stopphasen aktiv bleibt ist aber auch das Inkrementalgebersystem in der Lage den Absolutwinkel exakt zu bestimmen 34 Als Herausforderungen bei der Entwicklung des Direktstarts werden zur Zeit angesehen Die Erweiterung des Starttemperaturfensters f r den Direktstart an beiden Enden des heute blichen Temperaturbereichs 34 Die Verbesserung der Gemischbildungsqualit t insbesondere durch die Kombination mit strahlgef hrten Homogen und Schichtbrennverfahren 35 Die Abstimmung bzw Kombination des Direktstarts mit dem herk mmlichen Anlasserstart 34 35 Zudem d rfte der Kontrolle des Auslaufvorgangs hinsichtlich der Einstellung einer vordefinierten Abstellposition besondere
175. bh ngigkeit der Gesamtenergie im letzten OT Drosselklappe ge ffnet Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Oloffen 680 NW m O c Ce 5 z D 3 S O 40 d RONW 990N W 20 i Stoppfenster 0 L l 0 50 100 150 200 250 300 350 Drehzahl im letzten OT min Bild 4 1 6 2 4 7 Stopposition in Abh ngigkeit der Drehzahl im letzten OT Drosselklappe ffnet bei 680 NW Bild 4 1 6 2 4 7 zeigt die Abh ngigkeit der Stopposition von der Motordrehzahl f r 223 Motorauslaufvorg nge Die Drosselklappe wird bei 680 NW vollst ndig ge ffnet Die Drosselklappenkennlinie stellt einen guten Kompromi von Komfortverhalten und Sauerstoffgehalt im Startzylinder dar Die Oltemperatur liegt bei diesen Messungen in einem breiten Feld von 43 C 80 C 91 Es kann jeder OT Drehzahl ein Streubereich der Stopposition zugeordnet werden Die Breite dieses Streubandes betr gt je nach OT Drehzahl in weiten Bereichen bis zu 25 KW z B bei 80 min F r Drehzahlen zwischen 90 mm und 115 min betr gt die Streubreite nur etwa 8 KW und die Stoppositionen liegen fast alle im Startfenster allerdings sehr nah an der unteren Begrenzung so da die Robustheit einer Stoppo sitionseinstellung durch Drehzahlregelung im letzten OT f r die verwendete Drossel klappenstrategie bei Auswertung der Drehzahl fraglich erscheint
176. ch deutlich kleiner geworden ist statt 44 min nun 6 min Eine Verkleinerung des Unsch rfebereichs ist mit fortschreitendem Nockenwinkel nicht mehr zu beobachten Bei einem absoluten Nockenwinkel von 810 NW welcher bei vielen Stoppvorg ngen schon den letzten OT darstellt betr gt der Unsch rfebe reich 8 min Bild 4 1 6 2 3 4 und ist damit sogar tendenziell gr er als bei 720 NW Der Streubereich allerdings nimmt nochmals betr chtlich zu und zwar von 110 min bei 720 NW auf 178 min bei 810 NW 1100 1050 Stopposition NW n Z OT 1 aus 850 1000 950 80 110 min OT 1080 900 res OT 900 mmmn ken OT810 em rm em rm rm rm rm rn rm rem rem ren rm m rm pm rh e rn re ren mm rm 800 i 300 320 340 360 380 400 420 440 460 Drehzahl im OT 720 NW n Z OT 1 aus min ltemperatur 71 C 80 C m ltemperatur 40 C 70 C Bild 4 1 6 2 3 3 Absolute Stopposition in Abh ngigkeit von der Drehzahl 720 NW nach dem Abschalten von Einspritzung und Z ndung Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 ffnung bei 680 NW 1100 OT 1080 rm pm rn ren rm rm den m Je rn zen rm pn rm pen rm ren rm rn rn ren ren re pen pm mm Je rm rm rm 1050 900 Stopposition NW n Z OT 1 aus 850 1000 950 __0T 0 ken OT810 800 i i i 200 220 240 2
177. cht aufgeladene Direkteinspritzmotoren verf gen im allgemeinen etwa ber ein um zwei Punkte h heres Verdichtungsverh ltnis 41 46 47 48 49 50 51 wodurch die Direktstartapplikation wesentlich erschwert wird Viertens bietet die Direktstartapplikation an einen Turbomotor den Vorteil zur Dar stellung eines zufriedenstellenden Vollastdrenmoments und ausreichender Nennlei stung wesentlich kleinere Ventil ffnungszeiten w hlen zu k nnen als es an einem vergleichbaren Saugmotor der Fall ist So l t sich eine sp tere Steuerzeit Ausla ffnet leichter realisieren als bei vergleichbaren Saugmotoren 133 131 wodurch die Direktstartf higkeit wesentlich verbessert wird 33 34 35 5 2 2 Verwendete Me technik Zur Darstellung der Direktstartf higkeit und zur Datenakquisition ist das Fahrzeug mit folgenden Zusatzfunktionalit ten ausger stet Motorsteuerger t Bosch MED 9 8 86 mit Freischnitt f r die Startfunktion Applikationssystem f r die Direktstartfunktionalit t ETAS ES 1000 137 im Bypass Betrieb mit Bypass Software Bosch Schwieberdingen Kalibrierung mit Applikationssoftware INCA 138 Absolutwinkelsensor an der Ausla nockenwelle Heidenhain ROC 409 3EP7 000360 139 Eingangssignal f r das Applikationssystem Absolutwinkelsensor an der Kurbelwelle Kuebler Vorzugsbaureihe 5852 16384 14 Bit Graycode 140 Eingangssignal f r die Zylinderdruckindizierung Zylinderdrucksensoren
178. chtigen Als besonders kritisch f r das Komfortverhalten wird die Schwingungsanregung im Eigenfrequenzbereich des starren Antriebstrangs angesehen 37 Dieser liegt f r einen 4 Zylinder Reihenmotor im allgemeinen bei 10 15 Hz 87 Bei einem 4 Zylin der 4 Takt Reihenmotor mit 90 Kurbelwellenkr pfung erfolgt die Anregung in der 2 Motorordnung Daher wird der kritische Eigenfrequenzbereich bei Motordrehzahlen von 300 min bis 450 min angeregt Um in diesem Drehzahlbereich 37 die Schwingungsanregung durch die Zylinderdr cke gering zu halten sollte das Saugrohrdruckniveau in diesem Bereich m glichst niedrig sein Die drei unterschiedlichen Anforderungen an die Drosselklappenverstellung w hrend des Motorauslaufs Minimierung des Restgasgehaltes Einstellung einer startg nsti gen Stopposition Komfortverhalten sind kontr r W hrend die Restgasaussp lung nach einer m glichst offenen Drosselklappe beim Motorauslauf verlangt ist die Drosselklappe aus Komfortgr nden m glichst zu schlie en Mit einer ge ffneten Drosselklappe w hrend des Abstellens wird sich zudem wahrscheinlich im statistischen Mittel eine Abstellposition von etwa 90 KW n OT ergeben die nicht startoptimal ist Zum Erreichen einer startoptimalen Stopposition ist ein fallender Saugrohrdruck w hrend der letzten beiden Zylinderf llungen anzustreben Um einen bestm glichen Kompromi zwischen diesen kontr ren Anforderungen zu finden werden nachfolgend verschi
179. chtlich sind hier die Grenzen des Direktstarts erreicht F r 80 C K hlwasser temperatur ergibt sich ein Startfenster von 18KW 104 KW 122 KW n OT in dem eine Startwahrscheinlichkeit von ber 80 erzielt wird Im Kurbelwinkelfenster 106 KW 120 KW n OT sind bis auf einen Start sogar alle der 12 Starts pro Kur belwinkel erfolgreich Aufgrund der kleinen Anzahl von Messungen darf dabei aller dings nicht von einer Startwahrscheinlichkeit von 100 ausgegangen werden Bis 100 KW n OT und ab 130 KW n OT funktioniert kein einziger Start F r 60 C K hlwassertemperatur wird das Startfenster etwas gr er die Grenzen f r funktionierende Starts betragen 96 KW 134 KW n OT Im optimalen Startfenster kommt es bei 60 C allerdings wesentlich fter zu Fehlstarts als bei 80 C Dabei sind die Fehlstarts wie am R ckdreherfolg zu erkennen ist sehr oft durch eine erfolglose Entflammung der R ckdrehverbrennung bedingt Da dies aber im Vergleich mit 80 C auch bei 90 C der Fall ist kann hier kein eindeutiger Zusammenhang zwischen der Entflammbarkeit des Gemisches im R ckdrehzylinder und der K hlwassertemperatur abgeleitet werden Bild 5 2 4 6 4 zeigt den maximalen Zylinderdruck der sich w hrend der R ckexpan sion ergibt und Er nimmt mit zunehmender Temperatur deutlich ab Die Abnahme des Maximaldrucks mit der K hlwassertemperatur ist naherungsweise proportional zur Dichte nderung Im Mittel sinkt der Druck von ca 6 bar
180. cks erwarten las sen Grund f r dieses Verhalten d rfte die etwa konstant bleibende Motorreibung sein die bei abnenmendem Zylinderdruck f r einen kleineren R ckdrehwinkel sorgt Bild 5 2 4 6 6 Die Arbeit die das Integral ber dem Produkt aus dem Zylinderdruck und der Volumen nderung darstellt wird durch zwei Effekte gemindert Neben der Druckabsenkung selbst nimmt auch die Volumen nderung aufgrund des verminderten R ckdrehwinkels ab Die Expansionsarbeit der 1 Vorw rtsexpansion W1 vor ex In Abh ngigkeit von Start kurbelwinkel und K hlwassertemperatur ist in Bild 5 2 4 6 7 dargestellt Mit zuneh mender K hlwassertemperatur nimmt diese Arbeit deutlich ab W hrend sie f r einen Startwinkel von 112 KW n OT bei 60 C K hlwassertemperatur im Mittel noch 220 J betr gt f llt sie bei 80 C auf 180 J ab 18 und bel uft sich bei 90 C nur noch auf 140 J 36 Gleichzeitig wird der Streubereich gr er Die prozentuale Abnahme der Arbeit der 1 Vorw rtsexpansion ist damit wesentlich gr er als die Verminde rung der Luftdichte mit der K hlwassertemperatur Der Grund f r die gro e Abwei chung ist die mehrfache Wirkung welche die kleinere Luftdichte auf die Arbeit hat Durch die berproportional geminderte R ckdreharbeit kleinerer Maximaldruck und kleinerer R ckdrehwinkel vermindert sich die Vorkompression im Expansions zylinder erheblich Dazu kommt die verminderte Luftdichte im Expansionszylinder selbst Durch
181. d Kraftstoffverbrauch Schadstoffemissionen und Kraftstoffverbrauch bei kurzzeitiger Motorabschaltung Advance of Gasoline Direct Injection Technology Using the Freedom of Control Idling Stop System Coupled with Quick Start Features Idling Stop System Coupled with Quick Start Features of Gasoline Direct Injection Hochdruck Schichtstart die bessere Strategie bei der Benzindirekteinspritzung The Potential Offered by a Belt Driven Starter Generator Concept for a 4 Cylinder Gasoline Engine Studie Wuppertal Spezial 21 Wuppertal Institut f r Klima Umwelt Energie GmbH im Wissenschaftszentrum NRW ISBN 3 929944 42 1 Wuppertal 2002 Comission of the European Communities Brussels 1999 125 EC February 1999 Fachbuch ISBN 3 7643 5955 2 Birkh user Verlag Berlin 1998 Fortschrittsberichte der VDI Zeitschriften Reihe 6 Nr 81 VDI Verlag D sseldorf 1981 Seiten 101 115 Vortrag 3 Wiener Motorensymposium 1980 ATZ Jahrgang 92 1990 Heft 9 IAV Seiten 526 532 Berichte der Bundesanstalt f r Stra enwesen Fahrzeugtechnik Heft F22 Bergisch Gladbach Juli 1997 Vortrag Mitsubishi Motors Corp MCC Auto Deutschland GmbH 4 Int Stuttgarter Symposium f r Kraftfahrwesen und Verbrennungsmotoren 2001 SAE Paper 2001 01 0545 Mitsubishi 2001 Vortrag Robert Bosch GmbH 12 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2003 Seiten 148 164 Vortrag Gates GmbH P
182. d 5 1 4 2 6 4 Startfenster bei einer K hlwassertemperaturvariation Ayi Ayi Kaliber Die Startfenster bei verschiedenen K hlwassertemperaturen f r eine angenommene verbesserte Gemischbildung nach Bild 5 1 4 2 3 1 Avi Aw kalibrit 0 3 in Kombina tion mit den kurzen Ventil ffnungszeiten ist in Bild 5 1 4 2 6 6 dargestellt Die Einstellparameter f r die Simulation k nnen Bild 5 1 4 2 6 5 entnommen werden Gegen ber der Konfiguration mit ausschlie lich verbesserter Gemischaufbereitung k nnen mit den zus tzlich kurzen Ventil ffnungsdauern gr ere Startfenster erreicht werden Bei einer K hlwassertemperatur von 115 C betr gt der Kurbelwinkelbereich des Startfenster 41 KW 87 KW 128 KW n OT statt 35 KW 92KW 127 KW n OT entsprechend Bild 5 1 4 2 3 4 Verdichtung T_Wasser een E T T 0 Dario a vo 5 or o a S Bild 5 1 4 2 6 5 Einstellungen f r die K hlwassertemperaturvariation mit kurzen Ventil ffnungszeiten und Verbesserung der Gemischbildung Ari Ar kalibriert 7 0 3 186 1 min n OT_1 1 min DOT ce 0 T_ Wasser 75 C h T_Wasser 85 C 0 T_ Wasser 105 C hr T_Wasser 115 C 80 90 100 110 120 130 140 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 6 6 Startfenster bei A 37 KW v UT und Es 70 KW n UT Verbesserung der Gemischbildung Av Avi kalibriert 0 3 5 1 4 2 7 Einflu des Verdicht
183. d allerdings schon von 55 abgedeckt und ist damit Stand der Technik Im Juni 2000 erfinden T Inui und K Ueda Mitsubishi eine Starteinrichtung f r einen Ottomotor mit Direkteinspritzung 70 bei welcher der Start mit Hilfe direkt in den Brennraum eingespritzten Kraftstoffs erfolgt Im Falle eines nicht erfolgreichen Starts dieser Art wird beansprucht statt dessen den Motor mit Hilfe des Startermotors zu starten Mitsubishi la t sich damit die Kombination des Direktstarts mit einem konventionellen Start patentieren Dieses Patent ist nach heutigem Erkenntnisstand als sehr bedeutsam f r die Umsetzung des Direktstarts einzustufen da ein solches System vorgesehen werden mu um einen robusten Motorstart bei Versagen eines Direktstartvorgangs sicherzustellen 93 Im weiteren Verlauf dieses Kapitels werden Patentschriften genannt die sich vornehmlich mit der Positionierung der Kurbelwelle besch ftigen und daher der Kategorie 3 zuzuordnen sind Nachfolgend sind alle betreffenden Patente in der chronologischen Reihenfolge ihres Anmeldedatums genannt Die erste wichtige Patentanmeldung auf diesem Gebiet erfolgt im April 1989 67 I Mikhaltsev et al lassen sich patentieren da vor dem Start ein Stellantrieb den Kolben in eine f r den Motorstart g nstige Position dreht Als Stellantrieb werden ein Hydraulikmotor oder kleiner Elektromotor genannt Die Positionierung des Kolbens erm glicht einen Direktstart Ebenso beanspruchen H Remb
184. d eine Gasprobe aus dem Brennraum des 4 Zylinders entnommen Die Sauerstoffkonzentrationsmessung die ser Probe ist in Bild 4 1 4 2 1b dargestellt Etwa 15 s nach Abstellen der Einspritzung erreicht die unverd nnte Pfropfen str mung den Sauerstoffanalysator wo zu diesem Zeitpunkt die Sauerstoffkonzen tration ihren Maximalwert auf einem Plateau erreicht Im letzten Kompressionszyklus von Zylinder 4 liegt demnach eine Sauerstoffkonzentration von 15 4 vor Sauerstoffkonzentration To 16 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 Zeit s Bild 4 1 4 2 1b O gt Messung n 700 min konstante Drosselklappenposition Wie Bild 4 1 4 2 1a zeigt auch Bild 4 1 4 2 2a einen Motorauslauf ab einer Leerlauf drehzahl von 700 min Allerdings wird hier die Drosselklappe w hrend des Motor auslaufs bis hin zum Motorstillstand vollst ndig ge ffnet sobald die Motordrehzahl 675 min unterschreitet Kennlinie Nr 5 in Bild 4 1 4 1 1 Dadurch steigt der Saug rohrdruck im Zeitintervall zwischen 0 2 s und 0 3 s von 0 25 bar auf 1 bar an Bedingt durch die Erh hung des Saugrohrdrucks vervierfacht sich der Kompressionsdruck in den Zylindern auf etwa 20 bar Nach Abstellen der Einspritzung folgen zuerst zwei Verdichtungen des 4 Zylinders mit etwa 5 bar Spitzendruck Danach erfolgt dort die Probenentnahme im 3 Zyklus bei etwa 16 bar Zylinderdruck Im Vergleich zu den 3 vorhergehenden und 1 nach
185. d in Bild 5 1 4 1 1 dargestellt Dort sind die K hlwassertemperatur und 8 verschiedene Zylinderwandtemperaturen nach dem Abstellen des Motors ber einen Zeitraum von 120 s aufgetragen Der Ab schaltzeitpunkt des Motors befindet sich bei t 80 e Jede der 4 Zylinderbuchsen ist sowohl an der Einla als auch an der Ausla seite mit Temperatursensoren best ckt S mtliche Sensoren sind 1 mm hinter der Zylinderwand und 6 7 mm unterhalb der Kopfdichtung plaziert Zum Abstellzeitpunkt betr gt die K hlwassertemperatur 90 C die Zylinderwandtem peraturen liegen in einem Bereich von 92 C bis 101 C Die mittlere Zylinderwand temperatur betr gt 97 C Nach dem Abstellen des Motors bleiben die Zylinderwandtemperaturen relativ kon stant w hrend die K hlwassertemperatur kontinuierlich abf llt Sinnvolle Abstellzei ten findet man in der Literatur Die durchschnittliche Leerlaufzeit und damit Abstell zeit bei Stopp Start Betrieb europ ischer Fahrzeuge betr gt je nach Studie zwi schen 11 s und 20 s Etwa 80 der Leerlaufphasen sind k rzer als 30 s 128 129 Da Stopp Start Betrieb zur Sicherstellung des Fahrkomforts Heizung und zur Mini mierung der Motorreibung nur bei K hlwassertemperaturen gr er als etwa 40 C 60 C zum Einsatz kommen w rde sind auch nur durchschnittliche Abstellzeiten von Interesse bei denen die K hlwassertemperatur mehr als 60 C betr gt Diese liegen je nach Datenerhebung zwischen 26 s und 40 s 12
186. d je weils im letzten Zyklus des 4 Zylinders vor dem Motorstopp gemessen Bei den Messungen aus 700 min ist dies meist im 3 Zyklus bedingt durch Streuungen des absolut berstrichenen Kurbelwinkels nach dem Abstellen manchmal auch im 4 Zy klus der Fall Bei einer Erh hung der Leerlaufdrehzahl nimmt der berstrichene Kur belwinkel nach dem Abstellen des Motors aufgrund der gr eren Rotationsenergie des Kurbeltriebs beim Abstellen zu So wird bei einer Leelaufdrehzahl von 900 min im 5 Zyklus entnommen bei 1100 min erst im 7 Zyklus Bei vorwiegend geschlossener Drosselklappe w hrend des Abstellvorgangs und so mit bei niedrigem mittleren OT Zylinderdruck w hrend des Auslaufvorgangs l t sich eine deutlich positive Auswirkung der Drehzahlsteigerung ablesen Durch die mit der Leerlaufdrehzahl einhergehende Erh hung der Anzahl von Sp lzyklen wird eine voll st ndigere Aussp lung des Restgases mit Frischgas erreicht Bei 6 bar mittlerem Zy linderdruck dies entspricht einer geschlossenen Drosselklappe w hrend des Ab stellvorgangs kann die Sauerstoffkonzentration im Stoppzylinder allein durch eine Drehzahlanhebung von 700 min auf 900 min von 14 6 auf 16 3 erh ht werden Eine weitere Drehzahlanhebung auf 1100 min f hrt zu einer Erh hung der Sauer stoffkonzentration auf etwa 17 5 Wird die Drosselklappe allerdings w hrend des Motorauslaufvorgangs zumindest teilweise ge ffnet und damit der mittlere Zylinderdruck erh ht gl
187. den Brennr umen befindlichen Luftmassen so da Gemisch aus dem Saugrohr w hrend des Direktstarts gar nicht umgesetzt werden kann Die Anmeldung ist daher als nicht relevant zu betrachten Im August 1997 l t sich W Boll Daimler Benz AG patentieren w hrend des Motorauslaufs die Kraftstoffeinspritzung abzuschalten und anschlie end die Drosselklappe zumindest ann hernd vollst ndig zu ffnen 75 Durch die ffnung der Drosselklappe werden die Brennr ume des Motors mit Frischluft gesp lt Als Vorteil der Erfindung wird der verminderte Schadstoffaussto genannt Vor dem Hintergrund der Maximierung der Sauerstoffmasse in den startrelevanten Zylindern f r den Direktstart ist das zumindest ann hernd vollst ndige ffnen der Drosselklappe sehr vorteilhaft Die Patentanmeldung ist daher in dieser Hinsicht genau zu pr fen Im Oktober 1998 melden R Entenmann und A Kratt Robert Bosch GmbH an w hrend des Motorauslaufs und oder Motorstarts die Drosselklappe vollst ndig bzw ann hernd vollst ndig zu ffnen 76 Durch diese Ma nahme soll das Saugrohr vor Druckspitzen gesch tzt werden Von W Boll 75 ist die f r die Direktstartqualit t bedeutsame ffnung der Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs bereits beansprucht Allerdings ist der Beweggrund f r die Drosselklappen ffnung ein anderer Zur Realisierung des Direktstarts werden folgende bereits aufgef hrte Patentanmeldungen als essentiell betrachtet 1 Die Basispat
188. den folgenden Simulationsschritten wird dann die Robustheit des entwickelten Re gelalgorithmus analysiert Jede Parametervariation wird nochmals mit dem Re geleingriff der hypothetischen Bremsvorrichtung durchgef hrt Die Simulation wird f r den 1 6l Motor Kapitel 5 1 durchgef hrt F r den Saugrohr druck w hrend des Leerlaufbetriebs ergeben sich aus den Messungen 350 mbar Die Leerlaufdrehzahl betr gt 700 min Bei diesen Randbedingungen wird f r die Dros selklappensteuerung ein einfacher Algorithmus verwendet Die Drosselklappe wird bei Start der Simulation d h im n chsten OT nach Abschalten der Z ndung und Einspritzung zu 30 ge ffnet und 160 ms nach Start der Simulation vollst ndig ge schlossen Ohne Recgeleingriff stellt sich mit dieser Drosselklappensteuerung eine Stopposition von 119 KW n OT ein In Bild 4 2 4 1 sind die Simulationen des Jar Drehzahl und Zylinderdruckverlaufs w hrend des Abstellvorgangs f r den 1 6l Zielmotor dargestellt Zur Robustheitsanalyse dieses Abstellvorgangs werden folgende Parameter variiert Leerlaufdrehzahl Reibung Verdichtungsverh ltnis Umgebungsdruck Ablauf der letzten Verbrennung Luftmassenstrom durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil Luftmassenstrom durch die Drosselklappe Ansauglufttemperatur Motor ltemperatur Getriebe ltemperatur Tr gheitsmoment Ventilspiele steuerzeiten Motordrehzahl min 800 700 600 500 400 300 200
189. den gemessenen Druckverl ufen eines Direkt starts Zylinderdruck bar 36 34 32 30 28 26 24 simulierter Druckverlauf m gemessener Druckverlauf simulierter Druckverlauf yemessener Druckverlauf 22 E N simulierter Druckverlauf gemessener Druckverlauf simulierter Druckverlauf gemessener Druckverlauf me 0 80 0 90 0 95 1 00 1 05 1 10 1 15 Zeit s Bild 5 1 2 4 Zylinderdruckverlauf beim Motorstart Vergleich Simulation Messung Mit den kalibrierten Werten ergeben sich die simulierten Druckverl ufe beim erwei terten Direktstart wie in Bild 5 1 2 4 dargestellt Die Druckverl ufe der 4 verschie denen Zylinder sind farblich unterschiedlich dargestellt Dabei wird der Direktstart im Beispiel mit der R ckdrehexpansion von Zylinder 3 eingeleitet Die 1 Expansion in Vorw rtsdrehrichtung findet im Zylinder 1 statt Anschlie end erfolgt die Restgas verdichtung und expansion in Zylinder 3 Darauf folgt die 2 Verbrennung in Vorw rtsrichtung in Zylinder 4 Zum Vergleich sind die gemessenen Druckverl ufe mit eingezeichnet Bis zum Ende des 1 Expansionszyklus nach OT _1 liegen die 163 gemessenen und simulierten Signale sehr gut aufeinander Die Abweichungen der anschlie enden Kompression zum OT_2 beziehen sich nur auf den zeitlichen Verlauf und ergeben sich aus einer Drehzahlabweichung Die kurbelwinkelbezogenen Druckverl ufe liegen
190. der Drosselklappe ffnungsbeginn nach 0 01 s erreicht der Saugrohrdruck bereits nach 0 12 s Umgebungsdruckniveau Nach 0 4 s bei 450 min ist die Drosselklappe wieder vollst ndig geschlossen Die Saugrohrevaku erung beginnt Nach etwa 0 89 s erfolgt der erste Drehzahlnulldurchgang Bis zum Motorstillstand vergehen 1 3 s Bei Bef llung des Expansionszylinders 900 NW n Z OT 1 aus 0 6 s betr gt der Saugrohrdruck 0 86 bar bei Bef llung des Kompres sionszylinders 0 81 bar 990 NW n Z OT 1 aus 0 73 s Trotz fr hzeitig begonnener Evakuierung und sehr dichtem Drosselklappensystem deaktivierte Kurbelgeh use entl ftung bleibt der Saugrohrdruck permanent oberhalb von 0 79 bar und kommt somit bei weitem nicht mehr an das Leerlaufniveau 0 26 bar heran Bedingt durch den abgesenkten Saugrohrdruck ist die Auspendelbewegung weniger ausgepr gt als mit vollst ndig ge ffneter Drosselklappe Die Pendelweite betr gt etwa 20 NW 40 KW 70 KW Drehzahl 1 mint KW Sensor KW Drehzahl 1 min NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugrohrdruck bar Z OT1 Einspritzung und Z ndung aus 800 125 y 1 25 700 B 600 4 100 Ke y S 1 00 500 i 400 75 0 75 300 200 50 0 50 100 0 25 ke 0 25 200 Er 0 00 Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar
191. der erst besser verstanden werden was eingehende Untersuchungen z B an einem Transparent motor erfordern w rde 5 3 3 Grenzen des Direktstarts Selbst beim Erreichen einer Entflammungssicherheit von 100 w ren die M glich keiten zur Applikation des Direktstartverfahrens an beliebige Direkteinspritzmotoren durch die Anforderungen des Direktstarts an den Motor stark eingeschr nkt Es ist zwar durchaus m glich einen Motor so abzustimmen da er in einem gro en Funk tionsbereich mit sehr hoher Startwahrscheinlichkeit direktstartf hig ist allerdings m ssen hinsichtlich des Teillast und Vollastbetriebsverhaltens deutliche Kompromisse eingegangen werden So ist zum einen die maximal erreichbare K hlwassertemperatur ein stark limitieren der Faktor Je h her diese wird desto schlechter funktioniert der Direktstart Bisher ist aus der Literatur eine maximal erreichbare K hlmitteltemperatur von 70 C be kannt 34 Am hier untersuchten strahlgef hrten Direkteinspritzmotor wird eine deut liche Erweiterung des Temperaturfensters bis auf ber 100 C erreicht Durch die Er weiterung des nutzbaren K hlwassertemperaturbereiches sind deutlich weniger Kompromisse hinsichtlich des Teillastverbrauchs in Kauf zu nehmen W hrend bei heutigen Motoren bereits K hlwassertemperaturen von 105 C blich sind werden f r zuk nftige Motorenkonzepte noch h here K hlwassertemperaturen bis zu 140 C als thermodynamisch sinnvoll angesehen 131
192. der konventionelle Startermotor als bereits in jeden Motor inte griertes langj hrig bew hrtes kostenoptimiertes Bauteil aus konomischer Sicht das bevorzugte Bauteil sein Das Ergebnis der Kombination von Direktstarttechnologie und einem zur berwindung des 1 OT eingesetzten Anlassermotors w re ein anlasserunterst tzter 266 Direktstart Der Anlasser Startvorgang wird dabei von der Direktstarttechnologie massiv unterst tzt Da die absolute Winkellage der Kurbelwelle und die Phasenlage der Nockenwelle zu jedem Zeitpunkt bekannt sind kann beim Start direkt in den 1 Verdichtungstakt eingespritzt und bei berschreitung des 1 OT gez ndet werden Dadurch wird die Anlasserunterst tzung lediglich zur berschreitung des 1 OT be n tigt Danach wird der Anlasser ausger ckt und der Verbrennungsmotor sukzes sive durch Einspritz und Z ndsequenzen wie beim reinen Direktstart bis hin zur Leerlaufdrehzahl beschleunigt Die Anlasserunterst tzung wird in den meisten F llen f r deutlich weniger als eine halbe Kurbelwellenumdrehung ben tigt beim 4 Zylin der Reihenmotor Dieser anlasserunterst tzte Direktstart ist bisher schon mehrfach in der Literatur erw hnt worden 7 34 35 und Gegenstand zahlreicher Patent schriften 55 64 70 Die Startzeit bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl wird hnlich oder k rzer der des reinen Direktstarts sein und damit deutlich unterhalb der f r einen konventionellen Anlasserstart b
193. die Leckage zwischen Kolbengruppe und Zylinderwand auftritt J t sich der 1 Hauptsatz der Thermodynamik wie folgt formulieren mit Ar als Zeitintervall zwischen zwei Rechenschritten U D A t Q pana A EA W M reck A t h GI 5 1 25 Dabei ergibt sich die Volumen nderungsarbeit zu 100 i geess Pz dV GI 5 1 26 l Mit der Polytropenbeziehung und der idealen Gasgleichung folgt aus GI 5 1 26 n 1 a Aw EN I GI 5 1 27 n l Vans Zur Kalibrierungsm glichkeit des Modells sind zwei unterschiedliche Polytropenex ponenten w hlbar Der erste nromp v gilt f r die Kompression ab dem ZZP bis zum OT Der zweite nep v gilt f r die Expansion vom OT bis zum Verbrennungsende VE F r Gleichung Gl 5 1 27 gilt N Niom y Jr ZZP lt amp lt OT und GI 5 1 28 n n f r OT lt a lt Brennende eXp_V Umsatzrate Unter der Annahme vollst ndiger Verbrennung des an der Verbrennung teilnehmen den Kraftstoffs die unvollst ndige Verbrennung wird sp ter ber cksichtigt gilt f r den Gesamtbetrag der freiwerdenden Verbrennungsw rme mit dem brennstoffspe zifischen unteren Heizwert H sowie der in Gleichung Gl 5 1 16 bestimmten Brennstoffmasse m y O max Se ien Ha GI 5 1 29 Der zeitliche Verlauf der W rmefreisetzung wird mit der Umsatzratenfunktion nach Vibe berechnet 116 117 Die Umsatzrate xg berechnet sich wie folgt mat aeh Gl 5 1 30 Mpg y ges 153 In Gleichun
194. digkeit erfolgt mit 96 s ne GI 4 2 1 77 don 2 l Eo Somit kann die folgende Gleichung zur Berechnung des reduzierten Ventiltr gheits momentes aller Einla bzw Ausla ventileinheiten herangezogen werden l J red Ventil 4 My red SE Gl 4 2 1 8 Das reduzierte Tr gheitsmoment der Nebenaggregate setzt sich zusammen aus dem Tr gheitsmoment der Olpumpe welche direkt auf der Kurbelwelle angebracht ist und den Tr gheitsmomenten s mtlicher vom Riemen angetriebener Nebenaggregate J wie Lichtmaschine Servolenkungspumpe und Wasserpumpe red Nebenaggregate J Sde Nebenaggregate lpumpe SS J ed Nebenaggregate Gl 4 2 1 79 E ee Tr gheitsmoment s mtlicher Nebenaggregate Tr gheitsmoment s mtlicher vom Riemen angetriebenen Nebenaggregate j Tr gheitsmoment der Olpumpe direkt angetrieben J red Nebenaggregate Regen 116 Die bersetzungsverh ltnisse der Nebenaggregate ergeben sich wie folgt i GI 4 2 1 80 Of Pi mit i bersetzungsverh ltnis Wirkradius der Riemenscheiben o Winkelgeschwindigkeit der Kurbelwelle pi Kurbelwinkel Bild 4 2 1 6 1 1 bersetzungsverh ltnis der Nebenaggregate Es gilt Ve T Se KE Gl 4 2 1 81 mit DA Anzahl der Nebenaggregate T reduziertes Tr gheitsmoment der jeweils einzelnen Aggregate Da GI 4 2 1 82 mit A Tr gheitsmoment der einzelnen Nebenaggregate um deren jeweilige Drehachse 4 2 1 6 2 Moment der Massenerregung Das
195. dingungen bei spielsweise bei zu hoher K hlwassertemperatur ungeeignetem Kurbelwinkel oder zu niedrigem Umgebungsdruck w rde automatisch ein anlasserunterst tzter Direktstart erfolgen Ein Anlasserstart m te zudem im Anschlu an einen mi lungenen Direkt start erfolgen Bei bereits w hrend des Leerlaufbetriebs vorhersagbarem Mi erfolg des Direktstarts zu hohe K hlwassertemperatur zu niedriger Umgebungsdruck w re alternativ auch vorstellbar die Stopp Start Funktionalit t zu deaktivieren Dabei ist allerdings auch ungewi ob ein System welches ab und zu aus schwer nachvollziehbaren Gr nden nicht funktioniert gen gend Kundenakzeptanz findet Vor dem Hintergrund zwei Startarten parallel an einem Fahrzeug unterzubringen stellt sich auch die Frage nach der H ufigkeit mit der der Anlasser unterst tzend eingreifen mu da mit der H ufigkeit des Anlassereingriffs die Anforderungen an die Dauerhaltbarkeit des Anlassers wachsen Im Extremfall beispielsweise bei Fahrzeugen die vorwiegend in den Bergen bewegt werden kann es vorkommen da fast alle Starts anlasserunterst tzte Direktstarts sind Das hei t da ohne 26 Systemdeaktivierung bei bereits w hrend des Leerlaufbetriebs vorhersagbarem Startmi erfolg der Anlasser auf eine Zahl von Anla vorg ngen wie bei einem konventionellen rein anlasserbetriebenen Stopp Start System ausgelegt werden m te Zudem bleibt offen ob ein nicht pr dizierbarer Wechsel zwi
196. e ber die Einspitzventile in den Brennraum zu zus tzlichen HC Emissionen f hren kann die ggf die Erf llung strenger Abgasnormen gef hrden Ist man aufgrund von Emissionsanforderungen zu einem Ablassen des hohen Kraftstoffdrucks w hrend der Fahrzeugstillstandphasen gezwungen ist ein sicherer Direktstart ohne elektrische Hochdruckpumpe die mindestens 40 bar Kraftstoffdruck erzeugen kann kaum m glich 5 3 Schlu folgerungen Zur letztendlichen Bewertung des Direktstartpotentials werden sowohl die Simulati ons als auch die Versuchsergebnisse herangezogen Um dabei die Aussagef hig keit der Simulationsergebnisse besser beurteilen zu k nnen werden die Simulationsergebnisse zuvor den Versuchsergebnissen gegen bergestellt 5 3 1 Abgleich gemessener Daten mit Simulationsergebnissen Da Teile der Simulationsvorgaben auf Kalibriermessungen mit dem Versuchsmotor beruhen wird der Vergleich von Me daten und berechneten Daten bei anderen Be triebsbedingungen als den zur Kalibrierung benutzten durchgef hrt andere Steuer zeiten und K hlwassertemperaturen Ein Vergleich des Starterfolgs und der Motor drehzahl im 2 OT ist in der Tabelle in Bild 5 3 1 1 f r zwei Betriebspunkte dargestellt F r das Startfenster ist dabei ein Kurbelwinkelbereich ausgew hlt der einen Starterfolg von mindestes 90 in jedem untersuchten Betriebspunkt aufweist Da die Modellrechnung die Schwankungen der Verbrennung und stochastisch auftretenden Entflammungs
197. e Gaskonstante f r Luft Mpy Und m y Massenstr me an Ein und Ausla ventil Die Massenstr me an Ein und Ausla ventil wm und m sind mit Hilfe der Durchflu gleichungen f r Drosselstellen berechenbar 100 Kapitel 4 2 1 4 3 Sowohl das Zylindervolumen V als auch dessen zeitliche Ableitung lassen sich analytisch ermitteln Die zeitliche Ableitung des Zylindervolumens wird mit Hilfe der Gleichungen Gl 4 2 3 1 und Gl 4 2 1 2 wie folgt berechnet mit Klo aus Gleichung GI 4 2 1 8 101 AV Vz A Vu cos D ss Me 0 K p 4 2 1 4 2 Massenstrom F r den Massenstrom an den Ausla und Einla ventilen und der Drosselklappe gilt m V p A cp GI 4 2 1 19 mit c Geschwindigkeit im Str mungsquerschnitt p Dichte im Str mungsquerschnitt A isentroper Str mungsquerschnitt F r den Ladungswechsel ist der isentrope Str mungsquerschnitt 4 der Ventile Bild 4 2 1 4 2 1 von Bedeutung und nicht der geometrische ffnungsquerschnitt geometrischer Querschnitt Str mungsquer schnitt Bild 4 2 1 4 2 1 Str mungsquerschnitt der Ventile 96 Die Geschwindigkeit im Str mungsquerschnitt c und die Dichte o wird wie folgt berechnet 96 1 i f r P Saugrohr gt P z LST 2 K Psaugrohr Pz j KT P Saugrohr P Saugrohr K _ P Zyl Ps u P Saugrohr P Saugrohr GI 4 2 1 20 102 2 f r P saugrohr S Pz ZK Bau i P saugrohr E K l P z Pz 2 P Saugrohr K Ps
198. e Positionierungsm glichkeit bleibt deshalb bei Ausschlu des Direktstarts mit Anlasserunterst tzung die Positionierung zum Ende des Motoraus laufs 1 Eine solche Positioniervorrichtung kann die vorhandene Bewegungsenergie des auslaufenden Motors nutzen um den Ziel Kurbelwinkel einzustellen und ist nicht auf die Zufuhr von Energie durch aktive Positionierhilfen angewiesen 4 4 1 Anforderungen an eine Bremsvorrichtung Zur Kurbelwellen Positionierung bietet sich die nderung des Auslaufverhaltens durch die kontrollierte Anderung von relevanten Parametern wie Reibung Zylinderdruck usw an Die nderung des Zylinderdrucks und der Zylinderf llung durch Drosselklappen ansteuerung wird bereits in Kapitel 4 2 eingehend untersucht Dort werden auch die Anforderungen an ein Bremssystem hergeleitet da zur zuverl ssigen Einstellung der Abstellposition erforderlich w re F r eine Zielbremsung ab dem letzten OT betr gt das maximal aufzubringende Bremsmoment f r den Versuchsmotor etwa 70 Nm Dieses Bremsmoment mu innerhalb der Zeit die zwischen dem berstreichen des Kurbelwinkelfensters vom 144 letzten OT bis zur Zielposition vergeht etwa 0 1 s kontrolliert aufgebracht werden F r dein ideales System ergeben sich zudem folgende allgemeine Anforderungen preiswert m glichst ohne Mehrkosten m glichst keine zus tzlichen Bauteile Aktuatorik sollte bereits m glichst in jedem Fahrzeug verf gbar sein 4 4 2 Nutzung v
199. e der Leistungscharakteristik zur Folge haben Die Darstellung des erforderlichen Startkurbelwinkelfensters ausschlie lich per Dros selklappensteuerung w hrend des Motorauslaufs ist unm glich da kleinste Anderun gen von Betriebsparametern z B eine Abweichung der Leerlaufdrehzahl um 1 einen abgestimmten Auslaufvorgang so ver ndern da das Zielkurbelwinkelfenster verfehlt wird Eine Drosselklappenregelung geschlossener Regelkreis ist aufgrund der gro en Zeitkonstanten der Saugrohrdruck nderung beim Schlie en der Drossel Klappe nicht m glich Die Auslaufsteuerung kann mittels Zielbremsung erfolgverspre chend ausgef hrt werden Eine Zielbremsung erfordert dabei aufgrund des hohen Drehmomentbedarfs 70 Nm die Applikation eines eigens f r diesen Zweck neu zu entwickelnden Bauteils so da eine weitere Verfolgung dieses L sungsweges konomisch wenig zielf hrend erscheint In Anbetracht der eingeschr nkten Applizierbarkeit und der erforderlichen Kompro misse bei der Implementierung des Direktstarts in ein Motorkonzept sowie der gleichzeitig zu I senden Robustheitsproblematik der Auslaufsteuerung k nnen einem reinen Direktstartkonzept kaum Chancen einger umt werden je den Weg in die Serienproduktion zu finden Zumal ein Stopp Direktstart System nie ohne die zu s tzliche Unterst tzung des Anlassermotors oder eines hnlichen Bauteils auskom men wird da der Direktstart sehr empfindlich auf Anderungen der Umgebungsbedin g
200. e nach Bild 4 1 3 2 ffnung der Drosselklappe bei 680 NW immer noch ein Sauerstoffgehalt von ca 19 Allerdings stellt sich f r diese Strategie auch ein mittlerer Abstellwinkel nahe 90 KW n OT ein da sich w hrend des Auslaufvorgangs kein negativer Saugrohr druckgradient ergibt Zusammenfassend l t sich sagen da mit der Drosselklappenstrategie w hrend des Motorauslaufs immer ein Kompromi eingegangen werden mu hinsichtlich der Wahl der Abstellposition der Maximierung des Sauerstoffgehaltes und der Optimie rung des Komfortverhaltens Schwingungsanregung Bei Verwendung eines sepa raten Bremssystems welches so dimensioniert ist da es die Positionierung der Kurbelwelle unabh ngig von der Zylinderf llung erm glicht sollte der zuletzt disku tierten komfortorientierten Drosselklappenstrategie der Vorzug gegeben werden 4 4 Verwendung von Positioniereinrichtungen zur Darstellung einer geeigneten Abstellposition Da der Kurbelwinkel der zu Beginn des Direktstarts vorliegt essentielle Bedeutung f r den Erfolg und die Qualit t des Direktstarts hat liegt die Forderung nahe einen Motor mit einer Positioniereinrichtung auszur sten welche die Kurbelwelle vor jedem Direktstart in eine optimale Lage positioniert Dabei kann man je nach Zeitpunkt der Positionierung zwischen drei grunds tzlich verschiedenen Ans tzen zur Kurbelwellenpositionierung unterscheiden 1 Positionierung zum Ende des Motorauslaufs 2 Positio
201. ea SC m E i A A B e E E m gt 8 e 50 4 n i s E E e 0 E EOE E n u en S D 90 100 105 110 115 12 125 130 Startwinkel KW n OT Es 62 n UT A 37 v UT da vor 0 7 Aaga 0 7 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 18 Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen 13 rick 1 2 239 tmot 80 C m tmot 90 C A tmot 100 C 0 7 A 0 6 A m 3 G d t TENH 0 5 i s e E 5 t j WM gr i m 04 03 0 2 0 1 0 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 Startwinkel KW n OT Bild 5 2 4 6 19 Startzeit Gool in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen 42 rick 1 2 Bild 5 2 4 6 18 zeigt die Drehzahlen im 2 OT in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Wie bei der R ckdrehung mit fettem Gemisch ist im startrelevanten Kurbelwinkelfenster mit gro en Streubreiten der OT Drehzahlen zu rechnen die ab 90 C K hlwassertemperatur wesentlich gr er sind als die Entfer nung der niedrigsten gemessenen Drehzahlen zu Null Starts bei 90 C oder h heren Temperaturen sind daher als wenig robust zu bezeichnen In Bild 5 2 4 6 19 ist die Startzeit t799 in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur dargestellt
202. ebremst 117 Umgebungsdruck 1 06 bar 5 95 Umgebungsdruck 1 06 bar gebremst 116 Motordrehzahl min 400 7 300 200 o mee 15 KW n O 95 gt KW n OT 116 KW n OT 200 1 117 KWn OT 1080 1170 1260 Nockenwinkel NW n Z OT aus Bild 4 2 4 4 2 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Umgebungsdrucks ohne und mit Eingriff einer Bremse Eingriff bei OT 4 2 4 5 Variation der letzten Verbrennung Ein anderer untersuchter Variationsparameter ist die letzte Verbrennung die nach dem Ausschalten von Z ndung und Einspritzung stattfindet und unvermeidbaren zyklischen Schwankungen unterliegt Zur einfachen Untersuchung der Auswirkungen der zyklischen Schwankungen wird ein gemessener Druckverlauf mit Multiplikatoren angehoben bzw abgesenkt Dadurch wird der Druck zwischen dem Startwinkel 0 KW bis zum Erreichen von AO des 1 Zylinders ver ndert In Bild 4 2 4 5 1 sind die Auswirkungen der Variationen um 5 und 10 dargestellt Bereits eine Abweichung des Verbrennungsdrucks um 10 f hrt zu einer drastischen Anderung des Auslaufverhaltens so da das Zielfenster ohne Regeleingriff nicht eingehalten werden kann Alle anderen Varianten gew hrleisten dagegen eine Stopposition innerhalb des Zielfensters 135 Motordrehzahl min 4004 Verbrennungsdruck Basis 119 Verbrennungsdruck 5 118 Verbre
203. echterung des Komfortverhaltens beim Motorabstellen als besonders kritisch einzustufen 55 In Kapitel 4 1 3 werden verschiedene Drosselklappenstrategien vorgeschlagen und diskutiert die allen Anforderungen an den Abstellvorgang gerecht werden sollen Die Auswirkungen der vorgeschlagenen Drosselklappenstrategien auf den Motorauslauf komfort werden in nachfolgend beschriebenen Messungen untersucht 4 1 5 1 Versuchsdurchf hrung Mit Hilfe der in Kapitel 4 1 2 3 beschriebenen Me technik wird die Beschleunigung an den beiden Motorlagern in jeweils 3 Koordinatenrichtungen gemessen Die Mes sungen werden unter anderem bei Anwendung nachfolgend aufgef hrter Drossel kKlappenstrategien durchgef hrt Bild 4 1 5 1 1 Leerlauf Drosselklappenverstellstrategie OlOffen drehzahl NW n Z mn OT 1 aus 330 F 700 Bild 4 1 3 2 675 2 700 Bild 4 1 3 4 675 625 3 700 Bild 4 1 3 3 690 500 4 700 Bild 4 1 3 5 5 z Basss HE SE EEE oS 6 70 Bldats5 800 Bild 4 1 3 5 Er EE 8 700 Bild 4 1 3 5 E EEN 8 70 Bd II TI 0 10 700 Bild443 5 60 a l es Alle Drosselklappenverstellungen mit maximaler Verfahrgeschwindigkeit etwa 0 17 s f r eine Verstellung von 0 zu 100 bzw 100 zu 0 ffnungswinkel Bild 4 1 5 1 1 Drosselklappenverstellstrategien f r die Untersuchung des Komfortverhaltens w hrend des Motorauslaufs Von Kennlinie Nr 5 und Nr 1 v
204. edene Drosselklappenstrategien entworfen und disku tiert deren Wirkungsweise anschlie end am Versuchsmotor erprobt werden soll Bei den Auslaufversuchen werden als F hrungsgr e f r den Sollwert der Drossel kKlappenposition zwei verschiedene Gr en herangezogen und zwar die Motordreh zahl und der absolute aufsummierte Nockenwinkel nach Einleitung des Motoraus laufs durch Abschalten von Einspritzung und oder Z ndung Der Winkel wird jeweils amZ OT des 1 Zylinders an dem die Abschaltung der Einspritzung und Z ndung erfolgt initialisiert Drosselklappe n ffnung 100 _ in 1 0 n D ist Motordrehzahl min Bild 4 1 3 1 Drehzahlgef hrte Drosselklappenstrategie minimale Restgasaussp lung bester Abstellkomfort Bild 4 1 3 1 zeigt exemplarisch eine drehzahlgef hrte Kennlinie die f r besten Ab stellkomfort sorgen soll Dargestellt ist der Sollwert der Drosselklappen ffnung ber der Motordrehzahl Wenn nach Betrieb mit Leerlaufdrehzahl die Motordrehzahl w h rend des Motorauslaufs sinkt schlie t die Drosselklappe vollst ndig sobald die Mo torzahl unter n f llt und bleibt dann bis zum Motorstillstand geschlossen Mit dieser Kennlinie ist die schlechteste Restgasaussp lung zu erwarten 38 Drosselklappe n ffnung 100 _ Motordrehzahl min 0 n N Leerlauf oto d s ah Bild 4 1 3 2 Drehzahlgef hrte Drosselklappenstrategie maximale Restgasaussp lung schlechtester Abstellkomfort Bild
205. eebune Pumecbmg Wird als Kennlinie in Abh ngigkeit der Drosselklappenstellung angenommen 84 Ein weiterer im Modell ber cksichtigter Massenstrom ist der durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil Dieser mu zu dem Massenstrom durch die Dros selklappe addiert werden Das Kurbelgeh useentl ftungsventil befindet sich in der Verbindung vom Kurbelgeh use zum Saugrohr durch die Blow By Gas zum Motor 104 zur ckgef hrt wird 91 101 Bei ganz ge ffneter Drosselklappe entsteht ein ber druck im Kurbelgeh use der f r den Transport des Blow By Gases ins Saugrohr sorgt Bei fast geschlossener Drosselklappe werden die Gase ber das Kurbelge h useentl ftungsventil durch den Saugrohrunterdruck angesaugt Der Volumenstrom durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil wird aus Me daten gewonnen Der Volu menstrom ist proportional zur Druckdifferenz zwischen Saugrohr und Kurbelgeh use V J p Saugrohr P Kurbe lg eh use JI Zur Berechnung des Massestroms durch das Kurbelgeh use wird die ideale Gasgleichung abgeleitet d d e V m R T GI 4 2 1 27 Unter Annahme da der Kurbelgeh usedruck und die Saugrohrtemperatur konstant sind wird der Massenstrom durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil vm wie folgt berechnet P Umgebung WELLEN MT GI 4 2 1 28 Saugrohr 4 2 1 5 Reibungsverluste Die Reibungsberechnung basiert auf einem Modell bei dem die Reibungswerte pro Zylinder in Abh ngigkeit vom B
206. effizient Wandw rme bergangskoeffizient Zylinderwand Schwenkwinkel der Pleuelstange W rmeausdehnungskoeffizient W rmeausdehnungskoeffizient von Luft Verdichtungsverh ltnis Dynamische Viskosit t Dynamische Viskosit t des ls Wirkungsgrad 1 Vorw rtsexpansion Wirkungsgrad R ckdrehexpansion Kurbelwinkel Winkelgeschwindigkeit der Kurbelwellenrotation Winkelbeschleunigung der Kurbelwellenrotation Nockenwinkel PStart K A A A Au _vor A ges 2 r ck Ar Ap Ay Ar rev S tart Ar s tart 1 Aw rme u HBrennstoff Han HR V VStahl P PLufi Ps PNW O ONocken OSt ssel Ty 289 Startkurbelwinkel des Expansionszylinders Isentropenexponent Luftverh ltnis allgemein Schmierfilmparameter W rmeleitf higkeit Mischungs Luftverh ltnis 1 Vorw rtsexpansion zugef hrte Kraftstoffmasse bezogen auf die Luftmasse im Zylinder beim Start Mischungs Luftverh ltnis R ckdrehexpansion 2 Vorw rtsexpansion zugef hrte Kraftstoffgesamtmasse von R ckdrehverbrennung und 2 Vorw rtsexpansion bezogen auf die Luftmasse im Zylinder beim Start Mischungs Luftverh ltnis R ckdrehexpansion zugef hrte Kraftstoffmasse von R ckdrehverbrennung bezogen auf die Luftmasse im Zylinder beim Start Mischungs Luftverh ltnis zugef hrte Kraftstoffmasse bezogen auf die Luftmasse im Zylinder Pleuelstangenverh ltnis Schubstangenverh ltnis Verbrennungsluftverh ltnis Verbrennungsluftverh ltnis der R ckdre
207. egative Ventil berschneidung Daher ergeben sich gegen ber der Basiskonfiguration ein 4 KW fr heres Es und ein 20 KW sp teres AO Insbesondere durch das sp tere AO wird aufgrund der verl ngerten Expansionsphase ein positiver Effekt auf das Direktstartverhalten erwartet 33 Die Effekte der Verschiebung von Es und AO werden zum Teil separat untersucht Alle weiteren eingestellten Parameter w hrend der Steuerzeitenvariation k nnen der Tabelle in Bild 5 1 4 2 6 1 entnommen werden a Km nor nunfkwnonfewuun var Diane 1 E 5 am me varien 14 7 3 37 f 1018 5 o Bild 5 1 4 2 6 1 Einstellungen f r die Steuerzeitenvariation 183 In Bild 5 1 4 2 6 2 wird der Effekt des sp ten AO separat betrachtet Es sind die kur belwinkelbezogenen Zylinderdruckverl ufe f r 3 verschiedene AO bei konstantem Es dargestellt Der Startwinkel betr gt jeweils 116 KW n OT Die Verl ngerung der Expansionsphase mit sp terem A ist deutlich erkennbar W hrend bei A 57 KW v UT noch knapp 3 bar Zylinderdruck vorliegen wird mit A 37KWv UT bis zu einem Zylinderdruck von etwa 2 bar weiter expandiert Durch eine Verschie bung von AO um 20 KW in Richtung sp t erh ht sich die Expansionsarbeit um 7 2 Eine Verschiebung um 40 KW w rde eine Zunahme um 10 7 bedeuten Zylinderdruck bar Ventilsteuerzeiten A KW v UT 57 37 17 50 100 150 20
208. ei klei neren Startwinkeln oft vor bei gro en Startwinkeln gar nicht F r Startwin kel gt 118 KW n OT hat die Verbrennung im 2 Zyklus bei jedem erfolgreichen Start funktioniert bei Startwinkeln lt 102 KW n OT hingegen berhaupt nicht Offensicht lich gibt es unter den gew hlten Versuchsbedingungen eine starke Abh ngigkeit der Restgaszyklusverbrennung vom Startwinkel Grund hierf r k nnte das konstante Luftverh ltnis sein Dieses bedingt da mit kleiner werdendem Startwinkel und damit einhergehender Startvolumenvergr erung im R ckdrehzylinder gr ere Kraftstoff massen in den R ckdrehzylinder eingespritzt werden um das R ckdrehluftverh ltnis konstant zu halten Das Luftverh ltnis wird dabei aus dem Verh ltnis von einge spritzter Kraftstoffmasse zum Luftvolumen im Brennraum berechnet Da aber bereits vor Einspritzende gez ndet wird ist es sehr unwahrscheinlich da zum Z ndzeit punkt die Homogenisierung der Brennraumladung bereits abgeschlossen ist Es ist davon auszugehen da sich in N he der Kerze eine fette Gemischwolke befindet w hrend andere Teile des Brennraums kaum mit Kraftstoff durchsetzt sind Das lo kale Luftverh ltnis an der Kerze zum Zeitpunkt 1 ms vor Einspritzende d rfte dabei kaum vom momentanen Brennraumvolumen sondern viel mehr von der absoluten eingespritzten Kraftstoffmasse abh ngen Daher ist zu erwarten da zur Erzielung einer robusten Verbrennung im Restgaszyklus eher die Einspritzm
209. eichen sich die Sauerstoffkonzentrationen einander an Ab einem mittleren Zylinderdruck von etwa 12 bar ist die Leerlaufdrehzahl f r die Sauerstoffkonzentration im Startzylinder unerheblich 51 21 K oO co 00 A af y 0 0187x 0 56x 5 7432x 0 6067 y 0 0145x 0 5198x 6 5597x 9 1653 Sauerstoff Konzentration Zyl 4 15 14 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 11 0 12 0 13 0 14 0 Mittlerer Zylinderdruck Zyl 4 w hrend des Motorauslaufs bar 700 min i 3 12 Ventil berschneidung A nz 700 min i 3 14 Ventil berschneidung Trendlinie 12 Ventil berschneidung Trendlinie 14 Ventil berschneidung Bild 4 1 4 2 6 O gt Konzentration als Funktion des mittleren Zylinderdrucks im OT Einflu der Steuerzeiten Ventil berschneidung Die Abh ngigkeit der Sauerstoffkonzentration vom mittleren Zylinderdruck ist in Bild 4 1 4 2 6 f r 2 verschiedene Steuerzeiteneinstellungen abzulesen einer typischen Steuerzeiteneinstellung eines Motors ohne variable Ventilsteuerung mit 12 Ventil berschneidung und einer typischen Steuerzeiteneinstellung eines Motors mit variabler Einla und Ausla nockenwellenphasenverstellung und negativer Ventil berschneidung 14 89 90 Aus Bild 4 1 4 2 6 wird ersichtlich da mit negativer Ventil berschneidung bei nied rigem mittleren Zylinderdruck
210. eile f r den Direktstart beobachtet werden da aufgrund der optimierten Gemischbildung beim Direktstart die HC Emissionen deutlich kleiner sind als beim konventionellen Anlasserstart 34 Da die Einspritzmengen beim Direktstart nur etwa 50 der Einspritzmengen eines Anlasserstarts betragen ergibt sich durch den eigentlichen Start kein Verbrauchs nachteil des Direktstarts im Vergleich zu einem konventionellen Stopp Start System 34 Hinsichtlich des Startkomforts wird der Direktstart als sehr angenehm empfunden Weder innerhalb noch au erhalb des Fahrzeugs ist ein typisches Anlasserger usch zu vernehmen Es wird lediglich ein spontaner bergang vom stehenden Motor zum Leerlaufger usch des Fahrzeugs wahrgenommen hnlich dem Fremdstart mit einem riemengetriebenen Startergenerator 34 Zur Darstellung des Direktstarts ist die Motorsteuerung in ihrem Funktionsumfang neben der Stopp Start Steuerung auch um eine zeitbasierte Direktstartsteuerung und eine Auslaufsteuerung zu erweitern Neben der Erweiterung der bestehenden Mo _14 torsteuerung wird zudem eine erweiterte Sensorik zur Messung des Kurbelwellen winkels ben tigt Diese ist erforderlich da zur Auslaufsteuerung und Direktstartsteuerung eine Information ber die absolute Kurbelwinkelstellung ben tigt wird Konventionelle Kurbelwinkelsensoren k nnen diese Information nicht liefern da sie nicht in der Lage sind die beim Start und w hrend des Auslaufs auftretenden R ckdreh
211. eilung des Starterfolgs nicht mehr so wichtig wie die der Zylinder 1 und 2 Sie tragen allerdings noch zur Beschleunigung der Kurbelwellenrotation bis hin zur Leerlaufdrehzahl bei und sind daher wichtig zur Beurteilung der Direktstartqualit t Bei den Startmessungen werden f r den R ckdrehzyklus und die ersten beiden Zy klen in Vorw rtsdrehrichtung separat die Kraftstoff Einspritzzeiten vorgegeben Aus den Einspritzzeiten werden die eingespritzten Kraftstoffmassen bestimmt 86 Aus den eingespritzten Kraftstoffmassen und den Luftmassen die sich bei stehendem Motor in den beiden Startzylindern befinden werden die Luftverh ltnisse f r den R ckdrehzyklus und die ersten beiden Zyklen in Vorw rtsdrehrichtung berechnet Dabei wird die Luftmenge analog zum Simulationsmodell Kapitel 5 1 ermittelt Das Luftverh ltnis f r den R ckdrehzyklus 42 ricek Gl 5 2 1 und das Luftverh ltnis f r den 1 Arbeitstakt in Vorw rtsdrehrichtung mit A vor Gl 5 2 2 werden wie folgt bestimmt m r c Ay rien e GI 5 2 1 RB 2 r ck st mit A2 r ck Luftverh ltnis R ckdrehzyklus ML 2 r ck Luftmasse im stillstehenden Kompressionszylinder MB 2 r ck eingespritzte Kraftstoffmasse Lg st chiometrischer Luftbedarf m vor Ay vor E P GI 5 2 2 B_I_vor st mit Ar vor Luftverh ltnis 1 Arbeitstakt in Vorw rtsdrehrichtung ML 1 vor Luftmasse im stillstehenden Expansionszylinder MB Tvor eingespritzte Kraftstoffmasse Lg st chiometrischer Luf
212. eines Benzin Direkteinspritzmotors Potenziale zuk nftiger Verbrauchstechnologien Luftgef hrtes Gemischbildungsverfahren f r einen direkteinspritzenden Ottomotor Der neue Audi 2 0 4V FSI Motor Ottomotoren mit Direkteinspritzung von Volkswagen Optimized Gasoline Direct Injection Engine for the European Market Der Lupo FSI von Volkswagen So sparsam ist sportlich Teil 1 2 2 2 ECOTEC DIRECT Der neue Vollaluminium Motor mit Benzindirekteinspritzung f r den Opel Signum Abstimmung und Integration von Benzinmotoren mit Direkteinspritzung Vortrag Toyota Motor Co Doshisha Univ Japan 24 Int Wiener Motoren Symposium 2003 Seiten 144 159 Vortrag BMW Group 24 Int Wiener Motoren Symposium 2003 Seiten 220 235 Vortrag FEV Motorentechnik GmbH 18 Int Wiener Motoren Symposium 1997 Seiten 84 104 Vortrag Audi 11 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2002 Seiten 745 763 Vortrag VW 8 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 1999 Beilage Seiten 1 27 SAE Paper 980150 Mitsubishi 1998 ATZ Jahrgang 102 103 2000 Hefte 10 11 Volkswagen AG Seiten 832 841 964 974 Vortrag Opel 24 Int Wiener Motoren Symposium 2003 Seiten 60 80 Vortrag Ford Werke AG 24 Int Wiener Motoren Symposium 2003 Seiten 81 105 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 Achleitner
213. eit wird ber cksichtigt Das Modell unterscheidet zwischen Haftreibung und Gleitreibung Die Gr enordnung des Reibmomentes wird aus Auslaufmessungen am Zielmotor abgeleitet Kapitel 5 1 2 Modellkalibrierung 5 1 2 Modellkalibrierung Zur Kalibrierung des Leckagemodells mu die Leckagefl che Ringfl che zwischen Kolben Kolbenringen und der Zylinderwand Aa In Gleichung Gl 5 1 42 bestimmt werden Im ersten Ansatz wird sie als Ringspalt mit minimaler lfilmdicke Amin 1 um angenommen 122 Unter dieser Annahme ergibt aus Gleichung Gl 5 1 43 der Leckagestrom m und damit die simulierte Leckagemenge pro Zyklus Amzeck sim A amp Gemisch Am reck sim M Leck dt KU ees Gl 9 1 58 Zyklus Da die rein analytische Blow By Berechnung nach Munro 120 sehr zweifelhaft er scheint wird zur berpr fung dieses Wertes die Leckagemasse pro Zyklus aus Blow By Messungen am Motorenpr fstand mit einem dem Zielmotor hnlichen Motor bestimmt und im Betriebspunkt n 800 min Pme 0 7 bar ZZP 9 5 KW v OT Psaugrohr 0 325 bar mit der analytisch berechneten Leckagemenge verglichen Der gemessene Blow By Wert betr gt Am Leck Messung 1 7 GI 5 1 59 m Gesamt F r die berechnete Leckagemasse pro Zyklus bezogen auf den Zylinderinhalt bei Es 74 KW n UT ergibt sich in diesem Betriebspunkt Am recht 21007 Gl 5 1 60 m Gesamt Die Blow By Me werte am Prototypenmotor liegen also deut
214. eliminiert werden Prinzipiell gibt es f r den vorliegenden Fall eines 4 Zylinder 4 Takt Ottomotors pro Zyklus nur 8 in ihrer Wirkung unterschiedliche Zust nde zur Einleitung der Auslaufphase nach Einspritzung Zylinder 1 nach Z ndung Zylinder 1 nach Einspritzung Zylinder 2 usw Nach dem Ende s mtlicher Verbrennungen wird der Auslaufvorgang reproduzierba rer Es gelingt allerdings nicht den Abstellzylinder f r jeden Motorauslauf zu 100 richtig vorauszusagen Zudem ist selbst am letzten OT vor Motorstillstand eine Vorhersage der Abstellposition f r alle vorkommenden F lle nicht m glich 94 Zumindest f r den einen untersuchten Motor kann man aber Drehzahlbereiche bzw Energiezust nde zu bestimmten Punkten w hrend des Motorauslaufs definieren die eingestellt werden m ssen damit eine vorgegebene Stopposition und ein ausge suchter Abstellzylinder erreicht werden Stopposition letzter OT Stoppzylinder be reits nach einer Kurbelwellenumdrehung Motorauslauf Der Zusammenhang zwi schen Stopposition und Drehzahlverlauf bzw Energiezustand ist relativ robust ge gen ber der Oltemperatur zumindest im untersuchten Bereich zwischen 43 C und 80 C Die bertragbarkeit dieser Zusammenh nge auf andere Motoren bzw andere Motorzust nde Verschlei Einlaufzustand Betriebsstoffe Serienstreuung usw ist im Rahmen dieser Arbeit nicht gekl rt worden und mu noch untersucht werden Die Empfindlichkeit des Motorauslaufverhal
215. elles Erreichen einer hohen Starterdrehzahl 21 Die Startzeit bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl 600 min liegt in der Gr enordnung 0 2 s 0 3 s 28 Die erforderlichen Spitzendrehmomente von etwa 100 Nm 300 Nm beim extremen Kaltstart k nnen sicher bertragen werden 28 was auch unter Niedrigsttemperatur bedingungen einen sicheren Start erm glicht 21 Auf der generativen Seite erzielen KSG wesentlich h here Wirkungsgrade als kon ventionelle Systeme Im Vergleich zu herk mmlichen Generatoren deren maximaler Wirkungsgrad etwa 50 60 11 31 betr gt sind KSG in der Lage Wirkungs grade von etwa 80 12 28 ber den gesamten Drehzahlbereich zu erzielen 28 Die Verbrauchseinsparungen welche durch die Applikation eines KSG ausschlie lich durch Verwendung der Stopp Start Funktion m glich sind liegen etwa bei 5 im NEFZ Neuer Europ ischer Fahrzyklus 11 13 Durch die gleichzeitige Ver wendung der Zusatzfunktion regeneratives Bremsen die den Einsatz eines geeigneten Energiemanagements und Energiespeichers erfordert k nnen bis zu 11 Verbrauchsverbesserung erreicht werden 13 Neben dem Stopp Start Betrieb erm glichen KSG die Umsetzung weiterer kraftstoffverorauchssenkender Ma nahmen wie Boostbetrieb elektrische Drenmomentunterst tzung beim Anfahren gleichzeitiges Downsizing Verkleinerung des Hubraums des Verbrennungs motors bei gleichbleibender Fahrdynamik Rekuperatives Bre
216. ellposition verschiedene Konzepte zur Steue rung bzw Regelung der Motorauslaufposition untersucht und zwar eine reine Dros selklappensteuerung und ein hypothetisches Bremssystem Die Anforderungen an ein Bremssystem werden formuliert Am Motorpr fstand wird die Sauerstoffkonzentration in den direktstartrelevanten Zy lindern gemessen und die Einfl sse verschiedener Parameter Saugrohrdruck Dros selklappenposition Steuerzeiten Leerlaufdrehzahl Anzahl der Sp lzyklen Oltempe ratur auf den Sauerstoffgehalt untersucht Weiterhin wird die Beeinflu barkeit der Sauerstoffkonzentration mit Hilfe gezielter Drosselklappenansteuerung w hrend des Abstellvorgangs analysiert und basierend auf den Me ergebnissen ein Verfahren zur Voraussage des Sauerstoffgehaltes in den Startzylindern sowohl mit Hilfe des Zy linderdruckes als auch unter Verwendung des Saugrohrdruckes entwickelt Die Saugrohrdruckvariation erfolgt dabei unter besonderer Ber cksichtigung des Komfortverhaltens Motorschwingungsverhaltens Die Motorschwingungen w hrend des Motorauslaufs werden mit Beschleunigungsaufnehmern unter Verwendung ver schiedener Drosselklappenstrategien an verschiedenen Punkten des Motors ge messen und anschlie end deren Auswirkungen auf das Komfortverhalten bewertet Weiterhin werden am Motorenpr fstand Versuche durchgef hrt zur Einstellung der Kurbelwinkelposition beim Motorstopp durch Drosselklappenansteuerung w hrend des Motorabstellvorgangs Die
217. en tigten Zeit liegen Wahrscheinlich ist der anlasserunterst tzte Direktstart sogar schneller als der erweiterte Direktstart da auf die R ckdrehbewegung die etwa 0 1 s dauert verzichtet werden kann Durch die kurze Startzeit die kurze Eingriffzeit und die niedrige Ausr ckdrehzanhl des Anlassers sind deutliche Vorteile zu erwarten hinsichtlich des akustischen Starteindrucks gegen ber einem konventionellen Anlasserstart Zudem bietet der anlasserunterst tzte Direktstart die M glichkeit den Kraftstoff mit hohem Druck in die Kompressionsphase einzuspritzen Hochdruckschichtstart 9 Dadurch ist eine deutliche Verbesserung der Gemischaufbereitung erzielbar und die f r den Start ben tigte Kraftstoffmasse kann gegen ber einem konventionellen An lasserstart reduziert werden wodurch unmittelbar eine Reduzierung der Startemis sionen und des Kraftstoffverbrauchs bewirkt wird Grunds tzlich bieten sich bei Verf gbarkeit der Systeme reiner Direktstart und an lasserunterst tzter Direktstart drei M glichkeiten zur Ausbildung eines Stopp Start Systems an und zwar die ausschlie liche Verwendung je eines der Systeme oder die kombinierte Anwendung beider Systeme Die ausschlie liche Verwendung des rei nen Direktstarts scheidet aus oben genannten Gr nden aus Es w re aber durchaus ein Stopp Start System vorstellbar bei dem der Motor prim r mit Hilfe eines puren Direktstartvorgangs angelassen wird und bei nicht erf llten Startbe
218. en Kurbelwinkelfenster Kapitel 5 heraus Dieses k nnte mit entsprechenden zus tzlichen Positio niervorrichtungen zwar zu 100 erreicht werden allerdings erscheint die dazu erforderliche Applikation eines zus tzlichen Bauteils Bremse aus ko nomischer Sicht wenig sinnvoll Mit preiswerten unaufwendigen Positionier vorrichtungen ist ein abgesichertes robustes Erreichen der Abstellposition jedoch sehr schwierig Kapitel 4 Im allt glichen Betrieb wird ein Fahrer eines Fahrzeugs mit manuellem Ge triebe im Laufe der Fahrzeuglebensdauer voraussichtlich mehrfach den Motor abw rgen In diesem Fall kann eine Auslaufsteuerung nicht funktionieren so da mit einer nicht geeigneten Startkurbelwinkelposition gerechnet werden mu Selbst bei Sicherstellung einer geeigneten Auslaufposition mit Hilfe von aktiver Kurbelwinkelpositionierung nach dem Motorstillstand beispielsweise durch einen Stellmotor ist aufgrund der fehlenden Sp lphase mit einem er h hten Restgasanteil in den startrelevanten Zylindern zu rechnen Dieser Restgasanteil verschlechtert die Direktstartf higkeit erheblich und wird vor aussichtlich einen robusten Direktstart vereiteln Bei Fahrzeugen mit manuellem Getriebe mu damit gerechnet werden da der Fahrer am Berg ein mit abgeschaltetem Motor rollendes Fahrzeug mit Hilfe des Motorwiderstandsmomentes bremst Dies h tte eine Verschiebung des Startkurbelwinkels zur Folge die nur durch eine aktive Positioniereinrich
219. en Tabelle Bild 5 1 4 2 5 1 aufgef hrt Alle weiteren eingestellten Parameter w hrend der Massentr gheitsmomentvariation k nnen der Tabelle in Bild 5 1 4 2 5 2 entnommen werden Tr gheitsfaktor Massentr gheit kom E RS 0 1778 O 1 0 1956 E Ee 0 2134 EE EE Bild 5 1 4 2 5 1 Modifizierte Massentr gheitsmomente eet ES f Es fAs _1 AB Verdichtung T Wasser Umgebungsdruck m T E E AT var Damen 10 7 o or msn T Bild 5 1 4 2 5 2 Einstellungen f r die Massentr gheitsvariation 181 Bild 5 1 4 2 5 3 zeigt die Drehzahlverl ufe bei einer Variation des Tr gheitsmoments in 10 Schritten von 20 bis 30 bezogen auf das Referenztr gheitsmoment bei einem Startwinkel von 116 KW n OT Mit steigendem Massentr gheitsmoment wird die Drehbeschleunigungen der Kurbelwelle reduziert und der gesamte Drehzahl verlauf verz gert Trotz dieser deutlichen Unterschiede im Drehzahlverlauf ist wie aus Bild 5 1 4 2 5 4 ersichtlich das Startfenster relativ robust gegen ber nderungen des Massentr gheitsmomentes Es kann durch Reduzierung der Massentr gheit um 20 nicht vergr ert werden Eine Zunahme um 20 f hrt lediglich zu einer Ver kleinerung der Startfenster um etwa 1 KW Erst bei einer Erh hung der Tr gheit von etwa 30 kann der Motor nicht mehr gestartet werden Bild 5 1 4 2 5 3 Motordrehzahl 1 min Tr gheit_O_8 Tr gheit_O 9_ Tr gheit_1_O Tr gheit_1_1 Tr
220. en f r den Direktstart z B hohe K hlwasser temperatur f hren zus tzlich zu den Entflammungsschwierigkeiten der 1 Verbrennung Schwankungen der ersten 2 3 Verbrennungen dazu da die freiwerdende Energie zum Teil nicht ausreicht um den 2 OT zu berwinden Auch diese Starts sind erfolglos Daher sollten die Randbedingungen f r den Direktstart mit einem ausreichenden Sicherheitsabstand zur Betriebsgrenze die sich z B aus der Simulation ergibt gew hlt werden Zur Quantifizierung der Schwankungsbreite der Verbrennungen mu eine wesentlich gr ere Zahl von Tests durchgef hrt werden als es im Rahmen dieser Arbeit m glich war Der Zeitaufwand f r solche Tests ist immens Geht man davon aus da zur gesicherten Angabe der Verbrennungs schwankungen mindestens 300 Messungen pro Betriebspunkt ausreichen wie es bei der station ren Vermessung von Motoren blich ist 125 126 w rde man mit dem verwendeten Versuchstr ger etwa 2 3 Tage Me aufwand pro Betriebspunkt ben tigen 258 Selbst wenn die Randbedingungen f r den Start so gew hlt w rden da die Verbrennungsschwankungen bereits ber cksichtigt w ren bliebe immer noch das Problem der eingeschr nkten Entflammungssicherheit der R ckdrehverbrennung Eine Direktstartsicherheit von 100 kann nach jetzigem Kenntnisstand auch mit dem verwendeten strahlgef hrten Brennverfahren nicht erreicht werden Dazu mu der Entflammungsproze bei Umgebungsdruck im R ckdrehzylin
221. en kommt die Kurbelwelle im Winkelbereich 66 110 n OT zum stehen Der Mittelwert der Stopposition liegt bei 102 KW n OT 72 der Stoppositionen liegen im direktstartrelevanten Bereich von 100 120 n OT was die beste Quote der gesamten Untersuchungen darstellt Da bei ist allerdings zu ber cksichtigen da es kaum m glich sein d rfte die Abschalt drehzahl auf 1 min genau zu regeln Trotz der geringen Anzahl von nur 25 Messungen und der genau eingehaltenen Ab schaltdrehzahl zeigen sich deutliche Streuungen der Stopposition Somit k nnen die Streuungen der Abschaltdrehzahl allein nicht Ursache der Stoppositionsstreuungen sein SE In der Tabelle in Bild 4 1 6 2 2 8 sind die Randbedingungen und Ergebnisse der statistisch Untersuchungen zusammengefa t Nr Drossel Abschalt Tkw Te Stopposition Anzahl klappen drehzahl der strategie KW n Z OT Tests reich 1 Bild 4 1 3 2 689 713 45 88 50 88 92 82 104 22 60 675 min Ed e ue KA 690 min 691 692 ch 8 71 102 110 500 min geld ee EEE bb gt NW EBERLE EEE ONW e aal A Re er 7 88 122 122 122 122 u 800 NW 740 NW SG 4 1 3 5 670 727 85 680 NW kalt 685 716 50 86 43 70 warm kalt 670 727 50 88 43 80 Bild 4 1 6 2 2 8 H ufigkeitsverteilung der Stonposilior mit verschiedenen Drosselklappenstrategien Zusammenfassung 4 1 6 2 3 Vorhersagbarkeit des Abstellzylinders Um gezielt auf den Motorauslauf einwirke
222. en unmittelbar durch die Einspritzung induzierten Gemischtransport zur Z ndkerze angewiesen Da bei wandgef hrten Verfahren die Einspritzung in Richtung des Kolbens stattfindet und die Ladungsbewegung zum Transport des Gemisches zur Kerze ausbleibt ist mit optimaler Gemischaufbereitung in unmittelbarer N he der Kerze nicht zu rechnen Bessere Bedingungen f r den Direktstart lassen luftgef hrte Verfahren erwarten da diese einen flacheren Einspritzwinkel aufweisen und somit die Gemischbildung eher in der N he der Kerze stattfindet Beste Voraussetzungen f r den Direktstart d rfte ein strahlgef hrtes Verfahren aufweisen da Kraftstoff auch ohne Ladungsbewegung nur durch Einspritzung unmittelbar an die Kerze gef hrt wird Zudem ist von Injektoren die f r strahlgef hrte Brennverfahren konzipiert sind zu erwarten da diese in der Lage sind allein mit der Energie des Kraftstoffstrahls ohne zus tzliche Ladungsbewegung ein z ndf higes Gemisch an der Kerze auch unter Direktstartbedingungen generieren zu K nnen Vorteilhaft f r alle Brennverfahren w re wenn die Z ndung an einem beliebigen Ort im Brennraum stattfinden k nnte Dies w re beispielsweise mit einer laserinduzierten Z ndung m glich 54 Solche Konzepte befinden sich allerdings noch in einer sehr fr hen Entwicklungsphase und werden daher hier nicht weiter ber cksichtigt 3 3 Patentrecherche Die den Direktstart betreffende Patentliteratur kann man weitgehend in vier u
223. enge in den R ckdrehzyklus als das globale Brennraumluftverh ltnis konstant zu halten sind Das optimale Brennraumluftverh ltnis f r die R ckdrehung w re damit kurbelwinkel abh ngig und w rde nur f r einen Startwinkel von 116 KW n OT A3 rick 1 2 betragen Insbesondere zu niedrigen Startwinkeln hin scheint demnach mit einer Optimierung des Luftverh ltnisses f r verschiedene andere Startwinkel noch Potential f r eine Startfenstererweiterung vorhanden zu sein 238 tmot 80 C E tmot 90 C A tmot 100 C 40 0 30 0 S 20 0 ge amp V m 3 3 5 10 0 e 1 au tt 00 e R f e Si E E e g mm H CH g 8 10 0 5 8 S a gt i u 200 Ze m 30 0 40 0 D D q A A A A j 50 0 ia TE 60 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 Startwinkel PKW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT Ao wei 1 2 Ai vor z 0 7 A 2 ges 0 7 e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 17 Gesamtarbeit des 2 Zyklus Restgaszyklus W2 ses IN Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen Az rick 1 2 tmot 80 C m tmot 90 C A tmot 100 C 250 200 zt iF NM E 150 e 7 rt I e nt Eu ti e x m u A t o gt u s E e t o 5 100 Zn ER un T
224. ens ist allerdings begrenzt da die Berechnung f r die Ventil berschneidungsphase weitgehend auf Annahmen der Restgasdurchmischung beruht Brauchbare Ergebnisse sind deshalb nur bei Motoren mit geringer Ventil berschneidung zu erwarten Vor allem bei Motoren mit vollvariablen Ventiltrieben bei denen zum Teil sehr gro e Ventil berschneidungen auftreten ist die Ergebnisqualit t nicht ausreichend 97 Beim simulierten Motor ist w hrend des Motorauslaufs keine Ventil berschneidung vorhanden Durch Experimente wurde belegt da auch mit der maximal betrachteten Ventil berschneidung von 12 KW noch gen gend genaue Ergebnisse erzielt werden F r den simulierten Motor reicht die Genauigkeit des Verfahrens somit aus 99 4 2 1 4 1 Berechnung der Zustandsgr en am Ventil Im Modell wird der Zylinder als ein Beh lter mit zeitlich ver nderlichem Volumen angenommen Der Gasdruck im Zylinder wird dabei von folgenden Gr en beeinflu t 98 Volumen nderungsarbeit infolge der Kolbenbewegung einstr mendes Frischgas ausstr mendes Abgas W rmeaustausch zwischen dem Gas im Zylinder mit den W nden des Arbeitsraumes Zur Berechnung des Ladungswechsels werden isentrope Zustands nderungen an gesetzt 93 Bei Betrachtung des Ladungswechsels als station rem Flie proze gilt der 1 Hauptsatz der W rmelehre in differentieller Form 93 Y H U W GI 4 2 1 10 mit CO W rmestrom 3 H Enthalpiestr me U Innere Energie
225. ente f r den anlasserunterst tzten Direktstart Fa Emil Bender 55 und den Direktstart Ford 32 gehen auf das Jahr 1981 zur ck und sind damit Stand der Technik 2 Positionierung der Kurbelwelle bei einem Direktstart vorangehenden Motorauslauf so da ein Zylinder f r den Direktstart g nstig in einem Arbeitstakt steht Ford 1997 57 3 R ckdrehen der Kurbelwelle durch Z ndung des Kompressionszylinders unmittelbar vor dem eigentlichen Direktstart Bosch 1999 37 4 Kombination von Direktstart und anlasserunterst tztem Direktstart Mitsubishi 2000 70 5 Abschaltung der Kraftstoffeinspritzung w hrend des Motorauslaufs und anschlie end zumindest ann hernd vollst ndige ffnung der Drosselklappe zur Konditionierung der Startbedingungen Daimler Benz AG 1997 72 25 4 Untersuchung des Motorauslaufs Parallel zum Aufbau des Direktstart Versuchsfahrzeugs werden im Vorfeld Untersu chungen des Motorauslaufs durchgef hrt da diesem f r die Darstellung eines Direkt Stopp Start Systems eine entscheidende Bedeutung zukommt 33 34 35 W h rend des Motorauslaufs werden die Startbedingungen f r den anschlie enden Direktstart Kkonditioniert Entscheidend f r den Erfolg des Direktstarts ist die Kurbelwellenposition Startposition von der aus der Motorstart erfolgt 33 35 49 Vorteilhaft ist wenn diese m glichst bereits gegen Ende des Motorauslaufs eingenommen wird Ein weiterer wichtiger Parameter ist de
226. er Verbrennungswirkungsgrad bei der R ckdrehverbrennung zu erwarten Da sich allerdings der Motor zum Zeitpunkt der Z ndung nicht bewegt ist die Gemischbildungszeit unabh ngig von der Kolbenbe wegung Im Vergleich zur blichen ottomotorischen Verbrennung kann daher die Gemischbildungszeit in fast beliebigen Grenzen variiert werden was unter anderem auch die Einstellung sehr langer Gemischbildungszeiten erm glicht Der Einflu der Gemischbildungszeit Gen auf die R ckdrehverbrennung ist im Be reich von tc 1 ms DiS tga 300 ms f r ein fettes Kraftstoff Luft Verh ltnis welches sich f r die R ckdrehverbrennung als optimal erwiesen hat Kapitel 5 2 4 3 in den folgenden Bildern Bild 5 2 4 5 1 bis Bild 5 2 4 5 5 dargestellt Die negative Gemischbildungszeit von tg 1 ms bedeutet dabei da die erste Z ndung Entladezeitpunkt der Z ndspule 7 ms vor dem Einspritzende erfolgt Bild 5 2 4 5 1 zeigt den Starterfolg Anzahl der erfolgreichen Starts von insgesamt jeweils 12 Starts mit identischen Einstellungen in Abh ngigkeit von der Gemischbil dungszeit f r K hlmitteltemperaturen tmo von 60 C und 80 C Aufgrund der gerin gen Anzahl von Starts pro Betriebspunkt k nnen diese Werte zwar nicht als statisti sche abgesicherte Daten betrachtet werden Tendenzen sind aber durchaus erkennbar Bei 60 C sind alle Starts der Me reihe unabh ngig von der Gemischbil dungszeit erfolgreich Bei 80 C sind nur noch 60 bis 40 erfol
227. eratur im Brennraum wie in Kapitel 5 1 gezeigt nach etwa 5 s die Temperatur der Brennraumwand an Der Zusammenhang zwischen der Wandtempe ratur und der K hlwassertemperatur ist aus Messungen bekannt vgl Kapitel 5 1 Die Abh ngigkeit der Luftdichte im Brennraum von der station ren Brennraumtempe ratur und der K hlwassertemperatur ist in Bild 5 2 4 6 1 dargestellt Eine K hlwasser temperaturerh hung von 60 C auf 100 C ruft eine Anderung der Luftdichte von 1 02 kg m auf 0 93 kg m hervor Das entspricht einer Abnahme um 9 Da die im Brennraum befindliche Luftmasse die maximal im Brennraum zur Verf gung ste hende Energie bestimmt nimmt auch die umsetzbare Energie um 9 ab Bild 5 2 4 6 2 zeigt den Starterfolg in Abh ngigkeit vom Startkurbelwinkel f r 3 ver schiedene K hlwassertemperaturen 60 C 80 C 90 C f r eine Motorkonfiguration mit kurzen Nockenwellen 228 220 KW Einla Ausla ffnungsdauer und einer Standardeinstellung der Steuerzeiten ergibt sich aus Vollast und Teillastanforde rungen Die R ckdrehverbrennung erfolgt fett mit optimiertem Luftverh ltnis A2 r ck 0 7 Die anderen Luftverh ltnisse und die Gemischbildungszeit sind optimiert In Bild 5 2 4 6 3 ist der entsprechende R ckdreherfolg dargestellt K hlwassertemperatur Station re Lufttemperatur im Zylinder 1 08 1 06 1 04 1 02 1 00 0 98 0 96 0 94 Luftdichte kg m
228. erechnet werden i l Osana Osama dt A Qiu Qui O a nina MO Casi Tuua dt GI 5 1 41 Leckage Zur Berechnung des Leckagestroms zwischen Kolben bzw Kolbenringen und Zylin derwand wird angenommen da die Durchflu gleichung f r eine isentrope Str mung gilt 33 120 121 Zuerst wird der theoretische Massenstrom m Berechnet 2 ei P 2 d P Kurbe lg eh use P Kurbe lg eh use i M neoretisch A em smile SC ege Gl 5 1 42 rn i V R Gemisch f T K Pi Pi Dabei ist A die effektive Durchflu fl che x der Isentropenexponent pi der Druck vor der Drosselstelle im Zylinder Pkurbeigen use der Druck nach der Drosselstelle im Kurbelgeh use und 7 die Temperatur vor der Drosselstelle im Zylinder Unterhalb des Kolbens im Kurbelgeh use liegt beim Direktstart Umgebungsdruck vor Die effektive Offnungsfl che A ist ein zu kalibrierender Parameter dessen Er mittlung in Kapitel 5 1 2 Modellkalibrierung beschriebenen wird F r den Isentro penexponenten des ausstr menden Rauchgases x wird 1 3 angenommen 121 Aus dem theoretischen Massenstrom wird nach 121 durch die Ber cksichtigung von Korrekturfaktoren Cc und Cy ein realer Massenstrom berechnet M jeck C C m theoretisch ic GI 5 1 43 156 F r scharfkantige ffnungen variiert C von 0 95 bis 0 99 C betr gt im allgemeinen zwischen 0 61 und 0 72 121 F r die Offnung zwischen Kolbengruppe und Zylin derwand wird X
229. eres nicht be r cksichtigt 4 1 6 Untersuchung der Motorstopposition In Kapitel 4 1 3 werden verschiedene Drosselklappenstrategien vorgeschlagen und diskutiert die allen Anforderungen an den Abstellvorgang gerecht werden sollen Die Auswirkungen der vorgeschlagenen Drosselklappenstrategien auf die Kurbelwinkel position die gegen Ende des Motorauslaufs eingenommen wird Stopposition oder Auslaufposition werden nachfolgend untersucht Dabei wird unter anderem die H ufigkeitsverteilung der Stoppositionen unter Anwendung verschiedener Drossel klappenstrategien statistisch erfa t und versucht sowohl die Stopposition in KW nach dem letzten OT als auch den Abstellzylinder mit Hilfe der Anfangsbedingungen f r den Motorauslauf vorherzusagen und einzustellen 4 1 6 1 Versuchsdurchf hrung Mit der in Kapitel 4 1 2 beschriebenen Me und Steuertechnik wird die Drossel klappe w hrend des Motorauslaufs verstellt Als Eingangsgr e f r die Steuerung dient je nach Drosselklappenkennlinie entweder die Kurbelwellendrehzahl oder der absolute Nockenwinkel dessen Initialisierung im Z OT des 1 Zylinders beim Ab schalten der Z ndung und Einspritzung erfolgt 62 Analog zu Kapitel 4 1 5 werden mindestens jeweils 60 Messungen unter anderem bei Anwendung nachfolgend aufgef hrter Drosselklappenstrategien durchgef hrt Bild 4 1 6 1 1 Leerlauf Drosselklappenverstellstrategie Osoll drehzahl NW n Z min OT 1 aus 1 7 00 Bild 4
230. ergebende R ckdrehwinkel Kurbelwinkel um den zur ckgedreht wird Im Bereich maximaler Energieausbeute A2 r ck 0 6 0 8 betr gt die geleistete Arbeit etwa 42 46 J Hier wird als Konsequenz der maximalen Arbeit auch der R ckdrehwinkel maximal Er betr gt dort etwa 66 70 KW 214 Lambda_2_ges Lambda_2_r ck W mlLambda_2_ges 0 7 W 2_r ck_exp 2_r ck_exp A Lambda_2_ges Lambda 2_r ck R ckdrehwinkel Lambda_2_ges 0 7 R ckdrehwinkel 50 80 45 i j 75 40 gt 70 35 i 65 E e 2 30 60 5 lt 25 55 S S l E a 20 50 E z F 15 45 9 X 10 5 35 0 E E E E E 30 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 A3 r ck E Bild 5 2 4 3 3 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung 4 r ck auf die w hrend der R ckdrehverbrennung geleistete Arbeit W2 r ck exp Und den R ckdrehwinkel In Bild 5 2 4 3 4 ist die Bruttoarbeit des Restgaszyklus W2 ses als Funktion des R ckdrehverbrennungsluftverh ltnisses 42 dargestellt Die Bruttoarbeit stellt die Summe aus geleisteter Kompressions und Expansionsarbeit des Restgaszyklus dar Ist diese Arbeit positiv so leistet der Restgaszyklus einen Beitrag zur Motorbe schleunigung ist sie negativ so f hrt der Restgaszyklus zu einem Energieverlust was sich negativ auf das Direktstartverhalten auswirkt Arbeitsverluste k nnen durch Brennraumleckage Wandw rme
231. euerzeiten As 13 n OT A 27 v UT 5 2 4 8 Einflu des Kraftstoffdrucks Ein weiterer wichtiger Parameter f r die Direktstartqualit t ist der in der Verteilerleiste des Hochdruckeinspritzsystems anliegende Kraftstoffdruck Diesem ist eine beson dere Bedeutung zuzumessen da die Einhaltung eines vorgegebenen Kraftstoff druckniveaus in serientauglichen Applikationen ggf nur durch massive Zusatzanfor derungen an das vorliegende Kraftstoffsystem sichergestellt werden kann Da das Kraftstoffdruckniveau blicher elektrischer Vorf rderpumpen die den Kraftstoff vom Tank zum Einspritzsystem transportieren nur etwa 4 bar betr gt wird der Kraftstoff bei direkteinspritzenden Ottomotoren zur Zeit blicherweise durch mechanisch angetriebene Hockdruckpumpen in der Einspritzleiste auf bis zu 120 bar verdichtet 46 47 49 50 51 F r strahlgef hrte Brennverfahren werden Dr cke bis zu 200 bar angestrebt 41 Mechanische Hochdruckpumpen k nnen aber w hrend des Direktstarts nicht benutzt werden weil sie zur Kraftstoffverdichtung vom drehenden Motor angetrieben werden m ssen Zum Zeitpunkt der 1 Einspritzung f r den 250 Direktstart steht die Kurbelwelle aber still Daraus ergeben sich zur Sicherstellung der Direktstartfunktion im realen Betrieb theoretisch folgende M glichkeiten 1 Der Direktstart funktioniert uneingeschr nkt mit dem Vorf rderdruck der Kraftstoffvorf rderpumpe 4 bar 2 Der Druck der Kr
232. euerzeiten auf das Startfenster K hlwassertemperatur 75 C Bild 5 1 4 2 6 4 zeigt die Startfenster f r den Motor mit der Nockenwellenkombination f r k rzere Ventil ffnungszeiten bei verschiedenen K hlwassertemperaturen Hinsichtlich der Gemischaufbereitung werden die kalibrierten Verbrennungs luftverh ltnisse A eingesetzt Die Vergr erung des Startfensters f llt nicht so deutlich aus wie mit der verbes serten Gemischaufbereitung Ay Ar kalibrierr 0 3 bei Basissteuerzeiten Kapitel 5 1 4 2 3 Zwar ist mit den ge nderten Steuerzeiten auch mit der kalibrierten Gemischaufbereitung ein erweiterter Direktstart bei 85 C m glich Das Startfenster selbst ist allerdings deutlich kleiner Es betr gt f r 85 C K hlwassertemperatur 20 KW 97 KW 117 KW n OT statt 43 KW 87 KW 130 KW n OT f r 55 C K hlwassertemperatur Bei 105 C ist kein Direktstart mehr m glich Vor dem Hintergrund der K hlwassertemperaturanforderungen zuk nftiger Ottomotorengene rationen Kapitel 5 1 4 2 3 131 132 ist damit die Verk rzung der Ventil ffnungs zeiten nicht ausreichend als alleinige Ma nahme zur Direktstartverbesserung 185 Kurze Ventil ffnungsdauern A 37 KW v UT Es 70 KW n UT 1 min W SC c S d ke a lt ze T Wasser 55 C zb T Wasser 75 C he T Wasser 85 C Wasser 105 C 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 Startwinkel KW n OT Bil
233. expansion Expansionszylinder 3 en bar EFSER bar d R ckdrehexpansion Expansionszylinder 4 60 l l El 40 l 3 4 Arbeitstakt 20 E in Vorw rts r C drehrichtung 0 5 0 6 I 0 7 l 0 8 0 9 1 0 1 1 1 2 I I l Zeit s Bild 5 2 4 1 Zeitlicher Ablauf des erweiterten Direktstarts Nomenklatur 200 Der nachfolgende 2 Arbeitstakt enth lt das Restgas aus der R ckdrehverbrennung da nach der R ckdrehung kein Ladungswechsel stattfindet Aufgrund des hohen Restgasanteils gestaltet sich eine Verbrennung in diesem Takt als sehr schwierig Aus der Literatur ist bisher nicht bekannt da in diesem Takt erfolgreich gez ndet werden kann 33 34 35 In Bild 5 2 4 1 und Bild 5 2 4 2 wird in diesem Zyklus nur Restgas verdichtet und wieder expandiert Da der 2 Takt deshalb also effektiv keine Arbeit leistet mu die Expansionsarbeit des Expansionszylinders 1 auch zur berwindung des OT_2 ausreichen Gelingt es den zweiten oberen Totpunkt OT_2 zu berqueren kann mit Expansions takt 3 der bereits ber gut aufbereitetes Gemisch und hohe Z nddr cke verf gt die Kurbelwelle weiter beschleunigt werden In diesem Fall ist der Direktstart erfolgreich Somit ist der 1 Arbeitstakt entscheidend f r den Direktstarterfolg Gelingt es mit diesem den zweiten oberen Totpunkt OT_2 zu berqueren ist der Direktstart gew hrleistet Zyl druck 1 bar 40 R ckdrehkompression 30 5 Arbeitstakt 20 1 Arbeitstakt vorw rt
234. f gbaren Nebenaggregate ohne Modifikationen nicht dazu geeignet sind den Motorauslauf mittels Zielbremsung so zu beeinflussen da eine geeignete Stopposition sichergestellt werden kann 147 5 Untersuchung des Direktstarts Zur Untersuchung der Direktstartf higkeit des 1 6l 4 Zylinder 4 Takt Reihenmotors mit strahlgef hrter Benzindirekteinspritzung wird zuerst ein Simulationsmodell erstellt mit dem die Haupteinflu parameter analysiert werden Anschlie end werden experimentelle Untersuchungen durchgef hrt mit deren Hilfe die Simulations ergebnisse berpr ft die Grenzen des Direktstarts aufgezeigt und die Anforderungen an den Motor zur Umsetzung der Direktstartfunktionalit t formuliert werden 5 1 Simulation des Direktstarts Die Direktstartsimulation samt Modellkalibrierung und Startparametervariation wurde als Diplomarbeit 115 erstellt die im Rahmen dieser Dissertation betreut wurde 5 1 1 Mathematisches Modell Jeder Zylinder wird einzeln modelliert Zur Aufstellung der Bewegungsgleichung der Kurbelwellendrehbewegung werden die aus den Gaskr ften resultierenden Momente der einzelnen Zylinder zusammengefa t Die Momente werden positiv angenommen wenn sie die Kurbelwelle in Drehrichtung beschleunigen M M M M zyl4 M summe GI 5 1 1 DH zyl2 zyl3 Zur Berechnung des gesamten an der Kurbelwelle wirkenden u eren Momentes M esam Wird zus tzlich zum resultierenden Summenmoment aus den Gaskr ften der
235. f r eine Variation der Einla Ventil ffnungsdauer 12 KW Versuche a und d Ventil ffnungs Steuerzeit E Ventil ffnungs Steuerzeit A Steuerzeit As dauer KW n OT dauer KW v UT KW n OT KW KW ai 228 60 SS D 236 6 It 244 o 4 Bild 4 2 4 10 3 Variation der Ausla steuerzeiten 140 Zur Bestimmung des Einflusses der Ausla steuerzeiten auf die Stopposition wird sowohl der Effekt einer parallelen Phasenverschiebung der Steuerzeiten Bild 4 2 4 10 3 Versuche a bis f als auch die Anderung der Ventil ffnungsdauer untersucht Bild 4 2 4 10 3 Versuche g und h In Bild 4 2 4 10 4 sind exemplarisch die Auslaufvorg nge f r eine Phasenverschie bung von 1 KW und 4 KW dargestellt W hrend die 1 Verschiebung Versuch oi noch zu einer moderaten Verschiebung der Stopposition f hrt 2 KW weist eine 4 Verschiebung Versuch h die durchaus im Rahmen von Einstelltoleranzen liegen kann eine Verschiebung um 20 KW auf womit die Einhaltung der Stopposition nicht mehr gegeben ist Motordrehzahl min 400 NY Basis 1199 As und A 1 KW 117 99 KW n OT AR As und A 4 KW 99 117 KW n OT V 119 KW n OT 990 1035 1080 1125 1170 Nockenwinkel PNW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 10 4 Drehzahlverlauf und Stopposition f r eine Phasenverschiebung der Ausla steuerzeiten Versuche g und
236. ffnende Gemischbildner A Ventile und Mehrlochd sen 41 44 52 53 A Ventile sind Einspritzventile mit nach au en ffnender Nadel Der Kegelwinkel des austretenden Einspritzstrahls ist robust gegen ber nderungen des Brennraumdrucks Es existiert kein dem Brennraum zugewandtes Totvolumen daher ist die Ablagerungsneigung sehr gering Zur berwindung der hohen Stellkr fte und zur Darstellung schneller Schaltzeiten m ssen allerdings Piezoaktuatoren verwendet werden was zu deutlich erh hten Systemkosten f hrt 41 44 52 53 18 Mehrlochventile sind bereits bei direkteinspritzenden Dieselmotoren weit verbreitet Durch die Anordnung und Gestaltung der Einzell cher kann das Strahlbild sehr flexibel beeinflu t werden Der Strahlkegel ist robust gegen ber nderungen des Brennraumdrucks Der Betrieb mit einem preisg nstigen Magnetaktuator ist m glich 44 53 Allerdings ist bei zentraler Anbringung im Brennraum die hohe Verschmutzungsneigung mit durchflu reduzierenden Ablagerungen zu beachten Durch die Optimierung verschmutzungsrelevanter Injektorparameter kann die Verschmutzungsneigung allerdings beherrscht werden 44 Bez glich der Eignung f r den Direktstart k nnen f r die einzelnen Brennverfahren folgende berlegungen angestellt werden Mindestens bei den ersten beiden Verbrennungen des Direktstarts ist keinerlei durch die Einla str mung generierte Ladungsbewegung vorhanden Daher ist der Direktstart auf ein
237. fgrund von Streuungen der Abstellposition nicht in allen F llen bei Motorstillstand auch ein startrelevanter Kompressions oder Expansionszylinder Wie nachfolgend zu sehen ist jedoch kein Einflu der Abstell position auf das Ergebnis der Sauerstoffkonzentrationsmessung festzustellen so da die Messung im 4 Zylinder repr sentativ auch f r alle anderen Zylinder gilt solange sie nach dem Abschalten der Einspritzung die gleiche Anzahl von Sp lzyklen durchlaufen 4 1 4 1 Versuchsdurchf hrung Folgende Einflu gr en auf die Sauerstoffkonzentration im Zylinder 4 im letzten Zy klus vor dem Motorstillstand werden untersucht Drosselklappenverstellstrategien w hrend des Auslaufvorgangs Leerlaufdrehzahl Ventilsteuerzeiten Oltemperatur Einflu der Kurbelgeh useentl ftung Leckageeinflu In Kapitel 4 1 3 wurden verschiedene Drosselklappenstrategien die allen Anforde rungen an den Abstellvorgang gerecht werden sollen vorgeschlagen und diskutiert Zur Untersuchung der Auswirkungen auf die Sauerstoffkonzentration in den startre levanten Zylindern werden die in Bild 4 1 4 1 1 detailliert beschriebenen Drosselklap penstrategien herangezogen Dabei wird die Drosselklappe w hrend der Messungen drehzahlabh ngig angesteuert Die untersuchten Leerlaufdrehzahlen 700 min 900 min 1100 min sind in der Tabelle aufgef hrt Die Leerlaufdrehzahl wird als re levant f r die Sauerstoffkonzentration erachtet da sich mit A
238. fol genden Kompressionsdr cken der anderen Zylinder von etwa 20 bar liegt der Druck im Entnahmezyklus um etwa 4 bar niedriger Die Druckabsenkung im Entnahmezy Inder kann durch die Verminderung der Ladungsmasse durch die Probenentnahme erkl rt werden 46 Die zugeh rige Sauerstoffkonzentrationsmessung ist in Bild 4 1 4 2 2b zu sehen Die Sauerstoffkonzentration betr gt 19 7 Etwa 0 75 s nach Abschalten der Einspritzung f llt die Drehzahl zum ersten mal auf Null Wie am Drucksignal von Zylinder 1 zu sehen erreicht der Kolben des 1 Zylin ders in seiner 3 Verdichtung nicht mehr seinen OT die Kompression erreicht keine 20 bar Spitzendruck Saugrohrdruck bar 1 254 1000 Motordrehzahl min Drosselklappen ffnung Sauerstoffkonzentration 19 7 0 00 Zyl druck 1 bar 25 Zyl druck 3 bar Zyl druck 4 bar Zyl druck 2 bar Ventil Hub V 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 Zeit s Motorauslauf n 00 min Drosselklappenkennlinie Nr 5 1 Hochdruckzyklus gt 10 bar bis zur O gt Entnahme Bild 4 1 4 2 2a 100 80 60 40 20 12 5 10 0 7 5 5 0 2 5 0 0 Ab diesem Zeitpunkt dreht der Motor zur ck wobei der Druck in Zylinder 2 wieder erh ht wird Nach etwa 0 9 s kehrt sich die Motordrehrichtung wieder um Der Motor dreht wieder vorw rts bis zum Zeitpunkt 1 1 s Dann kehrt sich die Drehrichtung nochm
239. funktionalit t e Direktstartfunktionalit t e Direktstartfunktionen und sStrategie integriert in erweitertes Motorsteuerger t Stopp Start Controller mit Stopp Start Strategie e Verbesserter Kurbelwellensensor mit R ckdreherkennung ggf Absolutwinkelbestimmung e Batterie Management System e Verbesserte Fahrzeugbatterie N e Zus tzliche Sensoren Leerlauf Kupplung e Angepa ter Starter Motor samt Schwungrad Komfortverhalten und Dauerhaltbarkeit e Armaturenbrett Kontrolleuchten und Ein Ausschalter e Kurbelwellenpositionierstrategie e Zus tzliche Verkabelung Bild 6 1 Bestandteile eines Stopp Start Systems mit Direktstarttechnologie Zur Darstellung des Direktstarts in einem Stopp Start System ist die Integration fol gender zus tzlicher Komponenten und Funktionalit ten in den Antriebsstrang erforderlich Direktstartfunktionen und strategie integriert im Motorsteuerger t mit erweiterter Funktionalit t zeitsynchrone zylinderselektive Kraftstoffeinspritzung und Z ndung bereits bei stillstehendem Motor bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl Verbesserter Kurbel bzw Nockenwellensensor mindestens mit R ckdreherkennung ggf Absolutwinkelsensorik Angepa ter Starter Motor samt Schwungrad Komfortverhalten und Dauerhaltbarkeit zur Sicherstellung eines geeigneten Notlaufsystems Kurbelwellenpositionierstrategie vorzugsweise w
240. g Gl 5 1 30 ist xg die Umsatzrate m der Formfaktor der Umsatz ratenfunktion t die Brenndauer ab Brennbeginn Les die gesamte Brenndauer ms v die an der Verbrennung teilnehmende Brennstoffmasse und Msg ve die Brennstoff masse die bereits an der Verbrennung teilgenommenen hat Mit der Festlegung da bei Umsetzung von 99 9 der Brennstoffmasse das Brennende erreicht ist erh lt man f r die Konstante C nach Umformung von Gleichung Gl 5 1 30 den Zahlenwert 6 908 Um die Einfl sse einer unvollst ndigen Verbrennung zu ber cksichtigen wird angenommen da nur 93 des eingesetzten Brennstoffes umgesetzt werden 113 Zant fl Xz 1 0 93 Gl 5 1 31 Der Formfaktor m bestimmt die Kurvenform der Vibe Funktion F r den zeitlichen Verlauf der Verbrennung in der Simulation mu der Faktor m aus Me daten vom Zielmotor ermittelt werden Dazu wird der 10 50 und 90 Punkt des Brennstoffumsatzes sowie das Brennende VE herangezogen nachfol gend x10 x50 x90 und VE genannt Diese Me werte werden in der Simulation durch Adaption von m nachgebildet Dazu wird die Gleichung Gl 5 1 30 nach m aufgel st F r die drei Punkte x70 x50 und x90 ergeben sich die drei verschiedenen Form faktoren m10 m50 und m90 Um mit der Vibe Funktion die ermittelten Me daten nachzubilden ist eine Anpassung des Formfaktors ber den Zeitraum der Verbren nung erforderlich Zur Anpassung des Formfaktorverlaufs zwischen den Punkten m10 m50 und m90 w
241. gef hrten Verfahrens derzeit nicht genutzt werden kann Alle bisher getroffenen Aussagen gelten selbstverst ndlich nur wenn es gelingt die Startposition in einem sehr engen Kurbelwinkelfenster etwa 100 120 KW n OT sicherzustellen Die M glichkeiten diese Forderung umzusetzen wird eingehend in Kapitel 7 1 diskutiert Mit dem derzeitigen Stand der Brennverfahrensentwicklung wird der Direktstart daher zumindest an 4 Zylinder Reihenmotoren nur als Nischenl sung umsetzbar sein bei der die Anforderungen des Direktstarts insbesondere seitens der Steuerzeiten der maximalen K hlmitteltemperatur und des Verdichtungsverh ltnisses zu erf llen sind Solch ein Motor mu dabei zwingend mit einer effizienten Stoppositionskontrolle und einem Notlaufsystem zur Bew ltigung erfolgloser Startversuche bzw ung nstiger Startbedingungen ausger stet sein Kapitel 6 2 260 6 Konstruktive nderungen am Motor zur Darstellung eines Stopp Start Systems mit Direktstarttechnologie In Bild 6 1 sind die Bestandteile eines Stopp Start Systems mit Direktstarttechnolo gie schematisch dargestellt Gegen ber anderen Stopp Start Systemen Kapitel 3 unterscheidet sich dieses System durch die Art des Motorstarts Alle anderen Kom ponenten unterscheiden sich nicht grunds tzlich von denen andersartiger Stopp Start Systeme Daher wird auf diese Komponenten im Rahmen dieser Arbeit auch nicht weiter eingegangen Stopp Start System mit Direktstart
242. gehalten wird nicht mehr erreicht wird Selbst bei einer Schlie drehzahl von 625 min wird ein Saugrohrdruck von 0 75 bar nicht mehr unter schritten Daher ist es mit Drosselklappenstrategien nach Bild 4 1 3 2 Bild 4 1 3 3 und Bild 4 1 3 4 Kennlinien 1 2 3 5 die vor dem Durchlaufen des komfortkritischen Bereiches den Sp lvorgang einleiten wesentlich schwieriger gutes Komfortverhalten 60 zu erzielen als mit Drosselklappenstrategien die erst nach dem Durchlaufen des komfortkritischen Bereiches den Sp lvorgang einleiten Bild 4 1 3 5 Kennlinien 4 und 6 11 Beim Vergleich der Sauerstoffkonzentrationen der sp t ffnenden Drosselklappen strategien Verhalten wie in Bild 4 1 3 5 Kennlinien Nr 4 6 11 f llt auf da mit sp terer Offnung der Drosselklappe die Sauerstoffkonzentration zuerst im Expansionszylinder und dann erst im Kompressionszylinder abnimmt Grund f r dieses Verhalten ist die um 180 KW sp tere Phasenlage des Kompressionszylinders relativ zum Expansionszylinder Der Expansionszylinder wird 180 KW eher bef llt F r den erweiterten Direktstart ist eine hohe Sauerstoffkonzentration aber in beiden Zylindern erforderlich 33 34 35 B 02 Kompressionszylinder m 02 Expansionszylinder m Max Geschwindigkeit am hinteren Motorlager 22 00 7 20 00 18 00 16 00 14 00 12 00 Sauerstoff Konzentration 10 00 i A e i EN EN x x N x x Ki Drosselklappen Verstellstrategie Bild 4
243. gen ber dem gemessenen bei kleinen Startwinkeln etwas zu optimistische Voraussagen liefert Insgesamt k nnen mit dem Startsimulationsmodell sehr gut die Auswirkungen von Parametervariationen auf das durchschnittliche Startverhalten vorausgesagt werden Die gro e Schw che der Simulation liegt darin da sie die Verbrennungs schwankungen und die ab und zu auftretenden Entflammungsschwierigkeiten bei der R ckdrehverbrennung in keiner Weise ber cksichtigt Hier k nnen ausschlie lich Me daten zur Analyse herangezogen werden Insgesamt l t sich das Direktstartpotential bei kombinierter Betrachtung von Simulations und Versuchsergebnissen sehr gut absch tzen 5 3 2 Robustheit des Direktstartvorgangs Wie aus den Messungen am Versuchsfahrzeug hervorgeht gibt es beim erweiterten Direktstart insbesondere bei magerem Luftverh ltnis zum Zeitpunkt der ersten Z n dung im R ckdrehzylinder stochastisch auftretende Entflammungsschwierigkeiten deren Ursache nicht genau bekannt ist Bei fettem Luftverh ltnis im Bereich A 0 6 0 8 treten die Entflammungsschwierigkeiten kaum auf k nnen aber nicht ausge schlossen werden Es ist auch bei optimalem Luftverh ltnis von einer Erfolgsquote der Entflammung von weniger als 100 auszugehen Zur Kl rung der Auftretens wahrscheinlichkeit bedarf es weiterer statistisch abgesicherter Untersuchungen mit einer wesentlich gr eren Anzahl von Tests pro Betriebspunkt Bei ung nstigen Randbedingung
244. gewertet Anschlie end werden einzelne Messungen detailliert analy siert und es wird versucht anhand verschiedener charakteristischer Merkmale eines Motorauslaufs die Stopposition sowie den Abstellzylinder der Zylinder der sich ge gen Ende des Motorauslaufs im Expansionstakt befindet vorherzusagen Abschlie Bend wird diskutiert ob die Drosselklappe allein als Aktuator ausreicht um die Kur belwelle beim Motorauslauf so zu positionieren da sie eine f r den Direktstart ge eignete Position einnimmt 4 1 6 2 1 Analyse des Motorauslaufs In Bild 4 1 6 2 1 1 ist ein typischer Drehzahlverlauf w hrend des Motorauslaufs dar gestellt Der Motorauslauf l t sich in 3 Phasen unterteilen die Initialisierungsphase die Ausdrehphase und die Auspendelphase 34 Die Initialisierungsphase ist der Bereich vor dem Abschalten von Z ndung und Ein spritzung Hier k nnen Einstellparameter ge ndert werden mit denen man Einflu auf den Betriebszustand des Motors nehmen kann wie beispielsweise Motordreh zahl Z ndzeitpunkt Luftverh ltnis und Saugrohrdruck Die Ausdrehphase beginnt nach dem Abstellen von Einspritzung und Z ndung Sie endet am letzten OT vor Motorstopp W hrend dieser Phase kann der Betriebszu stand des Versuchstr gers nur noch mit der Drosselklappenstellung beeinflu t wer den Die Auspendelphase beginnt am letzten OT und dauert bis zum vollst ndigen Still stand des Motors an W hrend dieser Phase ist im allgemeinen
245. greich Wie Bild 5 2 4 5 2 entnommen werden kann betr gt der R ckdreherfolg auch bei 80 C K hlwassertemperatur konstant 100 so da Startmi erfolge hier nicht auf Entflammungsschwierigkeiten zur ckzuf hren sind Die Starts mi lingen weil die Expansionsarbeit der 1 in Vorw rtsdrehrichtung wirkenden Verbrennung nicht ausreicht um die Kurbelwelle ber den 2 OT hinweg zu bewegen 222 tmot 60 C m tmot 80 C Trend tmot 60 C Trend tmot 80 C O m 80 CN D O ke g H 40 20 0 I I 0 50 100 150 200 250 300 350 top ms E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT Az oe 0 7 Ay vor 0 7 ages 0 7 amp 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 5 1 Starterfolg in Abh ngigkeit von der Gemischbildungszeit A2 r ck 0 7 tmot 60 C und 80 C tmot 60 C m tmot 80 C Trend tmot 60 C Trend tmot 80 C 100 s ee Em S op D T 60 c L VG x S 40 D 20 0 0 50 100 150 200 250 300 350 teb ms E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT Ao r cn 0 7 Au vor 0 7 A 2 ges 0 7 e 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 5 2 R ckdreherfolg in Abh ngigkeit von der Gemischbildungszeit A2 r ck 0 7 tmot 60 C und 80 C 223
246. h Startbeginn ein zum Vergleich der beiden Direktstartarten hervorragend geeigneter Punkt Unter vergleichbaren Randbedingungen ist die Kurbelwellendreh zahl am 2 OT nach Startbeginn beim erweiterten Direktstart signifikant gr er als beim einfachen Direktstart einfacher Direktstart Bild 3 1 3 2 lokales Drehzahlmini mum bei 0 27 s etwa 240 min erweiterter Direktstart Bild 3 1 3 4 Temperatur 20 C lokales Drehzahlminimum bei 0 27 s etwa 330 min Bei vergleichbaren Bedingun gen und jeweils optimierten Betriebsparametern setzt der erweiterte Direktstart etwa doppelt so viel Nutzarbeit frei wie der einfache Direktstart 35 Kritisch f r den Erfolg des Direktstarts ist jeweils die berwindung der ersten OT Die bei der Verbrennung freigesetzte Energie abz glich der Dissipation mu ausreichen um die Kompressionsarbeit bis zum n chsten OT zu leisten Daher tritt die jeweils minimale Drehzahl w hrend eines Arbeitsspiels im OT auf Ein Direktstart ist erfolg reich wenn alle OT Drehzahlen gr er als Null sind Der kritische OT das hei t der OT minimaler Drehzahl f r den einfachen Direktstart ist der 1 OT nach Startbeginn OT 1 f r den erweiterten Direktstart der 2 OT nach Startbeginn OT 2 Da beim Direktstart Kraftstoff in einen stehenden Zylinder mit geschlossenen Ven tilen eingebracht werden mu ist es erforderlich Kraftstoff direkt in den Brennraum einzuspritzen Die anschlie ende Fremdz ndung des Kraftstoffes erfolgt
247. hen H ufung der Abstellposition 90 KW nach OT f hren Zum Erreichen einer startoptimalen sp teren Winkellage von ca 100 120 n Z OT 33 34 ist es theoretisch erforderlich da der Kompressionszylinder nach dem berstreichen des letzten OT vor Motorstillstand mit weniger Frischladung gef llt ist als der Expansionszylinder Da der F llungszustand des jeweiligen Zylinders vorwie gend vom Saugrohrdruck w hrend der Ansaugphase abh ngt mu ein solcher Zu stand mit einer Variation des Saugrohrdruckes w hrend der F llvorg nge von Kom pressions und Expansionszylinder zu erzielen sein Je niedriger das Saugrohrdruck niveau w hrend des Ladungswechsels ist desto geringer ist die Zylinderf llung Da bei dem betrachteten 4 Zylinder 4 Takt Reihenmotor der Kompressionszylinder 180 KW sp ter gef llt wird als der Expansionszylinder mu der Saugrohrdruck w hrend der 180 KW Phasendifferenz beim Motorauslauf die zwischen den letzten beiden F llvorg ngen liegen gezielt abgesenkt werden Das hei t es mu ein ber dem Kurbelwinkel negativer Saugrohrdruckgradient vorliegen Ein Absenken des Saugrohrdrucks l t sich ohne den Einsatz von Zusatzaggrega ten nur durch Schlie en der Drosselklappe w hrend eines hohen Saugrohrdruck niveaus erreichen Da die Drosselklappe aber beim Motorauslauf im allgemeinen in ihrer nahezu geschlossenen Leerlaufbetriebsposition verbleibt ist ein Schlie en der Drosselklappe aus dieser Stand
248. hl min 1 D o ur FRE 02 os 08 0s 04 04 zeit 3 Bild 3 1 3 4 Drehzahlhochlauf beim erweiterten Direktstart 34 Nach der R ckdrehung kommt es nur zu einer kurzen ffnung des Einla ventils des Kompressionszylinders bei der im Zylinder n herungsweise Umgebungsdruck herrscht 35 Daher kann das Restgas aus der R ckdrehverbrennung nicht ausge schoben werden bevor es mit Beginn der Vorw rtsdrehung zur Verdichtung des Kompressionszylinderinhalts kommt Mit berschreitung des nachfolgenden OT wird der Kompressionszylinder zum Expansionszylinder der den 2 Expansionszyklus ausf hrt Mit dem aus der R ckdrehverbrennung im Expansionszylinder befindlichen Restgas gelingt eine 2 Z ndung des Zylinderinhalts nicht mehr zumindest bei dem bisher ausschlie lich untersuchten wandgef hrten Direkteinspritzverfahren siehe auch Kapitel 3 3 Statt dessen wird Restgas komprimiert und expandiert Der Vor gang ist dissipativ Gemessen an der Zunahme an indizierter Arbeit beim bergang 42 vom einfachen auf den erweiterten Direktstart sind die Verluste aber als gering zu bewerten 35 Erst im folgenden 3 Expansionszyklus kann wieder eine Verbrennung erfolgen Ab diesem Zeitpunkt verl uft die Startprozedur wie bereits beim einfachen Direktstart geschildert Da ab der Kompressionsphase vor dem 3 Expansionszyklus sowohl der einfache als auch der erweiterte Direktstart gleich ablaufen ist die Kurbelwellendrehzahl am 2 OT nac
249. hme der 2 Verbrennung Aufteilung der Energiezufuhr auf 2 statt auf eine Expansion k nnte allerdings energetische Vorteile f r den Direktstart mit 2 Verbrennung im Restgaszyklus ausmachen Reibungsvorteile 216 Lambda_2_ges Lambda_2_r ck mLambda_2_ges 0 7 W 1_vor_exp 1_vor_exp elambda 2 goes 07 W AlLambda 2 ges Lambda_2_r ck W W 2_vor_exp 12_vor_exp 300 300 e 250 i k g 250 e 200 I I d 200 5 f 5 Q i Q 150 150 d 5 i B 5 a S a u 100 100 z 50 50 0 t s 5 5 0 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 2 r ck E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT A 0 7 tmot 60 C teb 30 ms 1_vor e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 3 5 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung 4 r ck auf die Arbeit des 1 Expansionszyklus W1 vor exp Und die Summenarbeit der 1 und 2 Expansion W12 vor exp Lambda_2_ges Lambda_2 r ck p mLambda_2_ges 0 7 pn OT1 OT1 A Lambda_2 ges Lambda_2_r ck Nora eLambda_2_ges 0 7 Nora 350 350 300 t i R i 300 250 l 250 E 200 i l 200 S i Iji S A e IT m 150 150 8 O A O c n c 100 5 100 A 50 50 0 A ga s s 0 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 A3 r ck 5 E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT A 0 7 tmot 60 C te
250. hmetisches Mittel aus Wand und Luft temperatur zu 70 C angenommen F r Luft bei 70 C gilt Ayana 0 0292 W m K 130 F r den W rme bergangs Koeffizienten ergibt sich nach Gl 5 1 65 A W O Wand Nu a Gl 5 1 3 Im folgenden Bild Bild 5 1 4 1 2 ist die berechnete Lufttemperatur in Abh ngigkeit von der Motorstillstandszeit dargestellt t 0 s Abstellen des Motors Bei der Rechnung betr gt die Wandtemperatur 100 C die K hlwassertemperatur dement sprechend 80 C und die Ansauglufttemperatur 40 C Nach 5 Sekunden sind 99 der station ren Endtemperatur erreicht Somit kann f r durchschnittliche Motorstillstandszeiten die deutlich gr er als 5 s sind 128 129 die Lufttemperatur wie bei der nachfolgenden Parametervariation gleich der Zylin derwandtemperatur gesetzt werden 171 Lufttemperatur im Zylinder K 375 370 365 360 355 7 350 345 340 335 7 330 3257 320 0 0 0 5 1 0 1 5 2 0 2 5 3 0 3 5 4 0 4 5 5 0 5 5 6 0 6 5 7 0 7 5 8 0 Motorstillstandzeit s Bild 5 1 4 1 2 Lufterw rmung im Zylinder als Funktion der Motorstillstandszeit BKS 80 C L wand 100 C E E 40 C 5 1 4 2 Erweiterter Direktstart Da mit dem erweiterten Direktstart gegen ber dem einfachen Direktstart ein wesent lich besseres Startverhalten erreichbar ist 33 34 35 wird mit dem Simulations Modell vornehmlich der erweiterte Direktstart unter
251. hnen da die Differenz W2 vor exp W2 vor komp aufgrund von Leckage und W rmeverlusten negativ ist Zylinderdruck bar D y 50 100 150 A0 20 am 0 200 y V c Zylindervolumen Lem Bild 5 2 4 5 Definitionen der Arbeitsintegrale Expansionszylinder 1 204 Zylinderdruck bar 8 0 7 5 7 0 6 5 W gt 0 6 0 2_vor_exp 5 5 5 0 W 4 5 S 2_r ck_exp 4 0 W 35 gt 2_vor_komp 3 0 L VM 2 5 2 0 1 5 17 W L pl 1 2 2_vor_exp L lt 0 1 0 AT AAA NI WM WA Ni Ai NI Ni NI N 0 5 J er N N N 0 0 0 5 1 0 0 Ve 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Zylindervolumen cm Bild 5 2 4 6 Definitionen der Arbeitsintegrale Expansionszylinder 2 Zylinderdruck bar 34 30 28 26 24 22 3_vor_exp 0 V 50 100 150 200 250 300 350 400 450 c Zylindervolumen cm Bild 5 2 4 7 Definitionen der Arbeitsintegrale Expansionszylinder 3 In Bild 5 2 4 7 sind die Arbeiten des 3 Zylinders in der Startreihenfolge W3 vor exp und W3 vor komp dargestellt Zu diesem Zeitpunkt ist der 2 OT bereits berwunden und 205 damit schon ber den Erfolg des Direktstarts entschieden Diese Arbeiten sind damit f r die Beurt
252. hren Sollwert bewegt nso 10 min Ab der Z nd Einspritzunterbrechung wird der Summenwinkel initialisiert und bis zum Motorstillstand aufaddiert Die Unterbre chung der Z ndung gleichzeitig mit der Einspritzung hat zur Folge da das zum Zeitpunkt der Unterbrechung bereits im Kompressionszylinder vorhandene Gemisch nicht mehr entflammt Dadurch bedingt erfolgt nach der Z nd Einspritzunterbre chung nur noch die Verbrennung die bereits etwa 10 KW v OT im Expansions zylinder gez ndet wurde Bei den drehzahlgef hrten Kennlinien wird am Z OT 1 ausschlie lich die Einspritzung unterbrochen Die Z ndung funktioniert bis zum Motorstillstand wodurch bereits in den Brennr umen befindliches Gemisch noch entflammt wird Drosselklappen ffnung 100 _ 0 0 a Summenwinkel NW n Z OT 1 aus Z OT 1 Z ndung Einspritzung aus Bild 4 1 3 5 Absolutwinkelgef hrte Drosselklappenstrategie Fall often 0 Maximale Restgasaussp lung bei offen 0 bestes Komfortverhalten bei Qoffen gt o ab Gegen 560 Sp lvorgang am Ende des Motorauslaufs offen 41 Durch die gleichzeitige Unterbrechung von Z ndung und Einspritzung findet minde stens ein Verbrennungszyklus weniger statt als bei der ausschlie lichen Deaktivie rung der Einspritzung Da Verbrennungen immer zyklischen Schwankungen unter worfen sind ist die Reduzierung der Verbrennungen nach Abschaltung vorteilhaft f r die Reproduzierbarkeit des Auslaufvorgang
253. hste Automobilgeneration Kurbelwellen Startergeneratoren im 14V Bordnetz Autoelektrik Autoelektronik am Ottomotor Kapitel Generatoren Startvorrichtung f r eine mehrzylindrige Verbrennungskraftmaschine ATZ Jahrgang 101 1999 Heft 6 7 8 Volkswagen AG Seiten 390 401 und 562 570 OECD Documents Toward Clean and Fuel Efficient Automobiles p 463 469 Int Conference Berlin 1993 Automotive Engineering p 75 76 February 1994 Auto Motor amp Sport Heft 25 1993 Fachbuch Robert Bosch GmbH 2 Auflage Seiten 346 ff Stuttgart 1994 Vortrag Robert Bosch GmbH 9 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2000 Seiten 1289 1298 ATZ Jahrgang 104 Heft 7 8 2002 Siemens VDO Automotive AG Seiten 664 674 Vortrag Mannesmann Sachs AG 9 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2000 Seiten 1271 1287 Vortrag Mannesmann Sachs AG 10 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2001 Seiten 1227 1238 Fachbuch Robert Bosch GmbH 2 Auflage Seiten 304 ff Stuttgart 1994 Patentschriften Ford US 4 462 348 DE 32 29 961 A GB 2 104 969 JPN 58 070025 31 08 1981 33 34 35 36 37 38 39 40 4 42 Kulzer A C Sieber U Bargende M Gerhardt J Kassner U Kulzer A C Sieber U Kulzer A Z lch C M ner D Eichendorf A Knopf M Bargende M Kok D Kees D
254. hung ist das Vorzeichen der Drehzahl negativ Vor der Uberquerung des n chsten r ckw rtigen OT wird das Ende der R ckdrehphase erreicht Die Dreh richtung kehrt sich in die normale Betriebsdrehrichtung um Das Vorzeichen der Drehzahl wird positiv Nach Drehrichtungsumkenhr erfolgt der erste Arbeitstakt in Vorw rtsdrehrichtung im Expansionszylinder 1 Die Expansionsarbeit mu ausreichen um die Kompressionsarbeit des nachfolgen den Zylinders Expansionszylinder 2 bis zum 1 OT in Vorw rtsdrehrichtung OT_1 zu berwinden Da jeweils in den oberen Totpunkten das Maximum an Kompres sionsarbeit in Form von Druckenergie gespeichert ist zeigt der Drehzahlverlauf hier jeweils ein lokales Minimum Bild 5 2 4 2 Daher ist grunds tzlich die berschreitung der OT kritisch hinsichtlich des Starterfolgs Motordrehzahl min 1 800 R ckdrehbeginn Drehrichtungsumkehr 700 min 600 400 200 0 R ckdrehung n lt 0 Zyl druck 1 bar ey z nd_t 5 Arbeitstaktin Expansionszylinder 1 Vorw rtsdrehrichtung 1 Arbeitstakt in Vorw rtsdrehrichtung V A S 1 D ZU nd_2 R ckdrehkompression Eege IT A neren URL 30 1 Einspritzung w hrend der R ckdrehung 4 Einsh 2 I DS N hier ohne Verbrennun E r IL I I Zyl druck 3 bar Zyl druck 4 bar i R ckgreh
255. hverbrennung an Verbrennung teilnehmende Kraftstoffmasse bezogen auf die Zylinderluftmasse Verbrennungsluftverh ltnis der 1 in Vorw rtsdrehrichtung wirkenden Verbrennung an Verbrennung teilnehmende Kraftstoffmasse bezogen auf die Zylinderluftmasse W rmeleitf higkeit in der Grenzschicht Ausflu zahl Brennstoffmassenverh ltnis Luftmassenverh ltnis Reibungskoeffizient Kinematische Viskosit t Poissonzahl von Stahl Dichte Luftdichte Dichte im Str mungsquerschnitt Kr mmung am Nocken Oberfl chenraunhigkeit Rauhigkeit der Nocken Rauhigkeit der St el Lebensdauer eines Brennstofftropfens Winkelgeschwindigkeit Winkelgeschwindigkeit der Nockenwelle Durchflu funktion der Drosselklappe Pleuelgeschwindigkeitskompensationskonstante Kolbenringprofilparameter Fl che Querschnitt Freie Ringquerschnittsfl che des Ausla ventils Freie Ringquerschnittsfl che des Einla ventils Kolbenfl che Isentroper Str mungsquerschnitt Oberfl che Zylinderraum f r W rme bergang relevant b Hertz by W CGL Chl CPI rz T Jo Jer fn F Fg Fy FN Kh Fyw Fo Fi FR F Reibung FR Kn Fs Fr ES G Gr GT krit h h hy 290 Lagerbreite Spezifischer Kraftstoffverbrauch Halbachse der Hertz schen Zylinder Ebene Kontaktfl che Nockenbreite Brennverlauf Kolbenringprofilparameter Grundlagerradialspiel Kolbenringprofilkonstante Mittlere Kolbengeschwindigkeit Spezifische W rmekapazi
256. i stillstenendem Motor ein z ndf higes Gemisch erzeugt und durch Fremdz ndung anschlie end verbrannt werden um so den anlasserlosen Startvorgang des Motors einzuleiten Diese Art des Startvorgangs wird Direktstart genannt und zeigt Potential zur Darstellung des Stopp Start Betriebs ohne kostenintensive Starter Generator L sungen applizieren zu m ssen Startkomfort Startgeschwindigkeit und Kosten Nutzen Verh ltnis des Direktstart verfahrens erscheinen sehr vielversprechend Der Direktstart des Motors stellt daher in Verbindung mit einem Stopp Start System sowohl f r die geschichtete als auch f r die homogene Direkteinspritztechnologie ein weiteres Kraftstoffverbrauchs potential dar welches mit sehr wenig Mehraufwand verwirklicht werden kann 2 Aufgabenstellung Im Rahmen dieser Dissertation soll deshalb das Potential und die praktische Umsetzbarkeit des anlasserlosen Direktstarts zur Realisierung eines Stopp Start Systems untersucht werden Auf Basis einer Literatur und Patentrecherche ist zun chst der Stand der Technik zu beschreiben Weiterhin ist der Direktstartvorgang zu modellieren Im Rahmen einer Parameterva riation sind mit dem Modell die Haupteinflu parameter auf die Direktstartf higkeit eines Motors zu analysieren Nach Auswahl eines geeigneten Versuchstr gers soll dieser mit einem funktionsf hi gen Direktstartsystem ausger stet werden An dem Versuchstr ger ist anschlie end die Direktstartfunktionali
257. ialisierung die Verbrennung ber cksich tigt werden Vom ersten Z OT bis zur Steuerzeit Ausla ffnet A des ersten Zy linders wird der Druckverlauf aus Me daten gewonnen Zur Modellkalibrierung wird zuerst der Saugrohrdruck mit Hilfe der Drosselklappen leckage eingestellt Anschlie end erfolgt die Anpassung der Zylinderspitzendr cke ber die Betriebsventilspiele der Aus und Einla ventile Zuletzt wird der Drehzahlverlauf der direkt vom Zylinderdruckverlauf und der Rei bung abh ngt mit Hilfe der o g Reibungsparameter angeglichen F r die nachfolgende Validierung des Modells werden weitere Messdaten herange zogen denen unterschiedliche Drosselklappenverstellungen w hrend des Abstell vorgangs und zum Teil andere Anfangsbedingungen zu Grunde liegen Dabei m s sen lediglich die Startbedingungen Leerlaufdrehzahl Saugrohrdruck und der ge messene Zylinderdruckverlauf der letzten Expansion unter Verbrennungseinflu den gemessenen Startbedingungen angepasst werden Anschlie end vergleicht man die Ergebnisse der Simulation mit denen der Messung ohne weitere Anpassung 119 Der Vergleich von Me daten mit Simulationsdaten des Zylinderdruckverlaufs und des Drehzahlverlaufs ist in den folgenden drei Bildern Bild 4 2 2 1 Bild 4 2 2 2 und Bild 4 2 2 3 f r verschiedene Drosselklappenstrategien dargestellt Die abgebildeten Kurven sind zuf llig aus einer gro en Anzahl von Me ergebnissen ausgew hlt worden Motordreh
258. ichte der Zylinderladung die Gesamtgasmenge Die Dichte wiederum h ngt ab vom Zylin derdruck und der Zylindertemperatur F r den Zylinderdruck ist Umgebungsdruck anzusetzen da direkt nach dem Motorstopp ein Druckausgleich zwischen Umgebung und Expansionsraum stattfindet Bilder 4 1 4 2 1 bis 4 1 4 2 3 Die Temperatur der Zylinderladung wird bestimmt durch die Bauteiloberfl chentemperaturen von Zylinder Zylinderkopf und Kolben und der Verweilzeit des Gases im Zylinder Sie liegt zwischen der Ansauglufttemperatur unmittelbar vor dem Ventil und der Zylinder wandtemperatur Sie ist w hrend des normalen Betriebs nur in sehr engen Grenzen beeinflu bar Damit l t sich die Gesamtgasmenge mit Ausnahme der Motor stopposition die auch anderen Optimierungskriterien unterworfen werden mu kaum beeinflussen Zur Optimierung der absoluten Sauerstoffmenge im Expansionszylinder gilt es daher die Sauerstoffkonzentration im Expansionszylinder zu maximieren Daher wird im Rahmen dieser Arbeit der Einflu relevanter Einflu gr en auf die Sauerstoffkon zentration in den startrelevanten Zylindern untersucht Die Ergebnisse wurden zum Teil bereits ver ffentlicht 77 42 Zur Messung der Sauerstoffkonzentration in einem startrelevanten Zylinder wird mit der in Kapitel 4 1 2 2 beschriebenen Analysetechnik Gas aus dem 4 Zylinder im letzten Zyklus vor dem Stillstand entnommen und die Sauerstoffkonzentration gemessen Der 4 Zylinder ist allerdings au
259. ie Nr 7 warm S0 ou 680 NW n Z OT 1 aus 159 Messungen 2930 u Ta 71 80 C zL m on Tkw 85 88 C O Er DO 5 15 7 50 im Fenster das T 100 120 KW n OT r fen fe fr fr fe fe fe fe fr fe fe fen fr fe fr Stopposition KW n OT Bild 4 1 6 2 2 3 H ufigkeitsverteilung Stopposition DK Strategie Nr 7 oz 71 C 80 C Bild 4 1 6 2 2 4 zeigt die H ufigkeitsverteilung der Stopposition unter Anwendung von Drosselklappenstrategie Nr 7 Drosselklappen ffnung bei 680 NW n Z OT 1 aus bei einem Warmlaufvorgang Die ltemperatur liegt nicht in einem engen Be reich von 71 C 80 C sondern zwischen 43 C und 70 C Der Bereich in dem die Kurbelwelle bei den 65 Messungen stehen bleibt 61 125 OT ist deutlich gr er als der Bereich in dem die Kurbelwelle mit gleicher Drosselklappenkennlinie aber warmem l zum Stehen kommt 66 115 n OT bei 159 Messungen Nur 22 statt 50 der Stoppositionen liegen im direktstartrele vanten Bereich von 100 120 n OT Die gr ere Streuung der Stopposition bei Unterschreitung des schmalen vorgegebenen Oltemperaturfensters d rfte auf die Zunahme der Motorreibung mit sinkender Oltemperatur zur ckzuf hren sein 74 DK Kennlinie Nr 7 kalt 65 Messungen Stopposition KW n OT Tu DU 86C 22 im Fenster 081 lt 081 921 GIL 0 1991 G9
260. ie Restgaskompression die einer Anderung des Luftverh ltnisses um 0 1 entspricht wird der Brennraumspitzendruck im OT der 208 Restgasverdichtung um 2 bar von 12 bar auf 10 bar abgesenkt Es ergibt sich damit eine deutlich geringere Kompressionsarbeit wodurch im 1 OT ein h heres Dreh zahlniveau erreicht wird Di vor exp Expansion bar P1 r ck komp R ckdrehkompression bar N Expansion bar TEN Kompression bar P2 r ck ep R ckdrehexpansion bar 20 18 16 14 12 Ve 10 Vet Vi 6 4 2 2 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Zylindervolumen cm Bild 5 2 4 1 2 pV Diagramm eines erweiterten Direktstarts Kompressionsdruckabsenkung durch Einspritzung in den 2 Expansionstakt A2 r ck 0 8 A1 vor 0 7 A2 ges 0 7 Arbeitsverlust W2 ses 18 J Allerdings bleibt das niedrige Zylinderdruckniveau auch w hrend der Expansion er halten so da auch die Expansionsarbeit nach Einspritzung in die Restgaskompres sion geringer ausf llt als ohne diese Einspritzung In Summe ergibt sich so f r den kompletten Restgaszyklus mit Einspritzung ein gr erer Arbeitsverlust 18 J als ohne 2 Einspritzung 10 J Die verlorene Arbeit kann nicht mehr zur berwindung der n chsten Kompression bis hin zum 2 OT genutzt werden so da die Drehzahl am
261. ie f r den Wiederstart ben tigt w rde Zudem ist laut Ueda et al 7 8 nicht mit einer negativen Beeinflussung der Emissionen zu rechnen insbesondere nicht durch das Ausk hlen des Katalysators w hrend der Stillstandsphasen Das Gegenteil ist der Fall Ein Katalysator der dem kalten Abgasstrom eines im Leerlauf betriebenen direkteinspritzenden Ottomotors ausgesetzt ist k hlt bedingt durch den relativ kalten Abgasmassenstrom wesentlich schneller ab als ein Katalysator w hrend des Motorstopps Durch die M glichkeit mit Hochdruck gt gt 4 bar in die Kompressionsphase des Kom pressionszylinders einzuspritzen l t sich zudem bei direkteinspritzenden Motoren die Gemischaufbereitung weiter verbessern wodurch die zum Start erforderliche Kraftstoffmasse weiter gesenkt und die Rohemissionen signifikant reduziert werden k nnen 9 Daher ist f r die Umsetzung automatischen Stopp Start Betriebs f r moderne direkt einspritzende Ottomotoren eher mit den Kraftstoffverbrauchsvorteilen zu rechnen die in neueren Ver ffentlichungen genannt sind Demzufolge k nnen Verbrauchsein sparungen von etwa 4 5 im NEFZ Neuer Europ ischer Fahrzyklus und von 8 10 im ECE Stadt Zyklus 10 11 12 13 14 erreicht werden Da in den Stillstandsphasen alle eingeschalteten Verbraucher Scheinwerfer Radio L ftung usw mit Strom versorgt werden m ssen was zu einer erheblichen Bela stung der Batterie f hrt setzt Stopp Start Betr
262. ieb die Implementierung eines Batterie Management Systems im Fahrzeug voraus 15 16 Ein solches System berwacht den Ladezustand und Alterungszustand der Batterie mit Hilfe der Messung von Bat terietemperatur strom und spannung 16 17 18 Bei Unterschreitung eines Grenzladungszustandes wird der Motor entweder automatisch wieder gestartet oder dem Fahrer mu der Wiederstart des Verbrennungsmotors nahegelegt werden Die Aktuierung von Stopp Start Systemen erfolgt blicherweise ber Signale die von bereits vorhandenen Bedienelementen ausgel st werden die der Fahrer blicherweise w hrend des Anhalte und Anfahrvorgangs bet tigt Kupplung Schalthebel Bremse 19 Neben den zus tzlichen Anforderungen an das elektrische Bordneitz stellt Stopp Start Betrieb deutlich erh hte Anforderungen an das Startsystem in bezug auf Starterdauerhaltbarkeit Startkomfort und Anfahrbereitschaft 10 20 21 Daher kommt f r den automatischen Stopp Start Betrieb der Entwicklung von Start Syste men eine besondere Bedeutung zu Zur Zeit werden verschiedene Ans tze verfolgt den Motor w hrend des Stopp Start Betriebs wieder anzulassen Die relevanten Systeme werden im folgenden kurz vorgestellt und ihre Vor und Nachteile erl utert P 3 1 1 Stopp Start System mit konventionellem Anlasser Bei der einfachsten Art von Stopp Start Systemen wird der Motor mit Hilfe eines op timierten konventionellen Anlassers gestartet Solche Systeme
263. ieben werden Dieser steht zur Verstellung w hrend des Motorstillstands nicht zur Verf gung Aus diesem Grund m ssen die Nockenwellen beim Direktstart in einer der beiden Anschlagpositionen des Nockenwellenverstellers stehen und zwar in der die als Basisposition Verriegelungsposition definiert ist 89 Im folgenden wird unter Inkaufnahme von Vollastkompromissen von der Basissteu erzeit des Turbomotors abgewichen und ein um 10 KW sp teres AO gew hlt da gerade der Steuerzeit AO ein entscheidender Einflu auf die Direktstartf higkeit ei nes Motors zugeschrieben wird 33 In Bild 5 2 4 7 1 ist der Starterfolg in Abh ngigkeit vom Startkurbelwinkel f r die kurzen Nockenwellen 228 220 f r zwei verschiedene Grundstellungen der Ausla nockenwelle dargestellt Gezeigt wird die Steuerzeit As 13 n OT im Vergleich zur Steuerzeit As 3 n OT bisherige Vergleichsbasis Die K hlwasser temperatur betr gt 80 C das R ckdrehluftverh ltnis A mick 0 7 Bild 5 2 4 7 2 zeigt den dazugeh rigen R ckdreherfolg Der Effekt des 10 sp teren AO welches mit dem 10 sp teren As einhergeht auf die Gr e des Startkurbelwinkelfensters ist beachtlich Insbesondere im kleinen Winkelbereich kommt es zu einer Aufweitung des Startfensters um etwa 8 KW lt 80 Starterfolg zuvor von 104 KW n OT bis 122 KW n OT nun von 98KW n OT bis 124 KW n OT 241
264. ier m glichkeit f r die Sauerstoffkonzentration im Startzylinder gefunden Der Zusammenhang zwischen dem mittleren Zylinderdruck im OT und dem mittleren Saugrohrdruck im UT w hrend des Motorauslaufs Auswertung der Saugrohrdrucks analog zum mittleren Zylinderdruck allerdings 180 KW fr her ist in Bild 4 1 4 2 8 f r 3 verschiedene Leerlaufdrehzahlen dargestellt Es ergibt sich ein linearer Zu sammenhang 0 90 0 80 0 70 0 60 i y 0 048x 0 0183 0 50 y 0 0496x 0 0055 0 40 y 0 0529x 0 013 0 30 0 20 Mittlerer Saugrohrdruck Zyl 4 UT w hrend des Motorauslaufs bar 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 11 0 12 0 13 0 14 0 15 0 16 0 17 0 Mittlerer Zylinderdruck Zyl 4 OT w hrend des Motorauslaufs bar 700 min i 3 A 900 min i 5 1100 min i 7 Trendlinie 700 min Trendlinie 900 min Trendlinie 1100 min Bild 4 1 4 2 8 Mittlerer Saugrohrdruck im UT w hrend des Motorauslaufs als Funktion des mittleren Zylinderdrucks im OT w hrend des Motorauslaufs 54 38 489x 90 233x 73 211x 0 1718 Sauerstoff Konzentration Zyl 4 0 25 0 30 0 35 0 40 0 45 0 50 0 55 0 60 0 65 0 70 0 75 Mittlerer Saugrohrdruck Zyl 4 UT w hrend des Motorauslaufs bar 700 min i 3 700 min i 3 l Temp Haken Trendlinie Polynom 3 Ord
265. igen Startzylinder verh lt kann die R ckdrehung mit weniger Luftvolumen erfolgen als das die 1 Vorw rtsdrehung des einfachen Direktstarts ig Durch die R ckdrehung wird die Luft im Expansionszylinder verdichtet Ein Abbau des Verdichtungsdrucks bis auf Umgebungsdruckniveau durch Brennraumleckage erfolgt aufgrund der kurzen R ckdrehzeit etwa 100 ms nicht Die Verbrennung im Expansionszylinder kann daher bei vergleichsweise hohem Druckniveau bei gleichzeitig gro em Expansionswinkel Kurbelwinkel von beginnender Expansion bis zum UT eingeleitet werden Dadurch l t sich die indizierte Arbeit im 1 Expansionszyklus beim erweiterten Direktstart im Vergleich zum einfachen Direktstart etwa um den Faktor 4 erh hen 34 35 Bild 3 1 3 4 34 zeigt den Drehzahlverlauf erfolgreicher erweiterter Direktstarts bei verschiedenen K hlwassertemperaturen Die maximale Drehzahl w hrend der R ck drehung betr gt etwa 200 min Unabh ngig von der K hlwassertemperatur dauert die R ckdrehphase etwa 100 ms Danach erfolgt die Drehrichtungsumkenhr der ein steiler Drehzahlanstieg in Vorw rtsdrehrichtung folgt Die Drehzahl die anschlie end im 1 OT lokales Drehzahlminimum bei ca 0 21 s erreicht wird betr gt etwa 380 min 480 min Sie ist damit etwa 4 5 mal so hoch wie beim einfachen Direkt start Bild 3 1 3 2 ca 100 min im 1 OT lokales Drehzahlminimum bei 0 15 s Orehzahlrerlauf in Abhangigkeit von der Temperak r Drehza
266. ik der Verbrennungskraftmaschine Der Fahrzeugantrieb Internal Combustion Engine Fundamentals Die Berechnung der Wandverluste und der thermischen Belastung der Bauteile von Dieselmotoren Blow By in Relation to Piston and Ring Features Cylinder Kit Analysis System of Engines CASE Analysis System Theoretical Manual Analysis of the piston ring lubrication with a new boundary condition Die Blow By Messung Anforderungen und MeB prinzipien Motion pictures of engine flames correlated with pressure cards Evaluation of Burn Rate Routines and Analysis Errors RedLine ACAP 5 0 User Manual Friction Analysis Test Report Konstruktionsb cher Springer Verlag oHG Berlin G ttingen Heidelberg 1952 Diplomarbeit Ford Werke AG Fachhochschule Bochum Fachbereich Mechatronik Bochum November 2003 Fachbuch VEB Verlag Technik Berlin 1970 Fachbuch 2 berarbeitete Auflage Springer Verlag 2003 Fachbuch I Title Il Series McGraw Hill Book Company 1988 MTZ Jahrgang 31 Heft 12 1970 TU Braunschweig Seiten 491 ff SAE Paper 810932 Wellworthy Limited 1981 Benutzerhandbuch Compu Tec Engineering Inc Juni 1998 Tribology International Vol 31 No 12 pp 752 760 1998 MTZ Jahrgang 59 Heft 2 1998 AVL List GmbH Seiten 90 95 SAE Paper 380139 Research Laboratories Devision General Motors Corp 1938 SAE Paper 970037 University of Central England Ford Moto
267. im 1 OT nahezu unabh ngig von 1 vor Zeigen wird der Drehzahlstreubereich zu magereren und fetteren Gemischen hin gr er 50 min anstatt 25 min Diese am 1 OT noch kaum wahrnehmbare Drehzahlstreuung macht sich im 2 OT massiv bemerkbar Die Drehzahlunterschiede hier sind wesentlich gr er W hrend der Streubereich bei A vor 0 64 etwa 100 160 min betr gt liegen die Drehzahlen am 2 OT bei A or 0 4 in einem Bereich von 20 120 min Der Abstand der geringeren Drehzahlen zur Drehzahl Null die einen nicht erfolgreichen Start darstellt ist wesentlich kleiner als die Gr e des Streubereiches selbst Der Startvorgang ist daher nicht robust bei wesentlich magereren und fetteren Gemischen als A vor 0 7 219 Starterfolg A R ckdreherfolg Starterfolg R ckdreherfolg 100 80 60 Starterfolg 40 20 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 Au ver g E 14 n OT Es 74 n UT A 57 v UT As 3 n OT Ao r ck 0 64 tmot 60 C Las 100 ms e 10 18 Startwinkel 116 KW n OT n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 4 1 Einflu des Luftverh ltnisses der 1 Vorw rtsverbrennung vor auf Starterfolg und R ckdreherfolg en OI An OI 300 300 250 i i 250 200 200 T T Z 150 S i 8 15905 E A A 8 N 2 A A A t E 100 t A A 100 i 0 50 I S 50 0
268. in OT etwa 6 bar eine deutliche Erh hung der Sauer stoffkonzentration erzielt wird Dieser Effekt kann einer mit negativer Ventil ber schneidung verbesserten Restgasaussp lung zugeschrieben werden Bei 6 bar mittlerem Zylinderdruck im OT l t sich die Sauerstoffkonzentration im Zylinder allein durch die Einstellung von Steuerzeiten mit negativer Ventil berschneidung von 14 5 auf etwa 17 5 erh hen Dabei ist allerdings zu beachten da ein Motor mit negativer Ventil berschneidung bei gleicher Drossel Klappenposition einen niedrigeren Saugrohrdruck aufweist als der gleiche Motor mit positiver Ventil berschneidung da die positive Ventil berschneidung eine zus tzliche Saugrohrleckage darstellt Mit dem Versuchsmotor werden bei negativer Ventil berschneidung und vollkommen geschlossener Drosselklappe etwa 5 bar mittlerer Zylinderdruck im OT erreicht w hrend sich bei positiver Ventil ber schneidung etwa 6 bar einstellen Bezogen auf eine konstante Drosselklappen position kann die Sauerstoffkonzentration im Zylinder durch das Einstellen von Steuerzeiten mit negativer Ventil berschneidung von 15 positive berschneidung 6 bar auf etwa 16 5 negative berschneidung 5 bar erh ht werden Bic Wird der mittlere Zylinderdruck im OT w hrend des Motorauslaufs durch ffnung der Drosselklappe auf mindestens 13 bar erh ht so erreicht man sowohl mit negativer als auch mit positiver Ventil berschneidung 20 Sauerstoffkonze
269. ine Einspritzung in den 2 Expansionstakt 42 rick 0 7 A1 vor 0 7 A2 ges 0 7 Arbeitsverlust W2 ses 10 J Zur Optimierung des erweiterten Direktstarts lassen sich zum einen die Expansions arbeiten der ersten beiden vorw rtsdrehenden Takte maximieren und zum anderen die Kompressionsarbeiten der ersten beiden Verdichtungen die parallel zu den Ex pansionen ablaufen minimieren Eine M glichkeit zur Reduzierung der Verdich tungsarbeit im Restgaszyklus ist die Einspritzung von Kraftstoff zu Beginn der Ver dichtungsphase Der Kraftstoff verdampft und entzieht dabei dem Brennraum W rme Die mit dem W rmeentzug verbundene Temperaturabsenkung f hrt zu einer Druckabsenkung im Brennraum so da die erforderliche Verdichtungsarbeit redu ziert wird Durch diesen Effekt wird der 1 OT leichter erreicht Die Drehzahl im 1 OT nimmt zu In Bild 5 2 4 1 2 ist das pV Diagramm eines Direktstarts mit einer solchen Einsprit zung in den Restgaszyklus dargestellt Zus tzlich zu dem schon in den R ckdrehzy klus eingespritzten Kraftstoff 22 ricek 0 8 wird w hrend der Restgasverdichtung weiterer Kraftstoff eingespritzt 42 ses 0 7 dessen Verdunstungsk lte zur Absenkung des Brennraumdrucks genutzt wird Mit Ausnahme der ge nderten Luftverh ltnisse sind die Einstellungen der in Bild 5 2 4 1 1 und Bild 5 2 4 1 2 dargestellten Testreihen gleich so da die Druckverl ufe miteinander vergleichbar sind Durch die Einspritzung von Kraftstoff in d
270. inem Abstellvorgang mit geschlossener Drosselklappe betr gt die Sauer stoffkonzentration lediglich etwa 15 Mit 13 bar mittlerem Zylinderdruck im OT dies entspricht einer weitgehend ge ffneten Drosselklappe w hrend des Abstellvor gangs lassen sich bei gleicher Leerlaufdrehzahl ca 20 Sauerstoffgehalt erzielen Die Sauerstoffkonzentration der Zylinderladung erreicht damit bei ge ffneter Drosselklappe fast Frischluftniveau 49 21 N O co CO esch N y 0 0145x 0 5198x 6 5597x 9 1653 Sauerstoff Konzentration Zyl 4 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 11 0 12 0 13 0 14 0 Mittlerer Zylinderdruck Zyl 4 w hrend des Motorauslaufs bar 700 min i 3 700 min i 3 l Temp Haken Trendlinie Polynom 3 Ordnung Bild 4 1 4 2 4 O Konzentration als Funktion des mittleren Zylinderdrucks im OT Einflu der Oltemperatur Bezogen auf einen Abstellvorgang mit geschlossener Drosselklappe l t sich durch die ffnung der Drosselklappe der Sauerstoffgehalt im Zylinder also relativ um etwa 33 erh hen absolut von ca 15 auf etwa 20 Eine weitere wichtige Erkennt nis ist da man mit Hilfe des mittleren Zylinderdrucks im OT und der in Bild 4 1 4 2 4 gezeigten Kennlinie die Sauerstoffkonzentration im Entnahmezylinder und damit im startrelevanten Zylinder voraussagen kann Weiterhin kann in Bild 4 1 4 2 4 der Einflu der ltemperatu
271. inla ventils w hrend der R ckdrehung ist der Druck im Brennraum gr er bzw etwa genauso gro wie der Saugrohrdruck Es kommt zu keiner Einstr mung von zus tzlicher Luft in den Zylinder Bei gro en Startwinkeln ist das Volumen im Kompressionszylinder recht klein Bei der r ckw rtigen Expansion tritt eine Unterexpansion auf bevor das Einla ventil ffnet so da der Druck im Brennraum beim Offnen des Einla ventils unterhalb des Umgebungsdruckes liegen kann Dadurch kommt es zu einer zu s tzlichen Luftzufuhr in den Brennraum w hrend der Offnungsphase des Einla ventils die bei gro en Startwinkeln trotz R ckdrehung mit fettem Gemisch zu einer Verbrennung w hrend der Restgasexpansion f hren kann 231 tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C 30 20 10 se g AE 0 t AA EE A D t o e H e D i 2 20 R si 20 jingi S 40 m 2 tetr tjiri p 60 70 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT Ay r ch 0 7 Ai vor 0 7 An ges 0 7 e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 8 Gesamtarbeit des 2 Zyklus Restgaszyklus W2 ges IN Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A ick 0 7
272. io nalit t ist der Anlassermotor samt der schwungradseitigen Verzahnung Entgegen manchen Mutma ungen in der Literatur 34 35 wird der Anlasser nicht wegfallen k nnen Er wird bleiben m ssen denn es werden besondere Anforderungen an den Anlassermotor gestellt Die wesentlichen Gr nde daf r sind nachfolgend aufgez hlt 1 Selbst unter g nstigen motorischen Voraussetzungen niedriges Verdichtungsverh ltnis kurze Ventil ffnungszeiten strahlgef hrtes schichtla def higes Direkteinspritzverfahren ist die Wahrscheinlichkeit eines erfolgreichen Direktstarts bei K hlwassertemperaturen ber 100 C nicht gesi chert Kapitel 5 In der Zukunft ist aber aus Gr nden des Teillastverbrauches mit deutlich h heren K hlwassertemperaturen 110 C bis hin zu 140 C 131 132 zu rechnen Ist bei diesen Temperaturen keine Direktstartwahr scheinlichkeit von 100 gegeben mu der Anlasser die Startsicherheit gew hrleisten Selbst wenn es gelingen sollte den Direktstart bei Normbedingungen sicher zu beherrschen werden Fahrten in die Berge sehr kritisch da der Direktstart erfolg mit dem Sinken des Umgebungsdrucks in der H he bedeutend abnimmt Kapitel 5 1 Schon ab etwa 1000 m H he ca 0 9 bar Umgebungsdruck ist die Funktionalit t des Direktstarts unter blichen Betriebsbedingungen vor aussichtlich nicht mehr gegeben Somit mu der Anlasser die Startsicherheit gew hrleisten Der Direktstart funktioniert nur aus einem sehr eng
273. iometrischer Luftbedarf Mit Hilfe der Einzelluftverh ltnisse und mit Hilfe der zuvor definierten Arbeiten werden die Wirkungsgrade der Verbrennung bestimmt f r die beiden ersten Verbrennungen des Direktstarts den R ckdreharbeitstakt vers 2 r ck und den 1 Arbeitstakt in Vorw rtsdrehrichtung vers 1 vor Dazu wird die geleistete Volumen nderungsarbeit auf die im Kraftstoff enthaltenen Energie bezogen E GI 5 2 4 MB i Hy mit 77Verb i Verbrennungswirkungsgrad vers 2 r ck MVerb 1 vor W Expansionsarbeit W2 r ck exp WI vor exp MB i eingespritzte Kraftstoffmasse ms gt r ck MB 1 vor Hy spezifischer Heizwert Ein weiterer Kennwert f r die Direktstartqualit t der verwendet wird ist der Starter folg das hei t der prozentuale Anteil erfolgreicher Starts an der Anzahl der Gesamtversuche unter gleichen Randbedingungen Dabei gilt ein Direktstart als erfolgreich wenn der 2 OT berstrichen wird Der Starterfolg ist dabei nicht als statistisch abgesicherte Gr e zu verstehen da dies die kleine Anzahl von Start versuchen ca 10 20 Starts pro Einstellung verbietet Er ist jedoch ein grobes Indiz f r die Robustheit des Direktstarts unter den jeweils vorgegebenen Bedingungen 5 2 4 1 Kompressionsdruckabsenkung durch Einspritzung in den 2 Expansionstakt ohne Verbrennung Die Umsetzung eines einfachen Direktstarts ist am Versuchsfahrzeug bei K hlwas sertemperaturen von 60 C oder mehr nicht m glich da
274. ion der Motorgesamtreibung Weiterhin wird der bergang zwischen Mischreibung und hydrodynamischer Reibung an den Kolbenringen analysiert Dazu wird der kritische Stribeckparameter Kapitel 4 2 1 5 1 variiert dessen Betrag den bergangspunkt von Gleit zu Mischreibung bestimmt Eine Reduzierung des kritischen Stribeckparameters von 10 bewirkt eine Stoppositionsdifferenz von 6 KW Des weiteren wird der bergang zwischen Mischreibung und hydrodynamischer Rei bung am Ventiltrieb Kontakt zwischen Nocken und St el analysiert Dazu wird der Schmierfilmparameter A Kapitel 4 1 2 5 2 ver ndert Dessen Einflu ist von hnli cher Bedeutung wie der des Ubergangspunktes an den Kolbenringen Eine Ande rung von 10 bewirkt eine Abweichung der Stopposition von 6 KW In Bild 4 2 4 2 2 sind sowohl der bergang zwischen Mischreibung und hydrodynamischer Reibung an den Kolbenringen als auch am Ventiltrieb dargestellt 131 Basiszustand 119 10 Stribeck 120 10 Stribeck 114 Basiszustand 119 10 Lambda 113 10 Lambda 119 Motordrehzahl min Motordrehzahl min 400 400 300 300 200 200 100 100 0 0 100 120 KW n OT 100 119 KW n OT 119 KW n OT 119 KW n OT 200 114 KW n OT 200 113 KW n OT 1080 1125 1170 1080 1125 1170 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Nockenwinkel NW n Z OT
275. ionsstr mung die sich im Zylinder ein stellt aufgew rmt wird Der W rmestrom zwischen Zylinderwand und eingeschlossener Luft berechnet sich zu 130 O rana SS O wand A Idi Trn GI 5 1 64 Mit wand W rme bergangskoeffizienten bei nat rlicher Konvektion EI Oberfl che des Zylinderraums Tyand Zylinderwandtemperatur True Lufttemperatur 169 F r den W rme bergangskoeffizienten amp wana Wird ein mittlerer W rme bergangsko effizient o angenommen der unter gewissen Voraussetzungen Gl 5 1 67 mit den W rme bergangsgesetzen der hnlichkeitstheorie f r die senkrechte Platte be rechnet werden kann 130 ana Zo Gl 5 1 65 mit Nu mittlere Nusselt Zahl Awand W rmeleitf higkeit der Grenzschicht E charakteristische L nge hier L xx 9 Kolbenweg Gl 5 1 6 Die Nusselt Zahl ist eine Funktion der Grashof Zahl Gr und der Prandtl Zahl Pr Gl 5 1 72 wobei z E D Tyana SE Gr 2 GI 5 1 66 P Lufi mit g Erdbeschleunigung Prut W rmeausdehnungskoeffizient von Luft Tyand Wandtemperatur Trap Lufttemperatur Han Viskosit t der Luft Pinn Luftdichte Die charakteristische L nge Z entspricht dem Kolbenweg xg GI 5 1 6 F r einen sinnvollen Startwinkel von 110 KW n OT 33 34 35 ergibt sich eine L nge von L 0 0601 m F r diese charakteristische L nge einer Ansauglufttemperatur von 40 C und einer Wandtemperatur von 100 C betriebswarmer Motor K hlwasserte
276. ionszylinders im Vergleich zum Kompressionszylinder erzielt Die 39 unterschiedlichen Zylinderf llungen sollen das statistische Mittel der Stopposition ausgehend von 90 KW n OT in Richtung sp t verschieben um eine m glichst optimale Startposition einzustellen Je fr her die Drosselklappe wieder geschlossen wird desto besseres Komfortverhalten und desto schlechtere Restgasaussp lung werden erwartet Die Drosselklappe bleibt bis zum Motorstillstand geschlossen Die in Bild 4 1 3 4 dargestellte Kennlinie verl uft anf nglich hnlich der Kennlinie in Bild 4 1 3 3 Jedoch bleibt die Drosselklappe nach Durchlaufen des komforitkritischen Drehzahlbereiches nicht geschlossen sondern wird vor Motorstillstand bei n3 wieder ge ffnet Dadurch wird das Saugrohrdruckniveau wieder angehoben was zu einer verbesserten Restgasaussp lung f hren soll Allerdings wird durch die Offnung kurz vor Motorstillstand auch der negative Gradient des Saugrohrdruckverlaufes wieder aufgehoben so da sich mit dieser Kennlinie wieder eine mittlere Stopposition von etwa 90 KW n OT ergeben d rfte Drosselklappe n ffnung in 1 0 n N N Neelu Motordrehzahl min Bild 4 1 3 4 Drehzahlgef hrte Drosselklappenstrategie Sp lvorgang zu Beginn und zum Ende des Motorauslaufs 40 In Bild 4 1 3 5 ist exemplarisch eine absolutwinkelgef hrte Kennlinie dargestellt Ab dem Winkel doften wird der Sp lvorgang durch ffnen der Drosselklappe eingeleitet
277. ird durch diese Punkte der Graph einer quadratischen Funktion gelegt In Bild 5 1 1 3 sind die berechneten Formfaktoren m10 m50 und m90 f r einen ZZP von 10 KW v OT dargestellt und mit dem Graph einer quadratischen Funktion berlagert 2 9 2 8 2 7 2 6 2 9 2 4 Formfaktor m 2 3 2 2 2 1 2 0 01 02 03 04 05 06 0 7 08 09 1 Umsatzrate Xg Bild 5 1 1 3 Vibe Formfaktor als Funktion der Umsatzrate 154 Unter der Annahme da sich der Formfaktor w hrend der Verbrennung gem die ser Kurve verh lt kann der zeitliche Verlauf des Formfaktors einfach durch eine quadratische Gleichung Gl 5 1 32 beschrieben werden Die Koeffizienten der quadratischen Gleichung k nnen durch Einsetzen der aus Messungen bekannten zeitlichen Umsatzraten 1 x 10 t x50 und 1 x90 bestimmt werden Gemessene winkelbezogene Umsatzraten und deren zeitliche Umrechnung sind f r verschiedene Betriebspunkte in der Tabelle in Bild 5 1 2 1 aufgef hrt Die L sung der quadra tischen Gleichung in den MeB punkten liefert die Koeffizienten a b und c m t at bt c Gl 5 1 32 Der zeitliche Verlauf des W rmestroms aus der Verbrennung kann mit der zeitab h ngigen Umsatzrate xz un t wie folgt bestimmt werden Xp um t i Mg y H ee GI 5 1 33 RE dt Wandw rme bergang Der Wandw rmestrom wird im Modell durch folgenden Ansatz bestimmt 96 sana O and A
278. irektstart und anlasserunterst tztem Direktstart bei welcher der Motor prim r mit Hilfe eines puren Direktstartvorgangs angelassen wird und erst bei nicht erf llten Startbedingungen bzw nach nicht erfolgreichen Direktstartversuchen der Anlasser unterst tzend eingreift erscheint nicht zielf hrend Bei Verwendung eines solchen Systems ist es wahrscheinlich da ein nicht vorhersagbarer Wechsel zwischen zwei verschiedenen Startarten die vom Fahrer aufgrund ihres akustischen Verhaltens und in ihrer Startgeschwindigkeit deutlich zu unterscheiden sind vom Kunden nicht akzeptiert wird 274 9 1 2 3 4 gt 6 7 8 9 10 2 5 Literaturverzeichnis Langrock T Petersen R Schallab ck K O Bjerregaard R Petersen R Diaz Bone H Kampelm hler F Th Vo B Bugsel B Albus Sievert W Ueda K Kaihara K Kurose K Saiki T Ando H Indorf V Ueda K Kaihara K Kurose K Ando H Kufferath A Samenfink W Gerhardt J Arnold M El Mahmoud M Basso V Bedeutung der klimawirksamen Emissionen des PKW Verkehrs und Bewertung von Minderungsstrategien Comission Recommendation of 5 February 1999 on the Reduction of CO Emissions from Passenger Cars ACEA Commitment Das 3 Liter Auto Motorabschaltung im Stand oder niedrige Leerlaufdrehzahl Zeitweise Motorabschaltung Kritische Zeiten bez glich Schadstoffemissionen un
279. irektstartversuch die aktive Positionierung und eine Restgasaussp lung mit fremder Hilfe erfordern Beides w rde aufwendige Zusatzbauteile notwendig machen die gegen ber einem konventionellen Anlasser als Sicherheitssystem aus konomischen Gesichtspunkten nicht sinnvoll erscheinen Aus der Summe der in 1 bis 7 aufgez hlten Gr nde ergibt sich zwingend die Erfor dernis ein zus tzliches System zu installieren welches im Falle ung nstiger Randbedingungen f r einen Direktstart den Anla vorgang unterst tzt Da der Direktstart zudem nicht zu 100 robust darstellbar ist ist die parallele Mitf hrung eines Hilfsstartsystems ohnehin unvermeidbar Als robustes und kosteng nstigstes Hilfssystem bietet sich der Erhalt des konventionellen elektrischen Anlassers parallel zum Direktstartsystem an Die Verwendung anderer bekannter Startsysteme wie riemengetriebene Startergeneratoren oder Kurbelwellenstartergeneratoren erscheint aus konomischen berlegungen uninteressant vgl Kapitel 3 Mit solchen Systemen l t sich die verbesserte Startqualit t bereits ohne Direktstartfunktionalit t erreichen so da bei Einsatz solcher Systeme die zus tzliche Applikation eines Direktstartsystems wenig sinnvoll erscheint Ein Direktstartsystem macht aus wirtschaftlicher Sicht nur Sinn wenn es preiswerter als ein Startergeneratorsystem darstellbar ist was nur mit Verwendung eines Anlassermotors zur Startunterst tzung gegeben ist 265 7 Ausblick
280. is 10 variiert wird Alle anderen Parameter werden bei dieser Variation konstant gelassen Ein Regeleingriff erfolgt nicht Die Reibung beeinflu t das Auslaufverhalten wesentlich Eine Erh hung der gesam ten Reibung erzeugt sowohl eine Zeitreduzierung des bstellvorgangs als auch eine Minimierung des in der Auspendelphase berstrichenen Kurbelwinkels Bei Reduzie rung der Reibung um 1 ndert sich die Stopposition um 5 KW Bereits 5 Rei bungs nderung f hren zu Abweichungen der Stopposition von weit ber 20 KW so da ein System ohne Recgeleingriff gegen ber 5 Reibungs nderung nicht robust ist Da allein aufgrund von mechanischer oxidativer oder thermischer Beanspru chung moderner Mehrbereichsmotor le irreversible Viskosit tseinbu en von etwa 25 auftreten k nnen 109 die Reibungs nderungen in hnlicher Gr enordnung hervorrufen erscheint eine reine Drosselklappensteuerung allein wegen des Viskosit tseinflusses nicht umsetzbar Bas szustand Stopposition 119 KW n OT 1 Reibung 120 1 Reibung 114 5 Reibung 97 5 Reibung 100 10 Reibung 121 10 Reibung 110 Motordrehzahl min 400 97KW n OT IF 119KW n OT 21KW n OT 120 KW n OT 110 KW n OT 990 1035 1080 114KWn OT 1170 1215 wee emt Nockenwinkel NW n ZOTT ausl Bild 4 2 4 2 1 Drehzahlverlauf bei Variat
281. ischen Mittel in einem Winkelbereich sp ter als 90 KW n OT anhalten Zur Kurbelwellenpositionierung w hrend des Motorauslaufs per Drosselklappe bieten sich grunds tzlich zwei Konzepte an eine reine Drosselklappensteuerung oder eine Drosselklappenregelung mit der die Zylinderzielposition in Abh ngigkeit der Motor drehzahl und der Zylinderf llung dargestellt werden kann In Bild 4 2 2 3 2 sind der Saugrohrdruckverlauf sowie die Soll und Ist Drosselklappenposition w hrend eines Motorauslaufvorgangs ber der Zeit aufgetra gen Es wird deutlich da die Saugrohrdruckabsenkung beim Schlie en der Dros selklappe sehr langsam abl uft Dies ist der Fall da das relativ gro e Saugrohrvolu men Vsaugrohr ZVH 4 Vn durch die Ansaugphasen der einzelnen Zylinder evakuiert werden mu Zur Erzeugung eines Saugrohrunterdrucks w hrend des Motorsaus laufs wird daher wesentlich mehr Zeit ben tigt als zur Erh hung des Saugrohrdrucks von einem niedrigen Saugrohrdruckniveau aus Verglichen mit der Zeit die f r den gesamten Abstellvorgang zur Verf gung steht ist die Zeit sehr gro die zur Evaku erung des Saugrohrs ben tigt wird Es ist w hrend des gesamten Auslaufvorgangs nicht mehr m glich vom Umgebungsdruckniveau 1 bar ausgehend das Leerlauf druckniveau 0 25 bar wieder zu erreichen Eine Evakuierung kann nur noch bis etwa 0 8 bar erfolgen Saugrohrdruck bar
282. istler 15 Aug 2003 www kistler com SAE Paper 2000 01 0251 Lotus Engineering Ltd 2000 Vortrag Ford Werke AG Haus der Technik Essen 20 Nov 1996 Vortrag Ford Werke AG Tagung AVL Motor und Umwelt 1998 Zwischenbericht ber das FVV Vorhaben Nr 772 Heft R 521 2003 Informationstagung Motoren Magdeburg Herbst 2003 288 Abk rzungen und Formelzeichen Abk rzungen ACEA AGR A AS Z OT Z OT 1 Z OT aus Z OT Exp ZZP Formelzeichen Olw rme OWand D Pw rme PLufi E d N l MVerb_1 vor MVerb_ 2 r ck p p p NW Association des Constructeurs Europ ens d Automobiles Abgasr ckf hrung Steuerzeit Ausla ffnet Steuerzeit Ausla schlie t Benzindirekteinspritzung Kohlenmonoxid Kohlendinoxid Direkteinspritzung Direct Injection Drosselklappe Elasto hydrodynamische Schmierung Steuerzeit Einla ffnet Steuerzeit Einla schlie t Gasentnahmeventil Kohlenwasserstoffe Kurbelgeh useentl ftung Kurbelwellen Starter Generator Kurbelwinkel Oberer Totpunkt w hrend des Ladungswechsels Stickoxide Neuer Europ ischer Fahrzyklus Nockenwinkel Sauerstoff Oberer Totpunkt Riemengetriebener Starter Generator Unterer Totpunkt Oberer Totpunkt w hrend der Hochdruckphase Z nd OT Z OT des 1 Zylinders Z OT der Z nd Einspritzunterbrechung Z OT des Expansionszylinders bei Motorstillstand Z ndzeitpunkt W rme bergangsko
283. itzung und Z ndung aus Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar Zylinderdruck 2 bar Nockenwellenwinkel NW n Z OT 1 30 360 WA Kl Bars NP arena A A A 0 0 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 Zeit s Bild 4 1 6 2 1 7 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 7 Darstellung ber der Zeit 69 KW Drehzahl 1 mint NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugrohrdruck bar Z OT1 Einspritzung und Z ndung aus 800 700 600 500 400 300 200 100 0 100 200 en Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar Zylinderdruck 2 bar 0 200 400 600 800 1000 1200 Nockenwellens ummenwinkel NW n Z OT 1 aus Bild 4 1 6 2 1 8 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 7 Darstellung ber dem Nockenwellensummenwinkel In Bild 4 1 6 2 1 9 und Bild 4 1 6 2 1 10 ist ein exemplarischer Motorauslauf unter An wendung der DK Kennlinie Nr 2 dargestellt ffnung der Drosselklappe bei 690 min und Schlie en der Drosselklappe bei 500 min Es handelt sich hierbei um eine Drosselklappenstrategie die einen negativen Saugrohrdruckgradienten w hrend des Motorauslaufs hervorrufen soll um damit die Stopposition zu Winkeln gr er als 90 KW n OT hin zu verschieben Durch fr hzeitige ffnung
284. kagestroms durch die Drosselklappe In Bild 4 2 4 6 3 sind die Drehzahlverl ufe ab dem letzten OT f r die Leckmassestromvariationen um 100 und einen Drehzahlverlauf mit Eingriff einer Bremse dargestellt Der Zielwinkel wird mit Einsatz der Bremse immer erreicht Das maximale Bremsmoment welches an der Kurbelwellen aufgebracht werden mu betr gt ca 70 Nm Motordrehzahl min 400 300 200 Drosselklappenleckage 100 130 Drosselklappenleckage 100 gebremst 115 100 Drosselklappenleckage 100 105 105 KW n OT 130 KW n OT 115 KW n OT 200 990 1035 1080 1125 1170 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus 100 115 KW n OT Bild 4 2 4 6 3 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Leckluftmassenstroms durch die Drosselklappe ohne und mit Eingriff einer Bremse Eingriff bei OT Drosselklappenleckage 100 gebremst 115 137 4 2 4 7 Variation der Ansaugluft und ltemperatur In Bild 4 2 4 7 1 ist die Drehzahl in der Auspendelphase f r verschiedene Saugrohrtemperaturen und zwar f r Temperatur nderungen von 50 C dargestellt 50 C Temperaturunterschied f hren zu einer Abweichung von bis zu 8 KW Das Zielfenster wird nicht verlassen Motordrehzahl min 400 300 200 Basis 119 Saugrohrtemperatur 50 C 119 100 Saugrohrtemperatur 50 C 111 R ON 119
285. kn pfung der Gemischbildung mit der Kolbenbewegung durch das hohe Ma an Ladungsbewegung und durch die ausgepr gte Muldenform des Kolbens wird der Wandw rme bergang erh ht und damit der thermische Wirkungs grad negativ beeinflu t Zudem begrenzt der intensive Wandkontakt des Einspritz strahls die im geschichteten Betrieb erreichbare Motorlast aufgrund von Ru emis sionen 39 40 41 42 Durch die Kolbenbewegung und Stabilit tsgrenzen wird zudem die Lage des Verbrennungsschwerpunkts so eingeschr nkt da viele Betriebspunkte mit nicht wirkungsgradoptimaler zu fr her Schwerpunktslage gefahren werden m ssen 41 Das wandgef hrte Verfahren deckt nur einen kleinen Kennfeldbereich mit stabilem Schichtbetrieb ab der nur Teilbereiche des NEFZ betrifft Wegen der f r den Schichtbetrieb erforderlichen Kanalkonzepte mit hoher Ladungsbewegung und dem hohen Gegendruck des NOx Speicherkatalysators ist die spezifische Maximalleistung von Saugmotoren auf etwa 55 kW l begrenzt 44 Das maximal erreichbare Luftverh ltnis betr gt etwa 4 Der Kraftstoffdruck in der Fl ssigkeits Hochdruckeinspritzung liegt im Bereich 50 120 bar Der Verbrauchsvorteil gegen ber einem Ottomotor mit Saugrohreinspritzung ohne Abgasr ckf hrung und ohne variable Nockenwellenverstellung betr gt im NEFZ etwa 10 41 46 51 17 Beim strahlgef hrten Brennverfahren liegen Z ndkerze und Injektor eng zusammen Der Gemischtransport erfolgt im allgemeinen
286. l KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT de r ch z 0 7 du ve S 0 7 Ay ges 0 7 top 0 ms e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 8 Drehzahl im 2 OT in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur AO 10 KW sp t A2 r ck 0 7 tmot 80 C E tmot 90 C A tmot 100 C e tmot 105 C 0 8 A D 0 7 z ur er F z EEFENERENI FESS iN 0 6 BR i 5 i g 05 o H H E 8 E e 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT de r ch 0 7 Niva 0 7 Ay ges 0 7 Ich 7 0 ms e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 7 9 Startzeit in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur AO 10 KW sp t A2 r ck 0 7 246 Bild 5 2 4 7 10 zeigt den Starterfolg in Abh ngigkeit des Startkurbelwinkels und der K hlwassertemperatur bei magerer R ckdrehverbrennung 42 r ck 1 2 f r die sp tere Ausla steuerzeit Bild 5 2 4 7 11 kann der zugeh rige R ckdreherfolg entnom men werden Insbesondere bei 80 C K hlwassertemperatur zeigt die Entflammung Robustheitsschw chen Bei 105 C ist die Entflammung zwar fter erfolgreich jedoch bricht der Starterfolg partiell trotz erfolgreicher Entflammung signifikant ein Grund hierf r ist da die 2 Verbrennung im Restgaszyklus trotz magerem Zur ckdrehens nicht erfolgreich ist Diese
287. lgef hrt Bild 5 2 1 1 Daten des Versuchsmotors Basiskonfiguration Otto Saugmotor A O r E f i Bild 5 2 1 2 Versuchsmotor mit strahlgef hrter Benzindirekteinspritzung 194 Dieser Motor scheint aus mehreren Gr nden besonders geeignet f r die Applikation eines Direktstartsystems zu sein Erstens verf gt der Motor ber 4 Zylinder so da sich bei Motorstillstand immer ein Zylinder im Kompressionstakt und ein anderer im Arbeitstakt befindet was eine Grundvoraussetzung f r die Direktstartf higkeit eines Motors darstellt Bei 3 Zylindermotoren ist beispielsweise diese Startbedingung nicht bei jeder beliebigen Kurbelwellenposition gegeben so da sich an einem Motor mit weniger als 4 Zylindern die Applikation eines Direktstartsystems schwieriger gestalten d rfte Zweitens verf gt der Motor ber ein strahlgef hrtes Brennverfahren welches zur Gemischbildung nicht auf Ladungsbewegung angewiesen ist kurzer Abstand zwischen D se und Kerze 39 40 41 44 52 Daher ist unter Direktstartbedin gungen stehender Motor keine Ladungsbewegung Z ndung bei Umgebungsdruck eine bestm gliche Gemischbildung zu erwarten Drittens besitzt der Motor ein relativ niedriges Verdichtungsverh ltnis Diese Ausle gung e 10 10 5 ist mit Hinblick auf einen sp teren Einsatz als turboaufgeladene Variante vorteilhaft 133 131 und ist Au erst g nstig f r die Darstellung eines Direktstartsystems 33 34 35 Ni
288. lgende Stellgr en gegeben wird Kontinuierliche Drosselklappensteuerung w hrend des Abstellvorgangs Unterbrechung der Benzineinspritzung unter vordefinierten Bedingungen Unterbrechung der Z ndung unter vordefinierten Bedingungen _97 Mess und Steuersystem f r Sonderfunktionen U musycs l K hlwasser Kurbelwellen Temperatur temperatur drehzahl Nockenwellen Zylinderdr cke absolutwinkel 1 4 Ausgangssignale Z ndungs unterbrechung Eingangssignale Einspritz unterbrechung VI BZ dC CC H Drosselklappen TI steuersignal Saugrohrdruck Sollwert Drosselklappenposition Istwert r D d e rossel klappen lageregelung Bild 4 1 2 2 Me und Steuersystem f r Sonderfunktionen 4 1 2 1 Absolutwinkelmessung Um den Absolutwinkelverlauf und die Motorstopposition messen zu k nnen wird an die Ausla nockenwelle des Motors ein Absolutwinkelsensor adaptiert Bild 4 1 2 2 2 79 Die Winkelbestimmung mit gebr uchlichen Kurbelwellensensoren ist nicht m glich da diese nicht in der Lage sind die Motordrehrichtung zu erkennen und somit beim Motorstopp auftretende R ckdrehbewegungen nicht erfassen k nnen 4 1 2 2 Sauerstoffkonzentrationsmessung Die Sauerstoffkonzentration im Brennraum des 4 Zylinders w hrend seines letzten bzw vorletzten Zyklus wird mit Hilfe eines schnellen zeitlich getakteten Gasent nahmeventils gemessen mit dem kleinste Gasproben aus dem Brennraum zu einem defi
289. lich unter der im ersten Ansatz berechneten Leckagemenge Aus der Literatur 123 l t sich f r einen 1 6 l 4 Zylinder 4 Takt Ottomotor im oben genannten Betriebpunkt eine Blow By Menge von etwa 6 extrapolieren Die gro e Abweichung der gemessenen berechneten und in der Literatur gefundenen Werte decken sich mit Untersuchungen von Munro 120 wonach am gleichen Motor bei zwei Messungen unter gleichen Rand bedingungen sehr unterschiedliche Blow By Mengen gefunden werden k nnen F r den oben genannten Betriebspunkt wird der Me wert vom Zielmotor 1 7 als Basis f r die Leckagemengenabsch tzung beim Start genommen 160 Die Blow By Menge verh lt sich bei Nullast etwa umgekehrt proportional zur Drehzahl 123 Da bei den entscheidenden Direktstartzyklen die es zu simulieren gilt bis zum OT 2 die Drehzahl nur etwa 50 60 der Leerlaufdrehzahl betr gt sind beim Direktstart h here Leckagemengen zu erwarten als im Leerlauf Daher wird die effektive Leckagefl che Aer in Gleichung Gl 5 1 42 so eingestellt da sich ein Blow By Wert von 3 ergibt A Weck _ 39 GI 5 1 61 m Gesamt Die weitere Modellkalibrierung erfolgt mit Me daten vom Zielmotor Zur Kalibrierung des Brennverlaufs werden im ersten Ansatz Z ndhaken verwendet bei einer Motordrehzahl von n 800 min und einem effektivem Mitteldruck von Pme 0 7 bar Aus den gemessenen Zylinderdruckverl ufen werden die Umsatzraten vert und anschlie end die Lagen der 1
290. linie Nr 2 50 n 690 min n 500 min 71 Messungen 40 Ta 71 79 C eem Si 1 x 30 D 5 63 im Fenster dun T 20 100 120 KW n OT 10 e H ee LOCH ez ON ON Ost sti ONNO OO Or oror or Or Oe GO Oc O OCH Oe ON ODNOOOOOststLCOL3hOOt F r fr fr fe fe fe fe fr fe fe fen fr fe fr Stopposition KW n OT Bild 4 1 6 2 2 6 H ufigkeitsverteilung Stopposition DK Strategie Nr 2 Bild 4 1 6 2 2 6 zeigt die H ufigkeitsverteilung der Stopposition auch unter Anwendung von Drosselklappenstrategie Nr 2 Drosselklappen ffnung bei 690 min Schlie en der Drosselklappe bei 500 min Die Kurbelwelle kommt bei den 71 Messungen bis auf ein Mal immer in einem Be reich von 66 110 KW n OT zum Stehen 1x zwischen 1 und bn OT Der Mit telwert der Messungen der aufgrund des negativen Saugrohrdruckgradienten sp ter als 90 KW n OT erwartet wird liegt bei 99 KW n OT und ist damit nicht wesentlich gr er als der Mittelwert der zum Teil mit Strategien erreicht wird die einen positiven Saugrohrdruckgradienten generieren Allerdings liegen 63 der Stoppositionen im direktstartrelevanten Bereich von 100 120 KW n OT was im Vergleich zu den anderen untersuchten Drosselklappenkenn linien ein Maximum darstellt 76 50 45 DK Kennlinie Nr 2 Abaschaltdrehzahlen 691 40
291. llung des Kompressions und Expansionszylinders beim Motorstopp beeinflu t Da die Zy linderf llung entscheidend die Kolbenkraft w hrend der Expansion und Kompression bestimmt wird davon ausgegangen da die Auslaufposition durch F llungssteue rung per Drosselklappe w hrend des Abstellvorgangs beeinflu bar ist Ein f r einen erfolgreichen Wiederstart anzustrebender Kurbelwinkelbereich f r den Expansionszylinder beim Motorstopp ist etwa 100 120 KW n Z OT 33 34 Nimmt man einen reibungsfreien Motor an bei dem die Kurbelwelle zum Stillstand kommt so d rfte sich beim 4 Zylinder 4 Takt Reihenmotor mit 90 Kurbelwellen Kr pfung bei gleicher F llung von Kompressions und Expansionszylinder immer eine Abstellposition von 90 KW n OT ergeben da die beiden Gass ulen in den letztlich auspendelnden Zylindern bei gleichem Winkel die gleiche Gaskraft auf die Kolben aus ben Durch in der Realit t vorhandene Reibungseinfl sse und F llungsunterschiede wird sich ein Streubereich um diesen Winkel herum ergeben Je gr er das Verh ltnis der Gaskr fte zu den Reibungskr ften ist desto geringer werden die Streuungen um den Mittelwert 90 KW n OT werden Eine Erh hung der Gaskr fte kann durch Offnung der Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs und 36 das damit einhergehende Anheben des Saugrohrdrucks erzielt werden Daher m te ein m glichst fr hes Offnen der Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs zur statistisc
292. lytropenexponent bei Expansion ohne Verbrennung Polytropenexponent bei Expansion mit Verbrennung Polytropenexponent bei Kompression ohne Verbrennung Polytropenexponent bei Kompression mit Verbrennung Nusseltzahl mittlerer Druck Druck Geschleppter Druckverlauf Zylinderspitzendruck w hrend der 1 Vorw rtsexpansion Max Kompressionsdruck w hrend der R ckdrehkompression Zylinderspitzendruck w hrend der 2 Vorw rtsexpansion Zylinderspitzendruck w hrend der R ckdrehexpansion Zylinderdruck am 2 OT nach Motorstart Bezugsdruck bei 0 H henmetern Effektiver Mitteldruck Indizierter Mitteldruck Kurbelgeh usedruck Saugrohrdruck Umgebungsdruck Zylinderdruck Druck Olviskosit tskoeffizient Prandtizahl W rme Verdampfungsw rme maximale W rmezufuhr bei Verbrennung Verbrennungsw rmestrom Wandw rmestrom W rmestrom Radius Nockengrundkreisradius Kurbelradius Relative Luftmasse Nockenradius Gaskonstante Gaskonstante Brennstoff Reynoldszahl Gaskonstante Gemisch Gaskonstante Luft Kolbenringradialkraft Ventilhub maximaler Ventilhub Stribeck Parameter Kritischer Stribeck Parameter Sommerfeld Kennzahl Zeit Zeit 1 Einspritzimpuls bis Leerlaufdrehzahl 700 min Effektive Einspritzdauer Einspritzdauer f r R ckdrehverbrennung Bestromungszeit des Einspritzventils i r ck 2 i vor l i vor 2 Ich Imot Frick Te Ta I gas Is T wand T wasser T Zyl U U NM Vc VD
293. m 10 112 KGE Massenstrom 100 109 200 1004 IB Es 109 KW n OT N 119 KW n OT N 12 KW n 0T 00 D 1080 1100 1120 1140 1160 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus 1007 Bild 4 2 4 6 1 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Massenstroms durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil KGE 136 Ein hnliches Verhalten zeigt sich wenn der Leckmassenstrom durch die Drossel Klappe variiert wird Bild 4 2 4 6 2 Mit einer Absenkung des Massenstroms durch die Drosselklappe von 100 bei geschlossener DK w hrend des Motorauslaufs wird das Zielfenster nicht mehr erreicht Die Abweichung betr gt 11 KW Eine100 prozentige Erh hung des Leckagestroms f hrt zu einer Abweichung von 14 KW Die Abweichung ist damit in beide Richtungen gr er als 10 KW so da bei Auslegung der Stopposition in der Basiskonfiguration in die Mitte des Toleranzfensters das Zielfenster verlassen w rde Motordrehzahl min 4004 ar Basis 119 Drosselklappenleckage 10 120 Drosselklappenleckage 100 130 Drosselklappenleckage 10 116 Drosselklappenleckage 100 105 200 100 0 105 KW n OT 100 116 KW n OT 120 KW n OT 200 119KWnOT 990 1035 1080 1125 1170 Nockenwinkel NW n Z OT aus Bild 4 2 4 6 2 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Lec
294. m peratur 80 C ergibt sich eine Grashof Zahl von 13 84 10 Damit ist die Bedingung in GI 5 1 67 erf llt GI 5 1 68 und f r den senkrechten Zylinder gelten die W rme bergangsgesetzte f r die senkrechte Platte 130 Dx aJn EN gt 35 13 84 10 o 1 295 gt 1 02 GI 5 1 68 Bei betriebswarmem Motor ist die Bedingung f r einen Startwinkelbereich von 90 120 KW erf llt ein gr erer Startwinkelbereich ist kaum sinnvoll 33 34 35 Nied rigere Wandtemperaturen als 100 C f hren zu einer Senkung der Grashof Zahl was der Erf llung der Bedingung entgegen kommt Zur Beurteilung der Str mungsart wird die Prandtl Zahl Pr berechnet Den Uber gang von einer laminar ausgebildeten zu einer turbulenten Str mung findet bei einem kritischen Produkt aus Prandtl Zahl und Grashof Zahl statt Gl 5 1 69 170 4 10 sr Pr Gl 5 1 69 9 GT Reg 5 128 10 GI 5 1 70 r Mit der Prandtl Zahl Pr 0 78 f r Luft 130 und der kritischen Grashof Zahl Gri Gl 5 1 70 gilt Gr 13 84 10 lt lt Gr 5 128 10 GI 5 1 71 Da die Grashofzahl Gr 13 84 10 im Anwendungsfall weit unterhalb der kritischen Grashofzahl Gr liegt kann eine laminar ausgebildete Str mung an den Zylinder w nden angenommen werden F r die Bestimmung der Nusselt Zahl gilt dann er 1 Nu c Gr Pr 16 235 GI 5 1 72 mit c Str mungsgeschwindigkeit c 0 516 130 Die Temperatur der Grenzschicht wird als arit
295. m Zylinder generiert wird zur Z ndkerze transportiert 45 46 47 Die 3 Brennverfahren sind schematisch in Bild 3 2 1 dargestellt 16 wandgef hrt luftgef hrt strahlgef hrt seitlicher Injektor seitlicher Injektor zentraler Injektor Bild 3 2 1 Klassifizierung der Brennverfahren 41 Hauptmerkmal der wand und luftgef hrten Brennverfahren ist die weite Entfernung der Z ndkerze zum Injektor Durch diese Anordnung k nnen die Ventilgr en gegen ber einem Saugrohreinspritzmotor nahezu unver ndert bleiben Zudem bietet das wandgef hrte Brennverfahren eine sehr hohe Prozef3stabilit t auch unter Serienfertigungsbedingungen Durch den gro en r umlichen Abstand von Injektor und Kerze ist die Zeitdauer des Kraftstofftransportes durch den Brennraum bei Verfahren mit weiter Lage vergleichsweise lang wodurch sich der Aufbereitungszustand des Gemisches verbessert Allerdings verst rkt sich dadurch auch der Einflu der turbulenten Fluktuationen im Brennraum so da die Schichtladef higkeit abnimmt Die Schichtungsstabilisierung allein durch die Ladungsbewegung ist nicht ausreichend so da der Einspritzstrahl zus tzlich durch die Brennraumgeometrie gef hrt werden mu Der Kraftstoff wird im allgemeinen bei diesen Brennverfahren ber eine ausgepr gte Mulde im Kolben zur Z ndkerze gelenkt Die Gemischschichtung wird zus tzlich durch Ladungsbewegung Drall Tumble unterst tzt 39 40 41 42 Durch die enge Ver
296. men derzeit deutlich preiswerter darstellbar erscheint ist bei direkteinspritzenden Ottomotoren mit einer signifikanten Marktdurchdringung zu rechnen sobald die Direktstart funktionalit t vollst ndig beherrscht wird Ob das Direktstartverfahren jemals dazu geeignet sein wird den Anlasser vollst ndig zu ersetzen ist bisher noch nicht gekl rt 34 35 3 2 _ _ Brennverfahren direkteinspritzender Ottomotoren Bei Ottomotoren mit Benzindirekteinspritzung wird der Kraftstoff nicht ins Saugrohr wie bei herk mmlichen Ottomotoren mit Saugrohreinspritzung sondern direkt in den Brennraum eingespritzt Der Hauptgrund f r die Einf hrung der Benzindirektein spritzung ist die damit erreichbare Schichtladef higkeit Bei der Schichtladung wird der Kraftstoff gegen Ende des Verdichtungstaktes direkt in den Zylinder gespritzt und an die Z ndkerze gef hrt wo er zum Z ndzeitpunkt als kompakte Gemischwolke vorliegt Der Rest des Brennraums ist mit Luft bzw Restgas gef llt Das lokale Luft verh ltnis innerhalb dieser Gemischwolke liegt innerhalb der ottomotorischen Z nd grenzen etwa 0 5 1 5 Dadurch da an der Z ndkerze ein Gemisch innerhalb der Z ndgrenzen vorliegt kann der Motor mit gro em globalen Luft berschu betrieben werden Der so erzielbare ausgepr gte Magerbetrieb f hrt zu deutlichen Verbrauchs vorteilen gegen ber Ottomotoren mit Saugrohreinspritzung im Teillastbetrieb zum einen bedingt durch Entdrosselung zum anderen
297. menden Leckage einflu bei kleinen Drehzahlen zur ckzuf hren sein In Bild 4 1 6 2 1 7 und Bild 4 1 6 2 1 8 ist ein exemplarischer Motorauslauf unter An wendung der DK Kennlinie Nr 7 dargestellt ffnung der Drosselklappe bei 680 NW n Z OT 1 aus Es handelt sich hierbei um eine der komfortorientierten Drosselklappenstrategien bei der der Saugrohrdruck erst gegen Ende des Motor auslaufs erh ht wird Nach etwa 0 78 s erfolgt der erste Nulldurchgang der Drehzahl Die Auspendelbewe gung ist ausgepr gt Die Pendelweite betr gt etwa 42 NW 84 KW Bis zum Motor stillstand vergehen etwas mehr als 1 2 s Signifikante Drehzahlschwankungen im Drehzahlverlauf treten erst gegen Ende des Motorauslaufs nach Drosselklappen ffnung auf Der Expansionszylinder bei Motor stillstand Zylinder 4 weist bei seiner letzten OT Uberquerung einen Spitzendruck von 16 bar auf und ist damit schon deutlich st rker gef llt als dies mit g nzlich ge schlossener Drosselklappe der Fall w re Der Saugrohrdruckverlauf im Zeitintervall der Bef llung des startrelevanten Kompressions und Expansionszylinders weist ei nen positiven Gradienten auf so da nach den vorausgegangenen theoretischen berlegungen Kapitel 4 1 3 der Mittelwert der Stopposition eigentlich bei Winkeln kleiner als 90 KW n OT liegen m te KW Drehzahl 1 min KW Sensor KW Drehzahl 1 min NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugrohrdruck bar Z OT1 Einspr
298. mierfilmdicke wird dabei mit folgendem Hilfsparameter bestimmt H 2 65 U G wi GI 4 2 1 46 Die Parameter U G und W in GI 4 2 1 46 sind dimensionslos und werden wie folgt berechnet 110 l i O Nw Geschwindigkeitsparameter Us SEE Gl 4 2 1 47 Werkstoffparameter G Proe E GI 4 2 1 48 Fi Belastungsparameter Mer GI 4 2 1 49 Da E Fyw mit E Elastizit tsmodul o Nockenwellenwinkelgeschwindigkeit pr Druck lviskosit tskoeffizient Pr 33 107 m N 107 bnw Nockenbreite Mit Hilfe der EHD Schmierfilmdicke bo wird der Schmierfilmparameter 1 berechnet ha Eh GI 4 2 1 50 h Aa e GI 4 2 1 51 O Nocken 3 O st el Mit Gen Z sge Rauhigkeit der Nocken bzw St el Der Nockenradius r ist die Summe aus Nockengrundkreisradius R und Ventilhub s Pe RS GI 4 2 1 52 Die Reibungskr fte werden wie folgt berechnet 107 111 F SE a byw Sa A gt 1 Hydrodynamische Reibung f n GI 4 2 1 53 A lt 1 Festk rperreibung een GI 4 2 1 54 mit f 0 1 Festk rperreibungskoeffizient Die d Halbachse des Hertz schen Zylinder Ebene Linienkontaktes Dyn Nockenbreite v Relativgeschwindigkeit zwischen Nocken und St el Die Hertz sche Halbachse wird folgenderma en berechnet b Hertz GI 4 2 1 55 Eby nt mit p r s Kr mmung des Nockens van 0 3 Poissonzahl von Stahl Damit ergibt sich f r das Reibmoment des Ventiltriebs 1 M
299. miert Die Gemischbildungszeit betr gt 1 ms so da eine geschichtete R ckdreh verbrennung m glich ist Im Gegensatz zu Einstellung mit fetter Gemischbildung beim R ckdrehen ergibt sich eine deutlich h here K hlmitteltemperatur bis zu der Direktstart funktioniert Bei 90 C K hlmitteltemperatur bei der mit gt rick 0 7 berhaupt kein Start mehr erfolgreich ist ist nun ein 8 KW breites Kurbelwinkelfenster 106 114 KW n OT mit mehr als 80 Starterfolg vorhanden Selbst bei 100 C sind noch Starts m glich wenn auch nur vereinzelt Wie am R ckdreherfolg erkennbar sind die meisten Fehlstarts bei den h heren K hlmitteltemperaturen auf eine gescheiterte berquerung des 2 OT und nicht auf Schwierigkeiten bei der 1 Entflammung zur ckzuf hren Es treten aber beide Effekte auf 239 tmot 80 C E tmot 90 C A tmot 100 C 100 80 60 Starterfolg 40 20 0 j 90 95 100 105 110 115 120 125 130 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT A h 1 2 A vor 0 7 0 7 teb 1 ms 2_ges e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt 2 r c Bild 5 2 4 6 13 Starterfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen A3 rick 1 2 tmot 80 C E tmot 90 C A tmot 100 C 100 80 60
300. mitteltemperaturen heutiger Fahrzeuge mindestens 85 C bei modernen Konzepten mit Kennfeldk hlung im Teillastbereich auch deutlich mehr 105 C 115 C 131 132 F r zuk nftige Entwicklungen werden K hlwassertemperaturen von bis zu 140 C als thermodynamisch sinnvoll angesehen 131 Daher ist das Direktstartverhalten f r den Fahrzeugeinsatz hinsichtlich der Beschr nkung durch die K hlwassertemperatur dringend zu verbessern 1 min Startwinkel 116 KW n OT n_OT 1 Fest z E gt h ed n_OT 2 zc T Wasser 35 C z TT Wasser 55 C hr T Wasser 75 C cf Wasser 85 C 100 105 110 115 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 2 3 Startfenster bei Variation der K hlwassertemperatur 5 1 4 2 3 Einflu der Gemischbildung Verbesserungspotential f r den Direktstart liegt auch in der Gemischaufbereitung Die Verbrennungsluftverh ltnisse sind durch den Abgleich mit Me daten gewonnene Kalibrierparameter Kapitel 5 1 2 S mtliche der 3 einzelnen kalibrierbaren Verbren nungsluftverh ltnisse sind deutlich gr er als 1 Bild 5 1 4 2 3 1 Das hei t der ein gespritzte Kraftstoff ist bei weitem nicht vollst ndig verbrannt Gr nde f r dieses Verhalten sind vermutlich der geringe Z nddruck insbesondere bei den ersten bei den Verbrennungen und die schlechte Gemischaufbereitung die ohne Ladungsbe wegung auskommen mu Theoretisch lie en sich daher
301. mperatur Startwinkel Kraftstoffdruck Luftverh ltnisse der ersten Startverbrennung auf die Direktstartf higkeit detailliert untersucht Abschlie end erfolgt eine Potentialanalyse des Direktstarts und von Derivaten dieser Technologie hinsichtlich ihrer Eignung zur Umsetzung eines Stopp Start Systems Das Kraftstoffverbrauchspotential und der Einflu auf die Abgasemissionen werden diskutiert Besonders eingegangen wird auf die sehr wichtige Konditionierung des Motors w h rend des Motor Abstellvorgangs der dem Direktstart vorangeht und zwar hinsichtlich der Kurbelwellenpositionierung und der Sauerstoffkonzentration im Brennraum unter besonderer Ber cksichtigung des Komfortverhaltens w hrend des Abstellvorgangs Dabei wird neben praktischen Untersuchungen am Motorenpr fstand zur Positionierung der Kurbelwelle auch ein Simulationsmodell entwickelt mit dem eine Parametervariation und Einflu analyse durchgef hrt wird Weiterhin wird zur Mes sung der Sauerstoffkonzentration ein neuartiges Me verfahren entwickelt welches im Rahmen dieser Dissertation erstmalig eingesetzt wird 2 2 Das Simulationsmodell f r den Abstellvorgang beinhaltet eine ausf hrliche mathe matische Beschreibung der Kinematik des Kurbeltriebes der Bilanzierung der Mo mente des Ladungswechsels der ein und austretenden Massenstr me der Motor reibung und der Massenkr fte Mit dem Modell werden neben einer Parametervaria tion zur Robustheitsanalyse der Abst
302. msen Bremsen mit Hilfe des KSG Einspeisung der elektri schen Energie in die Batterie oder andere elektrische Energiespeicher 28 29 Bei KSG unterscheidet man zwei Anordnungsvarianten Eine mit einer getriebeseiti gen Kupplung eine zweite mit zwei Kupplungen die eine zwischen Getriebe und KSG die andere zwischen Verbrennungsmotor und KSG Bei der Ein Kupplung Variante mu der KSG beim Motorstart neben seiner eigenen Schwungmasse auch die Tr gheit des Motors berwinden Der Energiebedarf f r einen solchen Startvor gang ist so gro dab Ein Kupplung Anordnungen f r gr ere Motoren gt 1 5 Hubraum nur mit einem 42 V Bordnetz realisierbar sind 13 28 Mit 14V Bordnetzen ist die mechanische Kaltstartleistung des Startergenerators auf etwa 2 5 kW gegrenzt 30 Da der Einzug von 42 V Bordnetzen in n herer Zukunft insbesondere f r kleine Fahrzeugklassen relativ unrealistisch erscheint 27 30 sind 14 V f hige Applikationen vorzuziehen Das Zwei Kupplungs System ist auch bei gr eren Motoren f r einen Einsatz mit einem 14 V Bordnetz denkbar da die M glichkeit besteht den KSG w hrend des Starts vom Verbrennungsmotor zu trennen Erst wenn der KSG sein eigenes Tr g heitsmoment berwunden hat wird der Verbrennungsmotor eingekuppelt Tr Die Integration eines KSG insbesondere der Zwei Kupplung Variante in den vor handenen Bauraum eines Automobils stellt einen erheblichen Aufwand dar 23 Bei Automobilen mit
303. mten Massentr gheitsmomentes des Motors von 1 bewirkt eine Winkelabweichung von ca 2 KW 4 2 4 9 Variation des Ventilspiels Die Ventilspiele am Einla und Ausla ventil beeinflussen den Zylinderdruckverlauf und somit den Auslaufvorgang In Bild 4 2 4 9 1 sind Motorauslaufvorg nge mit unterschiedlichem Einla ventilspiel dargestellt Basis 0 06 mm und 0 12 mm Dabei entsprechen 0 06 mm der Gr e zul ssigen Toleranzbereiches in dem sich das Ventilspiel bei kaltem Motor befinden darf Motordrehzahl min 400 Basis 119 Ventilspiel 0 06 mm 120 Ventilspiel 0 12 mm 118 Ventilspiel 0 06 mm 104 Ventilspiel 0 12 mm 100 300 200 100 0 X 119 KW n OT 100 7 100 KW n OT 120 KW n OT 104 KW n OT 118 KW n OT 200 1080 1125 1170 Nockenwinkel NW n Z OT aus Bild 4 2 4 9 1 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation des Einla ventilspiels Bei Ventilspieleinstellwerten innerhalb des zul ssigen Toleranzbereiches 0 06 mm liegt zwar im Beispiel die Stopposition noch im Zielfenster die Winkelabweichung der Stopposition betr gt aber bis zu 15 KW und ist damit deutlich gr er als die maximal tolerierbare Winkelabweichung 10 KW 4 2 4 10 Variation der Steuerzeiten Um Voraussagen ber den Einflu von Steuerzeiten nderungen treffen zu k nnen wird die Simulation mit verschiedenen Nockenhubkurven durchgef hr
304. mtlichen erfolglosen Starts keine R ckdrehbewe gung detektiert wird ist h chstwahrscheinlich bei all diesen Startvorg ngen die Ent flammung trotz mehrfacher Z ndung fehlgeschlagen 213 Lambda_2_ges Lambda_2_r ck m Lambda_2_ges 0 7 A Lambda_2_ges Lambda_2_r ck Lambda_2_ges 0 7 R ckdreherfolg Starterfolg Starterfolg R ckdreherfolg 100 190 2 80 80 ki ES D O CH 60 en E d O S x ZG 40 40 o gt X 20 20 0 0 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 2 r ck J E 14 n OT Es 62 n UT A 37 v UT As 3 n OT e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt 1_vor Bild 5 2 4 3 2 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung Az r ck auf den Starterfolg und den R ckdreherfolg Im Bereich A rick gt 1 2 ist die Anzahl der erfolgreich eingeleiteten R ckdrehbewe gungen deutlich gr er als die der erfolgreichen Starts Bei den Startversuchen bei denen die R ckdrehung erfolgreich ist der Start als solcher aber nicht reicht die im 1 und 2 Expansionszyklus geleistete Gesamtarbeit nicht aus um den 2 OT zu berwinden Der Start scheitert in diesem Fall am unzureichenden Energieeintrag aus der Verbrennung und nicht an der Entflammbarkeit In Bild 5 2 4 2 3 ist die bei der R ckdrehverbrennung geleistete Arbeit W2 r ck exp dargestellt und der sich daraus
305. n Um den Einflu einzelner Parameter auf das Motorauslaufverhalten erfassen und quantifizieren zu k nnen wurde im Rahmen dieser Arbeit ein Simulationsmodell ge neriert mit dem der Motorauslaufvorgang detailliert untersucht wurde Die Simula tion samt Modellkalibrierung und Parametervariation wurde dabei als Diplomarbeit vergeben und betreut 95 4 2 1 Modellierung des Abstellvorgangs Die allgemeine Struktur des Simulationsmodells eines 4 Zylinder Reihenmotors ist in Bild 4 2 1 1 dargestellt Das Simulationsmodell ber cksichtigt die mechanischen und thermodynamischen Vorg nge w hrend des Stoppvorgangs Dabei umfa t das Ge samtmodell Teilmodelle f r alle wesentlichen Vorg nge w hrend eines Arbeitsspiels Aus der Modellierung der thermodynamischen Abl ufe im Zylinder ergibt sich der Zy linderdruck der unter Ber cksichtigung der Zylinderdynamik ein Gasmoment er zeugt welches auf die Kurbelwelle wirkt Weiterhin wird mit einem detaillierten Reib modell das effektive Reibmoment bestimmt Im Reibmodell wird die Reibung der Kolbengruppe des Ventiltriebs der Kurbelwellenlager und der Nebenaggregate be r cksichtigt Das Gasmoment das Reibmoment und die Massenmomente der Tr g heitsreaktionen gehen in die Drehmomentbilanz ein Aus dem bilanzierten Gesamt drehmoment wird ber das Tr gheitsmoment welches winkelabh ngig ist die Win kelbeschleunigung berechnet die nach zweifacher Integration zum Kurbelwinkel den Fortschritt
306. n erforderlich ist ist der Generator nicht dazu geeignet unterhalb der Leerlaufdrehzahl ein ausreichendes Drehmoment zur Zielbremsung zur Verf gung zu stellen 145 Die alternative Verwendung eines Starter Generators zur Zielbremsung wird nicht weiter betrachtet weil die Kombination von Direktstart mit einem Starter Generator wenig sinnvoll erscheint da an einem 1 61l 4 Zylindermotor alle Anforderungen an den Stopp Start Betrieb allein mit dem Starter Generator zu erf llen w ren Durch Appliklation des Startergenerators w rden zudem die konomischen Vorteile des Direktstartsystems wegfallen Olpumpe Eine Olpumpe ist an jedem Motor vorhanden Durch Verschlie en der Abstr m ff nung und des berdruckventils l t sich der Innendruck der Pumpe erh hen und ein zus tzliches Antriebsmoment erzeugen Durch die Einbringung von zus tzlichen Steuerelementen m te sich demnach die Olpumpe bei rein qualitativer Betrachtung zur Positionierung verwenden lassen Zur Feststellung des maximalen Antriebsmo mentes werden daher Olpumpen des Zielmotors an ihrer Abstr m ffnung und am berdruckventil verschlossen und das Antriebsmoment im relevanten Drehzahlbe reich f r den Motorauslauf 0 700 min am Olpumpenpr fstand der Ford Werke AG vermessen Die Drehmomentkennlinie ist in Bild 4 4 2 2 dargestellt Das Antriebsmo ment betr gt unterhalb von 700 min weniger als 0 3 Nm und ist damit viel geringer als zur Zielbremsung ben tigt w rde
307. n len oder Druck 109 sollen bei den folgenden Betrachtungen unber cksichtigt bleiben n v p Gl 4 2 1 31 mit o dynamische Viskosit t v kinematischen Viskosit t p Dichte loglog v 0 8 c mlogT Gl 4 2 1 32 mit T Temperatur c und m schmierstoffispezifische Konstanten DIN 51563 PP Tat MH GI 4 2 1 33 mit p Dichte o Dichte ber T Temperatur T Bezugstemperatur k schmierstoffspezifische Konstante DIN 51563 schmier Nach Taraza et al 107 ergibt sich der Reibungskoeffizient der hydrodynamischen Schmierung mit folgendem Ansatz K Cu SCH GI 4 2 1 34 mit cu und my Funktionen der Ringkr mmung c a In der Praxis werden f r c a cm und m folgende Werte gebraucht 107 Cn 1 9 bis 2 25 mu 0 425 bis 0 525 f r c a 0 03 bis 0 2 Der bergang zwischen Mischreibung und hydrodynamischer Reibung erfolgt im Ausklinkpunkt F r den kritischen Stribeck Parameter wird nach Stanley et al 106 K 1 10 angenommen und f r den kritischen Reibungskoeffizienten f 0 0225 Der Reibungskoeffizient w hrend der Mischreibung ist vom kritischen Betriebspunkt und vom Trockenreibungskoeffizienten abh ngig 107 Wh EAR amp GI 4 2 1 35 mit f Mischreibungkoeffizient f Trockenreibungskoeffizient S Stribeck Parameter S kritischer Stribeck Parameter Die Reibungskraft r e e wird wie folgt berechnet F CH A Normal S 2 K GI 421 36 Reibung f r L I LU Sisy Lei
308. n 17KW 100KW 117 KW n OT auf 47KW 86 KW 133 KW n OT und ist damit deutlich effizienter als eine Absenkung der K hlwas sertemperatur um 20 C Startfenster 29 KW 94 KW 123 KW n OT siehe Bild 5 1 4 2 2 3 177 F r die verbesserte Gemischaufbereitung wird zus tzlich die Abh ngigkeit der Direktstartqualit t von der K hlwassertemperatur analog zu Kapitel 5 1 4 2 2 untersucht Die Simulation wird mit folgenden Einstellungen gestartet Startwinkel Verdichtung T Umgebungsdruck variiert variiert variiert Bild 5 1 4 2 3 3 Einstellungen f r die K hlwassertemperaturvariation Avi Ayi kalibriert 0 3 F r die um 0 3 verringerten Verbrennungsluftverh ltnisse verbesserte Gemisch aufbereitung ergeben sich f r verschiedene K hlwassertemperaturen folgende Startfenster Bild 5 1 4 2 3 4 400 4 300 200 1 min 100 n_OT 1 1 min 200 n_OT 2 300 zc T Wasser 75 C ef Wasser 85 C 0 T_Wasser 105 C A T_Wasser 115 C 400 80 90 100 110 120 130 140 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 2 3 4 Startfenster bei Ay Ay kalibriert 0 3 Im Gegensatz zur Basiskonfiguration Bild 5 1 4 2 2 3 ist mit der angenommenen verbesserten Gemischaufbereitung ein erweiterter Direktstart bei 85 C und sogar bei 115 C K hlwassertemperatur m glich Die Startfenster betragen 43 KW 87 KW 130 KW n OT f r
309. n des Kurbel wellensensors Neben den Zylinderdrucksignalen wird der Kurbelwinkel und die Ol temperatur sowie die Drosselklappenposition der Saugrohrdruck und die Z nd und Einspritzsteuersignale die von der Motorsteuerung per Trennadapter abgegriffen werden gemessen Kurbelwinkelsensor Absolutwinkelsensor Motor Zylinderdrucksensoren Ladungsverst rker Zylinderdruckindizierung mit Me datenerfassungssystem IMC u musycs ltemperatur Olpeilstab Signale vom Trennadapter Steuersignale Z ndung Einspritzung Saugrohrdruck Drosselklappenposition Bild 5 2 2 3 Aufbau Datenerfassungssystem mit Zylinderdruckindizierung ee ee ni Pi Ee pin Ei Ee SE d Bild 5 2 2 4 Datenerfassungssystem Zylinderdruckindizierung Si Bild 5 2 2 5 Absolutwinkelsensorapplikation Kurbelwelle Neben der Me datenerfassung mit dem Indiziersystem werden folgende Daten mit der Applikationssoftware INCA 128 zeitsynchron aufgezeichnet Motordrehzahl ab soluter Nockenwinkel Zylinderz hler K hlwassertemperatur Ansauglufttemperatur Kraftstoffdruck Saugrohrdruck Z ndimpulse Einspritzimpulse und Drosselklappen position 198 Um den Kraftstoffdruck auch bei stillstenendem Motor in einem Bereich von 0 100 bar konditionieren zu k nnen ist das Fahrzeug zus tzlich zur mechanischen Kraftstoffhochdruckpumpe mit einer elektrischen Hochdruckpumpe Bosch ausgestattet 5 2 3 Versuchsdurchf h
310. n zu K nnen ist es erforderlich den Verlauf des Auslaufvorgangs anhand der gemessenen Betriebsparameter zu einem m g lichst fr hen Zeitpunkt vorhersagen zu k nnen Dabei ist zun chst der Abstellzylinder Zylinder der bei Stillstand des Motors im Expansionstakt verharrt vorherzusagen Es liegt nahe zu vermuten da die Auslaufbewegung des Motors vom kinetischen Energiezustand zu Beginn der Auslaufphase abh ngt Da die Drehzahl ein Ma f r den kinetischen Energiezustand des Kurbeltriebs ist m te bei G ltigkeit dieser Annahme der Abstellzylinder mit Hilfe der Auswertung des Drehzanhlsignals w hrend des Auslaufvorgangs vorausgesagt werden k nnen In Bild 4 1 6 2 3 1 ist die Stopposition in Abh ngigkeit von der Drehzahl im OT des Zylinders 1 unmittelbar bei Einleitung des Abstellvorgangs durch die Unterbrechung von Z nd und Einspritzsignal f r die Kennlinie nach Bild 4 1 3 5 Drosselklappen ffnung bei 680 NW dargestellt und zwar f r Messungen mit warmem Ol und relativ konstanter ltemperatur 159 Stopps bei 75 5 C rote Markierungen und Mes sungen mit k lterem Ol 65 Stopps bei 40 C 70 C gr ne Markierungen Dabei ist auf der Ordinate die Nockenwellenwinkelsumme ab Abschalten der Z ndung und Einspritzung im Z nd OT des 1 Zylinders dargestellt Diskutiert wird im folgenden nur der Stoppositionsbereich zwischen 810 NW und 990 NW da in den anderen Be reichen nur sehr wenig Daten vorliegen 78
311. n zur Darstellung einer geeigneten Abetelipooemon 142 4 4 1 Anforderungen an eine Dremsvorichtung k kkk 143 4 4 2 Nutzung von Nebenaggregaten zur Kurbelwellenpositionierung 144 5 Untersuchung des Direktsetarts 147 5 1 Simulation des DirektstartSs IE 5 1 1 Mathematisches Model R C C C Oaaaaa 147 5 1 1 1 Zylindermodell caaaooo 148 5 1 1 2 Drebmomenterechnung L Ddd lao roh mMm aq A LD 5 1 1 4 Reibungsmodell 11 11 138 D I3Modellkalbrerung 159 5 1 3 Modellverifizierung 165 5 1 4 Parametervariation Einflu auf die Direktstartf higkeit 167 5 1 4 1 Startbedingungen Einflu der Motorstillstandszeit 167 5 1 4 2 Erweiterter Direktstart oo LI 5 1 4 2 1 Einflu des Start Kurbelwinkels 171 5 1 4 2 2 Einflu der K hlwassertemperatur 173 5 1 4 2 3 Einflu der Gemischbildung 175 5 1 4 2 4 Einflu der Re buno C CO a a a 179 5 1 4 2 5 Einflu der Massentr ghelt 180 5 1 4 2 6 Einflu der Steuerzeiten 182 5 1 4 2 7 Einflu des Verdichtungsverh ltnisses 186 5 1 4 2 8 Einflu des Umgebungscdruckes 188 5 1 4 3 Einfacher Direktstart 1211 oo oo 1 8 5 2 Untersuchung des Direktstarts am Versuchsfahrzeud 198 9 221 VEISUCHSHAGER EENEG 193 5 2 2 Verwendete Mebtechnk amp C C Oaaaaaaaaaaaaaa 194 5 2 3 Versuch
312. nd Einspritzung t 0 s am OT des 1 Zylinders aufgetragen auf den Ordinaten die Frequenz der gemessenen Schwingung Die H he der Geschwindigkeiten in den Lagern wird durch die Farbcodierung wiedergegeben In den oberen drei Diagrammen sind die Spektren der drei Koordinatenrichtungen f r das steuertriebseitige Motorlager RHS dargestellt Die unteren drei Bilder zeigen die des hinteren Motorlagers RRR Bei dem betrachteten Motorauslauf ist die Drosselklappe ge ffnet und l t somit eine maximale Schwingungsanregung erwarten Interessant ist die Tatsache da die Schwingung in den Motorlagern nach dem Still stand der Kurbelwellenbewegung nach etwa 1 3 s gekennzeichnet durch die strich punktierte Linie noch nicht abgeklungen ist Der Motor schwingt etwa erst 2 s nach Kurbelwellenstillstand aus Weiterhin ist der Eigenfrequenzbereich des vermessenen Antriebstrangs erkennbar Er liegt etwa bei etwa 11 Hz was gut mit aus der Literatur bekannten Gr enordnungen 87 94 bereinstimmt Die Hauptanregung tritt am hinteren Motorlager RRR in z Richtung auf Ursache ist eine Drehbewegung des Motors um die y Achse Bild 4 1 2 3 1 deren induziertes Moment im hinteren Motorlager abgest tzt wird 57 WorstMountACC 0 00 3 70 s Wavele PHz WorstVountACC UI 3 70 s Wavele GHz WorstMountACC 0 00 3 70 s Wavele UH lt E A 25 25 Eigenfrequenz des starren Antriebsstrangs 11Hz E gt 8 LL 0 05 1 15ts 2 5 2
313. nd Komfortverhalten bedingt ist sowie die vergleichsweise lange Dauer bis zum Erreichen der Anfahrbereitschaft Zudem wird das mit dem Anla vorgang verbundene Ger usch im allgemeinen als unangenehm empfunden was sich negativ auf die Kundenakzeptanz auswirkt 20 26 27 3 1 2 Stopp Start Systeme mit Startergenerator Einen wesentlich verbesserten Stopp Start Betrieb erm glichen integrierte Starter generatoren 15 27 Bei diesen sind Starterfunktion und Generatorfunktion in einem Bauteil integriert Integrierte Startergeneratoren dienen sowohl zur Generierung elektrischen Stroms als auch zum Anlassen des Motors Je nach Anordnung des Startergenerators im Antriebsstrang unterscheidet man grunds tzlich zwischen zwei unterschiedlichen Konzepten den Kurbelwellenstartergeneratoren KSG und den riemengetriebenen Startergeneratoren RSG 12 27 3 1 2 1 Kurbelwellen Startergenerator KSG Kurbelwellen Startergeneratoren KSG zeichnen sich dadurch aus da sie direkt auf die Kurbelwelle des Verbrennungsmotors wirken und im allgemeinen zwischen 6 Verbrennungsmotor und Getriebe angebracht sind 11 12 13 15 21 27 28 29 30 Mit solchen Systemen kann der Motor bis zur Leerlaufdrehzahl hochge schleppt und dann erst die Z ndung und Einspritzung eingeschaltet werden 28 29 Im Vergleich zu konventionellen Startern erm glichen KSG einen wesentlich kom fortableren Motorstart und niedrigere Startemissionen durch schn
314. nd so der Startvorgang unterst tzt Die elektrische Maschine bt w hrend des gesamten Startvorgangs ein Drehmoment auf die Kurbelwelle aus Als Vorteil wird der kontinuierlich beschleunigte Hochlauf des Verbrennungsmotors w hrend des Motorstarts genannt Es handelt sich hier um ein grundlegendes Patent zur Kombination von Starter Generatoren mit dem anlasserunterst tzten Direktstartverfahren Da der in dieser Arbeit untersuchte Direktstart ohne Starter 22 Generator ausgef hrt werden soll ist diese Patentanmeldung als wenig relevant zu betrachten Im Oktober 1997 melden F Grob D Volz und K Scherrbacher Robert Bosch GmbH 65 ein Startverfahren an bei dem Kraftstoff in einer ersten Einspritzung direkt in denjenigen Zylinder eingespritzt wird dessen Brennraum sich in der Arbeitsphase befindet Als Vorteil dieser Erfindung wird die Minimierung der f r den Motorstart eingesetzten elektrischen Energie und der Kraftstoffmenge angegeben Der Hauptanspruch der Patentanmeldung wird allerdings schon von 55 abgedeckt und ist damit Stand der Technik Im M rz 1998 versuchen sich H Leiber LSP Innovative Systems GmbH und Magneti Marelli S p A ein Startverfahren patentieren zu lassen bei dem der Motor vor der Z ndung durch einen Antrieb mit kleiner Geschwindigkeit in eine bevorzugte Stellung gedreht mit Z ndung des komprimierten Gemisches nach dem oberen Totpunkt weitergedreht und gestartet wird 66 Als Vorteil dieser Erfindung wird
315. nderf l lungen gleich In der Auspendelphase sind die beiden Luftfedern in den Zylinder mit 180 KW Phasenversatz vorgespannt 123 In der Praxis weicht die Stopposition trotz gr ter M hen hinsichtlich der Konstanz der Me bedingungen von der idealen Ruhelage ab wie ausf hrlich in Kapitel 4 1 6 dargestellt Es wird vermutet da die beobachteten Streuungen auf kleine Abwei chungen verschiedener Randbedingungen z B Reibungsverhalten Zylinderf llun gen zur ckzuf hren sind die es mit einer zu entwickelnden Regelstrategie zu kom pensieren gilt 4 2 3 2 Strategie 1 Drosselklappensteuerung und Regelung Bei Verwendung der Drosselklappe zur Steuerung der Stopposition wird die Zylin derf llung w hrend des Auslaufvorgangs gezielt beeinflu t Im ersten Ansatz ist das Eingangssignal f r die Drosselklappensteuerung der aufsummierte Kurbelwinkel In Bild 4 2 3 2 1 sind die Zylinderdruckverl ufe von 15 Messungen vergleichend dargestellt alle bei m glichst konstant gehaltenen Randbedingungen unter Anwen dung der gleichen Drosselklappenkennlinie gemessen Es ist deutlich zu sehen da der Druckverlauf und damit die Zylinderf llung von Messung zu Messung stark streut Eine Steuerung der Stopposition mittels Zylinderf llungssteuerung ist daher mit die ser Art der Drosselklappenansteuerung nicht m glich Die Abweichungen in den Zy linderdruckverl ufen beruhen auf der Tatsache da kleine Abweichungen der Leer la
316. ndern im Kompressionszylinder Dadurch wird die Kurbelwelle zuerst entgegen der eigentlichen Motordrehrichtung zur ckgedreht Durch die R ck drehung wird die Luft im Expansionszylinder Arbeitszylinder verdichtet Bevor der r ckw rtige OT erreicht wird wird durch Kraftstoffeinspritzung mit anschlie ender Z ndung im Expansionszylinder eine Verbrennung eingeleitet die ein Drehmoment in Vorw rtsdrehrichtung an der Kurbelwelle bewirkt Dadurch wird die R ckdreh bewegung vor Erreichen des r ckw rtigen OT gestoppt und die Vorw rtsdrehung eingeleitet Diese Art des Starts wird bereits patentrechtlich beansprucht 37 33 Motor steht 1 Einspritzung 2 Z ndung CC d A Verbrennung KT A Z ndung im 5 Verbrennung Einspritzung AT verdichteten im AT AT R ckdrehen Brehrichtungs Worw rts umkehr drehen KT Kompressionstakt AT Arbeitstakt Bild 3 1 3 3 Startablauf beim erweiterten Direktstart 34 Anders als beim Vorw rtsstart mu durch die freiwerdende Energie der ersten Verbrennung die immer auf Umgebungsdruckniveau eingeleitet wird beim erweiterten Direktstart nicht der in aktueller Drehrichtung nachfolgende OT berwunden werden Die energetischen Anforderungen an die R ckdrehbewegung des erweiterten Direktstarts sind somit geringer als die an die erste Vorw rts bewegung des einfachen Direktstarts Da sich die verf gbare Energie der 1 Verbrennung proportional zum verf gbaren Zylinderluftvolumen im jeweil
317. nderung im Saugrohr pro Rechenschritt Am Drossel Durch die Drosselklappe zustr mende Masse pro Rechenschritt Amzytinder Durch die Zylinder abstr mende Masse pro Rechenschritt In Abh ngigkeit des Drosselklappen ffnungswinkels wird ein theoretischer Massen strom mm ou AUS einer Normkennlinie g ltig f r 1 013 bar und 20 C ausgelesen 86 95 115 Eine Anpassung an real vorliegende Druck und Temperaturbedin gungen erfolgt mit Hilfe von Korrekturfaktoren Vereinfacht wird zur Berechnung des in die Zylinder abflie enden Massenstroms 0 1 das pro Zylinder angesaugte Volumen Hee ermittelt V koes Ve Vi Gl 5 1 53 mit dem Zylindervolumen bei Es Vz und dem Zylindervolumen bei E Vz F r das insgesamt abgesaugte Volumen aller 4 Zylinder Vy gilt Vz Den Gl 5 1 54 4 k 1 Mit der idealen Gasgleichung wird die angesaugte Luftmasse berechnet Dabei wird angenommen da zum Zeitpunkt der Ventil ffnung der Druck im Zylinder gleich dem Saugrohrdruck ist D P Saugrohr i V m GI 5 1 55 j Rin ei Saugrohr Durch Differenzieren ergibt sich der Massenstrom m 1 4 l dm Ma GI 5 1 56 Mit der idealen Gasgleichung wird mit der Luftmasse im Saugrohr GI 5 1 52 der Saugrohrdruck berechnet m Saugrohr E JE SH Saugrohr P Saugrohr y Saugrohr GI 5 1 57 159 5 1 1 4 Reibungsmodell Das Reibmoment wird vereinfachend ber den Kurbelwinkel konstant angenommen Die Drehzahlabh ngigk
318. nen Starting Device of Cylinder Injection Type Internal Combustion Engine Verfahren und Vorrichtung zum Starten einer Brennkraftmaschine Verfahren zur Auslaufsteuerung einer Brennkraftmaschine Device and Method for the controlled Switching Off of an Internal Combustion Engine Patentschrift Siemens DE 100 39 948 A1 16 08 2000 Patentschrift Bosch DE 101 11 928 A1 13 03 2001 Patentschrift Bosch DE 197 41 294 19 09 1997 Patentschrift Bosch DE 197 43 492 A1 US 6 050 232 GB 2329937 B2 JPN 11 159374 1999 01 10 1997 Patentschrift LSP Magneti Marelli DE 198 08 472 A1 02 03 1998 Patentschrift WO 93 04278 FI 913816 A 12 04 1989 Patentschriften Mitsubishi EP 1 036 928 A2 US 6 340 016 B1 14 03 2000 Patentschrift Bosch DE 100 24 438 A1 19 05 2000 Patentschrift Mitsubishi JPN 2002 004985 16 06 2000 Patentschriften Bosch DE 44 39 849 A1 US 5 687 682 08 11 1994 Patentschrift Bosch DE 199 60 984 A1 17 12 1999 Patentschrift Bosch WO 01 48373 A1 28 12 1999 DE 100 300 01 A1 17 06 2000 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 Malik M J Boll W Entenmann R Kratt A Kramer U Badke K Wytrykus F Wissussek D n n n n K lmel A Spicher U D sterwald R Wytrykus F M K lmel A Funk D 282 Automatic Engine Shutdown and Restart System
319. ng in den Restgaszyklus 42 ges 0 4 ist dieser Effekt nicht auszumachen Offenbar nimmt die Intensit t der Nachreaktio nen mit weiterer Anfettung des Gemisches ab Gelingt es den Motor mager zur ckzudrehen und damit dem Restgaszyklus eine gr ere Luftmenge zur Verbrennung zur Verf gung zu stellen ist am untersuchten Motor eine Einspritzung von Kraftstoff in den Restgaszyklus mit anschlie ender Verbrennung m glich Bild 5 2 4 2 2 zeigt das pV Diagramm eines erweiterten Direkt starts mit erfolgreicher Verbrennung im Restgaszyklus Die R ckdrehung erfolgt ma ger mit A3 ricek 1 2 Im Restgaszyklus wird bis auf 42 ses 0 7 nachgespritzt Die Verbrennung im Restgaszyklus liefert im betrachteten Beispiel einen Arbeitsbeitrag von 39 J Bild 5 2 4 2 3 zeigt den Zeitverlauf des Direktstartvorgangs der auch im pV Dia gramm in Bild 5 2 4 2 2 dargestellt ist Der steile Druckgradient der typisch f r den Beginn der Verbrennung ist erfolgt bereits bevor der erste Z ndfunke abgesetzt wird Somit handelt es sich bei der Verbrennung im Restgaszyklus offensichtlich um eine selbstgez ndete Verbrennung Die Selbstz ndung erfolgt offensichtlich w hrend der Verdichtung aufgrund der hohen Temperaturen im Restgas 142 Di vor exp Expansion bar Pi r k komp R ckdrehkompression bar P2 vor exp Expansion bar P2 r ck komp Kompression bar P2 r ck exp R ckdrehexpansion b
320. ngen die Zylinderdruckverl ufe und das aus diesen resultie rende Drehmoment berechnet Ein Zyklus setzt sich aus Kompression Kraftstoffein spritzung Verbrennung und Expansion zusammen Da die Ladungswechselverluste aufgrund des hohen Saugrohrdrucks f r den Direktstart vernachl ssigbar sind wird der Ladungswechsel im Modell nicht ber cksichtigt Kompression F r den Kolbenweg xx 9 gilt 96 mit dem Kurbelradius r und dem Schubstangen verh ltnis 4p l ist die L nge der Pleuelstange siehe auch Bild 4 2 1 1 1 x Ir one Lh ia sin o GI 5 1 6 P A GI 5 1 7 F r das winkelabh ngige Zylindervolumen Vz Vz Tell gilt mit der Kolbenfl che A und dem Kompressionsvolumen H 96 Van GET A Ak 9 Ja V GI 5 1 8 Im Modell wird vom Zeitpunkt des Kompressionsbeginns bei der Steuerzeit Es bis zum Z ndzeitpunkt ZZP von einer polytropen Kompression eines idealen Gases ausgegangen Der Polytropenexponent f r die Kompression In Wird bei der Modellkalibrierung mit Hilfe von Me daten ermittelt Es gilt mit dem Zylinderdruck Pz und dem winkelabh ngigen Zylindervolumen Haal 100 Dei a const Gl 5 1 9 149 Zusammen mit der idealen Gasgleichung ergibt sich f r jeden Rechenschritt der Zy linderdruckverlauf pzyi 1 und der Gastemperaturverlauf 7z in Abh ngigkeit vom Zylindervolumen ausgehend vom vorherigen Zustand 100 L N komp P zus Pli e GI 5 1 10 Zyl
321. ngen und Formelzeichen 0 0202u0unnnnnnnnnn 288 Lebenslauf 1 Einleitung Zum Erreichen der im Kyoto Protokoll festgelegten weltweiten CO gt Emissions Reduktionsziele ist eine Verminderung des verkehrsbedingten CO3 gt Anteils unerl lich der in Europa im Jahr 1990 etwa 16 der Gesamtkohlendioxid emissionen ausmachte 1 Vor diesem Hintergrund haben sich alle Automobil hersteller bis zum Jahr 2008 verpflichtet die Flotten CO Emissionen und damit den Flottenverbrauch ihrer Fahrzeugpalette drastisch zu senken 2 so da die Einf hrung neuer effizienzsteigernder Motortechnologien erforderlich ist Derzeit werden unterschiedliche Wege zur Effizienzsteigerung von Fahrzeugantrie ben favorisiert Eine M glichkeit der Kraftstoffeinsparung ist das Ausschalten des Motors w hrend der Fahrzeugstillstandphasen Dadurch f llt der Leerlaufverbrauch weg und insbe sondere in st dtischen Fahrzyklen lassen sich beachtliche Verbrauchseinsparungen realisieren Die Umsetzung dieser Stopp Start Funktion kann auf unterschiedlichen Wegen erfol gen So werden beispielsweise Fahrzeuge am Markt angeboten bei denen der Start zur Wiederaufnahme der Fahrt mit Hilfe eines konventionellen Anlassers automa tisch erfolgt Bei diesen Systemen ist der Wiederstart im allgemeinen relativ langsam Der verz gerte Motorstart und das damit einhergehende Anlasserger usch werden im allgemeinen als unkomfortabel empfunden Zudem werden erh hte Anforde
322. nhebung der Leerlauf drehzahl die Anzahl der Umdrehungen bis zum Motorstillstand und damit der Sp lzy klen erh ht 43 Leerlauf Drosselklappenverstellstrategie drehzahl min 1 7 00 Bild 4 1 3 1 2 7 00 Bild 4 1 3 1 u e E 3 900 Bild 4 1 3 1 875 a 4 1100 Bild 4 1 3 1 1075 5 7 00 Bild 4 1 3 2 6 5 z e 6 900 Bild 4 1 3 2 875 E S T 1100 Bild 4 1 3 2 1075 a 8 100 Bild 4 1 3 3 675 500 e 9 7 00 Bild 4 1 3 3 6 5 600 10 7 00 Bild 4 1 3 3 6 5 625 E 11 100 Bild 4 1 3 3 675 650 12 700 Ahnlich Bild 4 1 3 3 aber Sollwert 675 500 i Drosselklappen ffnung nur 15 13 700 hnlich Bild 4 1 3 3 aber Sollwert Kl 7 Drosselklappen ffnung nur 15 Bild 4 1 3 4 Bild 4 1 3 4 Bild 4 1 3 4 of so I Bias f ers ees m Alle Drosselklappenverstellungen mit maximaler Verfahrgeschwindigkeit etwa 0 17 s f r eine Verstellung von 0 zu 100 bzw 100 zu 0 Offnungswinkel Bild 4 1 4 1 1 Drosselklappenverstellstrategien w hrend des Motorauslaufs Der Einfllu der Ventilsteuerzeiten wird in 2 Stufen untersucht Zum einen mit den Basissteuerzeiten 12 Ventil berschneidung einer blichen Einstellung f r Motoren ohne variable Nockenwellenverstellung Zum anderen mit einer f r Motoren mit Einla und Ausla nockenwellenphasenverstellung vorteilhaften negativen Leerlauf Ventil berschneidung von 14 89 90 Die detaillierte Angabe der Steuerzeiten kann Bild 4 1 1 entnommen werden
323. nicht in der Lage ist die Drehrichtung zu erkennen Die rote Kurve entstammt dem an der Nockenwelle gemessenen Absolutwinkelverlauf Durch die zeitliche Ableitung dieses Signals und Multiplikation mit 2 ergibt sich der Kurbelwellendrehzahlverlauf Nach etwa 0 93 s erfolgt der erste Nulldurchgang der Drehzahl Dort kehrt die Dreh richtung um die Kurbelwelle dreht sehr langsam ca 10 min um etwa 5 NW 10 KW zur ck und kommt dann bei 52 KW n OT 296 NW n Z OT 1 zum Still stand Bis zum Motorstillstand vergehen etwa 1 1 s Die relativ geringe Neigung zum Auspendeln kann mit dem geringen Zylinderdruckniveau w hrend des Motorauslaufs maximaler Zylinderdruck 5 bar erkl rt werden bei dem offensichtlich die Reibungs Kr fte schnell ber die Druckkr fte dominieren und ein ausgepr gtes Auspendeln verhindern Dadurch ist auch der Drehzahlverlauf w hrend des Motorauslaufs kaum Drehzahlschwankungen unterworfen Das niedrige Zylinderdruckniveau ist auf den niedrigen Saugrohrdruck zur ckzuf hren der fast w hrend der gesamten Auslauf phase konstant auf dem Niveau des Leerlaufbetriebs 0 26 bar verbleibt Erst nach F llung des letzten Zylinders bei etwa 900 NW n Z OT 1 aus 0 6 s beginnt der Saugrohrdruck merkbar zu steigen und erreicht nach etwa 6 s nicht abgebildet Umgebungsdruckniveau An diesem Verhalten erkennt man das sehr hohe Dichtheitsniveau des Drosselklappensystems welches zum Zeitpunkt der Messung nicht an die Kurbelgeh
324. nierten Zeitpunkt entnommen werden k nnen Diese Me technik kommt in der vorliegenden Arbeit erstmalig zum Einsatz Sie beruht auf der bereits bekannten getakteten Brennraumgasentnahme bei laufendem Motor die blicherweise zur Bestimmung lokaler Kohlenwasserstoffkonzentrationen herangezogen wird 80 81 Die wesentlichen Unterschiede sind in folgender Tabelle Bild 4 1 2 2 1 aufgef hrt Getaktete Gasentnahme Getaktete Gasentnahme im bei laufendem Motor letzten Zyklus vor dem Standard Motorstillstand Me gr en HC CO2 NOx CO Ventil ffnungsdauer 5 200 ms 2 mm EEE Ventilhub 2 5 mm verst rkt speziell angepa t Bild 4 1 2 2 1 Spezifikation Gasentnahmeventil 28 Bild 4 1 2 2 2 Versuchsmotor mit Gasentnahmeventil und Absolutwinkelsensor Bild 4 1 2 2 2 zeigt den Versuchsmotor mit appliziertem Gasentnahmeventil Bild 4 1 2 2 3 ein Bild des verwendeten speziell f r die Messungen angepa ten Gasentnahmeventils Die im Vergleich zur bekannten Gasentnahmetechnik gr ere Spitze wird ben tigt um eine zur Gasanalyse hinreichend gro e Probenmenge von einem einzigen Zyklus entnehmen zu k nnen Einstellvorrichtung f r Vergr erung der Spitze den Ventilhub der Entnahmevenitileinheit e Integriert K im Geh use Elektromagnet S Ventilhubsensor Einla f r Tr gergas Ausla f r Tr gergas Analysegasprobe Entnahmeventil h Beheizte Sonde mit flachem Sitz 200 C Bild 4 1 2 2
325. nierung bei Startanforderung 3 Positionierung zwischen Motorauslauf und Startanforderung In den vorangegangenen Kapiteln wurden schon einige als relevant erachtete Positionierverfahren zum Ende des Motorauslaufs 1 eingehend diskutiert Einige weitere Ans tze werden in den folgenden Unterkapiteln 4 4 1 und 4 4 2 beleuchtet Die Positionierung der Kurbelwelle bei Startanforderung 2 erfordert eine aktive Po sitionierhilfe Antrieb und kann erst erfolgen nachdem der Startbefehl von der ber geordneten Stopp Start Logik gegeben wird Die Positionierung mu also in der Zeit stattfinden die vom Erteilen des Startbefehls bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl Anfahrbereitschaft h chstens vergehen darf Wie aus der Literatur bekannt Kapitel 3 betr gt diese Zeit maximal 0 5 s Da f r den Direktstart selbst je nach 143 Randbedingungen zum Teil schon mehr als 0 5 s ben tigt werden und weniger als 0 3 s kaum realistisch erscheinen verbleiben zur Positionierung der Kurbelwelle maximal 0 2 s Eine langsame Positionierung bei der die Kurbelwelle nach dem Positioniervorgang wieder zum Stillstand kommt d rfte in diesem Zeitrahmen kaum m glich sein Innerhalb dieser Zeit erscheint nur eine L sung sinnvoll bei der die Zielposition schnell angefahren wird Eine anschlie ende Abbremsung der Kurbel welle erscheint im vorgegebenen Zeitintervall wenig sinnvoll Um die Startzeitanfor derungen zu erf llen sollte daher die
326. niveau w hrend des Motor auslaufs in Kauf genommen werden kann was die Vibrationsanregung w hrend des Motorauslaufvorgangs verringern w rde vgl Kapitel 4 1 Zur Verbesserung des Anlasserger usches k nnen sowohl die Einspur als auch die Durchdreh und berholger usche minimiert werden Da durch die Direktstarttech nologie die Starterbetriebsdauer bei jedem Startvorgang drastisch reduziert wird treten die Durchdreh und berholger usche gegen ber den Einspurger uschen et was in den Hintergrund Zudem kommt es durch die kurze Eingriffszeit des Starters schon zu einer deutlichen Verbesserung des subjektiven Durchdrehger usches 20 Ma nahmen zur weiteren Verbesserung des Starterger usches sind 20 Nutzung eines direkttreibenden Starters statt eines Vorgelegestarters bei kleineren Motoren m glich erfordert die Verwendung eines gr eren Startermotors Falls ein Vorgelegestarter nicht durch einen direkttreibenden Starter ersetzt werden kann ggf bei gro en Motoren Reduktion des Ankertr gheitsmomentes Einsatz von D mpfungselementen Variation des Steilgewindewinkels im Schubschraubbetrieb Olbenetzter Starterkranz Starter ohne Einspursystem mit Freilauf Kapselung der Ger uschquelle Startermotor Einspurritzel 7 2 Kraftstoffverbrauchs und Emissionspotential Aus der Literatur kann entnommen werden da f r die Umsetzung automatischen Stopp Start Betriebs an modernen direkteinspritzenden Ottomot
327. nnungsdruck 10 117 Verbrennungsdruck 5 110 Verbrennungsdruck 10 83 300 83 KW n OT 119 KW n OT 1080 1125 1170 1215 1260 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 5 1 Drehzahlverlauf und Stopposition bei Variation der letzten Verbrennung 4 2 4 6 Variation des Leckluftmassenstroms durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil und die Drosselklappe Bei vollst ndigem Schlie en der Drosselklappe wird das Saugrohr zum Einla trakt hin nicht vollst ndig abgedichtet sondern es flie t ein Leckagestrom durch Leck spalte der Drosselklappe Zudem tritt Leckluft durch das Kurbelgeh useentl ftungs ventil ins Saugrohr ein Es liegt nah da die Leckluftmassenstr me das dynamische Verhalten des Saugrohrdrucks entscheidend beeinflussen Daher wird der Einflu des Massenstroms durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil und des Drosselklap pen Leckagemassenstroms bei vollkommen geschlossener Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs untersucht Bild 4 2 4 6 1 zeigt den Motorauslauf f r eine Leckagevariation von bis zu 100 Of fensichtlich ist der Einflu einer 10 prozentigen Variation des Massenstroms durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil auf die Stopposition relativ gering Es kommt zu KW Abweichung Mit einer Erh hung um 100 betr gt die Abweichung 10 KW Motordrehzahl min 400 300 Basis 119 KGE Massenstro
328. nt der Massenerre gung wie folgt berechnet Gl 4 2 1 89 1 del re p oe e ON EE ME cof H cor x d E ER 2 L ned neng SERE or ESP EE ale keim ir di sin D cos o l GI 4 2 1 89 cos cos I cos l Er EE S i oe A 2 G er 118 4 2 2 Kalibrierung und Validierung des Motormodells Zur Validierung und Kalibrierung des Modells werden die Me daten der Auslaufun tersuchungen Kapitel 4 1 herangezogen Dazu werden die Randbedingungen verschiedener Stoppvorg nge im Modell eingestellt und die berechneten Drehzanhl sowie Druckverl ufe Zylinder 1 4 Saugrohr mit Me daten verglichen Bei Abweichungen lassen sich die folgenden unbekannten Parameter in sinnvollen Grenzen so lange anpassen bis die gemessenen und simulierten Druckverl ufe sowie die Drehzahlverl ufe ausreichende Kongruenz zeigen Grundleckage der Drosselklappe zur Anpassung des Saugrohrdrucks Ventilspiele im Betrieb der Ausla und Einla ventile zur Anpassung der Zylinderspitzendr cke Diverse Reibungsparameter Kolbenhemd Haupt und Pleuellager Ventiltrieb und Kolbenringe zur Anpassung des Drehzahlverlaufs Der Kurbelwinkel wird wie bei den Messungen immer am Z OT von Zylinder 1 in dem Z ndung und Kraftstoffeinspritzung deaktiviert werden initialisiert Da zum Zeit punkt der Initialisierung eine Verbrennung im Zylinder 1 stattfindet mu f r den Druckverlauf der ersten Expansion nach Init
329. nterschiedliche Kategorien aufteilen 1 Patente die den Direktstart Motorstart allein durch Einspritzung und Z ndung von Kraftstoff im Arbeitszylinder ohne Unterst tzung durch eine Anla hilfe unmittelbar betreffen 2 Patente die den anlasserunterst tzten Direktstart mit einer Anla hilfe unterst tzter Startvorgang bei dem ab der ersten Expansion eine Verbrennung eingeleitet wird betreffen 19 3 Da die Kurbelwellenposition aus der der Motor direkt gestartet wird einen ma geblichen Einflu auf die Direktstartqualit t und den Direktstarterfolg hat macht es Sinn Patente die sich mit der Positionierung der Kurbelwelle besch ftigen als separate Kategorie der f r den Direktstart relevanten Patente zu betrachten 4 Weiterhin sind Patente von Interesse die au er der Optimierung der Startposition weitere Konditionierm glichkeiten des Motors zur Verbesserung der Direktstartf higkeit beinhalten Dabei gibt es durchaus Patente die mehreren der genannten Kategorien zugerechnet werden k nnen Das Basispatent f r den anlasserunterst tzten Direktstart Kategorie 2 geht auf April 1981 zur ck 55 U Bender Fa Emil Bender Siegen beansprucht eine Anla vor richtung f r mehrzylindrige Ottomotoren mit Benzineinspritzung deren Kolben position detektiert und beim Anlassen so beeinflu t wird da in den Zylinder dessen Kolben in Arbeitsstellung steht eine f r die Verbrennung notwendige Menge Kraftstoff eingesprit
330. ntration und damit fast Umgebungsluftniveau Ab diesem Druckniveau ist der Einflu der Steuerzeiten auf die Sauerstoffkonzentration nicht mehr relevant In Bild 4 1 4 2 7 ist der Einflu der Saugrohrleckage auf die O gt Konzentration darge stellt Die Saugrohrleckage wird in 2 Stufen variiert Neben dem Basiszustand wird bei einer Versuchsvariante die Kurbelgeh useentl ftung die stromabw rts der Dros selklappe in das Saugrohr eingeleitet wird ins Freie gef hrt und das Saugrohr an der Einleitungsstelle mit einem Gummistopfen verschlossen Die deaktivierte Kurbelge h useentl ftung f hrt zu einem dichteren Saugrohr Wie Bild 4 1 4 2 7 zu entnehmen ist der Einflu der Saugrohrleckage bei konstan tem mittleren Zylinderdruck im OT von untergeordneter Bedeutung und verschwindet im Rauschen der Me genauigkeit Allerdings stellt sich bei konstanter Drosselklap penposition ein anderer Druck im Saugrohr ein W hrend bei vollkommen geschlos sener Drosselklappe der mittlere Zylinderdruck im OT mit aktiver Kurbelgeh useent l ftung etwa 5 bar betr gt stellt sich bei inaktiver Kurbelgeh useentl ftung ein Druck von etwa 4 5 bar ein 21 20 Sauerstoff Konzentration Zyl 4 4 0 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 11 0 12 0 13 0 14 0 Mittlerer Zylinderdruck Zyl 4 w hrend des Motorauslaufs bar A n 700 min aktive KG Entl ftung i 3 n 700 min KG Entl ftung deaktiviert i 3 Poly
331. nung Bild 4 1 4 2 9 O Konzentration als Funktion des mittleren Saugrohrdrucks im UT Einflu der Oltemperatur S mtliche zuvor abh ngig vom mittleren Zylinderdruck im OT gezeigten Zusammenh nge lassen sich somit auch abh ngig vom mittleren Saugrohrdruck im UT darstellen Bild 4 1 4 2 9 zeigt die O2 Konzentration als Funktion des mittleren Saugrohrdrucks im UT und den Einflu der Oltemperatur Die Aussagen die aus dieser Darstellung abgeleitet werden k nnen sind analog zu denen aus Bild 4 1 4 2 4 Eine Sauerstoff konzentration von 20 wird etwa ab einem mittleren Saugrohrdruck von 0 7 bar er reicht 4 1 5 Komfortverhalten beim Abstellvorgang Da sowohl die Maximierung des Sauerstoffgehaltes im Startzylinder als auch die Einstellung einer g nstigen Motorstopposition nach Offnung der Drosselklappe w h rend des Motorauslaufs verlangen sind Verschlechterungen des Komfortverhaltens w hrend des Motorabstellens zu erwarten Mit einer Verschlechterung des Komfort verhaltens ist dabei eine Vergr erung der Schwingungsanregung in den Motorla gern gemeint die sich ber die Motorlager in die Karosserie fortsetzt und so bis zum Fahrer bertragen wird Der Fahrer empfindet im allgemeinen eine erh hte Schwin gungsanregung als unangenehm 87 88 Da im Stopp Start Betrieb Motorabstell vorg nge wesentlich h ufiger vorkommen als bei konventionellem Betrieb und nicht aktiv vom Fahrer ausgel st werden ist eine Verschl
332. ockenwinkel 680 NW 121 Auch mit ganz Bild 4 2 2 2 oder teilweise Bild 4 2 2 3 ge ffneter Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs stimmen die simulierten Druck und Drehzahlverl ufe sehr gut mit den Me daten berein Somit erm glicht die Simulation eine sehr brauchbare Voraussage des Druck und Drehzanhlverlaufs sowie des Kurbelwinkels beim Motorstopp Zur Berechnung des Zylinderdruckverlaufs ist eine m glichst genaue Simulation des Saugrohrdruckes von entscheidender Bedeutung da der Saugrohrdruck bei der Steuerzeit Einla schlie t Es einen betr chtlichen Einflu auf den Zylinderspit zendruck hat Kleine Abweichungen des Saugrohrdrucks f hren wie aus Bild 4 2 2 4 ersichtlich zu gro en Abweichungen des Zylinderspitzendrucks Zylinderdruck bar 12 Simulation 10 Saugrohrdruck 550 mbar Saugrohrdruck 450 mbar g Saugrohrdruck 350 mbar Saugrohrdruck 250 mbar e Saugrohrdruck 150 mbar A 2 0 0 90 180 270 360 450 540 630 720 Kurbelwinkel KW n OTI Bild 4 2 2 4 Zylinderdruckverlauf f r unterschiedliche Saugrohrdr cke Simulation_Saugrohrdruck Messdaten_Saugrohrdruck Saugrohrdruck bar 0 6 0 4 0 2 0 0 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 08 Zeit s Bild 4 2 2 5 Vergleich von Me und Simulationsdaten Saugrohrdruck In Bild 4 2 2 5 sind Me und Simulationsdaten des Saugrohrdrucks f r einen M
333. off Luft Gemisches stammen Weil zudem keine separate Einsprit zung in den Restgaszyklus erfolgt mu es sich dabei um noch nicht umgesetzten Kraftstoff aus der R ckdrehverbrennung handeln Di vor exp Expansion bar P4_r ck komp R ckdrehkompression bar P2 vor exp Expansion bar P2 r ck komp Kompression bar P2 r ck exp R ckdrehexpansion bar 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Zylindervolumen cm Bild 5 2 4 2 1 pV Diagramm eines erweiterten Direktstarts Keine Einspritzung Arrie 7 Alvor 0 7 Ad ges 0 7 Arbeitsgewinn W2 oes 2J Es ist durchaus vorstellbar da der f r die R ckdrehverbrennung eingespritzte Kraft stoff aufgrund des geringen Brennraumdruckes Umgebungsdruck und der geringen Ladungsbewegung nur durch die Einspitzung selbst induziert bei Z ndung sehr un vollst ndig verbrennt Dabei verbleibt offenbar auch eine nicht zur Oxidation benutze Restluftmenge im Zylinder W hrend der R ckdrehexpansion scheinen die Umsatz reaktionen unterhalb einer gewissen Grenztemperatur zum Stillstand zu kommen und bei anschlie ender Verdichtung im Restgaszyklus oberhalb einer bestimmten Tem peratur wieder in Gang gesetzt zu werden 210 Tritt dieser Effekt auf liefert er einen positiven Beitrag zur Qualit t des Direktstarts Mit gro en Einspritzmengen zur Druckabsenku
334. okraftstoffersparnis von 0 044 I Zyklus Der Zyklusverbrauch des Zielfahrzeugs im NEFZ betr gt 6 78 I 100km Bezogen auf einen 11 007 km langen Zyklus bedeutet dies 0 746 Zyklus Bezogen auf den Zyklusverbrauch von 0 746 I Zyklus ergibt die Bruttoersparnis von 0 044 Zyklus einen Verbrauchsvorteil von 5 86 Diese Bruttoersparnis wird aber durch den Mehrverbrauch beim Starten des Motors geschm lert Der Mehrverbrauch f r die Anla vorg nge wird nachfolgend abgesch tzt Aufgrund der in Kapitel 5 dokumentierten Ergebnisse kann davon ausgegangen wer den da 2 bis maximal 3 Verbrennungen erforderlich sind um den Motor auf seine Leerlaufdrehzahl zu beschleunigen Dabei handelt es sich um Vollastverbrennungen da der Zylinderdruck bei Einla schlie t jeweils Umgebungsdruck etwa 1 bar be tr gt Geht man von einem Einla schlie t Zeitpunkt von 54 KW n UT aus betr gt die Luftmasse die in einem Zylinder des Zielmotors bei 60 C K hlwassertemperatur ca 74 C Wand Lufttemperatur komprimiert wird etwa 0 46 g Wird diese Luft st chiometrisch mit Kraftstoff gemischt ergibt sich eine einzusetzende Kraftstoffmasse von 0 0316 g Arbeitstakt Werden 2 Arbeitstakte bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl ben tigt so erfordert das eine Kraftstoffmasse von 0 0631 g Start Bei 3 Arbeitstakten pro Start bel uft sich die erforderliche Kraftstoffmasse auf 0 0947 g Start Die 12 Stopphasen pro NEFZ Zyklus erfordern 11 zus t
335. old et al Bosch in 1994 71 da vor dem Start ein Stellantrieb den Kolben in eine f r den Motorstart g nstige Position dreht wobei die Stellgeschwindigkeit wesentlich kleiner als die Startgeschwindigkeit sein kann Auch hier erfolgt nach dem Positionieren des Kolbens ein Direktstart Die Anspr che werden bereits von 55 und 67 abgedeckt Daher ist dieser Anmeldung wenig Bedeutung Zuzumessen Im Dezember 1999 meldet U Sieber Bosch die Kontrolle der Kurbelwellen Stopposition mit Hilfe von kontrolliertem ffnen der Ausla ventile w hrend des Motorauslaufs 72 an Die Umsetzbarkeit eines solchen Verfahrens ist noch nicht nachgewiesen Zudem bedarf eine solche Auslaufpositionssteuerung einer Steuerzeitenvariabilit t w hrend des Auslaufvorgangs die mit derzeit verwendeten Ventiltrieben wahrscheinlich nicht gegeben ist Die Patentanmeldung ist daher zur Zeit noch von untergeordneter Bedeutung Ebenfalls im Dezember 1999 lassen sich S Tatiyosyan und H Friedmann Bosch einen Mechanismus zur Positionierung der Kurbelwelle in einer geeigneten Startposition patentieren 73 Dabei kann die Positionierung au er mit einer Vielzahl aktiver Positionierhilfen auch mittels gezielter Vorw rts oder R ckw rtsz ndung erfolgen Die Positionierung mittels Positionierhilfen ist bereits in 67 abgedeckt und damit Stand der Technik Die Positionierung mittels gezielter Vorw rts oder R ckw rtsz ndung wird als wenig zielf hrend betrachtet d
336. ollst ndiges ffnen der Drosselklappe bei O NW bzw 675 min wird das schlechteste Komfortverhalten erwartet von Kennlinie Nr 4 vollst ndiges Schlie en der Drosselklappe bei 0 das beste Alle anderen unter suchten Kennlinien stellen einen Kompromi von Komfortverhalten und Sauerstoff Konzentration in den Startzylindern dar den es jeweils zu quantifizieren gilt Bei Strategie Nr 3 wird die Drosselklappe bei 690 min ge ffnet um den Motor mit Luft zu sp len Nach dem Sp lvorgang wird die Drosselklappe wieder vollst ndig ge schlossen um bis zum Motorstillstand den Saugrohrdruck durch Leerpumpen des Saugrohrs abzusenken und damit das Komfortverhalten zu verbessern sowie die Abstellposition durch den negativen Saugrohdruckgradienten g nstig zu beeinflus sen Die Eigenfrequenz des starren Antriebstrangs liegt erfahrungsgem bei etwa 10 15 Hz Damit ergibt sich am 4 Zylinder 4 Takt Reihenmotor Anregung in 2 Motorordnung ein kritisches Drehzahlband von 300 min bis 450 min in dem m glichst keine Schwingungsanregung stattfinden sollte Aus Komfortgr nden sollte daher hoher Verdichtungsdruck m glichst nur au erhalb dieses Drehzahlbandes 56 aufgebaut werden Daher wird bei den Strategien Nr 6 11 Bild 4 1 3 5 die Drosselklappe nach Unterbrechung von Z ndung und Einspitzung solange geschlossen gehalten bis die Anregungsfrequenz der Verdichtungsh be den kritischen Frequenzbereich 10 15 Hz mit minimalem S
337. on re Temperatur von 40 C als Starttemperatur f r einen betriebswarmen Motor angenommen Beim Direktstart wird sowohl die im Expansionszylinder als auch die im Kompres sionszylinder eingeschlossene Luftmenge zum Motorstart genutzt Die Druck und Temperaturbedingungen beim Start bestimmen direkt die eingeschlossenen Luft mengen und sind daher entscheidende Parameter f r den Direktstarterfolg Aus Messungen ist bekannt da sich bereits mit Stillstand der Kurbelwelle Umgebungs druckniveau im Brennraum einstellt Kapitel 4 1 6 2 1 Startbedingung f r den Direktstart ist daher Umgebungsdruck in beiden Startzylindern Die Gastemperaturen in den Startzylindern werden unmittelbar beeinflu t von den Oberfl chentemperaturen der zylindervolumen begrenzenden Bauteile Kolben Zylinderwand Brennraummulde des Zylinderkopfes und der Verweilzeit des Gases im Zylinder Motorstillstandszeit Die Bauteiltemperaturen wiederum h ngen unmittelbar von der K hlwassertemperatur ab Es ist bekannt da der Einflu der K hlwassertemperatur auf die Direktstartf higkeit signifikant ist 32 35 Es fehlt aber der physikalische Zusammenhang zwischen K hlwassertemperatur Motor stoppdauer und Gastemperatur in den Startzylindern beim Motorstart Tz Die Abh ngigkeit Zylinderwandtemperatur beim Motorstart Twana von der K hlwas sertemperatur wird durch Messungen an einem mit Temperatursensoren ausger steten Versuchsmotor ermittelt Die Ergebnisse sin
338. on Nebenaggregaten zur Kurbelwellenpositionierung Die Nutzung bereits am Motor vorhandener Nebenaggregate zur Auslaufsteuerung w rde sich wenig aufwendig gestalten Daher werden nachfolgend die vorhandenen Nebenaggregate bez glich ihrer Eignung zur Auslaufsteuerung untersucht Generator Starter Generator Ein Generator ist in jedem Fahrzeug vorhanden Ohne weitere Modifikationen l t sich durch den Abgriff elektrischer Leistung das Antriebsmoment variieren Somit er scheint der Generator als idealer Aktuator zur Beeinflussung des Motorauslaufs oA 10A 20A 30A 40 A 50A 60A 380 A 100 A 120 A 140 A Maximal Strom die Kurbelwelle Nm Lastmoment der Lichtmaschine auf 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 Kurbelwellendrehzahl 1 min Bild 4 4 2 1 Generatorkennfeld des 1 6l Versuchsmotors Lastmoment an der Kurbelwelle bei Umgebungstemperatur 25 C Wie in Bild 4 4 2 1 dargestellt l t sich mit dem am Zielmotor verwendeten konventionellen Generator bei 700 min Kurbelwellendrehzahl und maximalem Generatorstrom etwa ein Moment von 25 Nm an der Kurbelwelle erzeugen Bei 500 min betr gt das maximale Moment 15 Nm und unterhalb von 400 min kann kein Moment mehr aufgebracht werden Da zur Zielbremsung ein Moment von bis zu 70 Nm unterhalb der Drehzahl am letzten OT vor Motorstillstand ca 180 320 mi
339. oren Verbrauchsein sparungen von etwa A 5 im NEFZ Neuer Europ ischer Fahrzyklus und 8 10 im ECE Stadt Zyklus erreicht werden k nnen 10 14 Die gleiche Gr enordnung an Verbrauchsvorteilen d rfte auch mit einem anlasser unterst tztem Direkstart System am Versuchsfahrzeug umsetzbar sein was in nachfolgend beschriebener Absch tzung verdeutlicht werden soll 269 Am Station rpr fstand l t sich f r den Zielmotor ein Leerlaufverbrauch von 0 65 l h ermitteln was einem Kraftstoffmassenstrom von 0 49 g h entspricht Die insgesamt zur ckgelegte Distanz im NEFZ betr gt 11 007 km wof r eine Zeit von 1180 s ben tigt wird Der Leerlaufanteil im NEFZ betr gt 24 9 was einer Ge samtleerlaufzeit von 293 8 s entspricht Dabei verf gt der NEFZ ber insgesamt 14 Leerlaufphasen 143 144 Man kann davon ausgehen da das Fahrzeug nach dem Start etwa nach der zwei ten Leerlaufphase des Zyklus eine Betriebstemperatur erreicht hat K hlwassertem peratur ca 40 C die es erlaubt das Stopp Start System zu aktivieren 145 Die f r die ersten beiden Leerlaufphasen ben tigte Zeit betr gt 53 s Geht man von sofortiger Aktivierung des Stopp Start Systems bei Fahrzeugstillstand in den Leerlaufphasen 3 14 aus ergibt sich eine Gesamtzeit von 240 8 s pro Zy klus in der der Motor abgeschaltet anstatt im Leerlauf betrieben wird Bei einem Leerlaufverbrauch von 0 49 g h erreicht man durch die Abschaltung eine Brutt
340. orteil dieses Verfahrens wird die Vermeidung der Bildung eines Kolbenwandfilms w hrend des Starts genannt Die Ausf hrung einer F llvorrichtung ist aufwendig und f r den hier untersuchten Direktstart nicht vorgesehen Daher ist die Anmeldung f r den einfachen und erweiterten Direktstart als nicht relevant zu betrachten Im November 1999 la t sich U Sieber Robert Bosch GmbH ein Direktstartverfahren patentieren 37 bei dem der Motor vor dem eigentlichen Direktstartvorgang durch Kraftstoffeinspritzung in den Kompressionszylinder und Z ndung des Gemisches entgegen seiner eigentlichen Drehrichtung gedreht wird erweiterter Direktstart Als Vorteil dieses Startverfahrens wird die Positionierung des Kolbens des Expansionszylinders in eine optimale Startposition angegeben In einer bevorzugten Ausf hrung wird vor Erreichen des oberen Totpunkts die Drehrichtung des Motors durch Kraftstoffeinspritzung in den Expansionszylinder mit anschlie ender Z ndung wieder umgedreht und der Motor mit dieser Verbrennung gestartet Ein weiterer Vorteil dieses Verfahrens ist die bei gleicher Kurbelwellenposition gr ere Luftmenge im Brennraum des Expansionszylinders U Sieber Robert Bosch GmbH macht im April 2000 zudem den Vorschlag den Motor nach R ckdrehung vor Einleitung der Vorw rtsbewegung anzunhalten 33 In der Stillstandsphase kann eine Optimierung der Ventilsteuerzeiten f r die anschlie ende Verbrennung im Expansionszylinder die den Mo
341. ortverhalten beim Abstellen des Motors Die Drosselklappe verbleibt w hrend des Motorauslaufs im allgemeinen in ihrer nahezu geschlossenen Leerlaufposition oder wird vollst ndig geschlossen 86 Da der Motorauslauf gew hnlich aus Leerlaufbedingungen heraus stattfindet herrscht zum Zeitpunkt des Abstellens Unterdruck im Saugrohr Der Absolutdruck betr gt bei homogenem Leerlaufbetrieb etwa 0 3 bar Wird die Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs ganz oder teilweise geschlossen ist davon auszugehen da auch w hrend des Motorauslaufs Unterdruck im Saugrohr herrscht Der Unterdruck f hrt w hrend der Ventil berschneidungsphase zum R cksaugen von Abgas in den Brennraum so da ein mit geschlossener Drosselklappe abgestellter Motor zum Zeitpunkt des Stillstands Restgas im Brennraum enth lt Damit steht nicht die maxi mal m gliche Sauerstoffmenge f r den anschlie enden Direktstart im Verbrennungs raum zur Verf gung Vollst ndiges oder teilweises ffnen der Drosselklappe w hrend des Abstell vorgangs f hrt zu einer Erh hung des Saugrohrdrucks und mu daher auch zur Er h hung der Sauerstoffkonzentration in den direktstartrelevanten Zylindern f hren Aus diesen berlegungen kann abgeleitet werden da zur Maximierung des Sauer stoffgehaltes im Zylinder die Drosselklappe w hrend des Abstellvorgangs ge ffnet und der Saugrohrdruck maximal werden mu Mit dem Saugrohrdruck wird w hrend des Auslaufvorgangs auch die Zylinderf
342. otor auslauf mit ffnender Drosselklappe dargestellt Wie deutlich zu sehen stimmen die Me und Simulationsdaten sehr gut berein 122 Das kalibrierte Motormodell wird f r die Untersuchung des Stoppverhaltens eines weiteren Motors Spezifikation in Kapitel 5 2 1 verwendet Dabei kann man mit dem Modell unter anderem die Robustheit des Motorauslaufs untersuchen d h die Auswirkung der Anderungen relevanter Einflu parameter auf den Motorauslauf Weiterhin l sst sich das Modell f r den Entwurf eines Steuerungsalgorithmus zum Erreichen einer vorgegebenen Stopposition verwendet Dabei wird mit dem Steuerungsalgorithmus versucht Abweichungen in der Stopposition auszugleichen die durch Anderungen der Randbedingungen hervorgerufen werden 4 2 3 Steuerungskonzept und entwurf f r den Abstellvorgang Ziel des Konzeptes ist es den Kurbelwinkel beim Abstellen des Motors in ein f r den Direktstart vorteilhaftes Kurbelwinkelfenster etwa 100 120 KW n OT zu positionie ren geeignete Stopposition Zur aktiven Beeinflussung des Motorauslaufvorgangs sind verschiedene Aktuatoren denkbar Nachfolgend werden zwei verschiedene Strategien mit unterschiedlicher Aktuatorik diskutiert Zuerst wird die M glichkeit untersucht den Motorauslauf durch gezielte Beeinflus sung der Zylinderf llung zu kontrollieren Dabei kann man den Auslauf per Drossel kKlappenverstellung so beeinflussen da die vorgegebene Stopposition erreicht wird In die
343. position hinsichtlich der Direktstartf higkeit Verbrennungsmotoren Band I und Il The Direct Injection System of the 2001 Audi Turbo V8 Le Mans Engines Reduzierung dynamischer Gemischfehler des Ottomotors durch nichtlineare Zustandsgr en und Parametersch tzung Fachbuch 3 Auflage ISBN 3 540 56162 5 Springer Verlag Berlin 1997 VDI Berichte Nr 456 S 1 18 1982 SAE Paper Ford Werke AG 2002 01 1101 2002 Vortrag Ford Werke AG 22 Wiener Motoren Symposium 2001 Seiten 28 51 Vortrag FEV Motorentechnik 11 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2002 Seiten 909 920 MTZ Jahrgang 54 Heft 9 1993 BMW AG Seiten 434 435 VDI Berichte Nr 456 S 43 53 1982 Vortrag Freudenberg Dichtungs und Schwingungtechnik KG Vibracoustic GmbH amp Co KG 10 Aachener Kolloquium Fahrzeug und Motorentechnik 2001 Beilage Seiten 1 12 Diplom Masterarbeit Ford Werke AG Technische Universit t Dresden Institut f r Regelungs und Steuerungstheorie Dresden Januar 2004 Vorlesungsumdruck Lehrstuhl f r Verbrennungskraftmaschinen der RWTH Aachen 21 Auflage 2000 SAE Paper 2002 01 3357 Audi 2003 Dissertation Technische Universit t Dresden Dresden 1996 99 100 101 102 103 104 105 106 107 108 109 110 111 112 113 Baehr H D Beese E M nnich T Szengel R Halsand
344. quer eingebauten Frontmotoren und einem Hubraum von 2 oder mehr d rften Bauraumprobleme dazu f hren da KSG nur in Ausnahmef llen ein setzbar sind 27 F r einen 1 6 I Ottomotor wird ein KSG Durchmesser von etwa 240 mm 270 mm ben tigt 29 Die zus tzliche Baul nge zwischen Motor und Getriebe betr gt etwa 35 mm 45 mm 29 Durch Entfall des Riementriebes erfordert alternativen Antrieb aller verbleibenden Riementriebskomponenten wie Klimakompressor Lenkhilfe pumpe Wasserpumpe und weitergehende Integration des KSG in den Antriebs strang kann ggf ein Teil des zus tzlichen Baul ngenbedarfs eingespart werden 21 Das zus tzliche Gewicht von KSG betr gt inklusive der Leistungselektronik etwa 15 kg 18 kg 29 Bedingt durch massive Bauraumbeschr nkungen die Nicht Verf gbarkeit von 42 V Bordnetzen und die deutlich erh hten Kosten gegen ber konventionellen Startsy stemen mit denen bei Applikation eines KSG zu rechnen ist d rften sich KSG zur Umsetzung der Stopp Start Funktionalit t in naherer Zukunft am Markt nicht durch setzen insbesondere nicht bei Fahrzeugen der unteren und mittleren Preisklasse 3 1 2 2 Riemengetriebener Startergenerator RSG Riemengetriebene Startergeneratoren RSG werden statt des konventionellen Ge nerators in den Aggregate Riementrieb eines Verbrennungsmotors implementiert Da der Bauraum f r den RSG bereits vorhanden ist ist die Bauraumproblematik des KSG f r den RSG nicht rele
345. r bei 50 Massenumsatz Vibe Formfaktor bei 90 Massenumsatz Masse Kolbenringprofilkonstante Brennstoffmasse An der Verbrennung teil nehmende Brennstoffmasse bereits verbrannte Kraftstoffmasse Zylinderluftmasse bei Es Fl ssige Kraftstoffmasse Ventilfedermasse Gemischmasse Ventilkeilmasse Kolben und Pleuelgewicht Luftmasse St chiometrische Luftmasse Masse Tassenst el Ventilfedertellermasse Ventilmasse Reduzierte Ventilmasse Verdampfte Kraftstoffmasse Massenstrom Massenstrom durch die Ausla ventile Massenstrom durch die externe Abgasr ckf hrung Massenstrom durch die Drosselklappe Massenstrom durch die Einla ventile Massenstrom durch das Kurbelgeh useentl ftungsventil Leckagemassenstrom Massen nderung im Saugrohr theoretischer Leckagestrom Massenstrom durch Drosselklappe bei Normbedingungen Korrigierter Massenstrom Zylindermassenstrom Moment Gasmoment Massenmoment Reibmoment Summenmoment Zylindermoment Polytropenexponent Kurbelwellendrehzahl Kurbelwellendrehzahl im 1 OT nach Motorstart Kurbelwellendrehzahl im 2 OT nach Motorstart Po P1 max P1 max r ck P2 max P2 max r ck P2 OT PHo Pme p mi PKurbel geh use PS PSaugrohr P Umgebung Pzyl Pr koeff Pr Q Od O max Q verb Q Wand Q W rme r rG FK FL FNW R R Brennstoff Re Rg Jim Ry A Smax 5 Scr Iso t 1700 le le r ck 2 li 292 Anzahl der Nebenaggregate Po
346. r nkt m glich ist Bei 20 bar Kraftstoffdruck ergeben sich erste Einschr nkungen hinsichtlich der Direktstartqualit t und des nutzbaren Startkurbel winkelfensters F llt der Kraftstoffdruck auf 10 bar werden sowohl Startkurbelwin kelfenster und Startwahrscheinlichkeit sowie die Direktstartqualit t drastisch einge schr nkt In Anbetracht der ohnehin gro en Empfindlichkeit des Direktstarts auf andere Para meter Startkurbelwinkel K hlwassertemperatur Kompressionsverh ltnis Steuerzeit Ausla ffnet ist daher empfehlenswert den Kraftstoffdruck w hrend des Startvor gangs keinesfalls kleiner als 40 bar werden zu lassen Damit scheidet ein Start mit dem Vorf rderdruck der blichen Kraftstofftankpumpe 4 bar aus Der Kraftstoffdruck mu also auf andere Weise sichergestellt werden Da im Leerlaufbetrieb bereits mit heutigen Kraftstoffpumpen Dr cke von 100 bar erreicht werden k nnen ist ein Er zeugen des erforderlichen Kraftstoffdrucks in der Verteilerleiste bereits w hrend des Abstellvorgangs m glich Es mu dann allerdings sichergestellt werden da der Druck w hrend der gesamten Stillstandphase im System gehalten wird Damit sind entsprechende Anforderungen zu stellen an die maximal zul ssige Leckage des Kraftstoffsystems ber die gesamte Fahrzeuglebensdauer Wie hoch diese 256 Anforderungen sein m ssen sollte in weiteren Untersuchungen gekl rt werden Dabei ist auch zu ber cksichtigen da Kraftstoffleckag
347. r 105 C 600 60 70 80 90 100 110 120 Startwinkel KW n OT Bild 5 1 4 3 4 Einfacher Direktstart Startfenster bei theoretisch maximal m glichem Verbrennungsluftverh ltnis Ay 1 und kurzen Ventil ffnungszeiten A 37KW v UT Es 70 KW n UT Erst eine Verbesserung der Gemischqualit t auf das theoretische Maximum Av 1 erm glicht einen Start bei h heren K hlwassertemperaturen Bild 5 1 4 3 4 bis hin zu 105 C Allerdings ist das Startfenster bei dieser K hlwassertemperatur schon u Berst klein 4 KW 96 KW n OT 100 KW n OT Der optimale Startwinkel liegt je nach K hlwassertemperatur zwischen 95 KW n OT und 98KW n OT Bild 5 1 4 3 5 zeigt die Startfenster eines einfachen und eines erweiterten Direktstarts im Vergleich Die gew hlten Werte f r K hlwassertemperatur Gemischbildungsqualit t Motorreibung und Massentr gheitsmoment sind gleich Die bessere Startqualit t des erweiterten Direktstarts ergibt sich aus dem wesentlich gr eren Startfenster Beim Vergleich der geleisteten Arbeiten wird deutlich da ein erweiterter Direktstart erheblich mehr Arbeit im 1 Expansionstakt leistet bedingt durch die R ckdrehung und der damit verbundenen Vorverdichtung des Inhalts von Zylinder 1 Im Beispiel wird die Arbeitsleistung der 1 Expansion um den Faktor 3 erh ht 191 600 500 400 300 200 100 1 min n OT_1 100 200 300 400 500 600 700
348. r Co 1997 Benutzerhandbuch DSP Technology Interner Bericht Ford Motor Company 1999 286 128 Hochkirchen T European Customer Usage Profiles Interner Bericht Ford Description of Data Sources and Results for Forschungszentrum Aachen Start Stop Applications Energy Management August 2003 129 Andre M Driving Cycles for Emission Measurements SAE Paper 950926 INRETS Hickman A J Under European Conditions TRL TUV Rheinland 1995 Hassel D Joumard R 130 Renz U Grundlagen der W rme bertragung Vorlesungsumdruck Lehrstuhl f r W rme bertragung der RWTH Aachen 1990 131 Saur R Kennfeldgesteuertes Temperaturregelsystem MTZ Jahrgang 57 Heft 7 Leu P f r Motork hlkreisl ufe 1996 BMW AG Lemberger H Seiten 424 ff Huemer G 132 Bauer R BMW V8 Motoren Steigerung von MTZ Jahrgang 57 Heft 2 Brox W Umweltvertr glichkeit und Kundennutzen 1996 BMW AG Fischer A Seiten 86 ff Hofmann R Lemberger H St dter J 133 Brinkmann F Benzindirekteinspritzung mit Turboaufladung Vortrag Ford Werke AG Pingen B Ein Brennverfahren f r Downsizing VI Tagung Motorische Walder K Konzepte Verbrennung M nchen 2003 134 Lecointe B Downsizing a Gasoline Engine Using SAE Paper Monnier G Turbocharging with Direct Injection 2003 01 0542 Institute Francais du P trole 2003 135 Gersten K Einf hrung in die Str mungsmechanik Fachbuch Vieweg Verlag Braunschweig 6
349. r Effekt kann in Bild 5 2 4 7 12 beobachtet werden in dem die Gesamtarbeit des 2 Zyklus Restgaszyklus in Abh ngigkeit vom Startkurbelwin kel und der K hlwassertemperatur aufgetragen ist Bis zu einem Startwinkel von 124 KW n OT kommt es zu negativen Gesamtarbeiten die nicht im Bereich 50 J liegen der nicht erfolgreiche Starts anzeigt Es findet also zum Teil offensichtlich keine oder nur eine sehr schwache Energieumsetzung im 2 Zyklus statt Grund f r die Startwinkelabh ngigkeit der 2 Verbrennung d rfte auch hier wieder das mit kleiner werdendem Startwinkel zu fett werdende lokale Luftverh ltnis in N he der Kerze sein tmot 80 C u tmot 105 C 100 IA 80 gt 60 Starterfolg 40 20 0 j I 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel KW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT 0 7 A A2 r ch 1 2 A e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt 1_vor 2_ ges 0 7 teb 1 ms Bild 5 2 4 7 10 Starterfolg in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur AO 10 KW sp t A2 r ck 1 2 247 tmot 80 C E tmot 105 C 80 60 40 R ckdreherfolg 20 0 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 Startwinkel PKW n OT E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT A2 r ch 1 2 Au wer 0 7 A
350. r Sauerstoffgehalt im Zylinder da dieser die umsetzbare Energiemenge w hrend der Startverbrennungen bestimmt W hrend des Motorauslaufs sollte eine m glichst vollst ndige Restgasaussp lung erfolgen 33 34 35 77 Weiterhin mu der Motorauslaufvorgang unter den genannten Bedingungen hinsichtlich des Schwingungsverhaltens komfortabel sein Daher wird im ersten Ansatz der Motorauslauf in Motorenpr fstandsversuchen untersucht Kapitel 4 1 Dabei wird vornehmlich ber gezielte Drosselklappen steuerung Einflu auf den Abstellvorgang genommen Da sich insbesondere die Vorhersagbarkeit und Einstellung einer pr determinierten Stopposition als sehr komplex erweist wird der Motorauslauf zus tzlich in einem Si mulationsmodell abgebildet Mit dem Simulationsmodell werden Parameter gezielt variiert um deren Einflu auf das Auslaufverhalten zu quantifizieren Kapitel 4 2 4 1 Motorauslaufuntersuchungen am Motorenpr fstand Folgende Gr en die sich w hrend des Motorauslaufs einstellen werden in Moto renpr fstandsversuchen untersucht der Sauerstoffgehalt im Brennraum des Expansions und Kompressionszylin ders bezogen auf den stillstenenden Motor die Beschleunigung in den Motorlagern w hrend des Abstellvorgangs Schwingungsmessung Komfortverhalten die Kurbelwinkelposition beim Motorstillstand Abstellposition Stopposition 4 1 1 Versuchstr ger Als Versuchstr ger dient ein 4 Zylinder Reihen Ottomotor mit 1 41
351. r Umwelt und Geologie Stand 09 Okt 2002 W rtembergischer Gemeindeunfallversiche rungsverband Info No 1 2000 Br el amp Kjaer DK 2850 N rum Denmark 2003 Rotec GmbH M nchen 2001 Handbuch zum Motorsteuerger t Robert Bosch GmbH Schwieberdingen 2003 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 Mitschke M Bobbert G Kramer U Phlips P Phlips P Kramer U Pecher G Menne R Schwaderlapp M Dohmen J Haubner F Flierl R Kramer F Rech H Stanski U Wenzel M Chirila J K sler R Pinzler H Ridderskamp F M rz M Melz Giovanella K Pischinger S Baretzky U Andor T Diel H Ullrich W R sel G 283 Dynamik der Kraftfahrzeuge Band B Schwingungen Schwingungseinwirkung auf den Menschen Wahrnehmung Beanspruchung Beurteilung Phasing Strategy for an Engine with Twin Variable Cam Timing Entwicklungspotential von kleinvolumigen Ottomotoren mit Saugrohreinspritzung und Doppel Nockenwellenverstellung Reibungsminderung Konstruktive Beitr ge zur Kraftstoffeinsparung Optimierung der BMW Vierzylinder Zweiventilmotoren Schwingungseinwirkung auf den Menschen an Bord von Seeschiffen Schwingungstechnisches und akustisches Potenzial von Lagerungskonzepten bei innovativen Antrieben Simulation eines Motorabstellvorgangs und Entwicklung einer Regelung zur Optimierung der Abstell
352. r abgelesen werden Ne ben den Standardme punkten sind Me punkte in das Diagramm eingetragen die bei einer Oltemperaturvariation von 30 C bis 70 C gemessen wurden Da sich diese Punkte unauff llig in die Struktur der anderen MeB ergebnisse alle erzeugt bei 80 C 5 C Oltemperatur einf gen ist davon auszugehen da es keinen nachweisli chen Einflu der Oltemperatur auf die Sauerstoffkonzentration im Startzylinder gibt solange sich die Gesamtzahl der Kurbelwellenumdrehungen bis zum Stillstand der Kurbelwelle nicht gravierend ndert 50 y 0 0024x 0 1093x 1 7679x 10 264 y 0 0061x 0 2445x 3 4321x 3 2403 y 0 0145x 0 5198x 6 5597x 9 1653 Sauerstoff Konzentration Zyl 4 5 0 6 0 7 0 8 0 9 0 10 0 11 0 12 0 13 0 14 0 15 0 16 0 17 0 Mittlerer Zylinderdruck Zyl 4 w hrend des Motorauslaufs bar 700 min i 3 E 700 min i 4 A 900 min i 5 1100 min i 7 Trendlinie 700 min Trendlinie 900 min Trendlinie 1100 min Bild 4 1 4 2 5 O gt Konzentration als Funktion des mittleren Zylinderdrucks im OT Einflu der Leerlaufdrehzahl und des Entnahmezyklus In Bild 4 1 4 2 5 ist die O gt Konzentration als Funktion des mittleren OT Zylinder drucks f r den Auslaufvorgang mit 3 verschiedenen Leelaufdrehzahlen dargestellt und zwar f r 700 min 900 min und 1100 min Die Sauerstoffkonzentration wir
353. r mit einem konventionellen Anlasser oder alternativen Hilfssystemen vollzo gen W hrend des Stopp Start Betriebs in dem Motorstopp und Motorstart automa tisch erfolgen bleibt die Motorsteuerung aktiv und verfolgt permanent die Winkelbe wegungen von Kurbel und Nockenwelle 262 Geht es nur darum R ckdrehen zuverl ssig zu erkennen ist auch ein Sensorsystem denkbar welches aus zwei Inkrementalgebern besteht die phasenversetzt die Mar kierungen der Kurbelwelle abtasten 7 34 Dazu wird idealerweise ein bereits vor handener Inkrementalgeber an der Kurbelwelle um einen zweiten Geber erg nzt Die Inkrementalgeber sind mit einem halben Zahn Versatz angeordnet Sieht ein Geber au erhalb des Zahnl ckenbereiches eine aufsteigende Zahnflanke sieht der zweite eine Zahnmitte Bei dieser Geberanordnung ist die Abfolge fallender und steigender Flanken je nach Drehrichtung eindeutig und unterschiedlich so da mit Auswertung der Zahnflankenabfolge R ckdrehen sicher erkannt werden kann Ein aus zwei Inkrementalgebern bestehendes System Doppelsensorsystem ist in Bild 6 1 1 schematisch dargestellt Neben der Variante mit zwei getrennten Inkrementalgebern ist auch eine Anordnung mit zwei in einem Geh use oder auf einem Chip integrierten Gebern denkbar Die Synchronisation der Motorsteuerung erfolgt bei der Variante mit zwei Inkremen talgebern nur nach einem konventionellen Motorstart per Anlasser W hrend des Stopp Start Betriebs berw
354. raum zwischen dem Einspritzende te r ck 2 und dem 1 Z ndzeitpunkt ZZP icx 2 der Mehrfachz ndung in Bild 5 2 4 3 4 fach Z n dung Im Vergleich zu blichen Gemischbildungszeiten zum Vergleich maximal m glich im homogenen Leerlaufbetrieb etwa die Zeit f r 1 Kurbelwellenumdrehung bei 7 00 min 86 ms kann sie vergleichsweise lang gew hlt werden Beschr n kender Faktor ist die erforderliche Zeit zum Erreichen der Fahrbereitschaft nach dem Startwunsch 1790 Ben tigen beispielsweise das R ckdrehen und der Drehzahl hochlauf auf 700 min nur 0 4 s dann betr gt die m gliche Gemischbildungszeit bei 202 Voraussetzung einer akzeptablen Startzeit von 0 5 s 100 ms und liegt damit in derselben Gr enordnung wie die blichen Gemischbildungszeiten im Leerlauf Die f r die R ckdrehung ben tigte Zeit die R ckdrehzeit tick betr gt im Beispiel etwa 0 1 s Dabei wird die Kurbelwelle um etwa 60 KW zur ckgedreht Das Dreh zahlmaximum w hrend der R ckdrehung liegt etwa bei 100 min In Bild 5 2 4 4 sind Druckkenngr en definiert die den Verlauf eines Direktstartvor gangs gut beschreiben und zum Vergleich einzelner Starts herangezogen werden Wichtige Kenngr e f r die Qualit t der R ckdrehverbrennung ist der Maximaldruck des R ckdreharbeitstakts p2 max r ck er betr gt im Beispiel etwa 6 bar Je gr er dieser ist desto effizienter ist die Verbrennung Der Grad der Vorverdichtung durch die R ckdreh
355. rdruck bar Z OT1 Einspritzung und Z ndung aus 800 Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar Zylinderdruck 2 bar Nockenwellenwinkel NW n Z OT 1 360 270 180 90 e ei aere r 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 Zeit s Bild 4 1 6 2 1 5 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 4 ge ffnete Drosselklappe Darstellung ber der Zeit KW Drehzahl 1 min NW Sensor differenziert Drosselklappenposition Saugrohrdruck bar 8004 125 Cer 1 25 700 e 600 100 u we 1 00 500 4004 75 0 75 300 2004 50 0 50 100 04 25 0 25 100 200 0 0 00 Zylinderdruck 1 bar Zylinderdruck 3 bar Zylinderdruck 4 bar Zylinderdruck 2 bar 25 20 l N 15 10 5 L KA V 0 ORI NINET u Aa Eege hg Geer X In er e 0 200 400 600 800 1000 1200 Nockenwellensummenwinkel NW n Z OT 1 aus Bild 4 1 6 2 1 6 Motorauslauf unter Anwendung von DK Kennlinie Nr 4 ge ffnete Drosselklappe Darstellung ber dem Nockenwellensummenwinkel 68 Bei beiden Auslaufvorg ngen mit geschlossener und ge ffneter Drosselklappe er kennt man am n herungsweise gleichbleibenden Zylinderdruckniveau da die F l lung der einzelnen Zylinder untereinander weitgehend gleich ist Der mit sinkender Drehzahl abnehmende Zylinderspitzendruck d rfte auf den zuneh
356. rennraumdruck Drehzahl und Kurbelwinkel dynamisch zu jedem Zeitpunkt berechnet werden Grundlage s mtlicher Berechnungsans tze f r Reibung sind empirische Rechenmo delle die auf den Ergebnissen gezielter experimenteller Analysen beruhen Aus gangspunkt f r die Ableitung von Rechenans tzen sind die experimentellen Zusam menh nge von Konstruktions und Betriebsparametern auf Basis der Reibverluste des Gesamtmotors sowie einzelner Bauteilgruppen Wesentliche Parameter sind dabei Motordrehzahl Motorlast Temperaturniveau Kolbengeschwindigkeit Olviskosit t und die Durchmesser der Haupt und Pleuellager Beim Gesamtmotor ohne Nebenaggregate verursacht bei niedrigen Drehzahlen die Kolbengruppe bis zu 50 der gesamten Reibungsverluste der Ventiltrieb 10 bis 20 und die Grundlager 20 bis 30 95 102 Ausgehend von diesem Verh lt nis m ssen diese Baugruppen auch beim Motorauslauf entsprechend ber cksichtigt werden Das Reibungsmodell besteht aus vier einzelnen Untermodellen die folgende Bau teilgruppen umfassen 105 i Kolbengruppe bestehend aus Kolbenringen Kompressionsringe und Olabstreifring Kolbenhemd Kolbenbolzen ii Ventiltrieb iii Kurbelwellengrund und Pleuellager entlastet und belastet iv Nebenaggregate Lichtmaschine Olpumpe Die Reibungsverluste der Nebenaggregate werden im Modell als konstant angenommen 4 2 1 5 1 Kolbengruppe Die Kolbengruppe besteht aus den Konstruktionselementen Kol
357. rforderlich um die geforderte Abstellposition einzuhalten 141 Robust funktionieren w rde eine zus tzliche Bremsvorrichtung die etwa ein maxi males Moment von 70 Nm aufbringen m te um die Kurbelwelle sicher im gefor derten Fenster zum Stillstand zu bringen Der Bremsvorgang w rde dann mit kon stanter Verz gerung im letzten OT vor Motorstillstand beginnen und 100 120 KW sp ter beim Zielkurbelwinkel enden Dabei ist die Voraussage des letzten OT vor Motorstillstand mit hoher Zuverl ssigkeit m glich anhand der Auswertung des Drehzahlverlaufs und ggf zus tzlicher Auswertung des Zylinder oder Saugrohr druckverlaufs w hrend des Motorauslaufs Allerdings ist bei einer solchen Anordnung zu beachten da der Bremsvorgang nicht l nger als der ungebremste Auslauf vom letzten OT bis zur ersten berstreichung des Startwinkelbereiches 0 1 s dauern darf In dieser Zeit mu das Bremsmoment geregelt werden Eine Aktuatorik zu realisieren die eine Momentenregelung bis zu 70 Nm in 0 1 s erm glicht d rfte hinsichtlich des Bauaufwands wenig praxisgerecht sein 4 3 Drosselklappenstrategie zur Optimierung des Motor Abstellvorgangs Wie aus den Versuchs und Simulationsergebnissen ersichtlich eignet sich die Dros selklappe allein nicht zum Regeln oder Steuern der Abstellposition Wohl aber l t sich die statistische Verteilung der Stopposition beeinflussen Zum h ufigen Erreichen der startoptimalen Winkellage von ca 100 120
358. romissen bei der Motorauslegung erfordert scheint es die sinnvollste L sung zu sein ein rein anlasserunterst tztes Direktstart system einzuf hren bei dem 100 der Anla vorg nge mit dem Anlasser unterst tzt werden Ein solches System weist ein robustes Startverhalten auf der Startvorgang ist pr dizierbar und es entf llt die Forderung nach dem Einr cken des Anlasserritzels in den noch laufenden Motor Ein solches System verlangt aber zwingend den Anlassermotor f r ein Direktstart fahrzeug so auszulegen da zum einen der Anlasser der erh hten Anzahl von Start vorg ngen die ein Stopp Start System mit sich bringt standh lt und zum anderen den hohen Komfortanforderungen Akustik eines Stopp Start Systems gen gt W hrend ein konventioneller Anlassermotor blicherweise auf etwa 40 000 Schal tungen ausgelegt wird sind f r einen Startermotor f r ein Stopp Start System etwa 200 000 400 000 Schaltungen zu ber cksichtigen 20 36 44 Dabei kann die Eingriffszeitentlastung des Startermotors durch die Direktstarttechnologie die eine deutlich k rzere Eingriffsdauer pro Startvorgang gegen ber dem konventionellen Anla vorgang erlaubt durchaus positive Beitr ge zur Erh hung der Lebensdauer des Startermotors liefern Der Beitrag den die kurze Eingriffzeit zur Lebensdauer des Startermotors liefert ist bisher noch nicht untersucht so da der Vorteil nicht quantifi ziert werden kann Um das akustische Niveau des Direkts
359. rtwinkel 122 n OT 100 nn a a x 80 D O 5 a ail F 3 40 D 20 0 0 2 4 6 8 10 12 Kraftstoffdruck MPa E 14 n OT Es 62 n UT A 27 v UT As 13 n OT Aa roon 0 7 Ay vor 0 7 Napa 07 teb 75 ms La SOC e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 8 2 R ckdreherfolg in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen Startkurbelwinkeln tmot 80 C In Bild 5 2 4 8 3 sind die Drehzahlen im 2 OT in Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck bei verschiedenen Startkurbelwinkeln dargestellt Anders als bei Betrachtung des Starterfolgs ist hier unabh ngig vom Startwinkel bereits bei 20 bar Kraftstoffdruck eine Verschlechterung der Direktstartqualit t zu erkennen Im Bereich zwischen 252 40 bar und 100 bar zeigt die Drehzahl im 2 OT und damit die Direktstartqualit t keinerlei Abh ngigkeit vom Kraftstoffdruck Unterhalb von 40 bar Kraftstoffdruck nehmen die Drehzahlen im 2 OT ab Startwinkel 98 n OT Startwinkel 112 n OT A Startwinkel 122 n OT 250 m u 200 E a E A E H ge i pla E AP a D A T A A A 150 E t 3 x e Ae A H Wi N SW A Ke o 100 CB SA e lt 4g c e 7 z P n ut o 8 50 Ze E 0 eg a 0 2 4 6 8 10 12 Kraftstoffdruck MPa E 14 n OT Es 62 n
360. rung Vor jedem Direktstart wird der Motor bei Leerlaufdrehzahl betrieben und sowohl die l als auch die K hlwassertemperatur werden konditioniert Beim Erreichen der Zielwerte wird der Motor konditioniert abgeschaltet indem vor dem Abschalten von Z ndung und Einspritzung eine Solleerlaufdrehzahl angefahren und w hrend des anschlie enden Motorauslaufs die Drosselklappe verstellt wird Da bei Durchf hrung der Versuche mit den vorhandenen Eingriffsm glichkeiten noch keine exakte Positionierung des Kurbelwinkels auf einen pr determinierten Wert m glich ist wird der Kurbelwinkel manuell bei eingelegtem 5 Gang und aufgebock tem linken Vorderrad auf seine Sollposition gedreht Anschlie end wird der Motor im Leerlauf mit geschlossener Kupplung direkt gestartet Beide Me datenerfassungs systeme IMC u musycs und ETAS INCA werden automatisch per Trigger bedingung vor der 1 Einspritzung in den stehenden Zylinder gestartet Die Me dauer betr gt im allgemeinen 3 s pro Start Mit dieser Vorgehensweise wird in Anlehnung an die Simulationsergebnisse Kapi tel 5 1 4 der Einflu folgender Parameter auf das Direktstartverhalten untersucht Gemischbildungszeit der R ckdrehverbrennung Luftverh ltnisse zugef hrte Kraftstoffmasse bezogen auf die berechnete Zylinderluftmasse der R ckdrehverbrennung der 1 und der 2 Expansion in Vorw rtsdrehrichtung K hlwassertemperatur Startwinkel steuerzeiten Kraftstoffdruck
361. rungen an die Dauerhaltbarkeit des Anlassers gestellt Bei anderen Konzepten wird der automatische Wiederstart von einem auch als Antriebsmotor operierenden Generator bernommen der in konventioneller Weise durch einen Keilrippenriemen mit dem Motor verbunden ist Nachteile dieser L sung sind die nicht unerheblichen Mehrkosten im Vergleich zum konventionellen Anla sy stem Zudem sind bei gr eren Motoren der bertragung des erforderlichen An triepbsmomentes durch den Riemen insbesondere bei niedrigen Temperaturen enge Grenzen gesetzt so da die Applizierbarkeit auf kleine Motoren beschr nkt ist Zur Applikation an gr eren Motoren m te neben aufwendigen Modifikationen am Riementrieb auch eine Umstellung des 12 V Bordnetzes auf eine h here Spannung beispielsweise 42 V erfolgen Bei weitergehenden auch f r gr ere Motoren geeigneten Konzepten wird daher die Generator Startereinheit direkt mit der Kurbelwelle verbunden Solche Systeme verursachen allerdings wesentlich h here Kosten als Systeme mit konventioneller Lichtmaschinenanordnung Zudem ben tigen sie im allgemeinen ein 42 V Bordnetz und deutlich mehr Bauraum zwischen Motor und Getriebe Die Unterbringung im Rahmen blicher Antriebstrangdimensionen gestaltet sich sehr schwierig Bei direkteinspritzenden Ottomotoren bietet sich ein weiteres Verfahren zur Darstel lung der Stopp Start Funktion an Durch direktes Einspritzen von Kraftstoff in den Brennraum kann auch be
362. s Expansionszylinder 1 Zyl druck 2 bar Zyl druck 3 bar Expansionszylinder 2 Expansionszylinder 3 40 3 Arbeitstakt 30 em 2 SS hier ohne Verbrennung in OT Drehzahl nor 1 200 200 Startwinkel 200 R ckdrehen n lt 0 N i Re E OT Drehzahl nor z e i 4 EE 720 810 900 990 R ckdrehwinkel Summenwinkel KW n OT 1 aus Bild 5 2 4 2 Kurbelwinkelbezogener Ablauf des erweiterten Direktstarts Nomenklatur In Bild 5 2 4 3 sind Zeitkenngr en definiert die zur Beschreibung und zum Ver gleich einzelner Direktstartvorg nge herangezogen werden Eingezeichnet sind die Zeitpunkte des Einspritzbeginns f r die R ckdrehung ti r ck 2 und die ersten beiden Arbeitstakte t vor UNd t vor 2 Dabei beziehen sich die eingezeichneten Zeitpunkte jeweils auf den Beginn der Aufzeichnungsdauer t 0 s Bei Umsetzung eines Stopp Start Systems kann aber der Einspritzbeginn f r die R ckdrehung t r ck 2 ohne nennenswerte Zeitverz gerung nach dem Anfahrwunsch erfolgen so da 201 t r ck 2 als Bezugswert f r alle Zeitbetrachtungen hinsichtlich eines Stopp Start Systems gew hlt werden mu Gan Startzeit Zeit zwischen 1 Einspritzung und Motordrehzahl min 1 Erreichen der Leerlaufdrehzahl 700 min T r 5 Loo R ckdrehzeit F 700 min N7 i Ei 1 Zyl dr
363. s Nachteilig gegen ber der allgemein blichen Verbrennung aller abgesetzten Einspritzungen ist das Entlassen unver brannten Kraftstoffs ins Abgassystem was zu einer Zunahme der Kohlenwasserstoff rohemissionen f hrt Zudem wird der beim Motorauslauf berstrichene Kurbelwinkel um mindestens etwa 180 KW verk rzt was ggf den Wegfall eines zus tzlichen Sp lzyklus eines startrelevanten Zylinders zur Folge hat wodurch die Restgasaus sp lung verschlechtert wird 4 1 4 Untersuchung des Sauerstoffgehaltes im Brennraum beim Abstellen des Motors Die Energie die bei der ersten Verbrennung des Direkt Starts freigesetzt wird mu ausreichen um die Kurbelwelle mit der notwendigen Drehzahl ber den 1 OT hinweg zu drehen Ansonsten ist ein Direkt Start nicht erfolgreich 33 Die Energiemenge die f r die erste Drehung der Kurbelwelle bis hin zum ersten OT zur Verf gung steht ist begrenzt durch die Zylinderladung des Expansionszylinders Je gr er die absolute Sauerstoffmenge in diesem Zylinder ist desto mehr Kraftstoff kann im ersten Zyklus verbrannt werden und desto gr er ist die bereitgestellte Energie Die absolute Sauerstoffmenge im Expansionszylinder ist ma geblich ab h ngig von der Gesamtgasmenge im Expansionsraum und der Sauerstoffkonzentra tion der entsprechenden Zylinderladung Die Gesamtgasmenge wird zum einen bestimmt durch das Volumen des Expan sionsraumes und damit von der Abstellposition Zum anderen bestimmt die D
364. s reibungsbehaftete Str mung an genommen Weil der Druck im Saugrohr w hrend des Leerlaufs und des Motoraus laufs auch beim aufgeladenen Motor kleiner oder gleich dem Umgebungsdruck ist P saugronr lt Pumgebung K nnen die Geschwindigkeit und die Dichte im Str mungsquer schnitt wie folgt berechnet werden 100 K l 2 K P Saugrohr 1 P Saugrohr S K 1 P Saugrohr K _ P Saugrohr Ps ER Pr mgebung P Umgebung P Umgebung GI 4 2 1 23 Unter Verwendung von Gleichungen GI 4 2 1 23 kann GI 4 2 1 19 Gleichung wie folgt umgeformt werden 2 K P Saugrohr i Ss P Saugrohr Kl ege ee GI 4 2 1 24 K l Mpk A f 2 j P Umgebung P Umgebung In Gleichung GI 4 2 1 24 wird die Ausflu funktion w definiert IS 2 K l Zum P saugrohr j GI 4 2 1 25 KT l P Umgebung P Umgebung Gleichung GI 4 2 1 24 kann somit wie folgt dargestellt werden M pg A AP neue P Umgebung a Gl 4 2 1 26 Die Ausflu funktion ist eine Funktion der Druckdifferenz zwischen Umgebung und Saugrohr sowie dem Isentropenexponenten In der Praxis wird die Ausflu funktion als Kennlinie dargestellt Auch hier mu das berkritische Druckverh ltnis P savgrohr gt Fr beachtet werden In diesem Bereich bleibt die Ausflu funktion P umgebung K konstant und der maximale Massenstrom ist erreicht Zu Simulationszwecken wird die Durchflu funktion normiert w und der Term A JD Pun
365. samtenergie kin pot im letzten OT J Bild 4 1 6 2 4 4 Stopposition in Abh ngigkeit der Gesamtenergie im letzten OT Drosselklappe geschlossen In Bild 4 1 6 2 4 4 ist die Stopposition statt in Abh ngigkeit von der Drehzahl jetzt in Abh ngigkeit von der Gesamtenergie Gl 4 1 6 1 aufgetragen Diese Darstellung ber cksichtigt im Gegensatz zu der Drehzahldarstellung den Einflu der Zylinder f llung Die Energiedarstellung zeigt ein hnliches Verhalten wie die Drehzahl darstellung Die Betrachtung der Gesamtenergie die eine F llungserfassung beinhaltet zeigt demnach keinerlei Vorteil gegen ber der Drehzahlbetrachtung Dieses Verhalten kann auch erwartet werden da mit der verwendeten 89 Drosselklappenkennlinie die F llung von Expansions und Kompressionszylinder n herungsweise gleich ist Bild 4 1 6 2 4 5 zeigt die Abh ngigkeit der Stopposition von der Motordrehzahl f r 80 Motorauslaufvorg nge mit vollst ndig ge ffneter Drosselklappe Die rot gekenn zeichneten Datenpunkte stehen f r Auslaufvorg nge bei denen die Kurbelwelle in einem Summennockenwinkelfenster zwischen 810 NW und 900 NW zum Stillstand kommt Der letzte OT liegt bei 810 NW F r die blau gekennzeichneten Datenpunkte befindet sich der letzte OT bei 900 NW Es kann jeder OT Drehzahl ein Streubereich von Stoppositionen zugeordnet werden der je nach OT Drehzahl bis zu 30 KW bei 105 min umfa t F r Drehzahlen zwi schen 130 min und 170
366. schen zwei ver schiedenen Startarten die vom Fahrer aufgrund ihres akustischen Verhaltens deut lich zu unterscheiden sind vom Kunden berhaupt akzeptiert wird Weiterhin ist zu ber cksichtigen da bei einem Anlasserstart nach einem mi lunge nen reinen Direktstart erst abgewartet werden mu bis die Kurbelwellenbewegung zum Stillstand gekommen ist da es heutige Anlasser aus Gr nden der Dauerhaltbar keit und der Akustik nicht erlauben das Anlasserritzel in eine bewegte Gegenver zahnung einzuspuren 20 26 Dadurch wird die Gesamtstartzeit Zeit von der 1 Startanforderung durch den Fahrer bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl erheb lich verl ngert um ca 0 3 s vgl Kapitel 5 Zeit bis zum Erreichen des kritischen 2 OT was zu deutlich verl ngerten Gesamtstartzeiten f hrt Auch hier stellt sich wieder die Frage nach der Akzeptanz die ein Kunde einem System entgegenbringt welches f r einen gewissen Anteil an Anla vorg ngen mehr Zeit ben tigt als gewohnt Ein Einspuren des Anlasserritzels in den noch drehenden Motor welches die Startzeitproblematik entsch rfen w rde stellt eine grunds tzlich neue Anforderung an bekannte Anlasser dar Da die Problematik der Startzuverl ssigkeit des puren Direktstarts noch nicht ab schlie end gekl rt ist die Frage nach der Kundenakzeptanz eines nicht vorherseh baren unterschiedlich ablaufenden Startvorgangs noch nicht untersucht ist und der reine Direktstart eine Vielzahl von Komp
367. schwierigkeiten nicht ber cksichtigt sondern von einem mittleren konstanten Zylinderdruckverlauf ausgeht kann f r die Simulationsrechnung keine Kennzahl mit angegeben werden die die Startwahrscheinlichkeit beschreibt AO Startfenster Dorz PKW v UT PKW n OT Startwinkel 116 n OT Messung gt 90 ku mg 1 LI s40 ma e wa a ss e me se I e B 97 17 O0 151426 Es E BE EG SE ES DE aea se o o o Bild 5 3 1 1 Vergleich von Simulations und Me ergebnissen Im 1 Betriebspunkt werden die Ergebnisse von Berechnung und Versuch f r K hl wassertemperatur von 80 C 5 C verglichen Die sich ergebenden Startfenster sind hnlich gro Messung 18 KW Simulation 24 KW bzw 20 KW wobei das Startfen ster bei den Messungen leicht zu sp teren Steuerzeiten hin verschoben ist Auch die Drehzahlen am 2 OT liegen auf hnlichem Niveau wobei sich die Me ergebnisse 257 bedingt durch Verbrennungsschwankungen nur mit Hilfe eines Drehzahlbandes beschreiben lassen w hrend das Ergebnis der Simulation jeweils eine singul re Drehzahl ist Die berechneten Drehzahlen f r beide K hlwassertemperaturen liegen jeweils im Streuband der Messungen Ein hnliches Bild ergibt sich beim Vergleich von Simulations und Versuchsergeb nissen im 2 ausgew hlten Betriebspunkt Auch hier passen die Drehzahlen im 2 OT und das ermittelte Startfenster sehr gut zusammen wobei das berechnete Startfenster ge
368. sd urchtuhung K K C C a aaaaa 198 5 2 4 Auswertung und Ergebnisse der Parametervariation 199 5 2 4 1 Kompressionsdruckabsenkung durch Einspritzung in den 2 Expansionstakt ohne Verbrennung 206 5 2 4 2 Verbrennung im 2 Expansionstakt 209 5 2 4 3 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung 211 5 2 4 4 Einflu des Luftverh ltnisses der 1 Vorw rtsverbrennung 218 5 2 4 5 Einflu der Gemschbidungezent 221 5 2 4 6 Einflu der K hlwassertemperatur und des Glart kurbelwnkels K yjC C Oaaaaa 225 5 2 4 7 Einflu der Ventilsteuerzeiten oo LLLLLLL ILL 240 5 2 4 8 Einflu des KraftstoffdruckS 11 2 DD 249 D32Gchlu iolgerungen R hK aaaaaaaaaaaaaa 256 5 3 1 Abgleich gemessener Daten mit Simulationsergebnissen 256 5 3 2 Robustheit des Drekistartvorgangs Sat 5 3 3 Grenzen des Direktstarts 258 6 Konstruktive nderungen am Motor zur Darstellung eines Stopp Start Systems mit Direktstarttechnologie 260 6 1 Absolutwinkelsensorik 2 222222 261 6 2 Notwendigkeit des Giartermmotors 263 7 Ausblick P rY ANERER ee 265 7 1 Eignung des Direktstarts zum Aufbau eines Stopp Start SystemsS 265 7 2 Kraftstoffverbrauchs und Emissionspotential co oo Lo 268 8 Zusammenfassung y y jy j j y a a a alaaaaaaaaaaa 271 9 Literatupnverzechns RL RI AHHIHHHHIHHHHII HIHI ILL 275 Abk rzu
369. sem Fall bieten sich grunds tzlich zwei Konzepte zur Kurbelwellen positionierung w hrend des Motorauslaufs an eine reine Drosselklappensteuerung oder eine Drosselklappenregelung mit der die Zylinderzielposition in Abh ngigkeit der Auslaufphasen Eintrittsdrehzahl und der Zylinderf llung dargestellt werden soll Die zweite Strategie ist die Aufbringung eines externen Bremsmomentes beispiels weise erzeugt durch die Applikation einer hypothetischen zus tzlichen Kurbelwel lenbremse welche die Kurbelwelle ab dem letzten OT in die Zielposition bremst Zielbremsung Das Bremsmoment wird w hrend des gesamten Bremsvorgangs kontrolliert aufgebracht Die Anforderungen an ein Bremssystem werden formuliert 4 2 3 1 Grundanalyse und Struktur Betrachtet man den Motor als ein fast reibungsfreies Pendel dann w rde die Kur belwelle bei gleicher F llung der Zylinder immer bei einer Kurbelwellenposition von 90 OT zum Stillstand kommen da die komprimierten Lufts ulen im Kompressions und Expansionszylinder als Feder wirken deren energetisch neutrale Lage sich be zogen auf den Expansionszylinder bei 90 KW n OT befindet Der Maximaldruck in den Zylindern ist eine Funktion des Saugrohrsdrucks bei einla schlie t Der Saugrohrdruck wiederum h ngt von der Drosselklappenstel lung ab Ist der Saugrohrdruck bei Bef llung des Kompressions und Expansionszy linders d h zum Zeitpunkt Einla schlie t gleich dann sind auch die Zyli
370. sionsringen und Olabstreif ring F r alle diese Bauteile wird ein hydrodynamischer Reibkraftansatz vorgegeben Zus tzlich werden Mischreibungsans tze f r die Kompressionsringe und den Olab streifring berlagert Die von den Reibungskr ften erzeugten Reibungsmomente ergeben sich zu mes GI 4 2 1 29 cos D mit r Kurbelradius Kurbelwinkel 2 der Schwenkwinkel der Pleuelstange M Reibung e d sin p ER 106 Die Reibungsverluste der Kolbenringe werden von einer Vielzahl an Konstruktionspa rametern beeinflu t Dabei sind Bauart Anzahl Vorspannung Ringh he Profil und Beschichtung als die wichtigsten Parameter zu nennen Der Anteil der Kolbenringrei bung an der Reibung der gesamten Kolbengruppe liegt bei ca 60 70 105 Im Rahmen dieser Arbeit wird das Berechnungsverfahren nach Taraza et al 107 an gewendet Der Stribeck Parameter wird dabei wie folgt berechnet SI hu A E De ee ec e GI 4 2 1 30 mit A Stribeck Parameter Ha dynamische Olviskosit t v Kolbengeschwindigkeit F Normalkraft Z L nge der Kolbenringe in Achsrichtung Normal Ringe Die dynamische Viskosit t n wird aus der kinematischen Viskosit t v und der Dichte p berechnet 108 Die kinematische Viskosit t und die Dichte sind jeweils abh ngig von der Schmierfilmtemperatur Berechnung nach DIN 51536 Andere Einflu fak toren auf die Viskosit t wie etwa Schergef lle bei nicht newtonschen Motore
371. sondere Anforderungen an den Aggregate Riemen trieb Die spezifische Last ist etwa um einen Faktor 2 5 gr er 10 Durch die maximal vom Riementrieb bertragbaren Momente und die Bordnetzspan nung von 14 V ist ein solches System auf die Applikation an Ottomotoren bis zu etwa 1 5 Hubraum beschr nkt 27 Gr ere Motoren ben tigen eine Umstellung des Bordnetzes auf 42 V und weitere Modifikationen des Riementriebs wie beispiels weise eine Riemenscheibe mit integriertem bersetzungsverh ltnis welches w h rend des Starts zus tzlich zur schon vorhandenen Riementriebs bersetzung zuge schaltet wird und bei Momentenrichtungsumkehr im Generatorbetrieb wieder abge schaltet wird 27 Zus tzlicher Boostbetrieb ist nur mit einem 42 V System m glich 27 Durch den erheblichen Aufwand den die Applikation eines RSG an gr ere Motoren erfordert 42 V Bordnetz massive Modifikationen am Riementrieb und den deutlich erh hten Kosten gegen ber konventionellen Startsystemen die mit der Umsetzung dieser Ma nahmen einher gehen d rften werden sich wahrscheinlich RSG zur Um setzung der Stopp Start Funktionalit t bei gr eren Motoren mehr als etwa 1 5 Hubraum in n herer Zukunft am Markt nicht durchsetzen k nnen Bei Fahrzeugen mit kleinen Ottomotoren hingegen k nnten Stopp Start Systeme mit 14 V RSG eine signifikante Marktdurchdringung erreichen wenn die Zusatzkosten f r die Riemen triebsmodifikationen und das RSG selbst moderat a
372. stammen aus Station r vermessungen eines baugleichen turboaufgeladenen 1 61 Motors Zur Verschiebung der Steuerzeit AO mu der Anschlag der Nockenwelle zu sp te ren Steuerzeiten hin verschoben werden Durch die Verdrehung der Nockenwelle wird die Steuerzeit As in gleicher Weise verstellt wie die Steuerzeit AO Die Ver sp tung der Steuerzeiten AO und As hat negative Konsequenzen f r den Vollastverbrauch im Drehzahlbereich von 4000 5500 min Das Verbrauchsoptimum bei As 5 KW n OT kann durch die Verschiebung des Endanschlages der Nockenwelle nicht mehr angefahren werden Da dieser Betriebspunkt mit der gew hlten direktstartfreundlichen Einstellung mit der Steuerzeit As 13 KW n OT gefahren werden mu ergibt sich ein Mehrverbrauch um etwa 1 3 F r eine weitere Verschiebung der Steuerzeiten AO und As die aus Sicht des Direktstarts w nschenswert w re m ssen weitere Kompromisse in Kauf genommen werden Konstante Leistung 122 kW bei n 5500 min 310 Nominaler Endanschlag Basismotor 0 n OT 308 Basissteuerzeit Direktstartmotor 3 n OT SE 306 Verbrauchsoptimum Vollast s 4000 5500 min 5 n OT S 304 DON x Steuerzeit optimiert f r o Direktstart 13 n OT 302 2 300 298 296 As KW n OT Bild 5 2 4 7 15 Vollastverbrauchsnachteil bei Verschiebung der Ausla st
373. starts Da die Streubreite wesentlich gr er ist im Beispiel 130 min als der Abstand zu Null 30 min ist davon auszugehen da der bei der niedrigen Anzahl von durchgef hrten Starts 12 pro Winkel angezeigte 100 Starterfolg bei einer Erh hung der Versuchsanzahl nicht aufrecht erhalten werden kann Bild 5 2 4 6 10 zeigt die Startzeit Gool in Abh ngigkeit des Startkurbelwinkels und der K hlwassertemperatur Bei 60 C wird im optimalen Startfenster eine Startzeit von etwa 0 5 s erreicht Dabei ist zu bemerken da s mtliche hier aufgef hrten Startvor g nge nicht hinsichtlich der Startzeit optimiert sind Dazu bedarf es weiterer Verbes serungsma nahmen wie zum Beispiel der Optimierung der 3 Verbrennung Z nd zeitpunkt Einspritzmenge und zeitpunkt die im Rahmen dieser Arbeit nicht durch gef hrt werden Die Startzeit ist daher als obere Grenze zu verstehen Die Potentiale zur Beschleunigung des Startvorgangs sind noch nicht vollkommen genutzt Mit zunehmender K hlwassertemperatur steigt die Startzeit an Bei Erh hung von 60 C auf 80 C wird f r die Beschleunigung auf 700 min etwa 0 1 s mehr ben tigt n mlich 0 6 s statt 0 5 s im relevanten Startkurbelwinkelbereich tmot 60 C m tmot 80 C A tmot 90 C 0 8 0 7 a e u m i 0 6 E E E BR Hen s g l f I q B EV o t 0 5 gu e a E o 0 4 0 3 0 2 0 1 0 0
374. sucht 5 1 4 2 1 Einflu des Start Kurbelwinkels Zur Untersuchung des Startwinkeleinflusses auf die Direktstartf higkeit wird der Mo torstart mit verschiedenen Startkurbelwinkeln simuliert Alle anderen Parameter wer den im ersten Ansatz Basismotor bezogen auf das kalibrierte Modell nicht ver n dert KW Kwn O kw n Uewe owy U o e bar Bild 5 1 4 2 1 1 Einstellungen f r die Startwinkelvariation Basiskonfiguration Bild 5 1 4 2 1 1 zeigt die Einstellwerte des Simulationsmodells f r die Startwinkel variation Da diese Einstellungen der Motorkonfiguration entsprechen mit der die Modellkalibrierung durchgef hrt wurde wird diese Konfiguration im folgenden als Basiskonfiguration bezeichnet 172 Zur Bestimmung des m glichen Startfensters Startkurbelwinkelbereich in dem der Direktstart erfolgreich funktioniert wird der Startdrehzahlverlauf unter Verwendung der Basiseinstellung mit verschiedenen Startpositionen gerechnet In Bild 5 1 4 2 1 2 ist der Drehzahlverlauf ber der Zeit f r verschiedene Startwinkel 100 KW bis 118 KW n OT dargestellt Motordrehzahl 1 min Start_102 KW Start 114 KW Start_100 KW Start_112 KW Start_104 KW Start_117 KW Start_106 KW Start_118 KW Start 108 KW Start 110 KW 450 400 350 300 250 200 150 100 100 150 200 0 70 0 75 0 80 0 85 0 90 0 95 1 00 1
375. t Anschlie Bend wird zu diesem Zeitpunkt die im Zy linder befindliche Luftmasse m berechnet Die Gesamtmasse des Gemischs me ist die Summe der Gemischbestandteile Pil tzz ponr 1 LE GI 5 1 13 e JE d tzzp mr el AMET GEN GI 5 1 14 m M M GI 5 1 15 150 Die tats chlich an der Verbrennung teilnehmende Kraftstoffmenge msg y wird durch die Eingabe des Verbrennungsluftverh ltnisses 4y vorgegeben Die Einstellung von Ay erfolgt durch den Abgleich mit Messungen am Versuchsmotor my 4 GI 5 1 16 u Ly Ay l de Die Absenkung des Zylinderdrucks durch den verdampfenden Brennstoff wird ver einfachend mit dem 1 Hauptsatz der Thermodynamik f r geschlossene Systeme 100 beschrieben Der Enthalpie und Massenstrom des eintretenden Kraftstoffs wird vernachl ssigt und die abgef hrte Verdampfungsw rme als W rmetransport bei konstantem Volumen angenommen Zudem wird angenommen da die komplette Verdampfung zum ZZP stattfindet Die Verdampfungsw rme O ra ergibt sich mit der brennstoffspezifischen Verdampfungsenthalpie A zu Oa Mpg d Gl 5 1 17 v p T V const Bild 5 1 1 1 Verdampfungsw rme als W rmetransport bei konstantem Volumen Damit lautet der 1 Hauptsatz der Thermodynamik SS e ER S di Gl 5 1 18 v F r die innere Energie U ergibt sich mit der kalorischen Zustandsgleichung EC GI 5 1 19 Aus Gleichung Gl 5 1 18 erh lt man die Temperaturabsenkung durch Kraf
376. t Die unter suchten Einla nocken sind in Bild 4 2 4 10 1 aufgef hrt Die Basisnockenwelle weist dabei eine Ventil ffnungsdauer von 240 KW auf Bei der Untersuchung wird zuerst die Steuerzeit Es konstant gehalten Versuche a bis c so da sich mit Verk rzung der Ventil ffnungsdauer ein sp teres E ergibt danach wird E konstant gehalten so da sich ein fr heres Es ergibt Versuche d bis f 139 Ventil ffnungs Steuerzeit As Ventil ffnungs Steuerzeit E Steuerzeit Es dauer KW n OT dauer KW n OT KW n UT KW KW 240 0 Basis 240 240 0 228 240 A b 236 18 46 240 A c 244 10 46 240 A d 228 14 34 240 A e 236 14 42 290 oO 0 24 TI a Bild 4 2 4 10 1 Variation der Einla steuerzeiten In Bild 4 2 4 10 2 ist exemplarisch das Auslaufverhalten mit einer ffnungsdauer von 228 KW Versuche a und e gegen ber der Basis ffnungsdauer 240 KW dar gestellt Wie deutlich zu sehen kann eine Steuerzeiten nderung leicht einen Winkel unterschied von 10 KW in der Stopposition bewirken Motordrehzahl min 400 300 SH i Basis 119 200 b E 12 KW 109 e Es 12 KW 121 100 sN 0 109 KW n OT IN 121 KW n OT 100 119 KW n OT SEAIA A 200 990 1035 1080 1125 1170 Nockenwinkel PNW n Z OT1 aus Bild 4 2 4 10 2 Drehzahlverlauf und Stopposition
377. t t bei isobarer Zustands nderung Pleuellagerradialspiel Geschwindigkeit im Str mungsquerschnitt Spezifische W rmekapazit t bei isochorer Zustands nderung Vibe Faktor Konstante f r W rme bergangsrechnung nach Woschni Konstante f r W rme bergangsrechnung nach Woschni Kolbendurchmesser Durchmesser allgemein Elastizit tsmodul Energie allgemein Kinetische Energie Reibungskoeffizient allgemein Trockenreibungskoeffizient Kritischer Reibungskoeffizient Hydrodynamischer Reibungskoeffizient hydrodynamic lubrication Kraft allgemein Gaskraft Normalkraft Kolbenhemaseitenkraft Nockenkraft Federvorspannungskraft Federkraft Radialkraft Reibungskraft Kolbenringreibungskraft Stangenkraft Tangentialkraft Erdbeschleunigung Werkstoffparameter EHD Kontakt Grashof Zahl Kritische Grashof Zahl spezifische Enthalpie Schmierfilmdicke Verdampfungsw rme EHD Kontakt Parameter Enthalpie unterer Heizwert Tr gheitsmoment reduziertes Tr gheitsmoment Steifigkeit der Ventilfeder Pleuelstangenl nge OI M Tasse M Teller II Ventil My red My m M 4y M AGR m DE m Drossel M gy M KGE m Leck Ms m theoretisch m theo Drossel m theo korr M n 4 M M Gasmoment M Masse M Reibung M Summe KEENT 4 n n NOT 1 NOT 2 291 L nge Kolbenhemdl nge Aktive L nge der Kolbenringe St chiometrischer Luftbedarf Vibe Formfaktor Vibe Formfaktor bei 10 Massenumsatz Vibe Formfakto
378. t t experimentell zu untersuchen und eine geeignete Start Strategie zu entwickeln Die Versuchsergebnisse sind mit den Berechnungs ergebnissen abzugleichen Die Randbedingungen die zur Funktionalit t des Direktstarts einzuhalten sind sind mit Hilfe der Simulations und Versuchsergebnisse zu formulieren Dabei ist die Robustheit des Startverfahrens zu analysieren Die Grenzen des Systems sind aufzuzeigen und die Ma nahmen zur Applikation eines funktionsf higen Systems im Rahmen der Anforderungen an den Gesamtmotor zu diskutieren Zudem ist zu kl ren ob das Direktstartverfahren jemals in der Lage sein wird den konventionellen Anlasser g nzlich zu ersetzen Der Konditionierung des Motors w hrend des Abstellvorgangs zur Vorbereitung auf den nachfolgenden Direktstart soll dabei besondere Aufmerksamkeit geschenkt werden Dabei sind sowohl analytische als auch experimentelle Untersuchungsme thoden einzusetzen Abschlie end soll eine Potentialanalyse des entwickelten Konzepts auf Basis der ermittelten Daten erfolgen Dabei ist die generelle Eignung des Direktstarts f r ein Stopp Start System zu diskutieren Der Einflu der Stopp Start Strategie auf den Kraftstoffverbrauch des Fahrzeugs ist zu bewerten 3 Stand der Technik 3 1 Stopp Start Systeme Mit automatischem Stopp Start Betrieb soll in dieser Arbeit das selbstt tige Ab schalten des Verbrennungsmotors w hrend kurzer Fahrzeugstillstandszeiten mit anschlie endem automa
379. t werden Eine Zielbremsung erfordert aufgrund des hohen Drehmomentbedarfs die Applikation eines neuen eigens f r diesen Zweck entwickelten Bauteils so da eine weitere Verfolgung dieses L sungsweges wenig zielf hrend erscheint In Anbetracht der sehr eingeschr nkten Applizierbarkeit und der erforderlichen Kom promisse bei Applikation des Direktstarts an ein Motorkonzept sowie der gleichzeitig zu l senden Problematik der Auslaufsteuerung k nnen einem reinen Direktstartkon zept keine gro en Chancen einger umt werden jemals den Weg in die Serien produktion zu finden Zumal ein Stopp Start System nie ohne die zus tzliche Unter st tzung eines Anlassermotors oder hnlichen Bauteils auskommen w rde Eine wesentlich robustere und auf verschiedene Motorkonzepte bertragbare L sung w re den Motor beim Start aus jeder beliebigen Kurbelwellenposition heraus durch das Aufbringen externer Energie bis ber den ersten OT zu bewegen und dann den weiteren Drehzahlhochlauf durch kontrollierte Verbrennungen zu unterst tzen bzw komplett von der Verbrennung bernehmen zu lassen Wie in Kapitel 6 2 eingehend diskutiert ist ein Direktstartsystem ohnehin zwingend mit einem Notlaufsystem zu unterst tzen welches einen sicheren Motorstart unter allen Bedingungen erm glicht Dieses Notlaufsystem k nnte idealerweise auch f r Drehung der Kurbelwelle ber den n chsten OT hinweg benutzt werden Als Notlaufsystem und initiales Andrehsystem d rfte
380. t zur Optimierung der Stopposition eine Drosselklappenstrategie nach Bild 4 1 3 3 vorzuziehen Die Drosselklappensteuerung allein reicht dabei nicht aus um die Stopposition mit ausreichender Sicherheit darzustellen was die Nutzung weiterer Aktuatoren zu diesem Zweck erforderlich macht Vorteilhaft wirkt sich bei der Drosselklappenstrategie nach Bild 4 1 3 3 auch aus da aus den Startzylindern weitgehend das Restgas ausgesp lt wird Der Sauerstoffge halt liegt nach erfolgtem Motorauslauf in den startrelevanten Zylindern bei etwa 20 Kapitel 4 1 5 2 Nicht ganz so vorteilhaft ist diese Drosselklappenstrategie hinsichtlich ihres Komfortverhaltens Die Anregung in den Motorlagen beim 142 Motorauslauf liegt etwa auf dem Niveau eines konventionellen Anlasserstarts tendenziell sogar leicht h her Ob dies den Komfort Anforderungen zuk nftiger Stopp Start Systeme gen gt mu eingehend in weiterf hrenden Fahrzeugversuchen die nicht Inhalt dieser Arbeit sind gepr ft werden Bei einer weiteren interessanten Drosselklappenstrategie wird die Drosselklappe erst ge ffnet nachdem die Kurbelwellendrehzahl unter die kritische Anregungsfrequenz gefallen ist Bild 4 1 3 2 Das Komfortverhalten ist besser als das eines konventio nellen Starts und damit deutlich besser als das Abstellverhalten mit der zuerst vorge schlagenen Strategie nach Bild 4 1 3 3 Am untersuchten 1 4l Motor ergibt sich bei Anwendung einer solchen komfortorientierten Strategi
381. tand kommt Der letzte OT liegt bei 900 NW F r die blau gekennzeichneten Da tenpunkte befindet sich der letzte OT bei 990 NW Die Kurbelwelle kommt in einem Summennockenwinkelfenster zwischen 990 NW und 1080 NW zum Stillstand Es existiert zwar kein eindeutiger Zusammenhang zwischen Stopposition und OT Drehzahl es kann aber au er bei hohen OT Drehzahlen ca 230 min jeder Dreh zahl im letzten OT eine eindeutige Stopposition zugeordnet werden Da bei keiner einzigen der 80 Messungen das Zielfenster f r den Direktstart erreicht wird existiert auch kein OT Drehzahlbereich der eingehalten werden kann um das Sollfenster zu erreichen 88 180 5 Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 160 Drosselklappe geschlossen Asten S 140 P ke O 120 gt Startfenster x 100 L c 9 80 E O 2 60 2 er fN EDO Sugg 40 a oo0NW d zen 20 ef ge S 4 0 50 100 150 200 250 Drehzahl im letzten OT min Bild 4 1 6 2 4 3 Stopposition in Abh ngigkeit der Drehzahl im letzten OT Drosselklappe geschlossen esch CO CH esch O O wesch gt CH Drosselklappenkennlinie nach Bild 4 1 3 5 Drosselklappe geschlossen Osten gt 2 SS O 120 G gt x 100 c S op 8 S 60 Z a satt Eo gu 40 SE G oo0MW R K GON W 0 f 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 Ge
382. tarts zu realisieren m te das Anlasserge r usch komplett verschwinden Dieses Ziel zu erreichen erscheint sehr schwierig ist aber vor dem Hintergrund der Kundenakzeptanz wahrscheinlich auch nicht unbedingt 268 erforderlich Insbesondere f r kleinere Fahrzeuge deren K uferschicht im allgemeinen nicht so komfortorientiert ist wie die K ufer gr erer Fahrzeuge kann ein gewisses Anlasserger usch durchaus akzeptabel sein Bei gr eren Fahrzeugen ist andererseits die akustische D mpfung meist so gut da ein Anlasserger usch im Innenraum ohnehin kaum bis gar nicht wahrgenommen wird Zudem ist zu ber ck sichtigen da sich das Komfortverhalten des anlassergest tzten Direktstarts von dem des reinen Direktstarts nicht nur durch die Ger uschabstrahlung des Anlassers unterscheidet sondern auch durch die Vibrationsanregung in den Motorlagern beim Start und beim bstellen des Motors Insbesondere das beim puren Direktstart der wie in Kapitel 5 hergeleitet ein er weiterter Direktstart sein mu erforderliche R ckdrehen des Motors l t eine er h hte Vibrationsanregung beim Start vermuten die als unangenehm empfunden werden k nnte Beim anlasserunterst tzten Direktstart f llt die R ckdrehbewegung weg Zudem d rften der Erfolg und die Qualit t des anlasserunterst tzten Direkt starts weniger empfindlich hinsichtlich des Sauerstoffgehaltes in den startrelevanten Zylindern sein so da ggf ein niedrigeres Saugrohrdruck
383. tbedarf F r den 2 Arbeitstakt ist die Bestimmung eines Luftverh ltnisses schwierig welches sich auf die im Zylinder verbleibende Frischluftmenge bezieht da dazu die Luft menge bekannt sein m te die bei der R ckdrehverbrennung bereits verbraucht worden ist Diese Information kann aber von der eingesetzten Me technik nicht bereitgestellt werden Daher wird zur Beschreibung des Mischungszustands im 2 Arbeitstakt Gl 5 2 3 die hier eingespritzte Kraftstoffmenge mit der Kraftstoff menge des R ckdrehtaktes addiert und auf die Luftmenge bei Motorstillstand bezogen Es ergibt sich ein Luftverh ltnis bezogen auf die gesamte Zylinderladung im 2 Expansionszylinder zum Zeitpunkt der Vorw rtseinspritzung 42 ses Dabei wird vorausgesetzt da im Umkehrpunkt der Motordrehrichtung in dem das Einla ventil im allgemeinen ge ffnet ist kein bzw ein nur vernachl ssigbarer Ladungswechsel stattfindet Diese Annahme liegt nahe da die Zylinderladung des R ckdrehzylinders vor ffnung des Einla ventils vollkommen expandiert 206 E GI 5 2 3 ge Mg gt r ck TMp Ge ILa mit 42 ges Gesamtluftverh ltnis 1 Arbeitstakt Expansionszylinder 2 Kraftstoff und Luft schon zum Teil umgesetzt ML 2 r ck Luftmasse im stillstehenden Kompressionszylinder MB 2 r ck in R ckdrehtakt des Expansionszylinders 2 eingespritzte Kraftstoffmasse MB 2 vor in 1 Arbeitstakt des Expansionszylinders 2 eingespritzte Kraftstoffmasse La st ch
384. telt Deutlich zu sehen sind die Schwankungen in den gemessenen Zylinderdruckverl ufen von Zylinder zu Zylinder und von Me reihe zu Me reihe F r das Modell wird ein mittlerer Druckverlauf kalibriert F r das Verbrennungsluftverh ltnis und die Polytropenexponenten ergeben sich die in der Tabelle Bild 5 1 2 3 aufgef hrten Werte Die Gr enordnung des Kompressions Polytropenexponenten pa t sehr gut zu Daten aus Schleppversuchen am Zielmotor die des Expansions Polytropenexponenten sehr gut zu Werten die in Indiziersyste men f r Verbrennungsmotoren verwendet werden 126 Zylinderdruck bar 10 5 10 0 9 5 gemessene Druckverl ufe von 8 Einzelzyklen 9 07 8 5 8 0 7 57 7 0 6 5 6 0 5 5 5 07 457 4 0 3 5 3 0 2 5 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 Kurbelwinkel KW n OT Bild 5 1 2 2 n 800 min Pme 0 7 bar ZZP 20KW v OT Vergleich Simulation Messungen 162 Es ZZP OT VE n exp_v Pe vwe s N exp 300 min 0 7 ba R ckarehung T Expansionszydus Bild 5 1 2 3 Kalibrierparameter Polytropenexponenten und Verbrennungsluftverh ltnisse Nach Bestimmung der Polytropenexponenten und des Verbrennungsluftverh ltnisses im Leerlaufpunkt werden separat f r die ersten beiden Verbrennungen des Direkt starts die Verbrennungsluftverh ltnisse A ermittelt und zwar durch Abgleich der simulierten Zylinderdruckverl ufe mit
385. ten verschiedener Drosselklappen strategien Nr 2 4 1 Zur Erzeugung eines Vergleichswertes aus den gemittelten Anregungen werden die gemittelten Geschwindigkeitssignale in 2 Frequenzb ndern die im Bereich der Ei genfrequenz des Antriebsstrangs liegen 16 Hz und 8 Hz Oktave gefiltert und ber der Zeit aufgetragen Der gr ere der beiden Maximalwerte der gefilterten Ge schwindigkeiten eignet sich als Ma f r das Komfortverhalten In Bild 4 1 5 2 3 ist dieser Zusammenhang dargestellt Wie unten rechts zu sehen ist bersteigt im Anwendungsfall der Maximalwert der 8 Hz Oktave den der 16 Hz Oktave leicht Daher wird zur weiteren Beurteilung des Komfortverhaltens der Maximalwert der 8 Hz Oktave herangezogen 59 Beschleunigung gemessen Geschwindigkeit h D BG D r HIT UO Mib Wille Salt A4 AU a TI NINYI Je W J velocity m s E E KE acceleration m s 2 3 Integration S 0 1 time s time s Frequenz Filter I Oktave Maximum der 8 Hz Oktave Frequenz Band von 5 2 11 2 Hz und 16 Hz Oktave Frequenz Band von 11 2 22 2 Hz Maximum velocity m s 8Hz Octave 16 Hz Octave Velocity Eigenfrequenz ca 11 H2 time s Bild 4 1 5 2 3 Auswerteverfahren zur Bewertung des Komfortverhaltens w hrend des Motorauslaufs In Bild 4 1 5 2 4 ist der Ma
386. tens auf einzelne Betriebsparameter wird in Kapitel 4 2 3 Modellierung des Abstellvorgangs Parametervariation Einflu auf die Stopposition detailliert beschrieben Die Kenntnis der hergeleiteten Zusammenh nge von der Drehzahl im letzten OT und der Stopposition bzw den verschiedenen OT Drehzahlen und dem Abstellzylinder reicht allerdings allein noch nicht aus um die Stopposition zu regeln Dazu bedarf es eines Aktuators mit dem die entsprechenden Drehzahlen bzw Energiezust nde ein gestellt werden k nnen Die Verwendung der Drosselklappe zur Regelung der OT Drehzahlen erscheint dabei sehr zweifelhaft da die Zeitkonstante der Saugrohr druck nderung beim Schlie en der Drosselklappe sehr gro ist im Vergleich zur Ab stellzeit des Motors Wie aus Bild 4 1 6 2 1 9 und Bild 4 1 6 2 1 10 ersichtlich ben tigt der Saugrohrdruck nach dem Schlie en der Drosselklappe etwa 0 5 s um von 1 bar auf 0 78 bar zu fallen Der Motorauslaufvorgang ist dabei nur ca 1 s lang Letztendlich w hlt man den Saugrohrdruckverlauf am besten so da die mittlere Stopposition im Zielfenster f r den Start liegt Dazu bietet sich eine Drosselklappen kennlinie nach Bild 4 1 3 3 an bei der durch fallenden Saugrohrdruck w hrend der Auslaufphase die Stopposition nach sp t verschoben wird Die Einstellung der Soll drehzahlen in den einzelnen OT mu mit anderer Aktuatorik als der Drosselklappe geschehen Op 4 2 Simulation des Motorauslaufs Stoppositio
387. tischen Wiederstart bezeichnet werden Im allgemeinen ist es blich den Motor w hrend dieser Fahrzeugstillstandphasen im Leerlauf zu betreiben Automatischer Stopp Start Betrieb wird durch Stopp Start Systeme erm glicht die sobald keine Antriebsleistung des Motors ben tigt wird unter definierten Randbedingungen aktiv den Verbrennungsmotor abschalten und ihn selbstt tig wieder starten sobald wieder Antriebsleistung ben tigt wird 3 Durch den Wegfall des Leerlaufverbrauchs lassen sich insbesondere in st dtischen Fahrzyklen beachtliche Verbrauchseinsparungen realisieren Bereits 1980 sagt Kampelm hler 4 der die Leerlaufabschaltung an 3 Fahrzeugen mit Ottomotor ohne Abgasnachbehandlung 2 mit Vergaser 1 mit mechanischer Saugrohreinspritzung und einem Fahrzeug mit Dieselmotor untersucht hat einen Kraftstoffverbrauchvorteil im damaligen Europa Zyklus von etwa 4 5 voraus Da nach seinen berlegungen bereits mit einer Absenkung der Leerlaufdrehzahl um 100 min 2 3 Verbrauchseinsparung zu erzielen w ren empfiehlt Kampelm nhler 4 diese Ma nahme dem automatischen Stopp Start Betrieb vorzu ziehen Bei seinen berlegungen geht er aber davon aus da zur Vermeidung emissions und verbrauchssch dlicher kurzer Abschaltvorg nge eine Abschaltver z gerung von 4 s verwendet werden m sse Die nachteilige Wirkung kurzer Abschaltphasen auf den Kraftstoffverbrauch und die Emissionen beschreibt auch Vo 5 1990 der die Absch
388. torstart einleitet vorgenommen werden Wie in dieser Arbeit n her erl utert ist dieses Verfahren des erweiterten Direktstarts essentiell f r den Erfolg und die Qualit t des Direktstarts zumindest f r den 4 Zylinder Reihenmotor so da dieses Patent als wesentlich f r die Umsetzung des Direktstarts zu bewerten ist Im April 2000 beanspruchen G Brueggen N Benninger U Brenner und U Sieber Robert Bosch GmbH die f r einen Direktstart g nstige Einstellung der Ein und Ausla ventilsteuerzeiten unmittelbar vor dem Direktstart 59 mit dem Ziel einen m glichst zuverl ssigen Direktstart zu erm glichen Da derzeitige Motorenkonzepte im allgemeinen noch nicht ber variable Ventilsteuerungen verf gen die w hrend des Motorstarts aktuiert werden k nnen ist dieses Patent bei der praktischen Umsetzung des Direktstarts zur Zeit noch von untergeordneter Bedeutung Es wird aber durch zuk nftige Entwicklungen von Ventilsteuerungen mit elektrischen Aktuatoren mit deren Hilfe die Steuerzeiten auch w hrend des Motorstillstands gezielt zu beeinflussen sind zunehmend an Bedeutung gewinnen Im Juni 2000 melden T Inui und K Ueda Mitsubishi Motors Co wie zuvor schon andere s o die Sequenz Identifizieren Einspritzen Zunden sowie die g nstige 21 Einstellung der Ein und Ausla ventilsteuerzeiten unmittelbar vor dem Direktstart an 60 Gleiches versuchen sich J Yamaguchi et al Hitachi Ltd im Juli 2000 paten tieren z
389. torstillstand und die Mini mierung des Restgasgehaltes in den startrelevanten Zylindern wird mit Hilfe einer Auslaufsteuerungsfunktion realisiert 34 Um die m glichen Stellgr en zur Auslauf steuerung zu beschreiben wird der Auslauf gem Bild 3 1 3 5 typischer Drehzahl BER verlauf beim Motorauslauf in 3 Phasen unterteilt die Initialisierungsphase die Ausdrehphase und die Auspendelphase 34 Die Initialisierungsphase und Ausdreh phase bestimmen mit ihren Endwerten f r Drehzahl und Kurbelwinkel die Anfangs bedingungen der nachfolgenden Phase Wesentliche Stellgr e zur Beeinflussung des Motorauslaufs ist die Zylinderf llung 34 ber den Erfolg der Auslaufsteuerung sind keinerlei Ver ffentlichungen bekannt Auslauf mit offaner Oroesalklap pe 8 Initialslerung 8 Ausdrehphase S Drehzahl min H Auspendelphase CH 3 an alt en DOCH 500 1000 So Kurbelwinkei RAY Bild 3 1 3 5 Drehzahlverlauf beim Motorauslauf 34 Um ein Stopp Start System mit Direktstartfunktionalit t umzusetzen ist es erforder lich mit der Stopp Start Funktion die g ltigen Abgasgrenzwerte nicht zu berschrei ten Daher sollte der Direktstart im ersten Ansatz keinen Emissionsnachteil im Ver gleich zum konventionellen Anlasserstart aufweisen Eine Abgasmessung w hrend der Startphase ergibt f r den Direktstart keine h heren Rohemissonen als f r den konventionellen Anlasserstart Es k nnen sogar leichte Vort
390. tstoffver dampfung T7z 1 Tz Mit Hilfe der idealen Gasgleichung kommt man auf die Druckabsenkung durch Kraftstoffverdampfung Pzyi 1 Pzy1 151 Mg se Fe EI E SA f h r T __Msih GI 5 1 20 Zl i Jli Mg C Gemisch E e u G G Zyl i l SOS Haut 7 mil GET Van Gl 5 1 21 SET Dabei ist c Gemisen die spezifische W rmekapazit t des Gemisches bei konstantem Volumen 100 und lautet wie folgt mit den Massenverh ltnissen von Luft uzun und Brennstoff usrennsiops Sowie den spezifischen W rmekapazit ten von Luft cy zun UDO Brennstoff cy grennsioff C Gemisch C Lufi M tufi C Brennstoff M Brennstoff Gl 5 1 22 My Hin m G und Gl 5 1 23 BRD M Brennstoff u MG Die Gaskonstante des Gemisches Reeniscn Wird wie auch die spezifischen W rme Kapazit ten als konstant angenommen und ergibt sich zu Rgemisch Ru M tufi R brennstoff H Brennstoff Gl 5 1 24 Verbrennung Der Modellblock Verbrennung berechnet die Druck und Temperaturzunahme durch fortschreitende Verbrennung mit Hilfe des 1 Hauptsatzes der Thermodynamik f r offene Systeme 100 In Bild 5 1 1 2 sind die ber cksichtigten Energie und Massen str me dargestellt Bild 5 1 1 2 Energiestr me w hrend der Verbrennung 152 Mit dem Verbrennungsw rmestrom Q dem Wandw rmestrom der Volumen nderungsarbeit AW sowie dem Enthalpiestrom m h Leckage enthalpiestrom der durch
391. tung korrigiert werden k nnte Die Ausf hrung eines Direktstartsystems mit aktiver Positioniereinrichtung ist aber sehr unwahrscheinlich Kapitel 6 3 264 6 Extreme Kaltstartf higkeit des Direktstarts 30 C wurde bisher noch nicht nachgewiesen Es ist sehr fraglich ob ein robuster Direktstart unter diesen Temperaturbedingungen die sowohl mit hoher Motorreibung als auch mit schlechter Gemischbildung einhergehen m glich ist 7 Aus der allt glichen Erfahrung mit konventionellen Startsystemen l t sich ab leiten da nicht immer jeder Startversuch eines Fahrzeugs erfolgreich ist Oft f hren Bedienungsfehler ung nstige Randbedingungen oder fehlerhafte Fahrzeugeinstellungen zu einem nicht erfolgreichen Start Bei konventionellen Startsystemen l t sich in diesem Fall der Startvorgang einfach durch noch malige Bet tigung des Anlassers wiederholen Bei einem reinen Direktstartsy stem ist allerdings damit zu rechnen da im Falle eines mi gl ckten Startvor gangs das Kraftstoff Luft Gemisch in den startrelevanten Zylindern komplett oder teilweise verbrannt ist Die mit Restgas gef llten Zylinder lassen keinen weiteren Startversuch zu Zudem ist zu ber cksichtigen da ein mi gl ckter Startversuch die Kurbelwelle wahrscheinlich in eine startung nstige Position bewegt hat was zus tzlich einen zweiten Startversuch wenig erfolgver sprechend erscheinen l t In einem solchen Fall w rde ein erneuter erfolgversprechender D
392. tzen zu k nnen werden relevante Parameter im Modell variiert und ihr Einflu auf die Direktstartf higkeit quantifiziert Zur Quantifizierung der Direktstartf higkeit werden wie schon in 33 34 35 vorge schlagen die Drehzahlen in den ersten beiden oberen Totpunkten nor und nor gt und die w hrend der ersten beiden Direktstartzyklen geleisteten Arbeiten herange zogen Die Arbeiten werden wie in Kapitel 5 2 4 beschrieben aus dem Druck und Kurbelwinkelverlauf bestimmt 5 1 4 1 Startbedingungen Einflu der Motorstillstandszeit Zur Direktstartsimulation ist es erforderlich sinnvolle Startbedingungen f r die Dr cke und die Gastemperaturen in den Startzylindern sowie den Saugrohrdruck und die Saugrohrtemperatur anzugeben Da der einem Direktstart vorangehende Abstellvorgang mit ge ffneter Drosselklappe stattfinden mu Kapitel 4 erreicht der Saugrohrdruck bereits vor dem Motorstill stand Umgebungsdruckniveau so da f r den Saugrohrdruck zu Beginn der Direkt startsimulation Umgebungsdruck angenommen wird Psaugronr Pumgebung 1013 mbar 167 Selbst nach einem Motorstopp mit vollkommen geschlossener Drosselklappe w rde sp testens einige Sekunden nach Motorstopp Umgebungsdruckniveau erreicht Die Saugrohrtemperatur Gastemperatur im Saugrohr ist abh ngig von der Bauteil temperatur und von der Motorstillstandszeit Sie ist n herungsweise gleich der Tem peratur vor der Drosselklappe Es wird eine stati
393. u lassen 61 In der Mitsubishi Patentanmeldung 60 wird zudem erstmalig eine Verzugszeit zwischen Z ndung und Einspritzung beansprucht die der Verbes serung der Gemischbildung dienen soll Diese Verzugszeit wird allerdings nicht quantifiziert Bis auf die Verzugszeit sind alle wichtigen Anspr che bereits in den Basispatentanmeldungen Fa Emil Bender 55 und Ford 32 genannt und damit als Stand der Technik zu betrachten Im August 2000 erfinden F Allmeier et al Siemens AG ein Direktstartverfahren f r eine Brennkraftmaschine mit unabh ngig voneinander bet tigbaren Ein und Ausla ventilen sowie einem im Einla trakt angeordneten Sp lgebl se bei dem der Brenn raum des Startzylinders vor dem Direktstart mit Frischluft gesp lt wird 62 Wie den Patentzeichnungen zu entnehmen ist ist diese Erfindung vor dem Hintergrund elektromagnetischer Ventilsteuerungen erfolgt Da die Ausf hrung eines Sp l gebl ses sehr aufwendig und damit f r den Direktstart nicht vorgesehen ist ist die Anmeldung als nicht relevant zu betrachten Zudem ist sie vor dem Hintergrund derzeitig gebr uchlicher Ventilsteuerungen nicht umsetzbar Im M rz 2001 melden M Ackermann und U Sieber Robert Bosch GmbH ein Direktstartverfahren an bei dem im weiteren Verlauf des Startvorgangs unmittelbar nach dem Z nden des Kraftstoffs im Arbeitszylinder Kraftstoff in den Ansaugtakt eines weiteren Zylinders eingespritzt und noch im Ansaugtakt gez ndet wird Durch
394. uck 1 bar SP ti vor_1 Einspritzbeginn f r Arbeitstakt 1 t r ck 2 Einspritzbeginn R ckdrehung ZZP ck 2 Z ndzeitpunkt Expansionszylinder 3 1 Z ndung f r R ckdrehung Expangionszylinder 4 top Gemischbildungszeit f r R ckdreharbeitstakt Zeit s Bild 5 2 4 3 Zeitlicher Ablauf des erweiterten Direktstarts Zeitdefinitionen Wichtige Gr e zur Beschreibung der Direktstartqualit t ist die Zeit die nach dem Einleiten des Startvorgangs bis zum Erreichen der Fahrbereitschaft vergeht Startzeit Da die 1 Einspritzung ti ick 2 unmittelbar nach dem Startwunsch erfolgen kann ist dies die Zeit von der 1 Einspritzung bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl 1 90 Bei komfortablen Stopp Start Systemen liegt diese Zeit blicherweise im Bereich 0 3 s 0 5 s Kapitel 3 1 Im dargestellten Beispiel betr gt die Startzeit too 0 8 s ist also noch verbesserungsbed rftig 0 3 s von den 0 8 s sind allerdings Gemischbildungszeit ts 0 3 s die restlichen 0 5 s werden f r das R ckdrehen und den Drehzahlhochlauf ben tigt Da die R ckdrehverbrennung bei stehendem Motor das hei t bei Umgebungsdruck und ohne Ladungsbewegung gez ndet wird ist die Gemischbildungszeit tg eine wichtige Gr e zur Beeinflussung der Gemischbildung des R ckdrehzyklus Die Gemischbildungszeit ist hier der Zeit
395. ufdrehzahl oder in der Reibung zu Drehzahlabweichungen zum Zeitpunkt der Dros selklappenaktuierung f hren so da die Zylinderf llung des letztendlichen Kompres sions und Expansionszylinders unterschiedlich ausf llt Zylinderdruck bar 20 15 N di 10 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 l2 Zeit s Bild 4 2 3 2 1 Zylinderdruckverlauf beim Abstellvorgang DK auf bei 680 NW 15 Messungen In einem zweiten Ansatz wird daher eine Drosselklappensteuerung entworfen deren Eingangsparameter die Motordrehzahl anstelle des Kurbelwellenwinkels ist Mit der Motordrehzahl als Eingangsignal l t sich die Zylinderf llung direkt abh ngig vom kinetischen Energiezustand des Motors vornehmen so da die Streuung der Leerlaufdrehzahl als St rquelle des Drosselklappenverhaltens im Gegensatz zur winkelgef hrten Kennlinie ausgeschaltet ist 124 Da das Kurbelwinkel Zielfenster 100 120 KW n OT sp ter als die energetisch neu trale Kurbelwinkellage bei gleicher Zylinderf llung 90 KW n OT liegt mu zur Po sitionierung der Kurbelwelle w hrend der Bef llung des Kompressions und Expansi onszylinders ein negativer Saugrohrdruckgradient vorliegen Weil der Expansionszy Inder beim 4 Zylinder Reihenmotor um 180 KW vor dem Kompressionszylinder be f llt wird bewirkt ein negativer Saugrohrdruckgradient eine gr ere F llung des Expansionszylinders im Vergleich zum Kompressionszylinder Dadurch wird der Motor im statist
396. ung wird durch den maximalen Kompressionsdruck der R ckdrehkom pression p max r ck ausgedr ckt die Verbrennungseffizienz des 1 Arbeitstaktes durch den Spitzendruck des 1 Arbeitstakts p max Der maximale Kompressions druck der R ckdrehkompression p max r ck betr gt im Beispiel etwa 3 bar der Spit zendruck des 1 Arbeitstakts p max etwa 16 bar Aus dem Vergleich des OT Drucks p2 or und des Spitzendrucks p2 max des 2 Arbeitstakts l t sich ableiten ob hier eine Verbrennung stattfindet Im betrachte ten Beispiel findet keine Verbrennung statt der Spitzendruck entspricht dem OT Druck p2 max p2 or Und liegt bei etwa 7 bar Zyl druck 1 bar 40 Expansionszylinder 1 30 Zyl druck 2 bar Zyl druck 3 bar I I Expansionszylinder 2 Expansionszylinder 3 40 P2 max r ck Maximaldruck R ckdreharbeitstakt 30 P2 or Druck in Arbeitstakt 2 im OT_2 P2 max Spitzendruck Arbeitstakt 2 hier P2 max P2 or da keine Verbrennung ef oO Absoluter R ckdrehwinkel PKW n OT E OT Drehzahl nor 3 360 450 540 630 720 810 900 990 R ckdrehwinkel PKW Summenwinkel KW n OT 1 aus Bild 5 2 4 4 Kurbelwinkelbezogener Ablauf des erweiterten Direktstarts Druckdefinitionen 203 Der OT von Zylinder 2 befindet sich bei 180 KW der UT bei O KW
397. ungen reagiert und daher f r sich allein betrachtet nicht robust ist So f hren z B Betriebssituationen mit niedrigem Umgebungsdruck Bergfahrten das Abw rgen des Motors oder ein mi gl ckter erster Startversuch zum Versagen des Direktstarts Eine praktikable Alternative zum reinen Direktstart ist ein anlasserunterst tzter Di rektstart Der Anlasser Startvorgang wird dabei massiv von der Direktstarttechnolo gie unterst tzt Da die absolute Winkellage der Kurbelwelle und die Phasenlage der Nockenwelle zu jedem Zeitpunkt bekannt sind kann beim Start direkt in den 1 Ver dichtungstakt eingespritzt und bei berschreitung des 1 OT gez ndet werden Da nach wird der Motor sukzessive durch Einspritz und Z ndsequenzen wie beim rei nen Direktstart bis zur Leerlaufdrehzahl beschleunigt Die Startzeit eines solchen Verfahrens liegt auf dem Niveau des reinen Direktstarts Durch die kurze Startzeit die kurze Eingriffzeit und die niedrige Ausr ckdrehzahl des Anlassers sind zudem deutliche Vorteile hinsichtlich des akustischen Starteindrucks gegen ber einem kon ventionellen Anlasserstart zu erwarten Ein solches System verlangt aber zwingend den Anlassermotor f r ein Direktstartfahrzeug so auszulegen da zum einen der Anlasser der erh hten Anzahl von Startvorg ngen standh lt die ein Stopp Start System mit sich bringt und zum anderen den hohen Komfortanforderungen eines Stopp Start Systems gen gt Eine Kombination aus reinem D
398. ungsverh ltnisses Zur Untersuchung des Einflusses des Verdichtungsverh ltnisses auf das Direktstart verhalten wird die Direktstartf higkeit mit einem h heren Verdichtungsverh ltnis simuliert Die Verdichtung wird von amp 10 18 Kalibriermotor auf s 12 angehoben Die Steuerzeiten des Kalibriermotors werden beibehalten Bild 5 1 4 2 7 1 Die so eingestellte Kombination von langer Ventil ffnungsdauer mit einem Verdichtungs verh ltnis von etwa 12 ist vorteilhaft f r den Teillastverbrauch und den Drehmoment verlauf von Ottosaugmotoren mit Benzindirekteinspritzung und variabler Nocken wellenverstellung auf der Einla und Ausla seite 42 49 50 51 90 99 Bild 5 1 4 2 7 2 zeigt die Startfenster f r den Motor mit erh htem Verdichtungs verh ltnis bei verschiedenen K hlwassertemperaturen Verbrennungsluftverh ltnisse 2 und Ventilsteuerzeiten entsprechen den kalibrierten Werten Die eingestellten Parameter f r die K hlwassertemperaturvariation k nnen der Tabelle in Bild 5 1 4 2 7 1 entnommen werden ea E m Verdichtung T Umgebungsdruck EN Irun OT KW n UT KW n OT KW v UT variiert a 7a 3 5 Bild 5 1 4 2 7 1 Einstellungen f r die K hlwassertemperaturvariation mit erh htem Verdichtungsverh ltnis e 12 187 300 250 200 150 1 min 100 50 n OT_1 50 1 min 100 150 n _ OT_2 zc T Wasser 55 C gt T
399. usfallen 3 1 3 Stopp Start System mit Direktstart Neben den bereits vorgestellten Anla verfahren bietet sich der Direktstart zur Um setzung des Motorstarts in einem Stopp Start System an Nachdem der Direktstart 1981 von D S Giardini Ford Motor Co als Patentanmel dung eingereicht wurde 32 wurden erst 22 Jahre sp ter 2003 Ver ffentlichungen au erhalb der Patentliteratur gefunden die sich unmittelbar mit dem Direktstart besch ftigen Zum Zeitpunkt der Recherche sind nur 3 Prim r Literaturstellen bekannt 33 34 35 Charakteristisch f r den Direktstart ist das Anlassen des Motors ohne das Aufbringen eines externen Momentes auf die Kurbelwelle 32 33 34 35 Beim Direktstart wird durch direktes Einspritzen von Kraftstoff in einen Brennraum mit geschlossenen Ventilen des stillstehenden Motors ein z undf higes Gemisch an der Z ndkerze er zeugt Anschlie end wird dieses Gemisch fremdgez ndet Durch den Druckanstieg als Folge der Gemischverbrennung wird die Kurbelwelle in Rotation versetzt und lei tet so den anlasserlosen Startvorgang des Motors ein Grunds tzlich wird zwischen dem einfachen Direktstart und dem erweiterten Direktstart unterschieden 34 35 0 Einspritzung Z ndung Verbrennung Bild 3 1 3 1 Startablauf beim einfachen Direktstart 34 Drehzahlhochlauf bei 20 C Motorternperatur 1000 T Eee E ee V ee El a ne ee ee el et E De ee mem E WE Drehzahl min
400. vant Im Vergleich zum konventionellen Starter erm glichen RSG einen wesentlich kom fortableren und schnelleren Motorstart nahezu ger uschlose Kraft bertragung ber den Riemen Die Startzeit bis zum Erreichen der Leerlaufdrehzahl betr gt bei war mem Motor etwa 0 3 s 10 hnlich wie bei Stopp Start Systemen mit konventionellem Anlasser oder KSG liegen die Verbrauchseinsparungen die sich durch die Applikation eines Stopp Start Systems mit RSG erzielen lassen etwa bei 4 5 im NEFZ Neuer Europ ischer Fahrzyklus und bei 8 10 im ECE Stadt Zyklus 10 11 14 Da Generatoren blicherweise mit einem bersetzungsverh ltnis von etwa 2 5 3 von der Kurbelwelle angetrieben werden ist das vom RSG zum Starten aufzubrin gende Drehmoment gegen ber dem direkt angetriebenen KSG aufgrund des Rie men bersetzungsverh ltnisses um diesen Faktor reduziert 10 27 Bei kleineren Ottomotoren bis etwa 1 5 Hubraum reichen etwa 35 40 Nm Generatordrehmo ment aus um die etwa 100 Nm Drehmomentbedarf an der Kurbelwelle f r einen Kaltstart zu berwinden 10 27 Aufgrund des kleineren Drehmomentbedarfs ist ein Betrieb mit 14 V Bordnetzspannung m glich 27 8 Die wechselseitige Belastung des Riemens Antriebsmoment vom RSG w hrend des Starts Bremsmoment vom RSG w hrend des Generatorbetriebs und das gegen ber einem System mit herk mmlichem Generator vergleichsweise hohe zu bertra gende Drehmoment stellen be
401. verluste und die Verdunstungsk lte verdampfenden Kraftstoffs entstehen Positive Arbeitbeitr ge k nnen nur aus der exothermen Reak tion des im Zylinder befindlichen Kraftstoff Luft Gemisches stammen Bei Eintrag eines fetten Gemisches in den Brennraum bereits zur R ckdrehung A2 r ck lt 0 8 ist offenbar keine positive Arbeitsleistung des Restgaszyklus zu erwarten Mit magerer werdendem Gemisch kommt es zum Teil zu positiven Arbeits beitr gen aus dem Restgaszyklus Nur f r einen Bereich von A3 r ck 1 0 1 2 scheint die 2 Verbrennung zuverl ssig zu funktionieren da dort kein einziger negativer Arbeitseintrag zu verzeichnen ist Die nicht erfolgreichen Starts sind auf Entflam mungsschwierigkeiten bei der R ckdrehverbrennung zur ckzuf hren Wenn die initiale Z ndung aber erfolgreich ist funktioniert in diesem Bereich die 2 Ver brennung im Resigaszyklus in allen untersuchten F llen F r A gt r ck 0 9 und A2 r ck gt 1 2 funktioniert die 2 Verbrennung zwar teilweise aber offensichtlich nicht zuverl ssig 215 Lambda_2_ges Lambda_2_r ck mLambda_2_ ges 0 7 50 40 30 20 W2 ges J 3 2 p we EEE E nu 0 0 0 2 0 4 0 6 0 8 1 0 1 2 1 4 1 6 1 8 A3 r ck Bild 5 2 4 3 4 Einflu des Luftverh ltnisses der R ckdrehverbrennung A2 r ck auf die Bruttoarbeit des Resigaszyklus W2 ses Es bleibt also festzuhalten da
402. wischen Kolbenhemd und Zylinderbuchse Lu Kolbenhemdl nge Die Kolbenhemadreibungskraft F xn ergibt sich zu F kn Jon vn E 2 34 Lkn T ve Zee Gl 4 2 1 41 4 2 1 5 2 Ventiltriebsreibung Der Zielmotor verf gt ber einen Tassenst elventiltrieb mit zwei obenliegenden Nockenwellen Da der Ventilhub s eine Funktion des Nockenwinkels o ist gilt f r die ffnungsge schwindigkeit des Ventils 96 s BIO A GI 4 2 1 42 d d ee F r die Ventilbeschleunigung gilt 96 gt 2 m en s Loi GI 4 2 1 43 do dt mit o Nockenwinkel o Winkelgeschwindigkeit der Nockenwelle s Ventilhub Der gesamte Ventiltrieb kann durch ein Feder Masse System beschrieben werden In Bild 4 2 1 5 2 1 ist das dynamische Ersatzmodell des Ventiltriebs dargestellt 109 Z S Bild 4 2 1 5 2 1 Tassenst elventiltrieb und Ersatzsystem F r die Kraft zwischen Nocken und St el gilt 96 m St St Pe GI 4 2 1 44 mit m auf die Nockenerhebungskurve reduzierte Gesamtmasse der bewegten Ventiltriepbskomponenten F Vorspannkraft der Ventilfeder ba Nockenkontakikraft K Ventilfedersteifigkeit R Radius des Nockengrundkreises F r einen Tassenst eltrieb ergibt sich die reduzierte Gesamtmasse zu 96 M Feder My Menti Masse T MTeter T M geit t ER Gl 4 2 1 45 Zur Berechnung der Ventiltriebsreibung wird in dieser Arbeit das Berechnungsverfah ren nach Taraza et al 107 angewendet Die Sch
403. ximalwert der 8 Hz Oktave des hinteren Motorlagers aller in Bild 4 1 5 1 1 aufgef hrten Drosselklappenstrategien zusammen mit der Sauer stoffkonzentration im Expansions und Kompressionszylinder aufgetragen Die Kon zentrationen werden mit Hilfe der in Kapitel 4 1 4 ermittelten Sauerstoffkonzentrati onskennlinien berechnet Deutlich erkennbar ist da mit weit ge ffneter Drosselklappe Kennlinien Nr 1 3 5 das Geschwindigkeitsniveau des Anlasserstarts berschritten wird Dies ist insbe sondere deshalb als kritisch einzustufen weil die Dauer eines Abstellvorgangs ca 1 3 s l nger ist als die eines Startvorgangs max 1s die Einwirkdauer aber bei gleicher Anregungsintensit t die Wahrnehmung der Schwingung erh ht und somit das Komfortverhalten verschlechtert 93 Bemerkenswert ist da auch mit Strategie Nr 3 bei der die Drosselklappe unterhalb von 500 min geschlossen wird um den Eigenfrequenzbereich mit wenig Anregung zu durchlaufen die Anregung in den Motorlagern deutlich ausf llt Eine Erkl rung f r dieses Verhalten liefert Bild 4 1 4 2 3 Hier wird zwar die Drosselklappe bereits bei 625 min geschlossen die Abl ufe sind aber die gleichen Nach dem Schlie en der Drosselklappe sinkt der Saugrohrdruck nicht schlagartig ab sondern wird durch die Ansaugvorg nge des auslaufenden Motors nur so langsam abgesenkt da das Leerlaufdruckniveau etwa 0 3 bar welches bei geschlossener Drosselklappe w h rend des Motorauslaufs
404. y r ch 0 7 Ay vor 0 7 A 0 7 2_ges e 10 18 n 12 Starts pro Betriebspunkt Bild 5 2 4 6 12 Verbrennungswirkungsgrad der 1 Vorw rtsexpansion in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur Standard Steuerzeiten 228 220 Nockenwellen Az rick 0 7 234 In Bild 5 2 4 6 11 und Bild 5 2 4 6 12 sind die Verbrennungswirkungsgrade der R ck expansion und der 1 Vorw rtsexpansion in Abh ngigkeit von Startkurbelwinkel und K hlwassertemperatur dargestellt Auf den ersten Blick erscheint erstaunlich da beide Wirkungsgrade mit ansteigender K hlwassertemperatur abnehmen Die Direkt startf higkeit eines Motors w rde somit augenscheinlich mit zunehmender K hlwas sertemperatur nicht allein durch den Effekt der verminderten Luftdichte verschlech tert sondern zus tzlich durch niedrigere Verbrennungswirkungsgrade belastet Bei genauer Betrachtung der Wirkungsgraddefinition Gl 5 2 4 la t sich die Ursache f r dieses Ph nomen finden Die Wirkungsgrade sind definiert als Quotient aus geleisteter Arbeit die aus dem gemessenen Druck und Volumenverlauf berechnet wird und der eingesetzten Brennstoffenergie die sich aus der eingespritzten Kraftstoffmasse und dem Heizwert des Kraftstoffes ergibt Sinkt der so definierte Wirkungsgrad ab hei t das da pro Menge eingesetzten Kraftstoffs ein geringerer Teil Volumen nderungsarbeit am Kolben geleistet wird Die Volumen nderungsarbeit ist wiederum das Integral
405. yenitirieb ar di Tv GI 4 2 1 56 mit z Anzahl der Ventile Stef 4 2 1 5 3 Kurbelwellengrundlager und Pleuellager Bei hydrodynamischen Gileitlagern Kurbelwellengrund und Pleuellager baut sich oberhalb einer Minimalgeschwindigkeit zwischen den Wirkfl chen ein Fluiddruck auf der den u eren Belastungen das Gleichgewicht h lt Die Reibkraft wird auf die Schubspannung im Fluid reduziert Fl ssigkeitsreibung Die Reibungsverluste von Gleitlagern in Verbrennungsmotoren werden von Kon struktionsparametern und Betriebsparametern beeinflu t Die wichtigsten Einflu pa rameter die die Reibungsverluste beeinflussen sind das Lagerspiel der Lagerdurch messer die Ausf hrung der Schmierstoffzuf hrung die Drehzahl das Schmiermittel die Lagerlast und die Olzuf hrtemperatur Der Anteil der Kurbelwellengrund und Pleuellagerreibung an der gesamten Motorreibung bei niedriger Drehzahl liegt bei ca 5 10 102 Im Berechnungsmodell f r die Kurbelwellengrund und Pleuellager wird zwischen entlasteten und belasteten Lagern unterschieden Beim bestehenden Berechnungs verfahren wird f r die entlasteten Lager die Petroff sche Formel angewendet 107 TS Gi Se th GI 4 2 1 57 Co Cpi mit b Lagerbreite r Lagerradius G Radialspiel SS Anzahl der Lager Indizes Gl Grundlager PI Pleuellager Die Pleuelgeschwindigkeit Wird wie folgt berechnet Opre 0 1 6 GI 4 2 1 58 mit Funktion des Pleuelstangenverh
406. zahl l min 800 600 500 400 JI Simulationsdaten iiie Messdaten Simulation lt 200 Ge 0 90 180 270 360 450 540 630 720 810 900 990 1080 Zylinderdruck bar Nockenwinkel PNWn Z OTl aus _ N e EN We Sg K SE N sL Ee S ZH Ne dh EE Ee kb 0 90 180 270 360 450 540 630 720 810 900 990 1080 Nockenwinkel NW n Z OT1 aus Bild 4 2 2 1 Vergleich von Me und Simulationsdaten Drehzahl und Zylinderdruckverlauf eines Abstellvorgangs mit geschlossener Drosselklappe Mit geschlossener Drosselklappe w hrend des Motorauslaufs Bild 4 2 2 1 stimmen sowohl der simulierte Druck als auch der Drehzahlverlauf sehr gut mit den Me da ten berein Die maximale beobachtete Abweichung der Simulationsergebnisse zu den gemessenen Daten betr gt f r den Drehzahlverlauf 46 min und f r den Druck verlauf 0 7 bar Die Simulationsergebnisse spiegeln somit die tats chlichen Verl ufe sehr gut wieder Die Unterschiede werden wahrscheinlich auf Einfl sse zur ckzuf h ren sein die im Modell keine Ber cksichtigung finden z B Brennraumleckage kleine nderungen der Drosselklappenstellung von Messung zu Messung nderun gen der Reibung und der Temperatur von Messung zu Messung 120 Motordrehzahl 1 min
407. zliche Starts nach der letzten Stopphase mu nicht mehr gestartet werden Daraus folgt ein Mehrverbrauch von 0 001 I Zyklus f r 2 Arbeitstakte pro Start bzw 0 0015 l Zyklus f r 3 Arbeitstakte pro Start Dadurch reduziert sich der Bruttoverbrauchsvorteil von 5 86 auf 5 73 f r 2 Arbeitstakte pro Start bzw 5 67 f r 3 Arbeitstakte pro Start 2 0 Dabei sind das ge nderte Aufw rmverhalten des Motors sowie der Ladezustand der Batterie noch nicht ber cksichtigt Da die Batterie in den Stillstandphasen teilweise entladen wird mu nach einer Stillstandphase der Ladezustand wieder auf seinen urspr nglichen Wert angehoben werden Dadurch ist ein leichter Mehrverbrauch unmittelbar nach den Stillstandphasen zu erwarten Die Erw rmung des Motors wird aufgrund der Stillstandphasen langsamer ablaufen so da bei Stopp Start Betrieb mit einem erh hten Niveau der Motorreibung zu rechnen ist Dadurch wird sich einerseits der Kraftstoffverbrauch w hrend der Betriebsphasen erh hen andererseits wird sich aber auch ein gr erer Verbrauchsvorteil w hrend der Stillstandphasen ergeben Zudem k nnte beim Start eine leichte Anfettung des Gemisches zur Sicherstellung einer stabilen Startverbrennung erforderlich sein Dieser Effekt w rde zu einer geringeren Absenkung des Verbrauchsvorteils f hren Vor diesem Hintergrund scheinen 4 5 Verbrauchsvorteil im NEFZ realistisch zu sein f r ein Stopp Start System mit anlasserunterst t
408. zt und gez ndet wird Danach wird jeweils in den Zylinder dessen Kolben den n chsten Arbeitstakt ausf hrt Kraftstoff eingespritzt und gez ndet Hintergrund dieses Patentes ist nicht der Direktstart als solcher sondern eine Entlastung des Anlassermotors durch Einspritzung und Z ndung des Kraftstoffs ab dem ersten Arbeitstakt wie sie auch beim Direktstart verwendet wird Sieht man von der hier beanspruchten Anlasserunterst tzung ab ist der im weiteren beschriebene Startablauf exakt der des Direktstarts Das Basispatent f r den eigentlichen Direktstart Kategorie 1 wird einen Monat sp ter eingereicht Im August 1981 meldet D S Giardini Ford Motor Co eine Starteinrichtung f r mehrzylindrige Brennkraftmaschinen an 32 die mittels Gemischbildung und Z ndung des Gemisches im geschlossenen Brennraum den Motor startet Direktstart Hintergrund dieser Erfindung ist das Anlassen des Motors mittels Startermotor durch das Direktstartverfahren zu ersetzen Beide Patente sind lter als 20 Jahre und gelten damit als Stand der Technik Weitere Patentschriften die vornehmlich der Kategorie 1 Direktstart zuzurechnen sind werden nachfolgend in der chronologischen Reihenfolge ihres Anmeldedatums genannt 1990 erfindet C E Emerson ein Verfahren zum automatischen Start eines mehr zylindrigen Verbrennungsmotors mit einer speziellen Z nd und Einspritzvorrichtung die es erm glicht den Motor direkt zu starten 56 Da es sich um eine sehr
409. zter Direktstartfunktionalit t in einem Mittelklassefahrzeug mit homogen betriebenem direkteinspritzenden 1 6 l Ottomotor Literaturangaben 7 34 l t sich entnehmen da sowohl ein reiner als auch ein anlasserunterst tzter Direktstart deutliche Emissionsvorteile gegen ber einem kon ventionellen Start aufweisen Zudem k hlt w hrend der Stillstandphasen der Kataly sator nicht so schnell ab wie im Leerlaufbetrieb da ihm w hrend des Motorstillstands nicht durch einen relativ kalten Abgasmassenstrom W rme entzogen wird 7 Da sich weiterhin w hrend der Abschaltphasen keinerlei Emissionen ergeben kann er wartet werden da ein gut abgestimmtes anlassergest tztes Direktstartsystem be zogen auf den konventionellen Leerlaufbetrieb zumindest emissionsneutral darge stellt werden kann 271 8 Zusammenfassung Im Rahmen der Entwicklung eines Stopp Start Systems bei dem durch Ausschalten des Motors w hrend der Fahrzeugstillstandphasen Verbrauchseinsparungen reali siert werden sollen wird ein neuartiges Startsystem der Direktstart hinsichtlich sei ner Eignung f r den Einsatz in einem Stopp Start System untersucht Direktstart ist ein an direkteinspritzenden Ottomotoren applizierbares Startverfahren bei welchem der Motor ausschlie lich mit Hilfe von Verbrennungsenergie gestartet wird Durch direktes Einspritzen von Kraftstoff in den Brennraum bei stillstehendem Motor wird ein z ndf higes Gemisch an der Z ndkerze erzeugt
410. zwar f r Turbomotoren zeitgem ist aber f r Saugmotoren mit Direkteinspritzung bei denen ein Verdichtungsverh ltnis in der Gr enordnung von 12 blich ist 46 47 50 zu deutlichen Teillastverbrauchsnachteilen f hrt mu f r moderne Otto Saugmotoren mit einer weiteren Herabsetzung der K hlwassertempe raturgrenze gerechnet werden Aus der Simulation ergibt sich f r eine Erh hung des Verdichtungsverh ltnisses um 2 Punkte eine Herabsetzung der maximal m glichen K hlwassertemperatur um ungef hr 20 C Die K hlwassertemperaturgrenze sinkt dann unter 60 C Obwohl im eingespritzten Kraftstoff gen gend Energie gebunden ist um theoretisch einen erfolgreichen Direktstart auch unter diesen Bedingungen fr hes A e 12 bis weit ber 100 C zu erm glichen ist auch mit dem derzeitigen Entwicklungsstand von strahlgef hrten Brennverfahren keine ausreichende Umsetzung dieser Energie w hrend des Direktstartvorgangs m glich Beim strahlgef hrten Brennverfahren bie tet sich zwar im Gegensatz zum wandgef hrten Brennverfahren die M glichkeit den Motor mager zur ckzudrehen und damit im Restgaszyklus eine weitere Verbrennung einzuleiten womit die K hlwassertemperaturgrenze um etwa 10 C 15 C angeho ben werden kann Allerdings f hrt R ckdrehen mit magerem Kraftstoff Luft Gemisch zu wesentlich h ufigeren erfolglosen Entflammungen als R ckdrehen mit fettem Gemisch so da auch diese spezifische Eigenschaft des strahl
411. zyklischer Verbren nungsschwankungen einen nicht genau reproduzierbaren Einflu darstellt Bei aus schlie licher Abschaltung der Einspritzung finden nach der Initialisierung am Z OT 1 mindestens noch 2 Verbrennungen statt die beide einen nicht reproduzierbaren Ein flu darstellen und somit zu gr eren Streuungen im Motorauslaufverhalten f hren d rften Allerdings wird bei gleichzeitiger Abschaltung von Z ndung und Einspritzung die zuletzt abgesetzte Einspritzmenge nicht mehr gez ndet und entweicht unver brannt ins Abgassystem was zu einer Erh hung der Kohlenwasserstoffemissionen w hrend des Abschaltvorgangs f hren d rfte Zudem wird die Motorauslaufphase um 180 KW verk rzt was ggf die Sauerstoffkonzentration im Startzylinder negativ be einflussen kann vgl Kapitel 4 1 2 2 Um die Abschaltvorg nge m glichst reproduzierbar zu gestalten finden alle Mes sungen unter Anwendung der oben beschriebenen Abschaltkonditionierung statt Zudem werden sowohl die Ol als auch die K hlwassertemperatur in Fenstern von etwa 5 C gehalten Unter Anwendung von Kennlinie Nr 6 und Nr 1 wird zus tzlich eine Oltemperaturvariation durchgef hrt 63 4 1 6 2 Auswertung und Ergebnisse Nach einer exemplarischen Darstellung und Diskussion eines typischen Motoraus laufvorgangs wird im folgenden die H ufigkeitsverteilung der Stopposition bezogen auf die Position des Expansionszylinders beim Motorstillstand in KW nach dem letzten OT aus

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