Archiv der Kategorie: Engineering Service

"Zero-Impact"

„Zero Impact“– Verbrennungsmotor

6. Mai 2020 | Engineering Service

„Zero Impact“– Verbrennungsmotor

Es ist damit zu rechnen, dass die gesetzlichen Vorgaben für Emissionen im Zuge von Euro 7 weiter verschärft werden. FEV geht davon aus, dass die nächste europäische Abgasnorm insbesondere die folgenden Herausforderungen mit sich bringen wird:

  • Allgemeine Senkung der Grenzwerte für gasförmige Emissionen CO: 500 mg/km . HC: 50 mg/km . NOX: 35 mg/km
  • Verbot von Betriebsstrategien, die hohe Emissionen verursachen können
  • Aufnahme von Grenzwerten für weitere Emissionskomponenten in die Messungen auf dem Abgasrollenprüfstand
  • Erweiterung der RDE-Vorschriften um weitere Emissionsbestandteile und kurze Fahrstrecken

FEV hat untersucht, wie letztlich sogar ein Verbrennungsmotor mit „Zero Impact“ erreicht werden könnte,
der weniger Emissionen verursacht, als in der Umgebungsluft vorhanden sind. Konkret wurden die folgenden Zielwerte festgelegt:

  • Emissionen im WLTC NOX: 40 µg/m³ (entspricht etwa 0,03 mg/km) Partikel (PM 2,5): 25 µg/m³ (entspricht etwa 0,02 mg/km)

Im Verhältnis zu den in der aktuellen Euronorm 6d vorgeschriebenen Werten entspricht dies einer Reduktion der NOX-Emissionen um 99,9 Prozent und der Feinstaubemissionen um 99,2 Prozent.

Entwicklungsmethodiken

FEV hat umfangreiche patentierte bzw. zum Patent angemeldete Entwicklungsmethoden für die Bereiche Simulation, Prüfung und Alterung emissionsrelevanter Komponenten ausgearbeitet, mit denen bereits in einer frühen Phase der Entwicklung eine hohe Robustheit und Vorhersagegenauigkeit erreicht werden kann.

Simulation der RDE-Emissionen und Bestimmung von Worst-Case-Zyklen

Die Emissionssimulation bildet bei FEV eine der tragenden Säulen des „Frontloading“ in der Entwicklung. Diese modulare Simulationsumgebung von FEV, die erstmals auf dem Wiener Motorensymposium 2016 vorgestellt und seither weiterentwickelt wurde, beruht auf der Softwareumgebung GT Suite und ist heute ein grundlegender Bestandteil der Entwicklungsaktivitäten von FEV. Die Rohemissionen des Motors werden auf der Grundlage stationärer und transienter Messdaten vom Motor- und Rollenprüfstand modelliert. Die Simulationsmodelle für die Abgasnachbehandlung beruhen auf einem kennfeldbasierten Ansatz. Eine Diskretisierung der Katalysatormonolithen erlaubt jedoch auch eine genaue Modellierung des Aufwärmverhaltens, bei dem es darum geht, individuelle temperaturabhängige Umsetzungsraten zu berücksichtigen. Abbildung 1 beschreibt alle relevanten Variablen, die in die Berechnung der Umsetzung mit einfließen.

Um alle Emissionsgrenzwerte unter RDE-Bedingungen zuverlässig einhalten zu können, ist es wichtig zu wissen, welche fahrzeug- und antriebsstrangspezifischen Zyklen die meisten Emissionen verursachen. FEV hat eine Abstraktion von solchen real auftretenden Fahrzuständen vorgenommen und daraus eine übersichtliche Anzahl von Parametern abgeleitet. Mithilfe dieser Parameterbildung können Techniken des maschinellen Lernens auf der Grundlage einer Analyse von einigen hundert simulierten Zyklen die Worst-Case-RDE-Zyklen herausfiltern. Diese Methodik wurde inzwischen in zahlreichen Entwicklungsprojekten erfolgreich angewendet.

Charakterisierung des Katalysators und des Benzinpartikelfilters

Im Zuge der Entwicklung der RDE-Emissionssimulationsmethodik von FEV wurde festgestellt, dass Katalysatoren anfänglich kaum mit der hinreichenden Genauigkeit modelliert werden konnten. Grund dafür sind die meist nicht ausreichenden Messdaten, die von den Katalysatorherstellern und OEMs zur Verfügung gestellt werden. Um jedoch die Emissionen unter den RDE-Randbedingungen präzise vorhersagen zu können, ist es wichtig, die Umsetzungsrate bei den höchsten Raumgeschwindigkeiten und über einen breiten Temperaturbereich zu kennen. FEV hat deshalb eigenes Equipment entwickelt, mit denen das Verhalten von Katalysatoren unter genau diesen Bedingungen charakterisiert werden kann. Das in Abbildung 2 dargestellte System wurde für Abgasmassenströme bis hin zu denen eines V12 Turbo-Motors konzipiert und geprüft. Es dient der Messung des Umsetzungswirkungsgrads im kompletten real auftretenden Betriebsbereich, also insbesondere auch bei großen Massenströmen und kalten Temperaturen, wie sie unter einer Volllastbeschleunigung kurz nach dem Motorstart auftreten.

Alterung des Katalysators und des Partikelfilters

FEV hat eine Methode zur schnellen Alterung von Katalysatoren und Partikelfiltern (Gasoline Particle Filter, GPF) entwickelt. Zur Alterung des GPF wurde der Brennerprüfstand so modifiziert, dass mittels Ölverbrennung Asche erzeugt wird. Verschiedene Methoden wurden evaluiert, die Wahl fiel schließlich auf die Öleinspritzung. FEV hat ein Zyklus- und Öldosierungsverfahren erarbeitet, das die Alterungsmerkmale nachbildet, die bei Fahrzeugdauerläufen zu beobachten sind.

Abgasnachbehandlungskonzept für Zero-Impact-Emissionen

Das Abgasnachbehandlungskonzept, mit dem das Ziel der Zero-Impact-Emissionen erreicht werden soll, setzt sich aus fünf Bausteinen zusammen:

  • Optimierung der NOX-Rohemissionen während des Katalysator-Heizens
  • Eine Abgasnachbehandlung, die direkt nach dem Motorstart einsatzbereit ist
  • Adsorption der HC-Emissionen
  • Vergrößerung des Gesamtvolumens der Katalysatoren
  • GPF mit verbessertem Wirkungsgrad

Die einzelnen Bausteine werden im Folgenden näher erläutert.

NOX-optimiertes Katalysator-Heizen

Die NOX-Rohemissionen können optimiert werden, indem die Kalibrierung des Katalysator-Heizens angepasst wird. Bei den üblichen stark nach spät verstellten Zündzeitpunkten wird viel Kraftstoff benötigt, um einen indizierten mittleren Druck (indicated mean effective pressure, IMEP) zu erzeugen, der dem mittleren Reibungsdruck (friction mean effective preassure, FMEP) entspricht. Dies hat eine Entdrosselung und eine niedrigere Rate der internen Abgasrückführung zur Folge. Die Spitzentemperatur im Zylinder steigt und behält über längere Zeit dieses hohe Niveau. In der Folge nehmen die NOX-Emissionen zu. Der Zündzeitpunkt wäre im Zuge der Optimierung der Kalibrierung des Katalysator-Heizens demnach nur leicht nach spät zu verstellen, um die NOX-Emissionen deutlich zu senken. Dies führt wiederum zu einem Anstieg der HC-Rohemissionen, dem durch zusätzliche Maßnahmen entgegengewirkt werden muss.

Elektrisch beheizte Katalysatoren

Stromaufwärts des Hauptkatalysators werden zwei elektrisch beheizte Katalysatoren angeordnet (4 kW je Scheibe, insgesamt 8 kW). Das metallische Substrat wird schnell heiß und erreicht binnen weniger Sekunden die Light-Off-Temperatur. Wenn nach dem Motorstart jedoch kaltes Abgas über die elektrisch beheizten Katalysatoren strömt, sinkt deren Temperatur unter das für einen hinreichenden Umsetzungswirkungsgrad benötigte Niveau. Deshalb wird vor dem Motorstart mit einer Sekundärluftpumpe Luft über die elektrisch beheizten Katalysatoren geführt, um auch den Hauptkatalysator zu beheizen. In Abbildung 4 ist der Erwärmungsvorgang des finalen Systems dargestellt. Die konvektive Wärmeübertragung ist in der unteren Hälfte des Diagramms deutlich zu erkennen. Sobald der Motor gestartet wird, führt der stärkere Abgasmassenstrom zu einer noch besseren konvektiven Wärmeübertragung, zugleich jedoch auch zu einem Abfall der Temperaturen.

Die Emissionswerte lassen sich noch weiter optimieren, indem sichergestellt wird, dass in dem Katalysatorsystem eine hohe Temperatur gehalten wird. In einem Hybridantriebsstrang kann hierfür neben der Reaktivierung der elektrisch beheizten Katalysatoren auch die Hybrid-Betriebsstrategie optimiert werden.

Adsorption der Emissionen vor dem Light-Off des Katalysators

Die Adsorption von Emissionen lässt sich unter anderem mit entsprechenden Beschichtungen realisieren. Um eine hohe Adsorptionseffizienz zu erreichen, sind niedrige Temperaturen erforderlich. Dem kommen die geringen Temperaturen des einströmenden Abgases infolge der früheren Zündzeitpunkte während des Katalysator-Heizens entgegen. Es wird ein Metallsubstrat verwendet, da sich mit diesem eine hohe Wärmeträgheit und somit ein geringer Temperaturanstieg in den ersten Sekunden des Motorbetriebs sowie eine gleichmäßige Verteilung des sekundären Luftmassenstroms auf der Eintrittsseite des elektrisch beheizten Katalysators erzielen lassen. Da die Grenztemperatur des Adsorptionskatalysators bei 850 °C liegt, kann das Abgasnachbehandlungssystem nicht motornah angeordnet werden, was im Hinblick auf die thermische Alterung durchaus vorteilhaft ist. In Abbildung 5 ist ein Vergleich der Katalysatorerwärmung mit und ohne HC-Adsorption dargestellt (hier stromabwärts des Katalysators). In Abgasnachbehandlungssystemen, in denen der Katalysator mit einem Brenner anstatt mit elektrisch beheizten Katalysatoren vorgewärmt werden soll, könnte es sinnvoll sein, die Emissionen des Brenners mithilfe eines kleinen Aktivkohlefilters stromabwärts des Katalysators zu adsorbieren.

Vergrößerung des Katalysatorvolumens

Das Katalysatorvolumen wird vergrößert, und zwar um 30 Prozent im Verhältnis zur Euro 6d TEMP Ausgangsbasis, in der bereits ein größeres Katalysatorvolumen angesetzt wird als in Euro 6b/c Systemen. Das Volumen der elektrisch beheizten Katalysatoren ist in diesem Volumen enthalten. In der Folge wird die Raumgeschwindigkeit (RG) bei Nennleistung auf Werte abgesenkt, bei denen auch im gealterten Zustand ein hoher Umsetzungswirkungsgrad aufrechterhalten werden kann.

GPF mit verbessertem Abscheidegrad

Sehr gute Euro-6c- und Euro-6d-TEMP-Motoren ohne GPF erreichen bereits jetzt im WLTC Partikelemissionswerte von nur 0,12?–?0,28 mg/km. Im Hinblick auf den Zero-Impact-Zielwert von 25 µg/m³ (ca. 0,02 mg/km) bedeutet dies, dass die Partikelemissionen um weitere 83?–?93 Prozent gesenkt werden müssen. Dies lässt sich mit einem GPF der zweiten Generation erreichen.

Endergebnisse und Ausblick

Das vorgestellte Abgasnachbehandlungssystem wird mit einem 2,0-l-4-Zyl.-GDI-Motor in einer Plug-In-Hybrid-Konfiguration abschließend evaluiert. Der finale Aufbau des Abgasnachbehandlungssystems ist in Abbildung 6 dargestellt.

Es wurden umfangreiche DoE(Design of Experiment)-Untersuchungen durchgeführt, um das Ziel eines Zero-Impact-Emissionspegels zu erreichen und die Auswirkungen des elektrischen Vorheizens des Katalysators auf den Kraftstoffverbrauch dabei so gering wie möglich zu halten. Abbildung 7 beschreibt den Zusammenhang zwischen der für das elektrische Heizen genutzten Energie und den resultierenden gasförmigen Emissionen. Die gültigen Punkte erreichen das Zero-Impact-Ziel von weniger als 40 µg/m³ NOX-Emissionen sowie einen ausgeglichenen Batterieladezustand am Ende des Zyklus. Das Optimum zum Erreichen des Zero-Impact-Ziels bei bestmöglichem Kraftstoffverbrauch liegt knapp unterhalb von 0,4 kWh. Die HC- und CO-Emissionen bleiben deutlich unter den von FEV erwarteten Euro-7-Grenzwerten, sinken jedoch konzeptbedingt nicht so drastisch wie die NOX-Emissionen.

Die Gesamtergebnisse der optimalen Betriebsstrategie sind in Abbildung 8 dargestellt. Die kaum noch zu erkennenden, verbleibenden NOX-Emissionen entfallen zum größten Teil auf die ersten Sekunden nach dem Motorstart. Der Sauerstoffspeicher des Katalysators ist zu diesem Zeitpunkt vollständig gefüllt und der Katalysator muss zunächst mittels unterstöchiometrischem Motorbetrieb gespült werden, bevor der komplette NOX-Umsetzungswirkungsgrad erreicht werden kann. Im weiteren Verlauf des WLTC tritt nur minimaler NOX-Emissionsschlupf auf. Die elektrisch beheizten Katalysatoren werden während des Zyklus für kurze Zeitabschnitte reaktiviert, um sicherzustellen, dass die Temperaturen durchgängig auf einem ausreichend hohen Niveau verbleiben. Der Kraftstoffverbrauch liegt 4,3 Prozent über dem Euro-6d-TEMP-Grundwert.

Das hier vorgestellte Konzept für Zero-Impact-Emissionen ist speziell darauf ausgerichtet, möglichst geringe NOX-Emissionen zu erzielen. Wenn „nur“ der Euro-7-Emissionsgrenzwert eingehalten werden soll, kann das Konzept auf verschiedene Art und Weise angepasst werden. Beispielsweise wäre denkbar, nur einen anstelle von zwei elektrisch beheizten Katalysatoren zu verwenden. Ebenso könnte der Adsorptionskatalysator weggelassen werden, so dass das gesamte Katalysatorsystem wieder motornah angeordnet werden kann.

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Mild-Hybrid-Diesel-Antriebsstrang

Mild-Hybrid-Diesel-Antriebsstrang mit einer der Turbine vorgelagerten Abgasnachbehandlung

6. Mai 2020 | Engineering Service

Mild-Hybrid-Diesel-Antriebsstrang mit einer der Turbine vorgelagerten Abgasnachbehandlung

Es wurde ein Konzept entwickelt, das ein der Turbine vorgelagertes Abgasnachbehandlungssystem (Pre-Turbine Exhaust Aftertreatment System, PT EATS) mit einem Mild-Hybrid-Konzept kombiniert. Mittels Simulation wurde das Potenzial dieses Konzepts bestimmt, eine gleichzeitige Reduktion der NOx- und der CO2-Emissionen zu erzielen. Nach der Auswahl der wichtigsten Motor- und Hybridsystem-Hardware wurden die Betriebsstrategien für die Rekuperation und die Turbolader-
regelung festgelegt, um das System in die Lage zu versetzen, den Zielwert von unter 40 mg/km NOx in den Emissionen mit einem Konformitätsfaktor von 1 über alle Fahrzyklen unter realen Bedingungen einzuhalten. Das Leistungsverhalten und die Fahrbarkeit des Testfahrzeugs werden so definiert, dass sie den Eigenschaften des Basisfahrzeugs entsprechen. Die Grundidee bestand darin, das Abgasnachbehandlungssystem (EATS) direkt hinter dem Abgaskrümmer und damit vor der Turbine anzuordnen (Abbildung 1), um die bestmögliche Leistung bei der Nachbehandlung zu erzielen und gleichzeitig aufgrund reduzierter Heizmaßnahmen das Potenzial zur CO2-Verringerung zu erschließen.

Die Motorhardware und das PT EATS wurden mittels Simulationsverfahren entworfen und optimiert, um das beste Layout für die Katalysatoren zu ermitteln und die potenziellen Vorteile hinsichtlich der Verringerung der CO2- und NOx-Emissionen zu quantifizieren. In das bestehende Motormodell wurden das 48 V-System, das aus einem Riemenstartergenerator (RSG) mit den zugehörigen Regelungskomponenten, einem elektrisch unterstützten Turbolader (e-TC) und der 48 V-Batterie besteht, sowie das PT EATS integriert. Die Abmessungen der EATS-Komponenten wurden durch Simulationen mit Blick auf eine erfolgreiche Integration in den Motorraum optimiert. Der e-Turbo wurde mittels GT Power dimensioniert und die Abgasrückführungsstrategie (AGR) so optimiert, dass die extrem niedrigen NOx-Rohemissionswerte erreicht werden können. Außerdem wurde anhand des Simulationsmodells das Rekuperationspotenzial bestimmt. Der ursprüngliche Abgaskrümmer wurde um 180 °C gedreht, damit der Turbolader untergebracht werden onnte, und es wurde ein größerer HD(Hochdruck)-AGR-Kühler eingebaut, um die Nutzung der AGR im Volllastbetrieb zu ermöglichen. Darüber hinaus wurden Designänderungen an der Halterung des Zwischenkühlers sowie an den Wasser- und Luftleitungen vorgenommen, wodurch das gesamte System im Motorraum des gewählten Testfahrzeugs aus der SUV-Klasse untergebracht werden konnte.

Auswirkungen auf die Enthalpie

Durch die Platzierung des Nachbehandlungssystems vor der Turbine ändern sich die Enthalpie und das Wärmeträgheitsprofil des Turboladers im Verhältnis zu einer herkömmlichen Anordnung (Abbildung 2). Dadurch, dass das Fahrzeug nun über ein elektrisches System mit 48 V verfügt, kann ein der Turbine vorgelagertes Nachbehandlungssystem eingerichtet werden, indem ein e-TC integriert wird, der den durch die erhöhte Wärmeträgheit des PT EATS verursachten Druck- und Temperaturverlust ausgleicht.

Zu Beginn des Betriebs ist die Temperatur vor der Turbine, aufgrund der erhöhten thermischen Masse deutlich niedriger als ohne das PT EATS. Doch mit der Erwärmung des Abgassystems entstehen infolge der höheren thermischen Masse vor der Turbine eine thermische Verzögerung und ein allgemeiner Temperaturunterschied. Das Wärmeverlustprofil des PT EATS ergibt einen berechneten kumulierten Enthalpieverlust von 4 Prozent über einen WLTC (Abbildung 2). Um in solchen Phasen geringer Enthalpie die Ladedruckpegel halten zu können, erzeugt der elektrische Turbolader zusätzlichen Ladedruck; zudem dient er der Rekuperation überschüssiger Energie aus dem Abgasstrom, wann immer das möglich ist. Rekuperationspotenzial Das Rekuperationspotenzial des Systems wurde an zwei Teillastbetriebspunkten untersucht, siehe Abbildung 3. Zudem wurde der bremsenspezifische Kraftstoffverbrauch bei zwei Rekuperationsstrategien verglichen und ebenfalls in Abbildung 3 dargestellt. Die Rekuperation am Turbolader mittels eines Turboladers mit variabler Geometrie (Variable-Geometry Turbocharger, VGT) wird mit der Entnahme der gleichen Leistung am RSG mittels Betriebspunktlastverschiebung verglichen. Die zweite Strategie weist einen um bis zu 3,3 Prozent energieeffizienteren Verlauf auf, da durch das Schließen des VGT die Pumpenverluste steigen, wie im rechten Diagramm in Abbildung 3 zu sehen. Es sei jedoch darauf hingewiesen, dass mit zunehmender Rekuperation auch der Kraftstoffverbrauch steigt, da mehr Leistung benötigt wird, um die gleiche Wirkleistung zu erzielen.

Bemessung des Turboladers

Hinsichtlich der Bemessung des e-TC wurde die Verwendung einer größeren Turbine in Betracht gezogen, da eine solche mittels optimierter Pumpenverluste den Kraftstoffverbrauch hätte senken können. Allerdings spielen pumpenverlustbedingte nachteilige Auswirkungen auf den Kraftstoffverbrauch in den meisten Pkw-Fahrszenarien keine große Rolle, der Nutzen eines Upsizing des e-TC wäre also gering gewesen, da im transienten Betrieb eine stärkere elektrische Aufladung erforderlich gewesen wäre. Dementsprechend wurde eine kleinere Turbine gewählt. Das entscheidende Kriterium bei der Bemessung der verwendeten E-Maschine ist das transiente Ansprechverhalten des Fahrzeugs. Unter Verwendung unterschiedlicher Leistungen der elektrischen Maschine am e-TC wurde eine Beschleunigung aus dem Stand auf 100 km/h simuliert, um herauszufinden, bei welcher e-TC-Leistung das Beschleunigungsverhalten dem des Basisfahrzeugs (8,7 s im Sprint auf 100 km/h) am nächsten kommt. Diese Simulationen sind in Abbildung 4 dargestellt. Ohne Unterstützung durch elektrische Aufladung steigt die Beschleunigungszeit auf 13,0 s, was die Notwendigkeit eines e-Turbos verdeutlicht. Ein Anheben der E-Maschinenleistung auf über 11 kW lieferte keine signifikante Verringerung der Ansprechzeit (zwischen 9,0 s und 9,4 s), da die Beschleunigung durch die maximale Drehzahl der Elektromaschine auf 180.000 min-1 begrenzt wird.

AGR-Strategie

Im Hinblick auf eine Reduzierung der Kosten und der Komplexität des AGR-Kreislaufs wurde die Option einer reinen HD-AGR-Strategie untersucht, bei der überschüssige Energie aus dem Abgas rekuperiert und die Position des VGT zugleich so regelt, dass der erforderliche Gegendruck für höhere AGR-Raten bei vergleichbarem Ladedruck erzielt wird. Die Ergebnisse zeigten jedoch, dass bei der Einbindung des ND(Niederdruck)-AGR-Pfads über den WLTC etwa 30 Prozent weniger elektrische Energie erforderlich sind, weshalb sowohl die HD- als auch die ND-AGR verwendet wurden. Da ermittelt wurde, dass sich das PT EATS-Volumen im Verhältnis zur AGR-Strategie nur geringfügig auf den Kraftstoffverbrauch auswirkt (Abbildung 5), wurde das maximal verfügbare EATS-Volumen ausgenutzt, um ein Partikelfilterregenerationsintervall zu erzielen.

Alle oben genannten Variablen wurden zusammengeführt, um eine optimierte Luftpfadstrategie zu entwickeln. Der geringstmögliche Aufladebedarf während transienten Fahrbedingungen ergibt sich, wenn eine Kombination aus LP- und HD-AGR, eine verhältnismäßig kleine Turbine und ein 11-kW-Elektromotor verwendet werden. Der zusätzliche Energiebedarf für diese Anordnung über einen WLTC lag bei circa 52 Wh ohne Rekuperation am RSG oder dem e-Turbo.

Luftpfadregelung

Die Verwendung einer elektrischen Unterstützung gemeinsam mit einer VGT erfordert eine spezielle Regelungsstrategie zur Optimierung der verschiedenen Betriebszustände. In der vorliegenden Ausgestaltung des Konzepts wird die Elektromaschine hauptsächlich zur Unterstützung im transienten Betrieb während des Ladedruckaufbaus und zur Rekuperation während des Verzögerns oder im Schubbetrieb verwendet. Die herkömmliche Ladedruckregelung des VGT wurde um eine erweiterte modellbasierte Regelung der Leistung bzw. des Drehmoments als direkte Stellgröße der Elektromaschine ergänzt. In diesem Ansatz wird das Drehmoment der Elektromaschine auf Grundlage der Differenz zwischen dem angestrebten und dem tatsächlichen Turbinendrehmoment berechnet.

Zusätzlich wird ein E-Boost-Regelfaktor eingeführt. Dieser passt die Dynamik des geforderten Drehmoments – und damit der elektrischen Ladung – so an, dass ein optimaler Kraftstoff-
verbrauch bei noch ausreichender Ladedruckdynamik erzielt wird. Das geforderte Drehmoment berechnet sich dabei aus dem Modell. In Abbildung 6 sind die Auswirkungen auf den Kraftstoffverbrauch und die NOx-Rohemissionen als Funktion des E-Boost-Regelfaktors für den WLTC dargestellt.

Wenn kleine E-Boost-Regelfaktoren angesetzt werden, greift die Elektromaschine nur bei sehr großen Differenzen zwischen dem angestrebten und dem tatsächlichen Turbinendrehmoment unterstützend ein. Bei größeren Werten des Regelfaktors hingegen erfolgt die Unterstützung durch die E-Maschine bereits bei kleineren Differenzen des Turbinendrehmoments. Das hat zur Folge, dass die NOx-Rohemissionen bei höheren Werten des E-Boost-Regelfaktors sinken, der Kraftstoffverbrauch hingegen signifikant ansteigt, weil mehr elektrische Leistung benötigt wird. Diese Beobachtungen wurden zusammengeführt, um den Zielbereich für den E-Boost-Regelfaktor zu bestimmen.

Optimierung der Gesamtstrategie für den Hybridansatz

Es wurde untersucht, welche zusätzlichen Vorteile die in Abbildung 7 dargestellte 48 V-Mild-Hybrid-Systemarchitektur bietet. Der herkömmliche 12 V-Generator wurde durch einen 48 V-Riemenstartergenerator ersetzt. Über einen bidirektionalen Gleichspannungswandler wurden eine 48 V-Batterie mit einer Kapazität von 0,5 kWh und der elektrisch unterstützte VGT an die bordeigene 12 V-Energieversorgung angeschlossen.

Bei der Optimierung der Regelung des elektrischen VGT entscheidet ein Prioritätenmanager auf Grundlage des jeweiligen Zustands des elektrischen Systems über die Aufteilung der verfügbaren Energie auf die verschiedenen Verbraucher. In dem Simulationsmodell wird eine übergeordnete Energiemanagementstrategie eingesetzt, um unter allen Betriebsbedingungen eine zuverlässige Versorgung des bordeigenen 12 V-Netzes sicherzustellen. Zugleich wird das Potenzial der verschiedenen 48 V-Komponenten zum Ausbalancieren der Unterstützung im transienten Betrieb während des Ladedruckaufbaus und des Rekuperationspotenzials im Schubbetrieb und hohem Enthalpiestrom vor der Turbine maximiert.

Der elektrische Energiehaushalt innerhalb des 48 V-Systems über den WLTC ist in Abbildung 8 dargestellt. Die Rekuperation erfolgt fast ausschließlich durch den RSG, wohingegen der Energieverbrauch durch die Verbraucher im 12 V-Netz und die Unterstützung der elektrischen Aufladung ungefähr gleich groß ist. Da die rekuperierte
Energie den elektrischen Energieverbrauch übersteigt, werden circa 30 Prozent zum Laden der 48 V-Batterie verwendet.

Der zweite Teil dieses Artikels widmet sich in einem kommenden Magazinartikel der Optimierung des PT EATS-Systems sowie dem Leistungsverhalten des Gesamtsystems in wichtigen RDE-Zyklen.

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Kraftstoffneutraler Transport

Kohlenstoffneutraler Transport – mit synthetischen Kraftstoffen

6. Mai 2020 | Engineering Service

Kohlenstoffneutraler Transport – mit synthetischen Kraftstoffen

Der Fokus von Gesetzgebung und öffentlichen Debatten liegt mit Blick auf die Senkung der CO2-Emissionen im Transportsektor nahezu ausschließlich auf der flächendeckenden Nutzung von batterieelektrischen Fahrzeugen (Battery Electric Vehicle, BEV). Allerdings gibt es Anwendungsbereiche, für die ein rein batterieelektrischer Antrieb keine optimale Lösung darstellt, zum Beispiel der Langstrecken- und Schwerlastverkehr. Flüssige oder gasförmige Kraftstoffe werden in diesem Bereich aufgrund ihrer hohen Energiedichte noch für einen langen Zeitraum das Mittel der Wahl bleiben. Das gilt insbesondere für Europa, das auch weiterhin massiv von Importen chemischer Energieträger abhängig ist. Einige dieser Energieträger werden in Zukunft in Regionen hergestellt, in denen die erneuerbaren Energiequellen sehr konstant und in hohen Mengen zur Verfügung stehen. Sogenannte E-Fuels – synthetische Kraftstoffe aus erneuerbarem Strom und Kohlendioxid (CO2) – stellen in diesem Kontext eine sehr attraktive Möglichkeit dar, Mobilität durch einen geschlossenen Kohlenstoffkreislauf zu ermöglichen.

Signifikante Senkung von CO2-Emissionen

Sowohl durch das Pariser Abkommen als auch durch das gesellschaftspolitische Ziel, dem Klimawandel entgegenzuwirken, sind alle Sektoren daran gebunden, ihre CO2-Emissionen signifikant zu senken. Der Bereich der elektrischen Energieversorgung soll bis 2050 vollständig CO2-neutral werden; der Transportsektor soll seinen CO2-Fußabdruck im Vergleich zu 1990 um mindestens 80 Prozent senken – dies bei einem stetig wachsenden Transportvolumen. Es besteht also dringender Bedarf, alle denkbaren klimafreundlichen Lösungen für den Personen- und Güterverkehr so schnell wie möglich zu implementieren. Teilweise spiegeln sich diese Ziele in den immer strengeren CO2-Grenzwerten für neu zugelassene Fahrzeuge in den meisten Ländern wider. Am 17. Dezember 2018 entschieden das Parlament und der Rat der EU, die CO2-Flottengrenzwerte für neu zugelassene Fahrzeuge noch einmal weiter abzusenken: Die CO2- Emissionen von Pkw sollen zwischen 2021 und 2030 um weitere 37,5 Prozent sinken. Übersetzt bedeutet das 59 g/km, was etwa 2,5 l fossilem Kraftstoff entspricht. Wenn es um die Treibhausgasreduktion insbesondere im privaten Transportsektor geht, taucht in der öffentlichen und medialen Debatte vor allem eine technische Lösung auf: das BEV. Und in der Tat wird die Anzahl der BEVs im nächsten Jahrzehnt enorm steigen. Der Anfangslevel ist jedoch noch relativ gering mit einem Anteil von derzeit ungefähr 2 Prozent BEVs, Plug-in- oder Range-Extender-Fahrzeugen bei neu zugelassenen Pkw. Die Marktdurchdringung von BEVs hängt stark von unterschiedlichen lokalen gesetzlichen Rahmenbedingungen und staatlichen Subventionierungen ab und ist daher weltweit betrachtet sehr unterschiedlich.


Selbst im Jahr 2030 wird die Mehrheit aller zu dem Zeitpunkt verkauften Autos (fast 90 Prozent) aus diversen Gründen noch immer einen Verbrennungsmotor aufweisen. Die am häufigsten genannten Gründe gegen die Kaufentscheidung für ein Elektrofahrzeug sind der Kaufpreis, die limitierte Reichweite, lange Ladezeiten und die unzureichend ausgebaute Ladeinfrastruktur. Zudem werden nur etwa 2,5 bis 5 Prozent der Fahrzeugflotte in Europa jährlich ausgetauscht. Eine signifikante Marktdurchdringung von BEVs und Brennstoffzellenfahrzeugen wird also noch einige Jahre dauern. Es ist daher keine Option, sich zur Erreichung der ambitionierten CO2-Ziele einzig auf ein Wachstum der Elektroflotte zu verlassen. Stattdessen müssen zusätzlich andere effektive Technologien zum Einsatz kommen. Die Anwendung von CO2-neutralen synthetischen Kraftstoffen, sogenannten E-Fuels, kann neben der Elektrifizierung der Antriebe und der Effizienzverbesserung des Verbrennungsmotors einen Beitrag leisten.

Es ist anzunehmen, dass die Elektrifizierung den größten Beitrag zur CO2-Reduktion im Transport leisten wird. Elektrifizierung meint hier nicht bloß reine Elektrofahrzeuge, sondern auch Brennstoffzellenfahrzeuge, Hybridisierung von verbrennungsbasierten Antrieben und Antriebe mit Range Extender. Eine weitere Reduzierung um 24 Prozent kann durch Effizienzsteigerung mittels Gewicht, Reibung und verbesserter Aerodynamik sowie einer Änderung des Modal Split (Verlagerung von Gütern auf die Schiene) erreicht werden. Die übrig bleibenden 31 Prozent müssen durch CO2-neutrale Kraftstoffe abgedeckt werden, wie in Abbildung 2 zu erkennen ist.

Alternative Kraftstoffe

Betrachtet man die Energiesituation in Europa und speziell in Deutschland, wird deutlich, dass die Aufgabe, ein System zu schaffen, dass zu 100 Prozent auf erneuerbarer Elektrizität beruht, eine große Herausforderung darstellt. Da erneuerbarer Strom (insbesondere in Europa) sehr volatil und nicht leicht zu speichern ist, könnte ein Netzausbau und benötigte Reservekapazitäten künftig sehr hohe Investitionskosten bedingen. Das Ziel, 100 Prozent elektrische Energie aus erneuerbaren Energien zu nutzen, bedeutet auch, dass Deutschland seine erneuerbare Stromproduktion mindestens um den Faktor 3 im Vergleich zur heutigen Produktion steigern müsste.

Zusätzlich zum Stromverbrauch besteht ein noch deutlich höherer Energiebedarf für verschiedene Industrieanwendungen, Gebäudeheizung und Transportnetzwerke, der sich in Deutschland auf etwa 2600 TWh pro Jahr beläuft. Um diesen Bedarf mit Energie aus erneuerbaren Quellen abdecken zu können, wird Deutschland anfangen müssen, erneuerbare Energie im großen Stil zu importieren, siehe Abbildung 3. Der direkte Import von elektrischer Energie ist jedoch technisch aufgrund der teils langen Übertragungswege nur bis zu einem gewissen Maß realisierbar. Daher muss die in Übersee durch Solar- oder Windkraft gewonnene elektrische Energie mittels Power-to-Fuels in chemische Energieträger umgewandelt werden. Für Regionen mit kürzeren Distanzen zwischen Produktionsort und Verbrauchern könnte auch Wasserstoff oder synthetisches Erdgas als Träger dienen und mittels einer Pipeline transportiert werden. Für weiter entfernte Produktionsstätten ist die Umwandlung in Methanol oder sogar Fischer-Tropsch-Produkte ein sinnvollerer Ansatz. Insgesamt muss Deutschland im Jahr 2050 bis zu 29 Prozent seines Energiebedarfs in Form von Power-to-X (PtX) importieren.

Die Nutzung CO2-neutraler Energieträger ist der effizienteste Weg, um den CO2-Fußabdruck zu reduzieren. Als Drop-in-Fuels können sie auch die CO2-Bilanz bestehender Fahrzeugflotten senken. Aufgrund ihrer molekularen Strukturen verfügen viele PtX-Kraftstoffkandidaten über andere chemische und physikalische Eigenschaften. Kandidaten, die die wichtigsten Kriterien (Energiedichte, Kraftstoffverfügbarkeit und etablierte Produktionspfade, Kompatibilität mit der Bestandsflotte) am besten erfüllen, sind Fischer-Tropsch-Kraftstoffe und längerkettige Alkohole für Dieselmotoren sowie Methanol-to-Gasoline (MtG) und Methanol für Ottomotoren. Es ist möglich, mit hydroformylierten Fischer-Tropsch-Kraftstoffen, die lang- und mittelkettige Alkohole enthalten, einen E-Fuel für Dieselmotoren herzustellen, der mit der aktuellen Norm EN590 kompatibel ist und dadurch auch in jedem Verhältnis in die bestehende Flotte beigemischt werden kann. Wie Abbildung 4 zeigt, ermöglichen diese Kraftstoffe aufgrund ihrer günstigen Eigenschaften außerdem eine signifikante Ruß- bzw. NOx-Reduktion.

Für Ottomotoren könnte Methanol ein vielversprechender Kandidat sein. 2018 wurden, hauptsächlich für die Chemieindustrie, etwa 110 Mio. t synthetisiert und gehandelt. Aufgrund der sehr hohen Klopffestigkeit und der guten mageren Brenneigenschaften kann der Wirkungsgrad von Ottomotoren mit Methanol merklich gesteigert werden. So können mithilfe von E-Fuels ähnliche Tank-to-Wheel-Effizienten erreicht werden wie Fahrzeuge mit Brennstoffzelle. Abbildung 5 zeigt die Wirkungsgradsteigerung bisheriger motorischer Maßnahmen und wie das Ziel von 50 Prozent Wirkungsgrad in Zukunft erreicht werden könnte.

Einige Länder, insbesondere China, treiben die Nutzung von Methanol enorm voran. Der Methanolgehalt in Benzin ist in Europa momentan in der EN228 auf 3 Prozent v/v limitiert, auch wenn die meisten Materialien der Kraftstoffsysteme bereits bis 15 Prozent v/v zertifiziert sind. Neben der direkten Nutzung als Kraftstoff eignet sich Methanol auch sehr gut als Ausgangsstoff für andere Kraftstoffe. So kann über den Methanol-to-Gasoline-Prozess (MtG) ein benzinäquivalenter synthetischer Kraftstoff erzeugt werden, der ebenfalls in großen Mengen zu konventionellem Kraftstoff beigemischt werden kann.

Anwendungsbereiche für E-Fuels

Deutschland wird sich in Zukunft stark auf PtX-Importe verlassen müssen. Allerdings sind es vor allem die Kosten, die die Verbreitung verschiedener Technologien entscheiden werden. Da lokale Gegebenheiten die Verfügbarkeit von erneuerbaren Energien maßgeblich beeinflussen, variieren auch die Synthesekosten weltweit sehr stark. Abbildung 6 zeigt, wie massiv die Produktionskosten des Kraftstoffes von den Stromkosten abhängen.

In vielen Ländern, zum Beispiel im Mittleren Osten und Nordafrika (MENA), werden die Synthesekosten durch geringe Strompreise bis 2030 unter 1 Euro/l Dieseläquivalent sinken. Obwohl die Potenziale von E-Fuels auch außerhalb von Europa diskutiert werden, ist aktuell noch keine großtechnische PtX-Anlage in Planung, da die Gesetzgebung noch keine CO2-Reduzierung durch E-Fuels anerkennt. Daher sehen Marktakteure noch keinen ausreichenden Business Case, um in E-Fuels zu investieren. Eine schnelle Markteinführung könnte erzielt werden, wenn ein Akteur direkt von der Produktion, dem Inverkehrbringen oder der Nutzung von E-Fuels profitieren würde. Dazu könnte ein Zertifikatsystem eingeführt werden, das Autoherstellern erlaubt, CO2-neutralen Kraftstoff und dazugehörige Zertifikate einzukaufen. Der Kraftstoff würde über Beimischung in die bestehende Infrastruktur von allen Kunden genutzt werden. Die CO2-Einsparungen, die durch die Nutzung der E-Fuels entstehen, würden dann auf die CO2-Emissionen der Fahrzeugflotte des Herstellers angerechnet werden. Eine weitere Option stellt eine Umgestaltung der Energiesteuer dar, wobei die Energiesteuer auf erneuerbare Energieträger gesenkt und die Kosten für CO2-Emissionen aus der Verbrennung von fossilen Kraftstoffen nach und nach angehoben würde. Adressierte Stakeholder könnten die Mineralölindustrie oder Automobilhersteller sein. Dies würde ein tragfähiges Geschäftsmodell mit der dringend benötigten Investitionssicherheit hervorbringen.

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HYBex3 Konzeptfahrzeug

Vorausschauende Funktionen im HYBex3 Konzeptfahrzeug

30. Januar 2020 | Engineering Service

Vorausschauende Funktionen im HYBex3 Konzeptfahrzeug

Die Hybridisierung von Antriebssträngen ist ein wichtiger Schritt zu einer effizienten und sauberen Mobilität. Insbesondere die Möglichkeit, den Betrieb des Verbrennungsmotors in Bereiche mit höherem Wirkungsgrad zu verlagern und rein elektrische Fahrmodi darzustellen, ist einer der Hauptvorteile von Hybridantrieben. Diese Lastpunktverschiebung kann auf der Grundlage von Streckendaten, die die zu erwartende Fahrzeuggeschwindigkeit und die Fahrbahnsteigung beinhalten, weiter optimiert werden und gilt als Stand der Technik in modernen Hybridantrieben.

In Kombination mit der Entwicklung vorausschauender und automatisierter Fahrfunktionen können weitere Potentiale erschlossen werden. Der Schlüsselfaktor für eine tatsächliche Reduzierung des Energiebedarfs unter realen Fahrbedingungen ist eine genaue Vorhersage der zukünftigen Entwicklung einer Verkehrssituation. Diese Vorhersage kann auf einer Vielzahl möglicher Quellen wie Sensordaten, hochauflösenden Karten und Fahrzeugkommunikation basieren, wobei alle Daten zu einem umfassenden Umgebungsmodell verschmolzen werden.

Basierend auf den Informationen aus diesem Modell können die Fahrzeuglängsführung und die Antriebsstrangsteuerung optimiert werden. FEV hat in Kooperation mit dem Lehrstuhl für Verbrennungskraftmaschinen der RWTH University, Aachen, eine Funktionsstruktur entwickelt, die in der Lage ist, eine Vielzahl von möglichen Datenquellen zu nutzen. Mit diesen wird ein Lösungsraum für eine prädiktive Geschwindigkeitsprofiloptimierung generiert. Dieses Geschwindigkeitsprofil kann dann verwendet werden, um die Drehmomentaufteilung zwischen den Hybridkomponenten optimiert zu betrieben.

Die Funktionsstruktur wurde in einem gemeinsam mit DENSO aufgebauten Hybrid-Prototypenfahrzeug integriert. Ein robuster, echtzeitfähiger modellprädiktiver Regelungsalgorithmus wird verwendet, um die Längsführung des Fahrzeugs zu optimieren.

Das HYBex3 Konzeptfahrzeug

Das HYBex3 („HYBrid power exchange 3 modes“) Fahrzeug wurde entwickelt, um die Einflüsse eines kostengünstigen DHT-Getriebekonzepts im Hinblick auf die Fahrbarkeit des Fahrzeugs zu ermitteln und unter realen Bedingungen zu testen. Die Entwicklung erfolgte gemeinsam mit DENSO AUTOMOTIVE Germany. Das Basisfahrzeug ist ein MINI Cooper mit einem turboaufgeladenen 100 kW Dreizylinder-Verbrennungsmotor. Das Seriengetriebe wurde durch das zu untersuchende speziell für den Anwendungsfall entwickelt Hybridgetriebe ersetzt.

Die Antriebsstrangtopologie entspricht einem Mischhybrid mit zwei Elektromotoren (EM) in einer P2/P3-Anordnung. Die P2-Maschine befindet sich zwischen der elektrohydraulisch angetriebenen Kupplung und dem zweistufigen Stirnradgetriebe. Die Synchro-Elemente werden ebenfalls elektrohydraulisch aktuiert. Die P3-Maschine ist am Ausgang des Getriebes positioniert und hat somit ein festes Übersetzungsverhältnis zum Rad.

Mit diesem DHT-Getriebe sind verschiedenste Betriebsmodi darstellbar. Für den rein elektrischen Fahrbetrieb wird der Verbrennungsmotor gestoppt und die Kupplung geöffnet. Der Elektromotor P2 kann somit in beiden Übersetzungsstufen betrieben werden. Dies ermöglicht neben einem hohen Anfahrmoment im ersten Gang eine maximale Fahrzeuggeschwindigkeit von 140 km/h im zweiten Gang.

Im Hybridbetrieb ist es möglich, entweder seriell oder parallel zu fahren. Im Parallelbetrieb ist einer der beiden Gangsätze eingelegt. Im seriellen Betriebsmodus wird das Getriebe in den Leerlauf geschaltet. Der Verbrennungsmotor ist dann ausschließlich mit dem Elektromotor P2 verbunden und der Elektromotor P3 treibt die Räder an. Alle Gangwechsel sind vollständig elektrisch synchronisiert, so dass die Reibkupplung auch im Hybridbetrieb geschlossen bleiben kann. Der serielle Betrieb im niedrigen Geschwindigkeitsbereich und ein paralleler Betrieb bei höheren Geschwindigkeiten ermöglicht eine deutliche Steigerung des Systemwirkungsgrads. Die Betriebsstrategie sieht vor, dass der Verbrennungsmotor mit sehr geringer Dynamik betrieben wird und schnelle Lastwechsel durch den elektrischen Pfad umgesetzt werden. Die Übersetzungsverhältnisse ermöglichen eine deutliche Reduzierung der Drehzahl des Verbrennungsmotors, ohne die Gesamtdynamik des Antriebsstrangs zu beeinträchtigen. Die Betriebsstrategie wurde mit einem Design-of-Experiments optimiert. Zu diesem Zweck wurden die Parameter der Stopp-Start-Strategie des Verbrennungsmotors gleichzeitig mit den Parametern der Batterielade-Strategie optimiert. Für die endgültige Parametrierung wurde ein Kompromiss zwischen der Auslegung für unterschiedliche Fahrzyklen gewählt.

Die Aufteilung der Drehmomente der beiden Elektromotoren sowohl im Parallelbetrieb als auch im vollelektrischen Fahrbetrieb wird durch eine von FEV patentierte Online-Optimierung bestimmt. Der Suchalgorithmus variiert die Drehmomentverteilung, bis der energetisch optimale Fall gefunden ist. Dabei werden sowohl die Batterie-
grenzen als auch die Leistungsgrenzen der Elektromotoren für die aktuelle Situation berücksichtigt.

Prädiktive Funktionen

Die entwickelte Funktionsstruktur zur vorausschauenden Längsdynamikregelung ist so konzipiert, dass eine Vielzahl von Datenquellen, Optimierungsroutinen und Antriebsstranganordnungen in dieser dargestellt werden kann.

Der erste Schritt ist eine Aggregation und Fusion der verfügbaren Daten zu einem Umgebungsmodell, gefolgt von einer Prädiktion der Verkehrssituation. Diese ermöglicht eine Optimierung des Geschwindigkeitsprofils. Auf Basis dessen erfolgt eine Beschleunigungsregelung des Fahrzeuges. Das geplante Geschwindigkeitsprofil kann ebenfalls genutzt werden, um die Ladezustandsstrategie anzupassen. Ist die gewünschte Ladeleistung bestimmt, wird auf Basis dieser und des Radmomentenwunsches die Momentenaufteilung auf die Antriebsstrangkomponenten durchgeführt.

Zur genauen Vorhersage der aktuellen Verkehrssituation ist die Aggregation aller verfügbaren Daten erforderlich. Dies reicht von Sensoren wie RADAR- oder
LIDAR-Sensoren oder optischen Kameras, die Verkehrsteilnehmer mit Hilfe von Bilderkennungstechniken erkennen können. In der Regel liefern diese Sensoren den Typ (Pkw, Lkw, Fußgänger etc.), die relativen Positionen und eventuell die Relativgeschwindigkeit der erfassten Objekte.

Weitere Informationen können aus On-Board-Navigationssystemen gewonnen werden, die Geschwindigkeitsbegrenzungen, Straßenneigung und -krümmung sowie eventuell Kreuzungsdaten für den wahrscheinlichsten Pfad des Fahrzeugs über einen sogenannten „elektronischen Horizont“ liefern. Ist das Navigationssystem mit dem Internet verbunden, können auch Daten über durchschnittliche Geschwindigkeiten entlang der geplanten Route und Staus bereitgestellt werden.

Zukünftig können durch die Vernetzung von Fahrzeugen mittels 5G oder ETSI ITS G5 weitere Informationen gewonnen werden. Diese so genannte Vehicle-to-Every-
thing (V2X)-Kommunikation soll unter anderem die Positionen, Richtung und Geschwindigkeiten anderer Fahrzeuge sowie die Anordnung von Kreuzungen und den Status von Lichtsignalanlagen beinhalten. Die Fahrzeugkommunikation kann daher Daten bereitstellen, die über den von On-Board-Sensoren erfassbaren Horizont hinausgehen.

Da dasselbe Objekt durch verschiedene Datenquellen somit mehrfach detektiert werden kann, muss die Datenaggregation auch eine Funktionalität zur Datenfusion beinhalten. Dies ist besonders vorteilhaft für Hardware-Setups mit verschiedenen Arten von Sensoren, z. B. einem RADAR- und Kamerasensor. Der RADAR-Sensor kann den Abstand und die relative Position zu einem vorausfahrenden Fahrzeug messen, er kann jedoch nicht die seitliche Position des Fahrzeugs in Bezug auf die Straßenmarkierungen bestimmen. Der Kamerasensor ermöglicht nur Schätzungen der Relativgeschwindigkeit und der Entfernung, aber er ist in der Lage exakt zu erfassen, ob sich ein Objekt auf der gleichen Spur wie das betrachtete Fahrzeug befindet. Nach der Fusion mehrerer Datenquellen wird eine aggregierte Objektliste erstellt, die nur gültige und relevante Daten aller erfassten Objekte enthält und ein entsprechendes Umgebungsmodell generiert.

Bevor eine Optimierung der Fahrzeugtrajektorie durchgeführt werden kann, muss eine Vorhersage über die Entwicklung der aktuellen Situation gemacht werden. Diese Vorhersage basiert auf den relevanten Objekten, die das Umgebungsmodell bereitstellt. In einem ersten Schritt wird die Geschwindigkeitsbegrenzung entlang des Prädiktionshorizontes bestimmt. Basierend darauf und auf dem aktuellen Zustand detektierter, vorausfahrender Fahrzeuge wird eine Prädiktion für die Geschwindigkeits- und Positionstrajektorie dieser Fahrzeuge vorhergesagt.

Auf dieser Basis wird ein sogenannter Lösungsraum aufgespannt, in dem sich der nachgeschaltete Optimierungsalgorithmus bewegen kann. Die von FEV und dem Lehrstuhl für Verbrennungskraftmaschinen entwickelte Funktionsstruktur ermöglicht die Implementierung unterschiedlichster Algorithmen hierfür. Je nach Anforderung können einfache regelbasierte Ansätze, aber auch Methoden der modellprädiktiven Regelung oder der Diskreten Dynamischen Programmierung dargestellt werden.

Anwendung im Fahrzeug

Zur Erprobung der Funktionsstruktur wurde eine echtzeitfähige modellprädiktive Regelung (MPR) auf dem Rapid Prototyping Steuergerät des HYBex3 Konzeptfahrzeugs implementiert und verschiedene Testszenarien umgesetzt. In einer ersten Demonstration wurde die Funktionalität und Echtzeitfähigkeit dieser für eine vorausschauende Anpassung des Rekuperationsverhaltens des Konzeptfahrzeuges nachgewiesen. Durch eine effiziente Implementierung der MPR mittels des Tools „qpOASES“ kann eine Optimierung des Geschwindigkeitsverlaufes über einen Horizont von zehn Sekunden innerhalb von weniger als 100 µs durchgeführt werden.

Zukünftig kann die modulare Konzeption der Funktionsstruktur genutzt werden, um den Vorausschauhorizont des Fahrzeuges beispielsweise um vorausliegende Ampeln zu erweitern oder vorausschauende, automatisierte Fahrfunktionen wie Predictive Cruise Control (PCC) darzustellen.

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NVH

NVH-Anforderungen von elektrischen Antriebseinheiten im Fahrzeuginneren

23. Oktober 2019 | Engineering Service

NVH-Anforderungen von elektrischen Antriebseinheiten im Fahrzeuginneren

Die gesetzlichen Vorgaben hinsichtlich der Reduktion von Emissionen und Kraftstoffverbrauch veranlassen OEMs dazu, innovative Antriebsstrang- und Fahrzeugtechnologien zu entwickeln. Neben neuen Technologien für klassische Verbrennungsmotoren gewinnt das Thema der Elektrifizierung immer mehr an Bedeutung. Daraus ergibt sich zugleich ein Bedarf nach Methoden zur Bewertung des NVH-Verhaltens von elektrischen Antriebseinheiten. Solche Einheiten erzeugen deutlich weniger Geräusche und Vibrationen als Verbrennungsmotoren. Die Methoden, die zur NVH-Bewertung und Aufstellung entsprechender Zielvorgaben für Verbrennungsmotoren zum Einsatz kommen, reichen demnach für Elektromotoren nicht aus. Während es bei der NVH-Entwicklung für Verbrennungsmotoren darum geht, die Anregung des Motors zu reduzieren, steht bei der NVH-Optimierung von elektrischen Antriebseinheiten die Eliminierung potenziell störender Geräusche angesichts eines sich stetig verändernden bzw. fehlenden Maskierungsgeräusches im Vordergrund. Zum Beispiel ergibt sich ein geringeres Hintergrundgeräusch zur Maskierung tonaler Störgeräusche durch das Fehlen eines laufenden Verbrennungsmotors.

Welche Erwartungen die Fahrzeuginsassen an die Geräuschkulisse mit konventionellen Verbrennungsmotor angetriebenen Fahrzeug haben, d. h. an die „Präsenz des Antriebsstrangs“, hängt stark von der Fahrzeugklasse und der Zielgruppe ab: Während bei Luxusfahrzeugen eine möglichst geräuscharme Fahrgastzelle angestrebt wird, erwarten Insassen von Sportwagen, dass die Leistung des Antriebsstrangs auch akustisch wahrnehmbar ist (besondere Aufmerksamkeit wird dabei der Erzeugung des gewünschten „Markencharakters“ gewidmet). Im Gegensatz dazu werden die typischen tonalen Geräusche von elektrischen Antriebseinheiten gemeinhin als störend empfunden. Ziel ist es daher, den wahrnehmbaren Eintrag dieser Anteile im Fahrzeug so weit wie möglich zu verringern. Dies ist keine einfache Aufgabe, da Elektrofahrzeuge insgesamt ein geringeres Geräuschniveau zum Verdecken („Maskieren“) dieser tonalen Geräuschanteile aufweisen, als Fahrzeuge mit Verbrennungsmotor. In Abbildung 1 zeigen FEV Streubänder den Unterschied zwischen konventionell und elektrisch angetriebenen Fahrzeugen. Die geringeren Gesamtschallpegel in Elektrofahrzeugen (EV), insbesondere bei niedrigen bis mittleren Geschwindigkeiten, sind deutlich zu erkennen.

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1: Bewertung von Geräuschen im Fahrzeuginneren von Elektrofahrzeugen

Zur Vorhersage der Wahrnehmbarkeit von tonalen Geräuschanteilen im Fahrzeug wird eine sogenannte Maskierungsbandanalyse angewendet. Wie in der Abbildung unten zu sehen, wird dabei der Ordnungspegel mit dem Pegel der benachbarten Terz verglichen, um festzustellen, wie viel Geräusch zur Maskierung des tonalen Geräuschs zur Verfügung steht. Wenn der Ordnungspegel (des „Heul“-Geräuschs) im Vergleich zu den entsprechenden Terzband-Geräuschpegeln hoch ist, so deutet dies darauf hin, dass das Hintergrundgeräusch zu gering ist, um die Ordnung zu maskieren. Die Folge ist ein wahrnehmbares und damit subjektiv störendes „Heulen“.

Des Weiteren ist eine Maskierungsfläche dargestellt, die den Maskierungsgehalt für verschiedene Ordnungen im Betriebsbereich eines Beispielfahrzeugs abbildet. Bei höheren Fahrzeuggeschwindigkeiten nehmen die Windgeräusche zu, wodurch der Maskierungsgehalt steigt und sich folglich das wahrgenommene Heulen reduziert.

Ursachenanalyse und Abhilfe-Massnahmen für NVH-Probleme

Der Trend zur Elektrifizierung und damit zusammenhängenden Technologien stellt die NVH-Entwicklung vor neue Herausforderungen. Neben dem Ziel der Minimierung der tonalen Geräuschanteile im Fahrzeuginneren ergeben sich mehrere mögliche NVH-Probleme im Zusammenhang mit transienten Instabilitäten (z. B. Getrieberasseln oder andere Triebstrangprobleme). Um diese Probleme zu lösen, setzt FEV auf einen strukturierten Ansatz, der auf umfassender Erfahrung mit der 8D-Analyse und der statistischen Versuchsplanung (Design of Experiments, DoE) beruht. Im Rahmen der Ursachenanalyse (root-cause analysis) nutzt FEV verschiedene dem Branchenstandard entsprechende Methoden (z. B. Ishikawa-Diagramme) sowie von FEV entwickelte Werkzeuge und Prozesse. Die FEV Fahrzeuginnengeräuschsimulation (Vehicle Interior Noise Simulation, VINS) ist ein Beispiel für eine spezielle Methodik, die die Ursachenanalyse bei komplexen Geräuschuntersuchungen wirksam unterstützen kann. Der VINS-Prozess umfasst eine einzigartige Zeitbereichsanalyse der Übertragungspfade, die Aufschluss über die Geräuschquellen und Übertragungspfade gibt, welche die Geräuschqualität unter stationären und transienten Bedingungen beeinflussen. Alle im Fahrzeuginneren festgestellten Geräuschauffälligkeiten können so heruntergebrochen werden, dass die individuellen Anteile in den einzelnen Körperschall- und Luftschall-Übertragungspfaden erkennbar werden. Die kritischen Schallübertragungspfade können anschließend genauer analysiert werden, um mögliche Ansatzpunkte für Optimierungsmaßnahmen zu identifizieren (z. B. Lagerisolation, lokale Steifigkeit der Anbindungspunkte, vibroakustische Empfindlichkeit, akustische Dämpfung). Da die Ergebnisse im Zeitbereich erzeugt werden, können weiterführende Analysemethoden oder subjektive Beurteilungen (Höruntersuchungen) eingesetzt werden, um das gesamte simulierte Geräusch oder die Beiträge der einzelnen Pfade zu bewerten. In Abbildung 2 ist die Einbindung der VINS-Methodik in einen strukturierten 8D-Ursachenanalyseprozess schematisch dargestellt.

2: Einbindung der Fahrzeuginnengeräuschsimulation in den 8D-Prozess der Ursachenanalyse

NVH-Bewertungen von elektrischen Antriebseinheiten auf Komponentenebene

FEV hat Standardmessverfahren zur Quantifizierung des abgestrahlten Schalls, der Schallleistung und der Vibration auf Komponentenebene entwickelt, um die Bewertung der Quellenbeiträge zu erleichtern und so das Thema NVH bei Elektrofahrzeugen voranzubringen. Analog der Vermessung von Verbrennungsmotoren werden die Gesamtpegel des von elektrischen Antriebseinheiten abgestrahlten Schalls üblicherweise auf Grundlage der durchschnittlichen Schallabstrahlung bewertet, die in einem Abstand von 1 m zur elektrischen Antriebseinheit gemessen wird (beispielsweise entsprechend der Norm SAE J1074). Zusätzlich dazu ist es bei Elektromotoren und elektrischen Antriebseinheiten üblich, diese Bewertungen durch die Messung der Schallleistung in einer halbkugel- oder quaderförmigen Anordnung (z. B. entsprechend den Normen ISO 3744 oder 3745) zu ergänzen. Die Körperschallanregungen können mittels Messung der Vibration an den Lagerungspunkten der elektrischen Antriebseinheit (d. h. den Verbindungspunkten zwischen elektrischer Antriebseinheit und Fahrzeug) bewertet werden.

3: NVH-Bewertung von Elektrofahrzeugen auf Komponentenebene

Der Vergleich der gemittelten Schalldruckpegel von Verbrennungsmotoren und elektrischen Antriebseinheiten in der nachfolgenden Abbildung zeigt, dass die von elektrischen Antriebseinheiten abgestrahlten Schalldruckpegel signifikant geringer sind. Das bedeutet, dass die Bewertung einzelner Ordnungen, angeregt von Elektromotor und/oder den Zahneingriffsfrequenzen des Getriebes, für die Quantifizierung der NVH-Eigenschaften von elektrischen Antriebseinheiten wichtiger ist als der Vergleich des Gesamtschallpegels. Nachfolgend ist ein Vergleich zwischen Ordnungs- und Gesamtpegeln des abgestrahlten Schalldruckpegels dargestellt. Diesem Vergleich können Hinweise entnommen werden, in wie weit die Ordnungen den Gesamtpegel beeinflussen. Eine zusätzliche Untersuchung des Frequenzgehalts der Komponentenschallpegel kann Informationen über die Wahrnehmbarkeit dieses Geräusch in einer Prüfstandsumgebung liefern. Eine reine Analyse der Daten auf Komponentenebene gibt jedoch wenig Aufschluss für den Kunden über die Wahrnehmbarkeit dieser Ordnungen im Fahrzeug. Hierzu ist eine fahrzeugbezogene Datenanalyse wie nachfolgend beschrieben erforderlich.

Fahrzeugbezogene Entwicklung von NVH-Zielwerten für elektrische Antriebseinheiten

4: dBVINS-Verfahren für die Innengeräuschsimulation unter Verwendung eines virtuellen FEV-Fahrzeugs

Aufbauend auf der VINS-Methodik hat FEV mit der sogenannten dBVINS ein zusätzliches Verfahren für die Vorhersage des Innengeräuschs entwickelt. Anders als VINS (wo fahrzeugspezifische Schallübertragungsfunktionen zum Einsatz kommen) prognostiziert das dBVINS-Verfahren das Innengeräusch anhand einer Kombination aus Quellendaten (Luft- und Körperschallmessungen vom Akustikprüfstand) und standardisierten Fahrzeugübertragungsfunktionen. Diese „standardisierten“ Schallübertragungsfunktionen beruhen auf gemittelten Werten, die aus der umfangreichen Datenbank mit von FEV untersuchten Fahrzeugen abgeleitet wurden. Durch die Standardisierung der Übertragungsfunktionen können die für das Innengeräusch relevanten NVH-Eigenschaften einer bestimmten Komponente (z. B. der elektrischen Antriebseinheit) unter Heranziehung von Komponentenprüfungen an einem NVH-Prüfstand beurteilt werden. So können die Innengeräusche, die bei verschiedenen elektrischen Antriebseinheiten oder bei verschiedenen Ausführungen einer in der Entwicklung befindlichen elektrischen Antriebseinheit zu erwarten sind, direkt miteinander vergleichen werden. Speziell für die Entwicklung von elektrischen Antriebseinheiten lässt sich mit diesem Verfahren der jeweilige Ordnungsgehalt im Fahrzeuginneren vorhersagen. Ein Vergleich dieses Ordnungsgehalts mit den oben genannten Maskierungsgeräuschpegeln wiederum gibt Aufschluss über die potenzielle Wahrnehmbarkeit von tonalen Geräuschen durch den Kunden. Unter Zuhilfenahme eines solchen fahrzeugbezogenen Ansatzes können geeignete Konstruktionsänderungen, beruhend auf CAE (z. B. Mehrkörpersimulation (MKS)/Finite-Elemente-Analyse (FEA) und prüfungsbasierten Ansätzen (z. B. Kalibrierungsänderungen, Entwicklung von NVH-Gegenmaßnahmen), eingesetzt werden, um die NVH-Eigenschaften der elektrischen Antriebseinheit auf Komponentenebene zu optimieren.

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E-Antriebskonzept

Hochleistung durch innovatives Zweigang-Getriebe

27. August 2019 | Engineering Service

Hochleistung durch innovatives Zweigang-Getriebe

Der Trend zu batterieelektrischen Fahrzeugen wird sich in Zukunft fortsetzen und wahrscheinlich noch beschleunigen. Besagte Fahrzeuge werden einen signifikanten Beitrag zur Erfüllung zukünftiger Kraftstoffverbrauchs- und Emissionsziele für Fahrzeugflotten leisten. Um kommerziell erfolgreich zu sein, benötigen diese neuen Fahrzeuge moderne und intelligente Lösungen für ihren Antriebsstrang einschließlich Batterie und Antriebseinheit.

Das optimale Konzept für eine Antriebseinheit muss auf Grundlage einer Beurteilung von Leistung, Effizienz und Kosten auf Systemebene entwickelt werden. Dies schließt alle Komponenten des Antriebsstrangs wie Batterie, Umrichter, Elektromotor und Getriebe ein. Dieses Ziel haben FEV und YASA mit Blick auf einen Hochleistungs-Pkw der oberen Mittelklasse verfolgt. Das Ergebnis ist ein Konzept für eine Antriebseinheit mit außergewöhnlicher Leistungsdichte und Effizienz auf Basis der einzigartigen Axialflussmotor-Technologie von YASA und eines innovativen Zweigang-­Getriebekonzepts von FEV.

Abb. 1: Kompakte elektrische Antriebseinheit mit Zweigang-Getriebe für Hochleistungs-Pkw

Abbildung 1 zeigt eine Außenansicht der Antriebseinheit einschließlich der wichtigsten technischen Daten. Mit einer Spitzenleistung von 300 kW und einem Gewicht von weniger als 85 kg bietet die Antriebseinheit eine herausragende Leistungsdichte von 3,5 kW/kg auf Systemebene. Das maximale Achsdrehmoment von 6.000 Nm übertrifft die typischen Radschlupfgrenzen bei Anwendungen sowohl mit Vorder- als auch mit Hinterradantrieb und gewährleistet eine überragende Beschleunigungsleistung auf Fahrzeugebene.

Elektromotor und Umrichter

Bei dem YASA-Motor handelt es sich um eine Axialfluss-Elektromaschine mit Dauermagneterregung. Diese Maschine wurde aufgrund ihrer hohen Leistungsdichte (bis zu 15 kW/kg bei kundenspezifischen Motorkonstruktionen), ihrer hohen Effizienz (insbesondere im Teillastbetrieb) und ihrer kostengünstigen Herstellung ausgewählt. Bei diesem Motor umspült die Kühlflüssigkeit unmittelbar die Kupferwicklungen und sorgt so für eine sehr effiziente und gleichmäßige Kühlung jeder Wicklung. Die Umrichter von YASA zeichnen sich ebenfalls durch eine hohe Leistungsdichte aus. Dies wird durch eine direkte Ölkühlungstechnologie ­ermöglicht, die den Einsatz von schweren und kostenintensiven Kühlkörpern und Leistungshalbleiter-Packagings deutlich reduziert. Bei koaxialer Integration von Motor und Umrichter teilen sich diese einen gemeinsamen Kühlkreislauf, was zu weiter reduziertem Volumen sowie zu geringerer Masse und Komplexität der Verbindungen führt.

Abb. 2: Motor und Umrichter von YASA

Getriebekonzept

Passend zu der beschriebenen Motor-Umrichter-Kombination wurde ein lastschaltfähiges Zweigang-Konzept entwickelt. Abbildung 3 zeigt verschiedene Ansichten der Antriebseinheit. Die Zweigang-Funktionalität wird mithilfe eines Ravigneaux-Planetensatzes realisiert.

Abb. 3: Elektrische Hochleistungs-Antriebseinheit mit Zweigang-Getriebe von FEV

In Abbildung 4 ist die Topologie des Getriebes erläutert. Das Planetengetriebe ist koaxial zum Elektromotor angeordnet. Das kleine Sonnenrad (SS) dient als Eingang, und der Ring (R) als Ausgang zur Zwischenwelle und zum Differenzial. Die beiden Gänge werden mithilfe zweier Bremsen B1 und B2 realisiert. Bremse B1 ist mit dem Träger verbunden und mit einem Freilauf (One-Way Clutch, OWC) parallel geschaltet, B2 ist mit dem großen Sonnenrad (LS) verbunden. Obwohl diese Anordnung mechanisch komplexer ist als Architekturen mit einem einfachen Planetengetriebe, hat sie eine Reihe technischer Vorteile. Wie in der Tabelle „Schaltelement-Relativdrehzahlen“ dargestellt, liegt die Relativdrehzahl an den offenen Bremsen immer unter der Antriebsdrehzahl am kleinen Sonnenrad, eine wichtige Eigenschaft für minimale Schleppverluste. Gleichzeitig sind die von den Bremsen aufzubringenden Reaktionsmomente günstig, wie der Tabelle „Schaltelement-Drehmomente“ zu entnehmen ist. Die Bremse B2 muss weniger als die Hälfte des Eingangsdrehmoments abstützen. Die Bremse B1 muss zwar das 1,5-fache des Eingangsdrehmoments abstützen, wird aber vom parallel geschalteten Freilauf unterstützt. Dadurch kann die Bremse selbst kleiner ausgelegt werden, was die Schleppverluste weiter reduziert. Im Gegensatz zu Kupplungen wird bei Bremsen der Einsatz von Drehdurchführungen oder Einrücklagern zur Betätigung des Schaltelements vermieden. Außerdem kann die Wärmekapazität der Bremsen über die Dicke ihrer (nicht rotierenden) Stahllamellen skaliert werden, ohne dass sich dies negativ auf die rotierenden Trägheiten auswirkt. Die ausschließliche Verwendung von Bremsen war daher ein wichtiges Kriterium bei der Wahl des Konzepts. Beide Bremsen werden über einen in Serie befindlichen, bedarfsgerecht arbeitenden Aktuator der Firma LuK betätigt. Die auch als HCA (Hydrostatic Clutch Actuator, hydrostatischer Kupplungsaktuator) bezeichnete Einheit arbeitet mit einem bürstenlosen Elektromotor für jedes Schaltelement, das über eine Spindel einen hydraulischen Hauptkolben betätigt. Aufgrund der leckagefreien Übertragungsstrecke ist dieses System sehr effizient. Dank der guten axialen Zugänglichkeit der Bremsen könnten alternativ auch elektromechanische Betätigungskonzepte verwendet werden.

Abb. 4: Zweigang-Konzept auf Basis eines Ravigneaux-Satzes

In Abbildung 5 werden die Funktionen der Bremsen und des Freilaufs erläutert. Dort wird noch ein weiterer Vorteil dieser Anordnung genannt: Im ersten Gang kann im Zugbetrieb die Bremse B1 geöffnet werden, wobei das Reaktionsmoment am Planetenträger nur vom Freilauf bereitgestellt wird. Aus diesem Zustand heraus kann das Hochschalten unter Last, das hinsichtlich Schaltkomfort am kritischsten ist, einfach durch das Schließen der Bremse B2 erfolgen. Diese Art der Schaltung ist einfacher und robuster als eine konventionelle Lastschaltung, die normalerweise die gleichzeitige Regelung von zwei Schaltelementen erfordert. Der gleiche Vorteil gilt für das Herunterschalten unter Last, wobei nur B2 geöffnet werden muss. Bei Null-Drehzahl des Trägers übernimmt automatisch der Freilauf und schaltet so in den ersten Gang.

Abb. 5: Funktionen von Bremse und Freilauf

Kühl- und Schmierkonzept

Wie oben bereits erwähnt, teilen sich der Elektromotor und der Umrichter einen gemeinsamen Kühlkreislauf. Durch die Verwendung eines speziellen Öls für elektrische Antriebseinheiten, das die Anforderungen sowohl der elektrischen als auch der mechanischen Bauteile erfüllt, kann das Getriebe ebenfalls in diesen Kühlkreislauf integriert werden. Derzeit ist eine solche Kühlflüssigkeit noch in der Entwicklung, sie kann aber innerhalb einer 3-jährigen Serienentwicklung bereitgestellt werden. Der offensichtliche Vorteil eines so hoch integrierten Kühl- und Schmierölkreislaufs liegt darin, dass diese Lösung weniger komplex und kostengünstiger ist, da nur eine Pumpe, ein Kühler und nur wenige externe Schlauchleitungen erforderlich sind. Zudem werden die Schnittstellen zum Fahrzeug erheblich vereinfacht. Alternativ können auch separate Ölkreisläufe für Elektromotor/Umrichter und Getriebe verwendet werden. In diesem Fall stehen die benötigen Öle sofort zur Verfügung und können für die Anforderungen der einzelnen Kreisläufe individuell angepasst werden. Das Entwicklungsrisiko wird so reduziert, allerdings steigen die Komplexität und die Kosten des Gesamtsystems. In Abbildung 6 ist die Variante mit einem gemeinsamen Kühl- und Schmierkreislauf erläutert.

Abb. 6: Kühl- und Schmierkonzept

Eine elektrische Ölpumpe saugt Öl aus dem Ölsumpf und leitet es über einen Öl/Wasser-Wärmetauscher zum Umrichter. Von dort fließt das Öl durch den Elektromotor und anschließend zurück zum Getriebe, wo der Volumenstrom geteilt wird. Ein Teil des Öls wird in die Hauptwelle des Planetengetriebes eingespeist, von wo aus es nicht nur den Radsatz schmiert, sondern auch bei Bedarf die Bremsen kühlt. Der Rest des Öls läuft nicht in den Ölsumpf ab, sondern wird in einem Tank (Reservoir) im Getriebe zwischengespeichert. Von dort aus werden weitere Komponenten über verschiedene Kanäle geschmiert, darunter die Zahnradeingriffe und die Lager der Zwischenwelle. Dank einer intelligenten Regelungsstrategie für die Ölpumpe lassen sich der Füllstand des Tanks und damit auch der Ölstand im Getriebe variieren, was wesentlich zu einer Reduktion der Getriebeverluste durch Planschen und damit zu einer Effizienzsteigerung beiträgt. Abbildung 7 zeigt zwei Innenansichten des Getriebes einschließlich des integrierten Ölreservoirs. Ein Parksperren-System ist auf der Zwischenwelle angeordnet und kann durch einen eigenständigen elek­tromechanischen Park-by-Wire-Aktuator betätigt werden.

Abb. 7: Innenansichten des lastschaltfähigen Zweigang-Getriebes

Zusammenfassung

Die hier vorgestellte Zweigang-Antriebseinheit nutzt eine Kombination aus einem elektrischen Axialflussmotor und einem koaxial angeordneten Umrichter, welche sich durch ihre hohe Leistungsdichte auszeichnet und dennoch modular aufgebaut ist. Das Getriebe basiert auf einem Ravigneaux-Planetensatz mit zwei Bremsen als Schaltelementen. Zusammen mit einem Freilauf ist dies ein vorteilhafter Aufbau sowohl im Hinblick auf Schleppverluste als auch hinsichtlich Regelbarkeit und Schaltkomfort. Durch die bedarfsgerechte Betätigung der Bremsen wird der Energieverbrauch minimiert. Der Elektromotor, der Umrichter und das Getriebe teilen sich optional einen einzigen gemeinsamen Kühl- und Schmierölkreislauf. So kann die Komplexität reduziert und die Schnittstellen zwischen Antriebseinheit und Fahrzeug vereinfacht werden. Mit einer Spitzenleistung von 300 kW und einem Gewicht von weniger als 85 kg bietet die Antriebseinheit eine herausragende Leistungsdichte von 3,5 kW/kg auf Systemebene. Das maximale Achsdrehmoment von 6.000 Nm übertrifft sogar die typischen Radschlupfgrenzen bei Anwendungen sowohl mit Vorder- als auch mit Hinterradantrieb und gewährleistet eine überragende Beschleunigung auf Fahrzeugebene.

Schlussbemerkung

Das in diesem Artikel vorgestellte Konzept für eine Antriebseinheit wurde von YASA und FEV gemeinsam entwickelt. Eigentümer der hier beschriebenen Motor- und Umrichtertechnologie ist YASA Limited, ein Entwickler und Hersteller von Elektromotoren und Umrichtern mit Sitz in Großbritannien. Das beschriebene Zweigang-Getriebekonzept ist Eigentum von FEV.

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Optimiertes Energiemanagement für 48 V-Mildhybrid-Antriebe

48 Volt

6. August 2019 | Engineering Service

48 Volt

Bei der Betrachtung gegenwärtiger Antriebsentwicklungen und Marktprognosen nimmt die ­ 48 V-Technologie einen beachtlichen Stellenwert im Kraftfahrzeugsektor ein. Sie ist damit ein wichtiger Bestandteil in der Elektrifizierungsstrategie vieler Automobilhersteller. Mit moderatem technischen Aufwand lassen sich kurzfristig CO2-Einsparungen in der Fahrzeugflotte realisieren. Gleichzeitig bietet eine 48 V-Elektrifizierung erhebliches Potenzial zur Verringerung der Emissionen im Realbetrieb (Real Driving Emissions, RDE). Bei der Vielzahl an Funktionalitäten, zum Beispiel Brems­energierückgewinnung, Lastpunktoptimierung, Motorstoppsegeln sowie Elektri­fizierungsmöglichkeiten im Bereich der Aufladung, Fahrdynamik, Klimatisierung und Abgasanlage, ist schon heute absehbar, dass die Leistungs- und Energiereserven konkurrenzfähig ausgelegter 48 V-Systeme eingeschränkt sind.

Der Vergleich mit Hochvolt-Hybridsystemen in Abbildung 1 veranschaulicht, dass sich der Betriebsbereich von 48 V-Mildhybridsystemen deutlich in Richtung der Systemgrenzen verlagert. Die steigende Zahl an 48 V-Komponenten erhöht zusätzlich die Dynamik der Lastanforderungen sowie die Freiheitsgrade hinsichtlich der Betriebsstrategie. Damit einher gehen Wechselwirkungen, dynamische Randbedingungen und eine hohe Systemkomplexität, die regelbasierte Betriebsstrategien an ihre Grenzen führen. Die Umsetzung eines prädiktiven Energiemanagements ist daher vielversprechend, da die verfügbare elektrische Energie und Leistung im 48 V-Bordnetz optimal verteilt und somit einen bestmöglichen Betrieb kosten- und ressourcenschonend dimensionierter 48 V-Systeme ermöglicht.

Abb. 1: Vergleich der Betriebsbereiche eines Hochvolt-Plug-in-Hybrids (PHEV) und eines 48 V-Mildhybrids (MHEV) im WLTC

Konzeptfahrzeug

FEV hat in Zusammenarbeit mit der RWTH Aachen University ein 48 V-Mild-Hybrid-Konzeptfahrzeug entwickelt. Das Fahrzeug basiert auf einem Mercedes-Benz AMG A45 mit Allradantrieb und einem Siebengang-Doppelkupplungsgetriebe. Das Serienfahrzeug ist mit einem turboaufgeladenen 2,0-l-Ottomotor mit einer spezifischen Leistung von 133 kW/l ausgestattet. Diese beachtliche Leistung wird durch den Einsatz eines großen Abgasturboladers (ATL) erreicht, der trotz Twin-Scroll-Technologie das maximale Drehmoment im unteren Drehzahlbereich signifikant einschränkt und zu einem spürbar verzögerten Ansprechverhalten führt. In diesem Kontext kann eine elektrifizierte Aufladung und/oder eine elektrische Drehmomentunterstützung die Elastizität insbesondere im verbrauchsgünstigen, niedrigen Drehzahlbereich erheblich verbessern. Der 48 V-Mildhybrid-Antriebsstrang ist in Abbildung 2 schematisch dargestellt. Zentrales Element ist der Riemenstartergenerator (RSG) im Riementrieb des Verbrennungsmotors (VM). Die P0-Topologie ermöglicht Hybridfunktionen wie Rekuperation, Lastpunktverschiebung und elektrische Drehmomentunterstützung. Da die mit dem Riemen maximal übertragbare Leistung begrenzt ist und eine permanente Koppelung zum Verbrennungsmotor besteht, ist das System nicht für rein elektrisches Fahren prädestiniert.

Abb. 2: 48 V-Mildhybrid-Antriebsstrang des Konzeptfahrzeugs

Weiterhin ist ein elektrischer Verdichter ­(eV) im Ladeluftpfad stromaufwärts des Ladeluftkühlers positioniert. Der eV erreicht ein maximales Druckverhältnis von 1,45 und kann den Ladedruck und damit das Ansprechverhalten in Betriebsbereichen niedriger Abgasenthalpie, unabhängig vom Betriebszustand des ATL, signifikant erhöhen. Das Konzeptfahrzeug wird mithilfe eines Rapid-Control-Prototyping-Entwicklungssteuergerätes (RCP) betrieben.

Regelbasierte Betriebsstrategie

Die elektrische Aufladung über den eV sowie die elektrische Drehmomentunterstützung des RSG werden über eine fahrleistungsorientierte regelbasierte Betriebsstrategie mit prioritätsbasierter Leistungsaufteilung gesteuert (Abbildung 3). Die Betriebsstrategie besteht aus den drehmomentunterstützenden Funktionen im Antriebsmanagement sowie der übergeordneten Leistungsaufteilung im elektrischen Energiemanagement. Die elektrische Aufladung wird über das Druckverhältnis von gewünschtem und aktuellem Ladedruck im Saugrohr gesteuert. Solange der Wastegate(WG)-geregelte ATL nicht den gewünschten Ladedruck liefert, wird der Druck im Luftpfad über den eV zusätzlich erhöht. Die erforderliche Drehzahl wird anhand des Verdichterkennfeldes des eV berechnet und anschließend entsprechend der verfügbaren elektrischen Leistung begrenzt.

Abb. 3: Fahrleistungsorientierte regelbasierte Betriebsstrategie mit prioritätsbasierter Leistungsaufteilung

Im Gegensatz zur elektrischen Aufladung, bei der die Antriebs­energie aus der zusätzlichen Luft- und Kraftstoffmasse resultiert, wandelt der RSG elektrische direkt in mechanische Antriebsenergie um, die den Verbrennungsmotor unterstützt (Abbildung 2). Das vom RSG geforderte Drehmoment folgt aus der Differenz zwischen dem aktuellen Drehmoment des Verbrennungsmotors und des Fahrerwunsches. Bei Betätigung des Fahrpedals ist diese Differenz positiv, sodass der RSG das Drehmomentdefizit transient auffüllt. Das RSG-Drehmoment wird anschließend entsprechend der verfügbaren elektrischen Leistung limitiert.

Die elektrischen Leistungsgrenzen der einzelnen 48 V-Komponenten werden vom elektrischen Energiemanagement vorgegeben. Während einer Beschleunigung muss die 48 V-Batterie neben dem eV und dem RSG auch noch die Kühlmittelpumpe sowie das 12-V-System über den DC/DC-Wandler versorgen. Daher ist es erforderlich, eine situationsabhängige Priorisierung der 48 V-Komponenten vorzunehmen. Die verfügbare Batterie-Entladeleistung wird dabei vom Batteriemanagementsystem (BMS) vorgegeben. Die verfügbare elektrische Entladeleistung für die jeweilige 48 V-Komponente wird anschließend in Abhängigkeit ihrer Priorität und der tatsächlichen Leistungsaufnahme höher priorisierter Verbraucher berechnet. Um einen zuverlässigen Fahrzeugbetrieb sicherzustellen, haben dabei die Motorkühlung und das 12 V-System eine hohe Priorität. Die verbleibende Leistung wird dem eV und dem RSG unter Berücksichtigung eines kalibrierbaren Leistungsverhältnisses zur Verfügung gestellt.

Auch wenn solche regelbasierten Ansätze durch weiterführende Abhängigkeiten verbessert werden können, gibt es prinzipbedingte Nachteile. So reagiert die Betriebsstrategie lediglich auf den aktuellen Systemzustand und passt die Stellgrößen unabhängig vom erwarteten Lastszenario an. Da aber das zeitliche Verhalten des Drehmomentaufbaus sowie die Effizienz maßgeblich von dem Lastszenario, der gewählten Betriebsstrategie des elektrifizierten Antriebs (VM mit ATL, eV und RSG) und den elektrischen Systemgrenzen abhängen, ist diese Ansteuerung in der Regel suboptimal.

Optimiertes Energiemanagement

Prädiktive optimierungsbasierte Energiemanagementstrategien nutzen dynamische Streckeninformationen aus dem elektronischen Horizont zur langfristigen Optimierung der Routenführung und Geschwindigkeitstrajektorie. Auf Basis dieser Informationen sowie geeigneter Fahrzeugsensorik zur Umfelderkennung berechnet das Hybridmanagement unter Berücksichtigung der elektrischen Leistungsgrenzen und Lastprädiktion optimale Trajektorien für Gangwahl, Antriebsdrehmoment und Ladestrategie über einen mittelfristigen Horizont. Aus den prädizierten Systemgrößen kann weiterhin ein erwartbarer Ladezustandsverlauf des elektrischen Energiespeichers abgeleitet werden, der einen Energiegewichtungsfaktor adaptiert. Dieser Faktor repräsentiert den Stellenwert der elektrischen Energie in der Energiebilanz und nimmt unmittelbar Einfluss auf die energetische Optimierung im Antriebsmanagement (Gleichung 1).

Gleichung 1

ETot = ∑N k=0E Chem(kT) + ξE El(kT)

Gleichzeitig wird das Ansprechverhalten über die Regelung des Antriebsmoments, das sich aus dem verbrennungsmotorischen und elektrischen Drehmoment zusammensetzt (Gleichung 2), unter Einhaltung dynamischer Systemgrenzen des 48 V-Systems optimiert.

Gleichung 2

ΔMAntrieb = ∑N k=0M Antrieb, Soll (kT) − MVM(kT) − iRiemenMRSG(kT)

Die nichtlineare modellprädiktive Regelung (NMPR) greift auf ein echtzeitfähiges, vereinfachtes Prozessmodell des 48 V-Mildhybrid-Antriebsstrangs zurück und arbeitet bei einem zeitlichen Horizont von wenigen Sekunden mit einer Zeitschrittweite im Hundertstel- bis Zehntelsekunden-Bereich zur Abbildung der nichtlinearen Systemdynamik.

Die NMPR berechnet den optimalen Stellgrößenverlauf des WG und des eV, die über den Luftpfad das verbrennungsmotorische Drehmoment beeinflussen, sowie den des RSG, dessen Moment sich über den Riementrieb addiert. Auf diese Weise werden sowohl die Unterschiede im zeitlichen Verhalten des Ladeluftpfads und des RSG-Drehmoments als auch deren Einfluss auf die Gesamteffizienz des elektrifizierten Antriebsstrangs in der Optimierung berücksichtigt.

Ergebnisse

Die NMPR wurde in einer validierten Co-Simulation eines B-Segment 48 V-Mildhybrids mit turboaufgeladenem Ottomotor, elektrischer Verdichtung und P0-RSG näher untersucht. Abbildung 4 zeigt einen Vergleich der NMPR und des regelbasierten Ansatzes bei einer Volllastbeschleunigung für verschiedene Energiegewichtungsfaktoren ξ. Ein Energiegewichtungsfaktor von 4 ist gleichbedeutend mit einem Gesamtladewirkungsgrad von 25 Prozent, während die elektrische Energie im Grenzfall Null, beispielsweise aufgrund eines hohen Batterieladezustands und einer bevorstehenden Bergabfahrt, kostenlos ist. Wegen der fehlenden Vorausschau reagiert die regelbasierte Betriebsstrategie in beiden Fällen gleich, während die NMPR die Stellgrößen für WG, eV und RSG zur Erreichung eines gewünschten Antriebsmoments situationsabhängig anpasst. Darüber hinaus zeigt die Variation der Optimierungsparameter, dass die NMPR das Antriebsmoment mit zunehmender Gewichtung der Energie (h˜NMPR ↑) reduziert, um den Energieaufwand zu minimieren. Ist die elektrische Energie kostenlos (ξ = 0), wird das Antriebsmoment auf den RSG verlagert, während der eV bei geöffnetem WG Ladedruck aufbaut, um die Ladungswechselverluste zu reduzieren. Im Gegensatz dazu unterstützt die NMPR bei ξ = 4 nur kurzzeitig mit dem RSG, um die schnelle Dynamik der elektrischen Maschine auszunutzen und anschließend elektrische Energie einzusparen.
Die Betriebsstrategie ist in einem derartigen Beschleunigungsszenario immer ein Kompromiss zwischen Ansprechverhalten und Energieeffizienz. Das Ansprechverhalten wird über die Beschleunigungszeit und die Energieeinsparung über den Kehrwert des effektiven Antriebswirkungsgrads beschrieben. Über eine Variation der elektrischen Leistungsbegrenzung wurden die Randbedingungen verändert.

Abb. 4: NMPR-Optimierung für verschiedene Energiegewichtungsfaktoren bei einer Volllastbeschleunigung im 5. Gang im Vergleich zum regelbasierten Ansatz (Gewichtungsverhältnis Energie/Ansprechverhalten)

Zusätzlich wurden für jede dieser Leistungstrajektorien die Priorisierung der regelbasierten Betriebsstrategie sowie das Gewichtungsverhältnis der NMPR-Optimierung variiert. Es wird deutlich, dass eine zunehmende Energieeinsparung zu Lasten des Ansprechverhaltens geht. Allerdings löst die NMPR den Zielkonflikt deutlich besser und kann sowohl den Energieverbrauch als auch die Energieeinsparung über den Kehrwert des effektiven Antriebswirkungsgrads beschreiben. Über eine Variation der elektrischen Leistungsbegrenzung wurden die Randbedingungen verändert. Je stärker die elektrische Leistungsbegrenzung ist und je geringer der Fokus auf dem Ansprechverhalten liegt, desto stärker entfaltet sich das Potenzial der NMPR.

Mehr Informationen zu 48V Mildhybrid Antrieben erhalten Sie unter 48v.fev.com

Autoren:
Philip Griefnow, RWTH Aachen University
Prof. Jakob Andert, RWTH Aachen University
Dr. Georg Birmes, FEV Europe GmbH

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Emissionsreduzierung

Zylinderabschaltstrategien für Dieselmotoren

12. Juli 2019 | Engineering Service

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.

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Ottomotoren

200 kW/L bei Lambda = 1

9. Juli 2019 | Engineering Service

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 verringert. 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.

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