WO2006136152A1 - Verfahren und vorrichtung zur direkteinspritzung von kraftstoff in hubkolbenmotoren - Google Patents

Verfahren und vorrichtung zur direkteinspritzung von kraftstoff in hubkolbenmotoren Download PDF

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WO2006136152A1
WO2006136152A1 PCT/DE2006/001087 DE2006001087W WO2006136152A1 WO 2006136152 A1 WO2006136152 A1 WO 2006136152A1 DE 2006001087 W DE2006001087 W DE 2006001087W WO 2006136152 A1 WO2006136152 A1 WO 2006136152A1
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swirl
return
nozzle
injection
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PCT/DE2006/001087
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Uwe Lienig
Ernstwendelin Bach
Maurice Kettner
Amin Velji
Ulrich Spicher
Reinhard Latsch
Original Assignee
Hochschule für Technik und Wirtschaft Dresden
Universität Karlsruhe
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02M—SUPPLYING COMBUSTION ENGINES IN GENERAL WITH COMBUSTIBLE MIXTURES OR CONSTITUENTS THEREOF
    • F02M63/00—Other fuel-injection apparatus having pertinent characteristics not provided for in groups F02M39/00 - F02M57/00 or F02M67/00; Details, component parts, or accessories of fuel-injection apparatus, not provided for in, or of interest apart from, the apparatus of groups F02M39/00 - F02M61/00 or F02M67/00; Combination of fuel pump with other devices, e.g. lubricating oil pump
    • F02M63/001—Fuel-injection apparatus having injection valves held closed mechanically, e.g. by springs, and opened by a cyclically-operated mechanism for a time
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02M—SUPPLYING COMBUSTION ENGINES IN GENERAL WITH COMBUSTIBLE MIXTURES OR CONSTITUENTS THEREOF
    • F02M45/00—Fuel-injection apparatus characterised by having a cyclic delivery of specific time/pressure or time/quantity relationship
    • F02M45/12—Fuel-injection apparatus characterised by having a cyclic delivery of specific time/pressure or time/quantity relationship providing a continuous cyclic delivery with variable pressure
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02M—SUPPLYING COMBUSTION ENGINES IN GENERAL WITH COMBUSTIBLE MIXTURES OR CONSTITUENTS THEREOF
    • F02M61/00—Fuel-injectors not provided for in groups F02M39/00 - F02M57/00 or F02M67/00
    • F02M61/16—Details not provided for in, or of interest apart from, the apparatus of groups F02M61/02 - F02M61/14
    • F02M61/162—Means to impart a whirling motion to fuel upstream or near discharging orifices

Definitions

  • the invention relates to a method and a device for the direct injection of fuel in
  • Reciprocating engines which may be an injection of gasoline, diesel or even fuel gases (for example natural gas).
  • Sputtering systems with a swirl chamber allow a continuous change of the beam parameters.
  • the swirl chamber has a peculiarity in relation to the tangentially incoming channels.
  • the channels have a different cross section and, each considered individually, generate a different twist.
  • a smaller swirl is associated with a higher swirl velocity and a smaller swirl velocity with the larger cross-section.
  • the fluid flow twisted in the chamber leaves the atomization system via a concentrically arranged outlet hole.
  • a spin system can be built in which a certain base twist of the liquid in the chamber is predetermined via the small channels.
  • the change in the atomization parameters can be achieved by connecting the liquid flow over the large channels.
  • the design of the channels allows the atomization quality to remain almost unchanged even with increasing throughput.
  • Injection nozzle supplemented by a return.
  • the return leads from the swirl chamber an adjustable flow of fuel flow.
  • the designed spin-variable injection nozzle can flow through even when the nozzle needle is closed and the operating state can be determined independently of the injection event.
  • An overall view of the hydraulic circuit of the injection nozzle is given in FIG.
  • this object is achieved by a method having the features of claim 1. It can be used in the method, a device according to claim. Advantageous embodiments and further developments can be achieved with features designated in subordinate claims.
  • the method according to the invention is carried out in such a way that fuel is supplied to a spin-variable injection nozzle in which a swirl chamber is formed.
  • a spin-variable injection nozzle in which a swirl chamber is formed.
  • an ignition mixture is then injected with the return closed.
  • injection of the basic mixture occurs clearly larger cone angle, so that a large area in the cylinder with fine droplets of fuel is applied and a very lean mixture is present.
  • the injection of the basic mixture can already start in the intake stroke and be carried out until shortly before the start of ignition. (Eg start at minus 90 ° up to 270 ° before TDC)
  • ignition mixture is injected with a much smaller jet cone angle, so that in a small
  • Volume range is a fat ignitable mixture.
  • a piston with a recess formed in the piston head can preferably be used.
  • the ignition mixture should then be injected as completely as possible into the trough and ignited in the trough. This can also be combined with the BPI method mentioned below.
  • Figure 1 is a hydraulic diagram for a device which can be used in the invention
  • Figure 2 is an exploded view of an insertable in the invention injector
  • FIG. 2 a parts of an injection nozzle with a swirl return
  • FIG. 2 b shows an operating diagram for a possible implementation of the method according to the invention
  • Figure 3 is a schematic representation of a fuel inlet via channel groups in a swirl chamber
  • FIG. 4 indicates possible main dimensions of a swirl chamber in the case of a spin-variable injection nozzle
  • Figure 5 is a graph of the influence of the amount of return of fuel on the mass of fuel injected
  • FIG. 6 shows a measurement specification for determining the penetration depth and beam cone angle of injected fuel
  • FIG. 7 shows a diagram illustrating the influence of the amount of return of fuel on the achievable jet depth
  • FIG. 8 injection jet images with modified return flow at ambient pressure conditions
  • FIG. 9 injection jet images with modified return running current at a back pressure of 10 bar
  • FIG. 10 shows a diagram of the jet angle with a modified return flow rate and changed backpressure
  • FIG. 11 injection jet images with modified return flow with a changed volume flow of fuel supplied via a channel group
  • FIG. 12 shows a diagram of the influence of beam cone angle and changed fuel feed ratio
  • Figure 13 shows a principal possibility of using the invention in a BPI concept
  • Figure 14 shows a schematic representation of favorable geometric relationships at a nozzle exit hole
  • the hydraulic circuit of an inventive system illustrates that the injection nozzle has two inlets I and II.
  • the inlet I to the channels with a small cross-section has no adjustment for the flow and thus determines the basic twist in the swirl chamber.
  • the inlet II for the large channels and the return are provided with a flow adjustment.
  • the representation also includes the flow-controlled return from the swirl chamber 7.
  • a control Valve 14 available for the regulation of the inflow of fuel from a tank 12 at a feed II. Furthermore, between tank 12 and inlet II, a further inlet I is connected there. Fuel can be fed to the injection nozzle via inlets I and II. In addition, a return 10 is present, via the fuel in the
  • Tank 12 can be returned, if this is desired in one or possibly several phases of a fuel injection operation.
  • a control valve 13 is present there.
  • the amount of fuel returned to the tank via the return 10 may be regulated during the first phase.
  • the beam cone angle can also be influenced and adaptation to the respective combustion chamber shape or formation of a piston with or without a trough can be carried out.
  • Table 1 summarizes and explains the operating modes. In this case, a further operating mode is added, resulting from the adjustment of the fuel supply, which was constructed to investigate a spin-variable nozzle.
  • Another alternative is a waiver of the return. Then one of the feeds I or II temporarily forms the return, wherein in the corresponding inlet I or II then a bypass line to the tank and a valve which can shut off this inlet should be present.
  • FIG. 2 illustrates a possible construction of a usable in the invention injector. It is a nozzle needle 1 passed through the injection nozzle, which can close or open the nozzle exit hole 11.
  • a nozzle needle 1 passed through the injection nozzle, which can close or open the nozzle exit hole 11.
  • several channels 2 and 3 in channel groups I and II are present, which are guided by an upper fuel guide 4 and a Kraftstoff concerning- guide 5 with a centrally arranged return channel through the upper swirl chamber cover 6 with a swirl return chamber 9 to the swirl chamber 7.
  • the lower swirl chamber cover 8 is arranged with a nozzle outlet hole.
  • the channels 2 and .3 of the channel groups I and II are pressure-tight separated from each other to the swirl chamber 7.
  • the supply of fuel through the channel group I is constantly.
  • By additionally supplying fuel via the channel group II only the respective amount of fuel is increased.
  • this also exerts an influence on the course of injection (course of the injection quantity over the injection time).
  • the backbone When injecting the basic mixture, the backbone should run 10 are opened before the opening of the nozzle needle 1.
  • the return 10 should, however, be closed later for the injection of the ignition mixture when the injection nozzle is open, that is to say the free nozzle needle 1.
  • FIG. 2 a is intended to illustrate an additionally present swirl return chamber 9, which is designed here as an annular gap arranged around the nozzle needle 1.
  • a flow provided with a swirl can be maintained there, which can have an advantageous effect.
  • the height of the swirl return chamber 9 should be greater than the height of the swirl chamber 7.
  • the height of the swirl chamber 9 should preferably be significantly greater and have a multiple of the height of the swirl chamber 7. In this case, the height means the extent parallel to the nozzle needle 1.
  • the cone angle of an injection jet can be further increased and the combustion can be positively influenced, in particular for a reduction of pollutant emissions.
  • a swirl chamber 7 can be formed with one or more swirl disks.
  • FIG. 2 a also shows relative cross-sectional ratios of channels 2 and 3 of the channel groups I and II.
  • FIG. 2 b shows two phases of an injection according to the invention with an injection of a basic mixture with the return open and subsequently in a second phase of an ignition mixture with a closed return with the corresponding jet cone geometry.
  • FIG. 4 indicates possible main dimensions of a swirl chamber 7 in the case of a swirl-variable nozzle.
  • the injection nozzle consists of a swirl chamber 7 with a constant diameter and basically has 2 channel groups each having four channels with the same cross-section.
  • the absolute dimensions have little significance in terms of the behavior of the swirl variable nozzle. Therefore, the marking of the swirl variable nozzle is carried out by means of ratio ratios.
  • Table 3 summarizes the key figures that are given for the injector investigated here. With regard to the flow through the swirl chamber 7, the area ratios were determined so that, on the one hand, the minimum and maximum inflow area over the channel groups is substantially larger than the nozzle hole circle area ( KJ and KJI ) and, on the other hand, the
  • injectors used therein which can be produced with relatively simple production technologies, with relatively free choice of the dimensions of the function-determining components (swirl chamber and nozzle hole plate) are used.
  • Figure 3 gives an overall view of the CAD construction shown structurally realized leadership of the fuel and illustrates the operating principle of the swirl variable nozzle.
  • the pressure in the swirl chamber 7 will decrease. It can be assumed that the greater the return flow, the greater the pressure reduction in the swirl chamber 7. Therefore, it is expected that the injection quantity decreases with increasing return flow. In addition, however, the injection quantity is also influenced by the increasing swirl with increasing return flow.
  • the dependency of the injection quantity on the return flow is represented by an operating point with a variable return flow ⁇ - ⁇ between 0 and 1 l / min, a constant ⁇ of 0.1 and a variable injection time in FIG.
  • the measured values are also included when operating via the return line.
  • FIG. 5 illustrates the influence of the return quantity on the injection mass.
  • the injection mass increases linearly with the injection time in the swirl variable nozzle. It shows the same behavior as normal injectors.
  • the injection quantity can be influenced not only by the supply pressure and the injection time, but also by the return quantity.
  • the spread of the injection quantity is almost 400%, ie at the same pressure, the injection mass of a selected
  • Design point can be increased to 4 times the amount. This makes it possible to adjust the injection rate significantly further to the requirements of a given combustion process. Finally, this behavior can also be used to improve the suitability for the smallest quantity injection.
  • the return flow greatly influences the pressure conditions in the swirl chamber 7.
  • the reduction of the injection rate proves that the effective pressure difference for the fuel injection decreases. This is accompanied by a reduction in the exit velocity. It is to be expected that this will result in a reduction in the penetration depth of the injection jet.
  • the measurement specification is not only used to determine the penetration depth S Edt and therefore also contains the information for determining the cone angle ⁇ Kgl. Due to the observation field of the camera, the beam could only be measured up to a maximum distance of 35 mm. The results obtained from the strahlopti investigations are shown in FIG.
  • FIG. 7 shows the influence of the amount of return on the jet penetration depth.
  • the other operating modes show that not only is there a decrease in the penetration depth. With increasing injection duration, the penetration depth no longer increases. Especially in the case of a large amount of return, the curve changes into an almost horizontal part.
  • the measurement of the jet penetration depth had shown that the amount of return has a strong influence on the jet properties.
  • the other important geomet- ric size of the injection jet is the beam cone angle. Together with the penetration depth, it is possible to derive a suitability for a specific mixture formation process or to design a process from this information.
  • the ratio of radial and axial velocity at the outlet hole determines the jet cone angle in the swirl nozzle.
  • the radial velocity at the exit hole is essentially determined by the swirl in the swirl chamber 7.
  • the axial velocity results from the pressure difference across the nozzle exit hole 11. Due to friction effects, the two components decrease over the length of the nozzle exit hole 11.
  • the ratio L can be used.
  • this ratio is relatively high at 2.3. Therefore, only a relatively small beam cone angle would be expected.
  • the swirl prevailing in the swirl chamber 7 is not determined solely by the outflow velocity from the nozzle outlet hole 11.
  • Conditional on the selectable return quantity can be generated a much higher swirl in the swirl chamber 7, as he would result from the outflow conditions (pressure difference across the nozzle outlet hole) of a simple swirl chamber 7.
  • the return amount becomes the determining factor for the peripheral speed at the nozzle exit hole end.
  • FIG. 9 shows injection jet images with variable return flow and 10 bar chamber pressure.
  • the increase in the chamber pressure leads, as already indicated, to a reduction in the penetration depth.
  • FIG. 10 compares the profiles of the jet cone angle determined for the two chamber pressures as a function of the return flow.
  • FIG. 10 Beam cone angle with variation of return quantity and chamber pressure
  • the beam cone angle when operating on the return line 10 is only slightly below that which occurs during operation with closed return 10. The small difference supports the assumption that the swirl built up in the swirl chamber 7 collapses again in the long nozzle exit hole 11. The increase in the chamber pressure leads to an increase in the beam cone angle at these two operating points.
  • This behavior can be used for a given geometric arrangement of injector and spark plug to correct the beam geometry depending on the current load point and / or injection timing.
  • the ratio ⁇ 11 is changed for a selected return flow.
  • ⁇ becomes larger
  • the cone angle can be reduced.
  • the dependence of the beam cone angle on the volume flow ratio is plotted in FIG.
  • the determination of the beam cone angle is based on the measurement specification in FIG. 5.
  • FIG. 12 illustrates the beam cone angle with a variable feed ratio ⁇ n.
  • FIG 13 shows a schematic diagram of the combustion process according to the BPI concept (Bowl Prechamber Ignition). Due to the great demands of the BPI process, the spin variable nozzle is very well suited for the direct injection of fuel. By deliberately changing the operating status of the spiral-variable nozzle, the spray pattern can be precisely adapted to the requirements. In the formation of the basic mixture, a large cone angle is required in order to achieve the best possible homogenization of the lean base mixture. The generation of the enriched ignition mixture, which is conveyed into the ignition chamber, takes place with a very small cone angle. Considering the above explanations and referring to the modes in Table 1, it is necessary to switch from the basic mixture mode 3 to the 1 or 2 mode for the accumulation amount within one cycle.
  • BPI Battery Prechamber Ignition
  • an operating concept was realized in which the return flow 10 is opened during the basic mixture formation and sets a fixed return flow rate and the associated cone angle.
  • the return 10 is closed, the cone angle thereby collapses and the enrichment amount can be accurately placed.
  • the spin variable nozzle with return has proven to be a very flexible concept for actively influencing the
  • Beam parameters of a fuel injector proved. Not only is the adaptation of the injection parameters possible with existing methods.
  • the design of new concepts consistently matched to the characteristics of the spin-variable injector may allow further improvement of the operating strategies of today's internal combustion engines by e.g. In gasoline engines with direct injection, the energy-efficient operating range with stratified charge is expanded.
  • FIG. 14 shows geometric relationships of a preferred nozzle exit hole 11.
  • the length I DL should be at least twice as large as the diameter d DL of the nozzle exit hole 11.
  • Table 1 Possible operating modes of the spin-variable nozzle

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Abstract

Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vorrichtung zur Direkteinspritzung von Kraftstoff in Hubkolbenmotoren, wobei es sich um eine Einspritzung von Benzin, Diesel oder auch Brenngasen (z.B. Erdgas) handeln kann. Aufgabe der Erfindung ist es, den Verbrennungsprozess in Hubkolbenmotoren zu verbessern und eine Schadstoffemission oder-bildung, insbesondere von Stickoxiden im Abgas zu reduzieren. Dabei wird Kraftstoff unter erhöhtem Druck über mindestens einen Zulauf (I, II) einer drallvariablen Einspritzdüse zugeführt, in der eine Drallkammer (7) ausgebildet ist. In einer ersten Phase wird ein Grundgemisch in den Zylinder eingespritzt, wobei die Düse der Einspritzdüse geöffnet wird und gleichzeitig Kraftstoff über einen Rücklauf (10) oder einem der Zuläufe (I, II) aus der Einspritzdüse rückströmt. Nachfolgend wird in einer zweiten Phase ein Zündgemisch, bei geöffneter Einspritzdüse und geschlossenem Rücklauf (10) und unter Vermeidung eines Rückströmens von Kraftstoff aus der Einspritzdüse eingespritzt.

Description

Verfahren und Vorrichtung zur Direktelnspritzung von Kraftstoff in Hubkolbenmotoren
Die Erfindung betrifft ein Verfahren und eine Vor- richtung zur Direkteinspritzung von Kraftstoff in
Hubkolbenmotoren, wobei es sich um eine Einspritzung von Benzin, Diesel oder auch Brenngasen (z.B. Erdgas) handeln kann.
Bei der Benzindirekteinspritzung hängt die weitere Entwicklung von den Eigenschaften des Einspritzsystems und hier insbesondere von der Einspritzdüse ab. Bei den wandgeführten Verfahren erhöht sich im Allgemeinen die Brennraumoberfläche und gleichzeitig weist der Brennraum ungünstige geometrische Oberflächen auf, die eine Erhöhung des Wärmestroms, insbesondere in den Kolben, zur Folge haben.
Die luftgeführten Verfahren können das Potenzial der Benzindirekteinspritzung nicht ausschöpfen, da die Erzeugung einer intensiven Luftbewegung im Zylinder mit entsprechenden Nachteilen bei der Füllung erkauft werden muss. Auch hier bewirkt die Ladungsbewegung eine Intensivierung des Wärmestroms in die den Brennraum begrenzenden Bauteile und vermindert so den er- zielbaren Wirkungsgradgewinn.
Bei beiden Verfahren, luft- oder wandgeführt, bleibt zudem festzustellen, dass ihre Anwendbarkeit auf bestimmte Bereiche des Motorlastbereiches beschränkt ist. Einer Ausdehnung des Betriebsbereiches sind durch die sich gegenseitig nachteilig beeinflussenden Eigenschaften der jeweiligen Verfahren Grenzen gesetzt .
Eine Lösung dieser Beschränkungen wird im Übergang zu strahlgeführten Verfahren gesehen. Bei strahlgeführten Verfahren muss die Erzeugung eines zündfähigen Gemisches dadurch gewährleistet werden, dass die Strahlgeometrie stets an die lastpunktabhängigen Be- dürfnisse angepasst werden kann.
So ist eine Dralldüse mit einer geometrisch veränderlichen Drallkammer in DE 100 60 435 Al beschrieben. Bemühungen, Düsen mit veränderlichen geometrischen Abmessungen in Verbrennungsmotoren einzusetzen, waren bisher jedoch wenig erfolgreich. Insbesondere die hohen thermischen und mechanischen Beanspruchungen führen zu erheblichen Schwierigkeiten bei der Realisierung.
Fasst man die motorische Einspritzung als Zerstäubungsvorgang auf, so findet man entsprechende Parallelen zu Sprühvorgängen in der Verfahrenstechnik. Zerstäubungssysteme mit einer Drallkammer erlauben eine kontinuierliche Veränderung der Strahlparameter. Die Drallkammer weist eine Besonderheit in Bezug auf die tangential einlaufenden Kanäle auf. Die Kanäle besitzen einen unterschiedlichen Querschnitt und generieren, jede für sich betrachtet, einen unterschiedlichen Drall. Bei einem gegebenen Versorgungs- druck ist mit einem kleineren Querschnitt eine höhere, mit dem größeren Querschnitt eine kleinere Drallgeschwindigkeit verbunden. Der in der Kammer verdrallte Flüssigkeitsstrom verlässt das Zerstäubungssystem über ein konzentrisch angeordnetes Aus- trittsloch. Durch geschickte Wahl der Kanalparameter lässt sich ein Drallsystem aufbauen, bei dem ein bestimmter Grunddrall der Flüssigkeit in der Kammer ü- ber die kleinen Kanäle vorgegeben ist. Die Veränderung der Zerstäubungsparameter kann durch das Zu- schalten des Flüssigkeitsstromes über die großen Kanäle erreicht werden. Die Auslegung der Kanäle erlaubt dabei, dass die Zerstäubungsgüte auch bei steigendem Durchsatz fast unverändert bleibt.
Diese Eigenschaften solcher drallvariablen Einspritzdüsen können Grundlage für die weitere Entwicklung sein. Eine Einspritzdüse aus EP 1 029 175 Bl bekannt. Sie kann prinzipiell auch in Verbindung mit der Erfindung eingesetzt werden. Dabei soll auf deren Of- fenbarungsgehalt vollumfänglich Bezug genommen werden.
Ein wesentlicher Unterschied im Vergleich zur Verfahrenstechnik besteht darin, dass es in der Verfahrens- technik häufig um kontinuierliche Prozesse geht. Demgegenüber ist die Kraftstoffeinspritzung durch sich wiederholende Einzelereignisse gekennzeichnet. Die Adaption der aus der Verfahrenstechnik bekannten drallvariablen Düsen erfolgt daher durch die Ergän- zung der Düse um eine Düsennadel. Mit Hilfe der Düsennadel wird der zentrisch angeordnete Düsenaustritt verschlossen. Neben der unmittelbaren Beeinflussung der Strahlparameter durch die Wahl des Drallniveaus sollte die Einspritzdüse aber zusätzlich die Einstellung definierter fluiddynamischer Parameter auch bei geschlossener Düsennadel erlauben. Daher wird die
Einspritzdüse um einen Rücklauf ergänzt. Der Rücklauf führt einen im Durchfluss einstellbaren Kraftstoffstrom aus der Drallkammer ab. Dadurch kann die konzipierte drallvariable Einspritzdüse auch bei geschlos- sener Düsennadel durchströmt und der Betriebszustand unabhängig vom Einspritzereignis festgelegt werden. Einen Gesamtüberblick über die hydraulische Schaltung der Einspritzdüse gibt Figur 1.
Es ist Aufgabe der Erfindung den Verbrennungsprozess in Hubkolbenmotoren zu verbessern und eine Schadstoffemission oder -bildung, insbesondere von Stickoxiden im Abgas zu reduzieren.
Erfindungsgemäß wird diese Aufgabe mit einem Verfahren, das die Merkmale des Anspruchs 1 aufweist, gelöst. Es kann bei dem Verfahren eine Vorrichtung nach Anspruch eingesetzt werden. Vorteilhafte Ausgestaltungen und Weiterbildungen können mit in untergeord- neten Ansprüchen bezeichneten Merkmalen erreicht werden.
Das erfindungsgemäße Verfahren wird so durchgeführt, dass Kraftstoff einer drallvariablen Einspritzdüse zugeführt wird, in der eine Drallkammer ausgebildet ist. Beim Einspritzen eines Grundgemisches ist mindestens ein Zulauf und der Rücklauf geöffnet. Nachfolgend wird dann ein Zündgemisch bei geschlossenem Rücklauf eingespritzt.
Bei Einspritzung des Grundgemischs tritt ein deutlich größerer Strahlkegelwinkel auf, so dass ein großer Bereich im Zylinder mit feinen Kraftstofftröpfchen beaufschlagt wird und ein sehr mageres Gemisch vorhanden ist. Die Einspritzung des Grundgemisches kann bereits im Ansaugtakt beginnen und bis kurz vor dem Zündbeginn durchgeführt werden. (Beispielsweise Beginn bei minus 90° bis hin zu 270 ° vor OT)
Dann wird Zündgemisch mit deutlich kleinerem Strahl- kegelwinkel eingespritzt, so dass in einem kleinen
Volumenbereich ein fettes Zündfähiges Gemisch vorliegt.
Bevorzugt kann für Hubkolbenmotore ein Kolben mit ei- ner im Kolbenboden ausgebildeten Mulde eingesetzt werden. Dabei soll dann das Zündgemisch möglichst vollständig in die Mulde eingespritzt und in der Mulde gezündet werden. Dies kann auch mit dem nachfolgend noch erwähnten BPI-Verfahren kombiniert sein.
Prinzipiell sind der Anzahl im Querschnitt unterschiedlicher Kanäle einer Einspritzdüse, die tangential in die Drallkammer einlaufen, nur geometrische Grenzen gesetzt. Aus fluiddynamischen Erwägungen ist es jedoch sinnvoll, dass stets mehr als ein tangentialer Kanal in Betrieb ist. Untersuchungen zeigen, dass Drallkammern mit nur einem tangential einlaufenden Kanal ein stark unsymmetrisches Strahlbild aufweisen und für den Einsatz in einer Kraftstoffein- spritzdüse wohl eher nicht geeignet sind. Da stets mehrere Kanäle über den gleichen. Querschnitt verfügen ist es sinnvoll, Kanalgruppen zu bilden.
Nachfolgend soll die Erfindung beispielhaft näher er- läutert werden. Dabei zeigen:
Figur 1 ein Hydraulikschema für eine Vorrichtung, die bei der Erfindung eingesetzt werden kann;
Figur 2 eine Explosionsdarstellung einer bei der Erfindung einsetzbaren Einspritzdüse;
Figur 2 a Teile einer Einspritzdüse mit einem Drall- rücklauf;
Figur 2 b ein Betriebsdiagramm für eine mögliche Durchführung des erfindungsgemäßen Verfahrens;
Figur 3 eine schematische Darstellung für einen KraftstoffZulauf über Kanalgruppen in eine Drallkammer;
Figur 4 gibt mögliche Hauptabmessungen einer Drallkammer bei einer drallvariablen Einspritzdüse an;
Figur 5 ein Diagramm des Einflusses der Rücklaufmenge an Kraftstoff auf die Masse an eingespritztem Kraftstoff;
Figur 6 eine Messvorschrift zur Bestimmung von Eindringtiefe und Strahlkegelwinkel von eingespritztem Kraftstoff;
Figur 7 ein den Einfluss der Rücklaufmenge an Kraft- stoff auf die erreichbare Strahltiefe verdeutlichendes Diagramm;
Figur 8 Einspritzstrahlbilder bei verändertem Rücklaufstrom bei Umgebungsdruckbedingungen;
Figur 9 Einspritzstrahlbilder bei verändertem Rück- laufstrom bei eine Gegendruck von 10 bar;
Figur 10 ein Diagramm der Strahlwinkel bei veränderter Rücklaufmenge und verändertem Gegendruck;
Figur 11 Einspritzstrahlbilder bei verändertem Rücklaufstrom bei verändertem Volumenstrom von über eine Kanalgruppe zugeführtem Kraftstoff;
Figur 12 ein Diagramm des Einflusses von Strahlkegelwinkel und verändertem KraftstoffzulaufVerhältnis;
Figur 13 eine prinzipielle Möglichkeit des Einsatzes der Erfindung bei einem BPI-Konzept;
Figur 14 in schematischer Darstellung günstige geometrische Verhältnisse an einem Düsenaustrittsloch und
Figur 15 Versuchsergebnisse bei Einsatz der Erfindung beim BPI-Verfahren.
Die hydraulische Schaltung eines erfindungsgemäß ein- se.tzbaren Systems, wie in Figur 1 gezeigt, verdeut- licht, dass die Einspritzdüse über zwei Zuläufe I und II verfügt. Der Zulauf I zu den Kanälen mit kleinem Querschnitt weist keine Einstellmöglichkeit für den Durchfluss auf und bestimmt so den Grunddrall in der Drallkammer. Der Zulauf II für die großen Kanäle und der Rücklauf sind mit einer Durchflusseinstellung versehen. Neben den Zuläufen enthält die Darstellung auch den im Durchfluss regelbaren Rücklauf aus der Drallkammer 7.
Dabei ist für die Regelung des Zuflusses von Kraftstoff aus einem Tank 12 an einem Zulauf II ein Regel- ventil 14 vorhanden. Weiterhin ist zwischen Tank 12 und Zulauf II ein weiterer Zulauf I dort angeschlossen. Über die Zuläufe I und II kann Kraftstoff der Einspritzdüse zugeführt werden. Zusätzlich ist ein Rücklauf 10 vorhanden, über den Kraftstoff in den
Tank 12 zurückgeführt werden kann, wenn dies betriebbedingt in einer oder ggf. auch mehreren Phasen einer Kraftstoffeinspritzung gewünscht ist. Zur Regelung des Rückstromes über den Rücklauf 10 ist dort ein Re- gelventil 13 vorhanden.
Die Menge des über den Rücklauf 10 in den Tank zurück geführten Kraftstoffes kann während der ersten Phase geregelt werden. Dadurch kann auch der Strahlkegel- winkel beeinflusst werden und eine Anpassung an die jeweilige Brennraumgestalt oder Ausbildung eines Kolbens mit oder auch ohne Mulde vorgenommen werden.
Die aus der hydraulischen Schaltung hervorgehenden Einstellmöglichkeiten legen gleichzeitig die denkbaren Betriebsarten fest. In der Tabelle 1 sind die Betriebsarten zusammengestellt und erläutert. Dabei ist eine weitere Betriebsart hinzugefügt, die sich aus den Einstellmöglichkeiten der Kraftstoffversorgung ergeben, die zur Untersuchung einer drallvariablen Düse aufgebaut wurde.
Es besteht unter Umständen auch die Möglichkeit, falls dies durch den Hubkolbenmotor betriebsbedingt günstig ist während der zweiten Phase, also beim Einspritzen von Zündgemisch, einen kleinen Rückfluss von Kraftstoff zuzulassen. Dabei kann die dabei eingespritzte Kraftstoffmenge geringfügig reduziert werden.
Es besteht aber auch die Möglichkeit lediglich einen Zulauf I oder II einzusetzen, so dass die Kraftstoffzufuhr dann über einen einzigen Zulauf I oder II realisiert ist.
Eine weitere Alternative ist ein Verzicht auf den Rücklauf. Dann bildet einer der Zuläufe I oder II temporär den Rücklauf, wobei im entsprechenden Zulauf I oder II dann eine Bypassleitung zum Tank und ein Ventil das diesen Zulauf absperren kann vorhanden sein sollen.
Die Explosionsdarstellung nach Figur 2 verdeutlicht einen möglichen Aufbau einer bei der Erfindung einsetzbaren Einspritzdüse. Es ist eine Düsennadel 1 durch die Einspritzdüse geführt, die das Düsenaustrittsloch 11 verschließen oder öffnen kann. Für die Zufuhr von Kraftstoff sind mehrere Kanäle 2 und 3 in Kanalgruppen I und II vorhanden, die durch eine oberer Kraftstoffführung 4 und eine Kraftstoffzwischen- führung 5 mit einem zentrisch angeordneten Rücklaufkanal durch den oberen Drallkammerdeckel 6 mit einer Drallrücklaufkammer 9 zur Drallkammer 7 geführt sind. Unterhalb der Drallkammer 7 ist der untere Drallkammerdeckel 8 mit Düsenaustrittsloch angeordnet.
Die Kanäle 2 und .3 der Kanalgruppen I und II sind bis zur Drallkammer 7 druckdicht voneinander getrennt. Während des Betriebs erfolgt die Zuführung von Kraftstoff über die Kanalgruppe I ständig. Durch zusätzli- che Zuführung von Kraftstoff über die Kanalgruppe II wird lediglich die jeweilige Kraftstoffmenge erhöht. Es n dadurch aber auch ein Einfluss auf den Einspritzverlauf (Verlauf der Einspritzmenge über die Einspritzzeit) ausgeübt werden.
Beim Einspritzen des Grundgemisches sollte der Rück- lauf 10 vor der Öffnung der Düsennadel 1 geöffnet werden. Der Rücklauf 10 sollte aber später für die Einspritzung des Zündgemisches bei geöffneter Einspritzdüse, also freier Düsennadel 1 geschlossen wer- den.
Mit Figur 2a soll eine zusätzlich vorhandene Drallrücklaufkammer 9 verdeutlicht werden, die hier als um die Düsennadel 1 angeordneter Ringspalt ausgebildet ist. Beim Rückströmen von Kraftstoff aus der Drallkammer 7 in Richtung Tank 12 kann dort eine mit einem Drall versehene Strömung aufrechterhalten werden, was sich vorteilhaft auswirken kann. In nicht dargestellter Form können dort zusätzliche Drallelemente, bei- spielsweise spiralförmige Führungen oder Vertiefungen zur Unterstützung der Drallaufrechterhaltung in diesem Bereich vorhanden bzw. ausgebildet sein. Die Höhe der Drallrücklaufkammer 9 sollte größer, als die Höhe der Drallkammer 7 sein. Die Höhe der Drallkammer 9 sollte bevorzugt deutlich größer sein und ein Mehrfaches der Höhe der Drallkammer 7 aufweisen. Dabei ist mit der Höhe die Ausdehnung parallel zur Düsennadel 1 gemeint .
Durch die Aufrechterhaltung eines Dralles mittels
Drallrücklaufkammer 9 kann der Kegelwinkel eines Einspritzstrahles weiter vergrößert und die Verbrennung positiv, insbesondere für eine Verringerung der Schadstoffemission beeinflusst werden.
Eine Drallkammer 7 kann mit einer oder mehreren Drallscheiben gebildet werden.
In Figur 2a sind auch relative Querschnittsverhält- nisse von Kanälen 2 und 3 der Kanalgruppen I und II angegeben. Figur 2 b zeigt zwei Phasen einer erfindungsgemäßen Einspritzung mit einer Einspritzung eines Grundge- mischs bei geöffnetem Rücklauf und nachfolgend in ei- ner zweiten Phase eines Zündgemisches bei geschlossenem Rücklauf mit entsprechender Strahlkegelgeometrie.
Die Auslegung einer drallvariablen Düse und die damit verbundene Festlegung der Abmessungen der Drallkam- mer, des Düsenloches und der Tangentialkanäle erfolgt auf der Grundlage der fluiddynamischen Zusammenhänge. Auf Grund der gegenwärtig umfangreichen Anstrengungen im Bereich der Benzindirekteinspritzung dienten typische Einspritzparameter aus diesem Bereich als Aus- gangspunkt für die Auslegung. Die zugrunde gelegten Daten sind in Tabelle 2 aufgeführt.
Mit Hilfe dieser Angaben erfolgte die Bestimmung von Abmessungen für eine Drallkammer, der Tangentialkanä- Ie und des Düsenaustrittsloches. Die kennzeichnenden Abmessungen sind in Figur 2 zusammengestellt.
Figur 4 gibt mögliche Hauptabmessungen einer Drallkammer 7 bei einer drallvariablen Düse an.
Die Einspritzdüse besteht aus einer Drallkammer 7 mit gleich bleibendem Durchmesser und weist grundsätzlich 2 Kanalgruppen zu jeweils vier Kanälen mit gleichem Querschnitt auf. Die absoluten Abmessungen haben in Bezug auf das Verhalten der drallvariablen Düse jedoch wenig Aussagekraft. Daher erfolgt die Kennzeichnung der drallvariablen Düse mit Hilfe von Verhältniskennzahlen. Die Tabelle 3 stellt die Kennzahlen, die sich für die hier untersuchte Einspritzdüse erge- ben, zusammen. In Bezug auf die Durchströmung der Drallkainmer 7 wurden die Flächenverhältnisse so bestimmt, dass einerseits die minimale und maximale Zuströmfläche über die Kanalgruppen wesentlich größer ist als die Düsen- lochkreisflache ( KJ und KJI ) und andererseits die
Fläche des Rücklaufes näherungsweise die gleiche Größe [YRJ und YR'n) hat, wie der Zulauf über die Kanäle. Damit ist gewährleistet, dass stets wesentlich mehr Kraftstoff in die Drallkammer 7 hinein strömen als über das Düsenloch abströmen kann. Gleichzeitig ist es möglich, fast den gesamten einströmenden Kraftstoff über die Rückführung ohne Druckdifferenz abzuleiten.
Im Hinblick auf den zu erwartenden Strahlkegelwinkel lässt sich aus der großen relativen Lochlänge des Dü- senaustrittsloches { L) 11 ableiten, dass der kleinste Strahlkegelwinkel infolge eines fehlenden Dralls sehr klein sein muss. Bei Betrieb der Einspritzdüse ohne Rücklauf ist mit einem ausgeprägten Vorstrahl verbunden. Welches Verhalten die Einspritzdüse bei veränderlichem Rücklauf bzw. bei veränderlichem Zustromverhältnis über die Kanalgruppen zeigt, wird im Weiteren erläutert.
Bei der Erfindung kann eine möglichst einfache Ausführung für dabei einsetzbare Einspritzdüsen, die mit relativen einfachen Fertigungstechnologien herstellbar sind, bei relativ freier Wahl der Abmessungen der die Funktion bestimmenden Bauteile (Drallkammer und Düsenlochplatte) eingesetzt werden.
Aus diesem Ansatz entstand eine konstruktive Lösung, die zerstörungsfrei vollständig zerlegbar ist. Einen Gesamtüberblick über die CAD-Konstruktion gibt Figur 3. Gleichzeitig ist in diesem Bild auch die konstruktiv realisierte Führung des Kraftstoffes dargestellt und das Wirkprinzip der drallvariablen Düse verdeutlicht .
Nach der Fertigung stand ein Einspritzsystem zur Verfügung, das in der Druckkammer verschiedenen Untersuchungen unterzogen werden konnte. Die Untersuchungsergebnisse sind Gegenstand der folgenden Abschnitte. Die Untersuchungen zum Verhalten der Düse fanden auf einem Druckkammerprüfstand statt. Bei den Untersuchungen wurde Umgebungsdruck und ein Gegendruck von 10 bar angelegt. Die KraftstoffVersorgung erfolgte über ein Common-Rail-System. Da sich die Untersuchungen zunächst auf das Potenzial in Bezug auf die Be- einflussung der Strahlgeometrie konzentrieren, kam als Kraftstoff handelsüblicher Ottokraftstoff zum Einsatz .
Zur Kennzeichnung des Betriebszustandes genügt es bei der drallvariablen Düse jedoch nicht, lediglich den
Versorgungsdruck anzugeben. Wie aus den verschiedenen Betriebsarten (Tabelle 1) ersichtlich ist, müssen darüber hinaus auch die aktuelle Rücklaufmenge und der Teilstrom durch die geregelte Kanalgruppe II an- gegeben werden. Zur vollständigen Beschreibung der
Betriebsparameter werden daher Kennwerte gemäß Tabelle 4 eingeführt.
Unabhängig vom Betriebszustand blieb der Versorgungs- druck Sys bei allen Versuchen konstant und betrug 75 bar. Zur Kennzeichnung des Betriebszustandes der Einspritzdüse bei den einzelnen Versuchen werden die übrigen Parameter angegeben.
Wie aus der Zusammenstellung der geometrischen Verhältnisse in Tabelle 3 hervorgeht, bietet der Rück- lauf 10 die Möglichkeit, selbst bei geschlossener Dü- sehnadel 1 den über eine Kanalgruppe unter einem gegebenen Druck zugeführten Kraftstoffström vollständig über den Rücklauf 10 abzuführen, da die Flächenver- hältnisse R>1 und R'n praktisch keine Drosselung bewirken. Die Verhältnisse ändern sich jedoch, wenn die Düsennadel 1 das Düsenaustrittsloch llfreigibt. Der damit zusätzlich freiwerdende Ausströmquerschnitt führt dazu, dass nunmehr die Druckverhältnisse in der Drallkammer 7 durch das Verhältnis des Gesamtzuströmquerschnittes (Summe der in Betrieb befindlichen Kanalgruppen) und des wirksamen Querschnittes des Rücklaufes 10 (abhängig von der im Betriebspunkt eingestellten Drosselung in der Rückführung gemäß Be- triebsartübersicht in Tabelle 1) bestimmt sind. Auf Grund der geöffneten Düsennadel 1 wird daher der Druck in der Drallkammer 7 abnehmen. Dabei ist davon auszugehen, dass die Druckabsenkung in der Drallkammer 7, um so größer ist, je größer der Rücklaufström ist. Daher ist zu erwarten, dass die Einspritzmenge mit steigendem Rücklaufström abnimmt. Zusätzlich wird die Einspritzmenge aber auch noch durch den mit steigendem Rücklaufström zunehmenden Drall beeinflusst.
Die Abhängigkeit der Einspritzmenge vom Rücklaufström wird anhand eines Betriebspunktes mit ein veränderlichen Rücklaufström ^-^ zwischen 0 und 1 l/min, einem konstanten Φπ von 0,1 sowie veränderlicher Einspritzzeit in Figur.5 dargestellt. Zusätzlich zu den Ergebnissen beim Drallbetrieb der Einspritzdüse sind auch die gemessenen Werte beim Betrieb über den Rücklauf enthalten.
Figur 5 verdeutlicht den Einfluss der Rücklaufmenge auf die Einspritzmasse. Zunächst ist zu erkennen, dass die Einspritzmasse bei der drallvariablen Düse linear mit der Einspritzzeit steigt. Sie zeigt damit das gleiche Verhalten wie normale Einspritzdüsen. Im Unterschied zu normalen Einspritzdüsen kann die Einspritzmasse aber nicht nur über den Versorgungsdruck und die Einspritzzeit, sondern auch über die Rücklaufmenge beeinflusst werden. Bei der vorliegenden Einspritzdüse beträgt die Spreizung der Einspritzmenge fast 400 %, d.h. bei gleichem Druck kann die Einspritzmasse von einem gewählten
Auslegungspunkt auf die 4-fache Menge erhöht werden. Damit wird es möglich, die Einspritzrate deutlich weiter an die Anforderungen eines vorgegebenen Brennverfahrens anzupassen. Schließlich lässt sich dieses Verhalten auch dazu nutzen, um die Tauglichkeit zur Kleinstmengeneinspritzung zu verbessern.
Wie bereits erläutert, werden durch den Rücklaufström die Druckverhältnisse in der Drallkammer 7 stark be- einflusst. Die Verringerung der Einspritzrate belegt, dass die wirksame Druckdifferenz für die Kraftstoffeinspritzung abnimmt. Damit geht auch eine Verringerung der Austrittsgeschwindigkeit einher. Es ist zu erwarten, dass daraus eine Verringerung der Eindring- tiefe des Einspritzstrahls folgt.
Um den Einfluss zu bestimmen, wurden strahloptische Untersuchungen durchgeführt. Mit Hilfe einer getrig- gerten CCD-Kamera entstanden Aufnahmen des Einspritz- Strahls im Durchlichtverfahren, die den Einspritzstrahl im Schattenriss zeigen. Zur Auswertung der Schattenbilder diente eine Messvorschrift, wie sie in Figur 6 dargestellt ist.
Die Messvorschrift wird nicht nur für die Ermittlung der Eindringtiefe SEdt genutzt und enthält daher auch die Angaben zur Bestimmung des Strahlkegelwinkels αKgl . Bedingt durch das Beobachtungsfeld der Kamera konnte der Strahl nur bis zu einer Entfernung von maximal 35 mm vermessen werden. Die aus den strahlopti- sehen Untersuchungen gewonnenen Ergebnisse sind in Figur 7 dargestellt.
Figur 7 zeigt den Einfluss der Rücklaufmenge auf die Strahleindringtiefe .
Die Messungen bestätigen, dass mit zunehmendem Rücklaufstrom die Eindringtiefe sinkt. Zu bemerken ist, dass das Verhalten der Einspritzdüse beim Betrieb ü- ber den Rücklauf 10 (Tabelle 1, Zeile 4) und bei ge- schlossenem Rücklauf 10 (Tabelle 1, Zeile 1 oder 2) praktisch identisch ist. Die zugehörigen Strahlbilder, die nachfolgend dargestellt sind, zeigen die Ursache für dieses Verhalten. Bei beiden Betriebsarten ist kein wesentlicher Unterschied im Strahlbild zu erkennen. Daher kann davon ausgegangen werden, dass sich die Verhältnisse am Düsenlochende nicht unterscheiden.
Bei den übrigen Betriebsarten zeigt sich, dass nicht nur eine Abnahme der Eindringtiefe zu verzeichnen ist. Mit zunehmender Einspritzdauer wächst die Eindringtiefe nicht mehr an. Insbesondere bei großer Rücklaufmenge geht die Kurve in einen fast waagerecht verlaufenden Teil über.
Mit zunehmendem Rücklaufström und bedingt durch die Verhältnisse zwischen den Zu- und Abströmquerschnitten stellt sich ein stärkerer Drall in der Drallkammer 7 ein. Da der Drall bereits zu Beginn der Ein- spritzung vorhanden ist und während der gesamten Ein- spritzdauer erhalten bleibt, bedingt die damit ver- bundene Verbesserung der Zerstäubung kleinere Tropfen. Dieser Zusammenhang führt dazu, dass ab einer bestimmten Entfernung vom Düsenloch die Tropfen durch die Strahlinteraktion sehr klein werden und keine sichtbare Strahlgrenze mehr erkennbar ist.
Die Messung der Strahleindringtiefe hatte ergeben, dass die Rücklaufmenge einen starken Einfluss auf die Strahleigenschaften hat. Die andere, wichtige geomet- rische Größe des Einspritzstrahles ist der Strahlkegelwinkel. Zusammen mit der Eindringtiefe lässt sich eine Eignung für ein bestimmtes Gemischbildungsverfahren ableiten oder aus diesen Angaben ein Verfahren entwerfen.
Während die Eindringtiefe wesentlich vom Anfangsimpuls des Kraftstofftropfens abhängt, bestimmt bei der Dralldüse das Verhältnis aus Radial- und Axialgeschwindigkeit am Austrittsloch den Strahlkegelwinkel. Die Radialgeschwindigkeit am Austrittsloch wird wesentlich durch den Drall in der Drallkammer 7 bestimmt. Die Axialgeschwindigkeit ergibt sich aus der Druckdifferenz über dem Düsenaustrittsloch 11. Bedingt durch Reibungseffekte vermindern sich die bei- den Komponenten über die Länge des Düsenaustrittsloches 11.
Als Maß für die zu erwartenden Reibungsverluste kann das Verhältnis L herangezogen werden. Bei der vor- liegenden Düse liegt dieses Verhältnis mit 2,3 relativ hoch. Daher wäre nur ein relativ kleiner Strahlkegelwinkel zu erwarten.
Der in der Drallkammer 7 herrschende Drall bestimmt sich jedoch nicht allein über die Ausflussgeschwindigkeit aus dem Düsenaustrittsloch 11. Bedingt durch die wählbare Rücklaufmenge kann ein wesentlich höherer Drall in der Drallkaitimer 7 erzeugt werden, als er sich aus den Ausflussverhältnissen (Druckdifferenz über dem Düsenaustrittsloch) einer einfachen Drall- kammer 7 ergeben würde. Somit wird die Rücklaufmenge zur entscheidenden Bestimmungsgröße für die Umfangsgeschwindigkeit am Düsenaustrittslochende .
Die sich bei der Variation der Rücklaufmenge ergeben- den Strahlbilder sind in Figur 8 zusammengestellt. In waagerechter Anordnung erstreckt sich der zeitliche Verlauf der Einspritzbilder, während die Rücklaufmenge nach unten zunimmt. Der Druck in der Druckkammer lag bei diesen Versuchen auf dem Niveau der Umgebung.
Figur 9 zeigt Einspritzstrahlbilder bei veränderlichem Rücklaufström und 10 bar Kammerdruck.
Die Erhöhung des Kammerdruckes führt, wie bereits an- gedeutet, zu einer Verringerung der Eindringtiefe.
Gleichzeitig zeigt sich aber auch, dass sich der Kegelwinkel des unverdrallten Strahles etwas erhöht und mit dem Verhalten normaler Lochdüsen übereinstimmt. Durch den zunehmenden Rücklaufström verhält sich die Düse zunehmend wie eine Dralldüse. Dabei sinkt mit steigendem Gegendruck der Strahlkegelwinkel. Weiterhin ist die für Dralldüsen typische Strahlform an der Spitze zu sehen, die durch die am Strahlrand entstehenden Luftströmungen hervorgerufen wird.
Im Gegensatz zu den Dralldüsen ohne Rücklauf ist aber auch hier zu erkennen, dass der durch den Rücklauf erzeugte Drall in der Drallkammer 7 dazu führt, dass kein Vorstrahl zu erkennen ist. Wie bereits bei den Untersuchungen ohne Gegendruck beobachtet, tritt der Einspritzstrahl aus dem Düsenaustrittsloch 11 mit dem für die eingestellten Betriebsparameter typischen Kegelwinkel aus.
Die Bestimmung des Strahlkegelwinkels bestätigt den visuellen Eindruck. Figur 10 stellt die für die beiden Kammerdrücke ermittelten Verläufe des Strahlkegelwinkels in Abhängigkeit vom Rücklaufström gegenüber.
Figur 10: Strahlkegelwinkel bei Variation von Rücklaufmenge und Kammerdruck
Der Strahlkegelwinkel beim Betrieb über den Rücklauf 10 liegt nur geringfügig unter demjenigen, der sich beim Betrieb mit geschlossenem Rücklauf 10 einstellt. Der geringe Unterschied unterstützt die Annahme, dass der in der Drallkammer 7 aufgebaute Drall in dem langen Düsenaustrittsloch 11 wieder zusammenbricht. Die Erhöhung des Kammerdruckes führt bei diesen beiden Betriebspunkten zu einer Vergrößerung des Strahlkegelwinkels .
Mit zunehmender Rücklaufmenge und damit steigendem Grunddrall bewirkt die Erhöhung des Kammerdruckes ei- nen abnehmenden Kegelwinkel. Während also bei fehlendem Grunddrall der Kegelwinkel mit steigendem Kammerdruck zunimmt, führt dies bei steigendem Grunddrall zu einer Kegelwinkelerniedrigung.
Dieses Verhalten lässt sich bei einer gegebenen geometrischen Anordnung von Einspritzdüse und Zündkerze zur Korrektur der Strahlgeometrie in Abhängigkeit vom aktuellen Lastpunkt und/oder Einspritzzeitpunkt einsetzen.
Wie bereits eingangs erläutert, besteht bei der drallvariablen Düse auch die Möglichkeit, durch die Änderung des Zustromverhältnisses ^11 Einfluss auf den Drall zu nehmen. Die Strömungsgeschwindigkeit in den Kanälen der zweiten Kanalgruppe ist ja auf Grund der Querschnittsverhältnisse gegenüber der Kanalgruppe I wesentlich niedriger.
Zur Bestimmung des Einflusses wird bei einer gewählten Rücklaufmenge das Verhältnis ^11 verändert. Die So kann mit der Erhöhung des Durchflusses durch die Kanalgruppe II (^ wird größer) der Kegelwinkel reduziert werden. Das grundsätzliche Verhalten der Düse, dass der Einspritzstrahl ohne Vorstrahl austritt, bleibt aber dennoch erhalten.
Die Abhängigkeit des Strahlkegelwinkels vom Volumenstromverhältnis ist in Figur 11 aufgetragen. Die Ermittlung des Strahlkegelwinkels basiert auf der Messvorschrift in Figur 5.
Figur 12 verdeutlicht den Strahlkegelwinkel bei veränderlichem Zulaufverhältnis Φn .
Aus Figur 11 lässt sich eine relativ gute lineare Ab- hängigkeit des -Strahlkegelwinkels vom Zulaufverhältnis ableiten. Da eine Erhöhung des Durchflusses durch die Kanalgruppe II mit einer Vergrößerung des effektiven Querschnittes zu vergleichen ist, resultiert daraus eine Verringerung der Einströmgeschwindigkeit in die Drallkammer. Damit ist auch eine Absenkung der Radialgeschwindigkeit am Düsenlochende verbunden, die zur Verringerung des Strahlkegelwinkels führt.
Figur 13 zeigt eine Prinzipskizze des Brennverfahrens nach dem BPI-Konzept (Bowl Prechamber Ignition) . Auf Grund der großen Anforderungen des BPI-Verfahrens eignet sich die drallvariable Düse sehr gut für die Direkteinspritzung von Kraftstoff. Durch eine gezielte Veränderung des Betriebszustandes der drallvariab- len Düse lässt sich das Strahlbild genau auf die Anforderungen anpassen. Bei der Bildung des Grundgemisches wird ein großer Kegelwinkel benötigt, um eine möglichst gute Homogenisierung des mageren Grundgemisches zu erzielen. Die Erzeugung des angereicherten Zündgemisches, das in die Zündkammer befördert wird, erfolgt mit einem sehr kleinen Strahlkegelwinkel. Unter Berücksichtigung der vorangestellten Ausführungen und unter Bezugnahme auf die Betriebsarten in Tabelle 1, ist eine Umschaltung von Betriebsart 3 für das Grundgemisch auf die Betriebsart 1 oder 2 für die Anreicherungsmenge innerhalb eines Arbeitsspieles erforderlich.
Zur Umschaltung zwischen den Betriebsarten wurde ein Betriebskonzept verwirklicht, bei dem bei der Grundgemischbildung der Rücklauf 10 geöffnet ist und eine feste Rücklaufmenge sowie den damit verbundenen Kegelwinkel einstellt. Bei der Bildung der Anreicherungsmenge ist dar Rücklauf 10 geschlossen, der Ke- gelwinkel fällt dadurch zusammen und die Anreicherungsmenge kann exakt platziert werden.
Insgesamt absolvierte die Einspritzdüse etwa 24 Betriebsstunden sehr erfolgreich, wobei die Düse auch danach noch einwandfrei arbeitete. Ein Ergebnis der Versuche, welches das Potenzial des Verfahrens aufzeigen soll, ist in Figur 15 enthalten.
Zum Vergleich wird in Figur 15 der Betrieb mit her- kömmlichen Düsen dem Betrieb mit einer drallvariablen Düse gegenübergestellt. Die deutliche Senkung der NOx-Emissionen durch die innere Gemischbildung führt nur zu einer geringen Erhöhung der HC-Emissionen. Gleichzeitig ließen sich die Versuchsergebnisse mit einem geringeren Kraftstoffdruck erzielen, was als Hinweis auf die guten Zerstäubungseigenschaften der Einspritzdüse bei der Bildung des homogenen, mageren Grundgemisches gewertet werden darf.
Die drallvariable Düse mit Rücklauf hat sich als sehr flexibles Konzept zur aktiven Beeinflussung der
Strahlparameter einer Kraftstoffeinspritzdüse erwiesen. Dabei ist nicht nur die Anpassung der Einspritzparameter bei bestehenden Verfahren möglich. Der Entwurf neuer Konzepte, die auf die Eigenschaften der drallvariablen Einspritzdüse konsequent abgestimmt sind, erlaubt möglicherweise eine weitere Verbesserung der Betriebsstrategien heutiger Verbrennungsmotoren dadurch, dass z.B. bei Benzinmotoren mit Direkteinspritzung der energetisch günstige Betriebsbe- reich mit geschichteter Ladung ausgeweitet wird.
Beim Einsatz im BPI-Verfahren hat die drallvariable Düse mit Rücklauf bereits zeigen können, dass mit diesem Konzept ein neues Brennverfahren mit einem er- heblichen Potenzial zur Ausweitung des Magerbetriebes auf einen größeren Kennfeldbereich möglich ist.
In Figur 14 sind geometrische Verhältnisse eines bevorzugten Düsenaustrittslochs 11 wiedergegeben. Dabei sollte die Länge IDL mindestens zweifach so groß, wie der Durchmesser dDL des Düsenaustrittslochs 11 sein. Tabelle 1 : Mögliche Betriebsarten der drallvariablen Düse
Figure imgf000025_0001
Tabelle 2: Kenngrößen für die Auslegung der drallvariablen Düse
Figure imgf000026_0001
Tabelle 3: Kennzeichnende Verhältniszahlen der untersuchten Einspritzdüse
Figure imgf000027_0001
Tabelle 4: Betriebsparameter der drallvariablen Düse
Figure imgf000028_0001

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zur Direkteinspritzung von Kraftstoff in Hubkolbenmotoren, bei dem Kraftstoff unter erhöhtem Druck über mindestens einen Zulauf (I,
II) einer drallvariablen Einspritzdüse zugeführt wird, in der eine Drallkammer (7) ausgebildet ist,
dabei in einer ersten Phase ein Grundgemisch in den Zylinder eingespritzt wird, wobei die Düse der Einspritzdüse geöffnet und gleichzeitig Kraftstoff über einen Rücklauf (10) oder einem der Zuläufe (I, II) aus der Einspritzdüse rück- strömt,
nachfolgend in einer zweiten Phase ein Zündgemisch, bei geöffneter Einspritzdüse und geschlossenem Rücklauf (10) und unter Vermeidung eines Rückströmens von Kraftstoff aus der Einspritzdüse eingespritzt wird.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass Grundgemisch mit größerem Strahlkegelwinkel als dem Strahlkegelwinkel für Zündgemisch eingespritzt wird.
3. Verfahren nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass Grundgemisch im Kurbelwinkelbereich minus 90 ° bis 270 ° eingespritzt wird.
4. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprü- che, dadurch gekennzeichnet, dass bei eingespritztem Grundgemisch ein Lambdawert größer 1 eingehalten wird.
5. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass Zündgemisch in eine am Kolben ausgebildete Mulde eingespritzt wird.
6. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass Zündgemisch in den Einflussbereich einer Zündeinrichtung und/oder einer Zündkerze eingespritzt wird.
7. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprü- che, dadurch gekennzeichnet, dass die über die
Zuläufe (I, II) zugeführte Kraftstoffmasse geregelt wird.
8. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass Grundgemisch und Zündgemisch innerhalb eines Arbeitszykluss eingespritzt werden.
9. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass Kraftstoff aus den Zuläufen (I, II) jeweils über mindestens zwei Kanäle der Drallkammer (7) der Einspritzdüse zugeführt wird.
10. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass unmittelbar aus der Drallkammer (7) rückströmender Kraftstoff in der Einspritzdüse mit einem Drall versehen dem Rücklauf (10) zugeführt wird.
11. Verfahren nach Anspruch 10, dadurch gekennzeich- net, dass mit dem aus der Drallkammer (7) rückströmenden Kraftstoff eine Drallsäule in einer Drallrücklaufkammer (9) ausgebildet wird.
12. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Rücklauf (10) vor Einleitung der ersten Phase zur Einspritzung des Grundgemisches geöffnet wird.
13. Verfahren nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Rücklauf (10) , vor Einleitung der zweiten Phase zur Einspritzung des Zündgemisches geschlossen wird.
14. Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 13, dadurch gekennzeichnet, dass einer Einspritzdüse über mindes- tens einen Zulauf (I, II) Kraftstoff in eine
Drallkammer (7) zuführbar ist und die Drallkam- mer (7) mit einem Düsenaustrittsloch (11), das mit einer Düsennadel (1) temporär verschlossen ist, verbunden ist; dabei über mindestens einen Rücklaufkanal Kraftstoff über einen an die Einspritzdüse angeschlossenen Rücklauf (10) oder einen der Zuläufe (I, II) in einen Tank (12) rückströmen kann und am Rücklauf (10) oder einem Zulauf (I, II) ein den rückströmenden Kraftstoff beeinflussendes
Regelventil (12, 13) vorhanden ist.
15. Vorrichtung nach Anspruch 12, dadurch gekennzeichnet, dass die Länge des Düsenaustrittslochs (11) mindestens zweimal größer als der Durchmesser des Düsenaustrittsloches (11) ist.
16. Vorrichtung nach Anspruch 12 oder 13, dadurch gekennzeichnet, dass sich an die Drallkammer (7) eine Drallrücklaufkammer (9) anschließt.
17. Vorrichtung nach Anspruch 14, dadurch gekennzeichnet, dass die Drallrücklaufkairaner (9) als Ringkammer um die Düsennadel (1) ausgebildet ist.
18. Vorrichtung nach Anspruch 14 oder 15, dadurch gekennzeichnet, dass an der Drallrücklaufkammer (9) Drallelemente ausgebildet sind.
19. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 14 bis 16, dadurch gekennzeichnet, dass die Höhe der Drallrücklaufkammer (9) größer als die Höhe einer Drallkammer (7) ist.
20. Vorrichtung nach einem der Ansprüche 12 bis 17, dadurch gekennzeichnet, dass Kanäle (2) und (3) jeweils zu Kanalgruppen (I) und (II) zusammenge- fasst sind.
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