Archiv der Kategorie: Featured Article

This Category defines, which articles will be listed in the slider above the articles. These are featured posts.

Emissionsreduzierung

Zylinderabschaltstrategien für Dieselmotoren

12. Juli 2019 | Featured Article

Zylinderabschaltstrategien für Dieselmotoren

Die Zylinderabschaltung in Dieselmotoren birgt Potenzial zur weiteren Reduzierung von Schadstoffemissionen sowie zur gleichzeitigen Verbesserung des Kraftstoffverbrauchs. Das wurde in der Vergangenheit mit verschiedenen Untersuchungen belegt. Dennoch ist eine statische Abschaltung der Hälfte der Zylinder durch ihren Betriebsbereich eingeschränkt. Eine zusätzliche dynamische Abschaltung mehrerer Zylinder ermöglicht weitere Freiheitsgrade, die eine Erweiterung des Betriebsbereichs für die Zylinderabschaltung bieten könnte.
In diesem Artikel werden unterschiedliche Simulationstools wie die stationäre 1D-Motorprozessrechnung und ein transientes Mittelwertmodell zur Untersuchung einer dynamischen Zylinderabschaltung in Dieselmotoren herangezogen.

Für das Untersuchungsprogramm wurde sowohl ein moderner Pkw-Dieselmotor als auch ein mittelschwerer Nfz-Diesel verwendet. Für die Pkw-Anwendungen wurde ein 2,0-Liter-Vierzylinder-Dieselmotor mit einstufigem Aufladesystem und einem Kompressionsverhältnis von 15,5 betrachtet. Weitere Motorenkomponenten waren ein erweitertes Abgasrückführungssystem (AGR) (ungekühlter Hochdruck- und gekühlter Niederdruck-AGR) sowie ein 2000 bar Kraftstoffeinspritzsystem. Es wurde beschlossen, zwei verschiedene Fahrzeuge – ein Kompaktklassefahrzeug sowie ein mittelgroßer SUV – zu untersuchen. Die Fahrzeuge wurden mit einem 7- bzw. 8-Gang-Doppelkupplungsgetriebe ausgestattet. Das Abgasnachbehandlungssystem hat einen motornahen
Dieseloxidationskatalysator (DOC), SCR-beschichteten Dieselpartikelfilter (SDPF) sowie einen passiven Unterboden-SCR (selektive katalytische Reduktion) installiert. Alle Komponenten des Abgasnachbehandlungssystems (AGN) wurden als gealtertes System verwendet. Bei den Zyklusuntersuchungen wurden der WLTC- und ein RDE-Betrieb betrachtet.
Das mittelschwere Nfz wird von einem 7,7 Liter großen Sechszylinder-Dieselmotor angetrieben. Der Luftpfad weist ein Standard-Wastegate-Turboladersystem zusammen mit einem gekühlten Hochdruck-AGR-System auf. Das Brennverfahren verfügt über ein 2.400 bar Einspritzsystem und ein Verdichtungsverhältnis von 17,7. Es wurde ein modernes Abgasnachbehandlungssystem mit motornahem DOC, Dieselpartikelfilter (DPF) sowie einem SCR installiert. Für die Anwendung des mittelschweren Nfz wurde der WHTC betrachtet.

1D-Motorprozesssimulation

Zur Untersuchung des thermodynamischen Einflusses der verschiedenen Abgasheizstrategien wurde die kommer­zielle Software GT-SUITE für die 1D-­Motorprozesssimulation verwendet. Das 1D-Motormodell berücksichtigt die gesamte Motorkonfiguration, wie das Aufladesystem, den Luft- und Abgaspfad, die AGR-Pfade (Hoch­druck und Niederdruck) und Zylinder. Die Kraftstoffumsetzung wurde mittels auf­geprägter, lastpunktabhängiger Wärme­freisetzungsraten implementiert. Diese wurden mithilfe einer Standard-0D-­Zylinderdruckanalyse aus experimentellen, stationären Messdaten generiert. Die ­gesamte AGR-Regelung des Modells wurde von einer luftmassenstrombasierten Regelung zu einer Sauerstoffkonzentrationsregelung geändert. Das Kraftstoff­einspritzverhalten, der Raildruck sowie die Ladedruck-Sollwerte wurden konstant gehalten. Das 1D-Modell wurde soweit abgeglichen, dass es Untersuchungen im gesamten Motorkennfeldbereich ­ermöglicht. Zur Regelung von Komponenten wie AGR-Ventilen oder Turboladern wurden standardmäßige PID-Regler verwendet, um AGR-Raten oder den Ladedruck unter stationären Bedingungen zu regulieren. Zuletzt wurde dem Motorenmodell ein Sub-Modell für die Vorhersage der Motor-Rohemissionen hinzugefügt. Dieses Modell nutzt den physischen Korrelationsansatz der Sauerstoffkonzentration im Zylinderinneren zur Prognose der NOx- und Rußrohemissionen. So werden instationäre Effekte auf die Emissionsproduktion berücksichtigt, die in der Regel beim dynamischen Motorbetrieb auftreten. Darüber hinaus wurden HC- und CO-Rohemissionen mittels betriebspunktabhängiger Kennfelder implementiert. Dieser Ansatz stellt den Standard bei FEV dar und wurde in der Vergangenheit bereits eingesetzt. Die Validierung des 1D-Simulationsmodells weist eine Abweichung des Ladedrucks von maximal 1 Prozent auf. Das Kalibrierungsniveau der Emissionsmodelle stellte eine ­größere Herausforderung dar und wies eine Maximalabweichung von 5 Prozent auf.

Kennfeldbedatung der betrachteten Heizstrategien

Zur Untersuchung der Potenziale der verschiedenen Abgasheizstrategien mittels des Mittelwert-Antriebsstrangmodells (MWM) müssen die Basis-Motorkennfelder – auf Grundlage der 1D-Simulationsergebnisse – angepasst werden. Dafür wurden Differenz- und Faktorkennfelder erstellt und in die Basiskennfelder integriert. Daraus zusammen wurde eine neue Motorkalibrierung zur Berücksichtigung der spezifizierten Abgasheizstrategie ermöglicht.

Mittelwert-Antriebsstrangmodell

In der Studie wurde die ganzheitliche Powertrain Simulation Plattform der FEV, ein Bestandteil der erweiterten VCAP-Kalibrierungsplattform, eingesetzt. Im Antriebsstrangmodell sind fünf wesentliche Sub-Modelle für Rand-/Umgebungsbedingungen, Fahrzeugeinstellungen, Getriebe, Motor und des Nachbehandlungssystems integriert. Das Sub-Modell für Rand-/Umgebungsbedingungen beschreibt die unterschiedlichen Straßenverhältnisse, Zertifizierungszyklen und verschiedenen Fahrerverhaltensweisen. Zur Modellierung der Längsdynamik des Fahrzeugs werden im Fahrzeugmodell Rollwiderstand, Straßeneinfluss, Aerodynamik sowie Schwerkraft betrachtet. Die wichtigsten Getriebe- und Antriebsstrangkomponenten werden mittels idealer Torsionssysteme modelliert, korrigiert über einen öltemperatur-individuellen Wirkungsgrad. Ausgehend von diesen Sub-Modellen werden so die erforderlichen Ist-Werte von Motordrehzahl und Lastanforderung für das Motormodell bereitgestellt. Das Modell berechnet anschließend für den spezifischen Betriebspunkt die entsprechenden Motorbedingungen, die wiederum abhängig von der Kühlwassertemperatur einer Korrektur erfahren.

Selektive, dynamische Zylinderabschaltung

Die dynamische Zylinderabschaltung (Dynamic Skip Fire, DSF) ist eine erweiterte Zylinderabschaltungsstrategie. Ein mit DSF ausgestatteter Motor kann selektiv Zylinder auf Einzelfallbasis abschalten, um einen optimalen Verbrennungswirkungsgrad bei gleichzeitig akzeptablem NVH-Niveau für den gegebenen Drehmomentbedarf zu erzielen. Abbildung 1 zeigt zur Illustration dieses Konzepts ein Beispiel des DSF-Betriebs in einem Vierzylindermotor. Ein variierender Drehmomentbedarf ist grün dargestellt; dieser führt dazu, dass Zylinder gefeuert (rot) oder abgeschaltet (grau) werden. Die kombinierte Zündimpulsfolge für alle vier Zylinder ist in Blau dargestellt. Mit Anstieg des Drehmomentbedarfs steigt auch die Dichte der zündenden Zylinder. Wenn der Drehmomentbedarf „Null“ beträgt oder negativ ist, werden sogar alle Zylinder abgeschaltet. Dieser Vorgang wird als vollständige Zylinderabschaltung im Schubbetrieb oder Deceleration Cylinder Cut-off (DCCO) bezeichnet.

Abb. 1: Betrieb mit dynamischer Zylinderabschaltung

Auswertung der Simulationsergebnisse

Der Auswertungsprozess wurde in zwei Abschnitte unterteilt. Der erste Abschnitt befasst sich mit den Untersuchungen der stationären Simulation verschiedener Heizstrategien mittels 1D-Motorprozessmodellen. Der zweite Abschnitt konzentriert sich dagegen auf die transienten Untersuchungen.

Ergebnisbewertung der stationären 1D-Motorprozesssimulation

Die stationären 1D-Untersuchungen wurden wesentlich im Teillastbetrieb durchgeführt. Die Untersuchungen wurden bei vier verschiedenen Zünddichte-Stufen durchgeführt, wobei 1 den Vollzylinderbetrieb darstellt. Eine Zünddichte von 0,25 entspricht dem Ein-Zylinderbetrieb dieses Vierzylindermotors. Die Schritte dazwischen sind als 0,75 und 0,5 definiert.

Der Motorbetrieb mit einer Zünddichte unter 1 führt aufgrund der geänderten Abgasdynamik zu einem anormalen Turboladerbetrieb. Daher wurden niedrigere Ladedruckniveaus erzielt, was zu einer Beschränkung der maximalen Motorlast führte. Abbildung 2 zeigt eine schematische Darstellung des maximalen Motorlastbetriebs bei den unterschiedlichen Zünddichte-Stufen.

Abb. 2: Schematische Darstellung der dynamischen Zündabschaltung mit unterschiedlichen Zünddichten

Durch die Abschaltung eines oder mehrerer Zylinder erfahren die weiter gefeuerten Zylinder eine Anhebung der inneren Last damit weiterhin eine konstante effektive Motor­ausgangsleistung besteht. Die erhöhte innere Last führt zu einem verbesserten Verbrennungswirkungsgrad bei gleichzeitiger Anhebung der Abgastemperatur. Abbildung 3 fasst die relevanten ­Simulationsergebnisse bei einer Zünddichte = 0,5 zusammen. Es ist zu erkennen, dass die Zylinderabschaltung im betrachteten Kennfeldbereich zu einer Verbesserung des Motorwirkungsgrads führt (abgeleitet über den spezifischen Kraftstoffverbrauch) und eine Anhebung der Abgastemperatur verursacht. Eine mittlere Wirkungsgradsteigerung von etwa 15 Prozent wurde erreicht. Gleichzeitig wurde im Vergleich zum Vierzylinderbetrieb ein Anstieg der Abgastemperatur von knapp 130 K bei einem effektiven Mitteldruck von 3 bar (Mean Effective Pressure, BMEP) erzielt.
Zusätzlich zu den erwähnten Vorteilen zeigten sich bei einer stationären Zylinder­abschaltung noch andere Effekte. Einerseits wurde durch die Zylinderabschaltung eine Reduktion des Abgasmassenstroms erreicht. Es wurde also auch ein niedrigerer Motorrohemissionsmassenstrom erzielt. Dadurch ergeben sich weitere Freiheitsgrade in einer reduzierten AGR-Kalibrierung um weiterhin ein zum Vollzylinderbetrieb vergleichbares NOx-Rohmassenstromniveau zu erreichen.

Abb. 3: Stationäre Simulationsergebnisse des Kraftstoffverbrauchspotenzials und der Abgastemperatur mit einer Zünddichtevon 0,5

Auswertung und Beurteilung transienter Simulationsergebnisse des Mittelwert-Antriebsstrangmodells

Abb. 4: Transiente Simulationsergebnisse der Zünddichte, SDPF-Einlasstemperatur und kumulierte NOx-Endrohremissionen im WLTC für ein Kompaktklassefahrzeug oder Kompakt-SUV

Zur Bestimmung des Einflusses der dynamischen Zylinderabschaltung auf die relevanten Zyklen wurden WLTC und RDE für die Pkw-Anwendung betrachtet. Das mittelschwere Nfz wurde im WHTC untersucht. Abbildung 4 zeigt die transienten WLTC-Ergebnisse der Kompaktklasse- und Kompakt-SUV-Anwendungen. Es werden Zünddichte, Abgastemperatur vor SDPF sowie die kumulierten NOx-Endrohremissionen dargestellt. Der WLTC startet bei einer Umgebungstemperatur von 23 °C. Aufgrund von vordefinierten Hardwarebegrenzungen erfolgt die Aktivierung von DSF erst ab einer Kühlwassertemperatur von 60 °C, sodass in diesen Fällen der DSF-Betrieb erst nach 140 Sekunden einsetzt. Die Abgastemperaturen vor SDPF zeigen aufgrund der thermischen Masse des DOC nach der Kaltstart- und Warmlaufphase nur einen geringen Anstieg. Danach ist beim Kompaktklassefahrzeug ein Anstieg der Abgastemperatur von rund 20 K mit DSF-Betrieb zu erkennen. Die höhere Abgastemperatur verbessert die NOx-Konvertierung im SDPF und reduziert die NOx-Endrohremissionen auf 43 mg/km. Im Vergleich zum Vierzylinderbetrieb entspricht das einer Reduktion um 4,4 Prozent. Gleichzeitig konnte eine Verminderung der CO2-Emission um 1,5 Prozent erzielt werden. Die Ergebnisse des Kompakt-SUVs zeigen ein geringeres NOx-Reduktionspotenzial bei DSF-
Betrieb. Die Anwendung bei einem schwereren Fahrzeug führt zu einem höheren Motorbetrieb mit einer höheren Abgastemperatur. Zudem reduziert die erhöhte Lastanforderung die Aktivierung des DSF-Betriebs. Daher ist eine nur leicht höhere Abgastemperatursteigerung vor dem SDPF zu erkennen. Dennoch konnte eine Verbesserung der CO2-Emissionen um rund 1 Prozent erzielt werden.

Abbildung 5 fasst die Simulationsergebnisse von WLTC und RDE zusammen. In den RDE-Untersuchungen konnte eine weitere Verbesserung im Zielkonflikt zwischen NOx- und CO2-Emissionen erreicht werden.

Abb. 5: Zusammenfassende Ergebnisse der DSF-Vorteile für das Kompaktklassefahrzeug und Kompakt-SUV im WLTC und RDE

Abbildung 6 zeigt die Simulationsergebnisse der mittelschweren Nfz-Anwendung für den kaltgestarteten WHTC. Wie zu sehen ist, steigert die Aktivierung von DSF die Abgastemperatur vor SCR um 10?–?30 K in einem breiten Bereich des Zyklus. Daher konnte eine verbesserte NOx-Konvertierung erreicht werden und hat zu einer Reduktion der Endrohremissionen um 15 Prozent im Vergleich zur Basiskonfiguration geführt. Aufgrund der dynamischen Zylinderabschaltung konnte gleichzeitig eine Kraftstoffverbrauchsverbessung um ca. 1,6 Prozent erzielt werden.


Abb. 6: Transiente Simulationergbnisse der Zünddichte, SCR-Einlasstemperatur und kumulierte NOx-Endrohremissionen des kaltgestarteten WLTC einer mittelschweren Nfz-Anwendung

Abbildung 7 zeigt die zusammenfassenden Ergebnisse des mittelschweren Nfz im gewichteten WHTC. Die Gewichtungsfaktoren berücksichtigen eine Verteilung von 14 Prozent kaltgestartetem WHTC und 86 Prozent warmgestartetem WHTC.


Abb. 7: Zusammenfassende Ergebnisse der DSF-Potentiale für einen mittelschweren LKW im WHTC (Kalt- und Warmstart gewichtet)

Die Untersuchungen zeigen eine Verbesserung der effektiven spezifischen NOx-Endrohremissionen von rund 30 Prozent bei gleichzeitiger Verbesserung des effektiven spezifischen Kraftstoffverbrauchs von 1,6 Prozent.

FacebookTwitterGoogle+XINGLinkedInWhatsAppBuffer

Ottomotoren

200 kW/L bei Lambda = 1

9. Juli 2019 | Featured Article

200 kW/L bei Lambda = 1

Die Verschärfung weltweiter Emissionsgesetzgebungen fördert die Weiterentwicklung ottomotorischer Antriebe mit dem Anspruch in allen realen Fahrzuständen sauber zu arbeiten. Gleichzeitig steigen die Leistungsanforderungen und Hochleistungsmotoren werden zur CO2-Reduktion im Hubraum reduziert. Weiterhin konkurrieren Ottomotoren zunehmend mit elektrischen Komponenten um den verfügbaren Bauraum. Vor diesem Hintergrund behandelt dieser Artikel den Zielkonflikt zwischen spezifischer Leistungssteigerung und Umstellung auf Lambda = 1 im gesamten Betriebskennfeld.

Warum Lambda = 1 im ganzen Kennfeld?

Der Schutz von Bauteilen im Abgasstrom von Ottomotoren vor zu hoher thermischer Belastung erfolgt bei hohen Leistungen heute durch Kraftstoffanreicherung (Lambda < 1). Gleichzeitig ist eine solche Betriebsstrategie wie folgt verknüpft:

  • Der Kraftstoffverbrauch bei hoher Leistung ist überproportional hoch.
  • Die CO-Rohemissionen steigen durch die Kraftstoff­anfettung stark an und der Drei-Wege-Katalysator arbeitet außerhalb des Lambda = 1 Fensters mit nur sehr geringen onvertierungsraten.
  • CO-Emissionen werden beim realen Fahren (RDE) in der Euro 6d Gesetzgebung nicht begrenzt – aber sehr wohl gemessen und erfasst („Monitoring“).
  • Neben dem Monitoring von CO im Homologations­prozess erfassen auch einige Nichtregierungsorgani­sationen CO-Emissionen im realen Fahrbetrieb.
  • AES (Auxiliary Emission Strategies), also Applikationsstrategien mit Emissionseinfluss wie Kraftstoffanfettung, können seit der Einführung von RDE-Paket-4 nur noch zeitlich begrenzt zugelassen werden.

Die Umstellung auf Lambda = 1 führt zu Leistungsverlust und reduziert die spezifische Leistung bei heute repräsentativen Technologiepaketen von Ottomotoren auf ~ 65 kW/L. Dies erfordert die zunehmende Einführung von technologischen Maßnahmen, welche die spezifische Leistung bei Lambda = 1 ­erhöhen. Zu diesen zählen:

  • Integrierter Abgaskrümmer (iEM)
  • Hochtemperaturfeste Turboladerturbinen
  • Miller-Verfahren in Kombination mit entsprechenden Aufladeverfahren wie variable Turbinengeometrie (VTG) oder elektrisch-unterstütze Turboaufladung (eTC)
  • Gekühlte Abgasrückführung (cEGR)
  • Variable Verdichtung (VCR)
Abb. 1: Lambda = 1 Technologien für Fahrzeuge im Volumensegment

Abb. 2: Freiheitsgrade bei der Entwicklung sportlicher Fahrzeuge mit Lambda = 1

Für Volumensegmente sind spezifische Leistungen von 85 bis 100 + kW/L gut erreichbar. Bei der Entwicklung von Antrieben für sportliche Fahrzeuge besteht mehr Freiheit in Bezug auf Kosten und einsetzbare Technologie. FEV hat sich vor diesem Hintergrund der Frage gestellt: „Sind 200 kW/L bei Lambda = 1 möglich?“

Brennverfahren für 200 kW/L bei Lambda = 1

Abb. 3: Ergebnisse der thermodynamischen Untersuchung bei n = 7800 min und Lambda = 1

Die Realisierung einer spezifischen Leistung von 200 kW/L bei Lambda = 1 erfordert einen Aufbruch des Zielkonflikts zwischen Hochaufladung und Klopfneigung. Wassereinspritzung im Einlasskanal stellt dafür die Schlüsseltechnologie dar. Die mit der hohen Verdampfungsenthalpie des Wassers einhergehende Absenkung der Gemischtemperatur am Verdichtungsende ermöglicht eine signifikante Steigerung des Wirkungsgrads der Hochdruckschleife. Abbildung 3 zeigt eine Variation des Wasser-/Kraftstoff-Verhältnisses (WKV) bei einer Drehzahl von 7.800 min-1 und stöchiometrischem Motorbetrieb. Mit der gewählten Verdichtung von 9,3:1 lässt sich der effektive Mitteldruck mit zunehmendem Wasseranteil bei nur geringer Spätverstellung der Verbrennungsschwerpunktlage bis auf 30,8 bar steigern, so dass der Wert von 200 kW/L bei einem WKV von 55 Prozent erreicht wird. Zur Darstellung des 200 kW/L Betriebspunkts ist ein absoluter Ladedruck von ca. 3,3 bar erforderlich, welcher mit einem einstufigen Verdichter bereitgestellt werden kann. Die Position des Wasserinjektors im Einlasskanal wurde unter Verwendung von 3D CFD Brennraumströmungssimulationen optimiert. Bei entfernter Positionierung weist der Wandfilmanteil einen zu hohen Wert auf, da das Wasser die größte Fläche benetzen kann. Mit Annäherung an das Ventil sinkt der Anteil signifikant, wobei die Verbesserungen bei Annäherung auf unter 60 mm nur noch gering ausfallen. Eine Analyse der Temperaturverteilung im Brennraum zeigt, dass die 60 mm Position der 30 mm Position trotz gleicher Mitteltemperatur vorzuziehen ist. Dem Ziel einer hohen Ladungsbewegung steht angesichts des hohen Massendurchsatzes und Ladedruckbedarfs die Forderung nach einer geringen Drosselwirkung der Einlassventile gegenüber.

Abb. 4: Untersuchung verschiedener Positionen des Wasserinjektors im Einlasskanal

Abbildung 5 zeigt, wie 3D-bearbeitete Ventilsitzringe zur ­Erzielung einer hohen Ladungsbewegung bei gleichzeitig gesteigerten Durchflusskoeffizienten genutzt werden.

Abb. 5: Zielkonflikt zwischen Tumble und Durchfluss für kurzhubige Motoren sowie erreichte Werte der Kanalauslegung für 200 kW/L bei Lambda = 1

Konstruktion für hohe mechanische und thermische Belastung

Abb. 6: Auslegung der Natrium-gekühlten Auslassventile

Eine Motorkonstruktion für eine spezifische Leistung von 200 kW/L muss hoher thermischer Beanspruchung und hoher mechanischer Belastung standhalten. Das Turbinenrad wird aus MAR 246 gefertigt und hält einer Maximaltemperatur von 1.050 °C stand. Neben der Abgasturboladerturbine, sind die Auslassventile einer besonders hohen thermomechanischen Belastung ausgesetzt. Abbildung 6 zeigt einen Vergleich der maximalen Ventiltelleroberflächentemperatur und des minimalen mechanischen Sicherheitsfaktors bei Einsatz von Natrium im Ventilschaft, einer erweiterten Ventilteller-Kühlung und einer optimierten Lösung, die das Natrium in den Ventilteller führt und gleichzeitig dessen Struktur weitestgehend erhält. Der Aluminiumblock ist als steife Closed-Deck-Konstruktion mit Bed-Plate ausgeführt. Die Gusseisenzylinderliner sind eingegossen. Eine Aluminium-Spritzschicht stellt eine gute Verbindung zwischen Zylinder und Kurbelgehäuse sicher. Der extrem hohen thermomechanischen Belastung mit entsprechend ausgeprägter Zylinderdeformation wird mit Freiformhonen begegnet.

Abb. 7: Hochleistungsblock in Closed-Deck-Ausführung mit umlaufender Zylinderrohrkühlung und Freiformhonung
Abb. 8: Einstufiges Bi-Turbo-Aufladesystem mit Verdichtervariabilitä, eTurbo und variabler Turbinengeometrie (VTG)

Hochleistungsaufladung und -peripherie

Das System verfügt an beiden Zylinderbänken über jeweils einen Abgasturbolader. Die Turbinen sind mit einer variablen Turbinengeometrie ohne Wastegate ausgestattet. Die Nutzung des gesamten Abgasmassenstroms zur Erzeugung der Verdichterantriebsleistung mindert zum einen das Turbinendruckverhältnis und somit auch den Druck stromaufwärts der Turbine, wodurch geringere Ladungswechselverluste und Abgastemperaturen bei Nennleistung erzielt werden können. Zum anderen entfällt die Beimischung des heißen Wastegatemassenstroms stromabwärts der Turbine mit entsprechend inhomogener thermischer Belastung des Katalysators in Folge fehlender Durchmischung. Die Verdichter sind mit einer Trim-Variabilität ausgestattet, die Turbolader zur Verbesserung des Transientverhaltens mit einem elektrischen Motor auf der Welle.

Abb. 9: Verdichterkennfeld mit Volllastbetriebslinie und Kennfelderweiterung per Trim-Variabilität

Powertrain-Architektur und Antriebselektrifizierung
Der Hochleistungsmotor ist in das dargestellte Antriebssystem eingebettet. Es besteht aus:

  • Verbrennungsmotor 600 kW
  • E-Motor EM1 30 kW (Peak 90 kW) in P1 Anordnung
  • 7-Gang Doppelkupplungsgetriebe
  • E-Motor EM2 55 kW (Peak 160 kW) als Electric Drive Unit (EDU)
  • Hochleistungsbatterie 120 kW und 4,0 kWh
Abb. 10: Powertrain Architektur

Der Verbrennungsmotor und der E-Motor EM1 treiben gemeinsam die Hinterachse an. Der E-Motor EM2 ist als Electric Drive Unit ausgeführt. Die Hochvolt-Lithium-Ionen-Batterie ist aus Gewichtsreduktionsgründen mit einer Kapazität von 4,0 kWh klein ausgeführt und liefert bei einer hohen C-Rate von 30 eine Leistung von 120 kW. Die Drehmomentcharakteristiken aller drei Motoren sind in Abbildung 10 dargestellt.

Abb. 11: Antriebs- und Rekuperationsdrehmomente des ICE und der E-Motoren (EM1 und EM2)

Im hohen Drehzahlbereich ist der Verbrennungsmotor die dominante Antriebsquelle. Er liefert über 85 Prozent der Gesamtsystemleistung von 710 kW. Die Höchstgeschwindigkeit wird im sechsten Gang erreicht und ist auf 350 km/h begrenzt. Eine Beschleunigung von 0 auf 100 km/h erfolgt ohne Gangwechsel in weniger als 3 Sekunden und ist durch das hohe Abtriebsmoment an der Hinterachse traktionsbegrenzt. Die Betriebsstrategie des Hybridantriebs ist am Beispiel des Durchfahrens einer Kurve auf dem Nürburgring dargestellt (Abbildung 12). Beim Anbremsen vor der Kurve wird Energie rekuperiert. Das Herausbeschleunigen aus einer Kurve wird durch elektrisches Zuboosten über die EDU auf der Vorderachse unterstützt (EM2). Auf geraden Streckenabschnitten bei voller Leistungsanforderung treiben alle Motoren an.

Abb. 12: Zugdrehmomentdiagram des Antriebssystems

Thermomanagement
Das hier zum Einsatz kommende Kühlkonzept im Gesamtfahrzeug und die Aufteilung der Wärmeströme bei einer Systemleistung von 710 kW sind in Abbildung 13 dargestellt. Der Hochtemperaturkreislauf (HT) des Motorkühlsystems muss 232 kW abführen. Der Getriebeölkühler führt zusätzlich 18 kW an die Umgebung ab. Im linken hinteren Radkasten befindet sich der Kühler für den Niedertemperaturkreislauf (LT) der E-Maschine EM1. Die Abwärme der Batterie wird über einen Wasserzwischenkreislauf an einen Kältekreislauf abgegeben. Dieser führt die Wärme über einen Kondensator an die Umgebung ab (6 kW). Ein zweiter Kondensator wird für den Kältemittelkreislauf der Innenraumkühlung benötigt. Die umgebungsseitige Wärmeabgabe des Kühlwassers der Luft-Wasser-Ladeluftkühler erfolgt durch zwei Niedertemperaturkühler. Die abgegebene Wärmeleistung beträgt in Summe 80 kW.

Abb. 13: Kühlkonzept bei einer Systemleistung von 710 kW

Emissionierungskonzept für Euro 7
Die Verschärfung weltweiter Emissionsgesetzgebungen fördert die Weiterentwicklung ottomotorischer Antriebe mit dem Anspruch in allen realen Fahrzuständen emissionsarm zu arbeiten:

1 Die mit Euro 6d-TEMP eingeführte Begrenzung der zulässigen Partikelanzahlemission auf 6 x 1011 PN/km x CF im realen Fahren.

2 Die zunehmend geringe Akzeptanz findenden Auxiliary Emission Strategies und die Diskussion über die Einführung von Konformität für die Schadstoffkomponente CO unter RDE-Bedingungen.

3 Die mit Euro 7 erwartete deutliche Reduktion der Emissionsgrenzwerte für gasförmige Schadstoffkomponenten auf ~50 Prozent der heute mit Euro 6d-TEMP gültigen Grenzwerte bei gleichzeitiger Begrenzung des CF = 1 und verschärften Bezug auf verkürzte Fahrstrecken nach Kaltstart (< 10 km).

Abb. 14: Abgasnachbehandlungssystem für Euro 7 inkl. Temperaturmessstellen A,B und C

Abbildung 14 zeigt das Abgasnachbehandlungssystem. Die dargestellte Anlage ist für eine Bank ausgeführt und wird für die zweite Bank gespiegelt. Die Abgasnachbehandlung ist zweiflutig aufgebaut. Sie ist mit einem Adsorberkatalysator von 1,5 L pro Bank ausgestattet. Sein keramisches Trägermaterial ist mit hoher Wärmekapazität ausgeführt und speichert HC-Emissionen nach Kaltstart bis zum Erreichen des Light-Off des Hauptkatalysators. Beim Hauptkatalysator wird zur Reduktion dieser Light-Off-Zeit metallisches Trägermaterial niedriger Wärmekapazität und hoher Wärmeleitfähigkeit gewählt. Das Hauptkatalysatorvolumen beträgt 3,5 L pro Bank ohne Adsorberkatalysator und ohne Partikelfilter. In den Hauptkatalysator sind pro Bank zwei elektrisch beheizte Scheiben integriert. Nachgeschaltet ist ein beschichteter Partikelfilter (4WC) mit einem Volumen von 4,0 L.

FacebookTwitterGoogle+XINGLinkedInWhatsAppBuffer