Reduktionsmittel- und Wassereinspritzung bei mittelschnelllaufend en Dieselmotoren

1 Einleitung

Auch bei Großdieselmotoren hat die Ver-ringerung des Schadstoffausstoßes, beson-ders die Reduzierung der NOX-Emission,seit langem einen hohen Stellenwert. ImRahmen eines von der Europäischen Uniongeförderten Forschungsvorhabens wurdendaher an der TU Hamburg-Harburg zweimögliche Alternativen zu den bewährtenVerfahren zur NOX-Reduzierung, wie zumBeispiel dem SCR-Katalysator, näher unter-sucht [1].

Bei der direkten Reduktionsmittelein-spritzung wird ein Reduktionsmittel (Am-moniak- oder Harnstofflösung) mit einemzusätzlichen Hochdruck-Einspritzsystemdirekt in den Zylinder gespritzt. Das Ziel ist,die bei der Verbrennung entstandenenStickoxide noch im Zylinder wieder zu re-duzieren. Die Einspritzung erfolgt daher imAnschluss an die Verbrennung, wenn imZylinder eine für die Reduktion optimaleTemperatur herrscht [2].

Bei der Hochdruck-Wassereinspritzungwird Wasser unmittelbar vor oder währendder Verbrennung in den Brennraum ge-spritzt. Durch die Wasserzugabe werden

die lokalen Spitzentemperaturen als Folgeder Wärmeaufnahme beim Verdampfendes Wassers und durch die zusätzlicheinerte Masse abgesenkt, so dass die NOX-Bildung verringert wird.

Beide Verfahren erfordern ein zusätzli-ches Hochdruck-Einspritzsystem am Mo-tor. Wegen der besonders bei der Redukti-onsmitteleinspritzung angestrebten ho-mogenen Verteilung des Reduktionsmit-tels muss das zweite Einspritzsystem eben-so leistungsfähig wie das Kraftstoff-Ein-spritzsystem sein und zudem einen zuver-lässigen und verschleißarmen Betrieb mitden wässrigen Lösungen sicherstellen.

2 Untersuchungen zum Verschleißverhalten

Ein Teilaspekt des Projektes umfasste da-her Untersuchungen zum Verschleißver-halten des Reduktionsmittel- und Wasser-Einspritzsystems, die an einem Prüfstandmit Common-Rail-Einspritzsystemendurchgeführt wurden, Bild 1.

Das Einspritzsystem, das aus einer elek-trohydraulisch angetriebenen Hochdruck-pumpe, dem Druckspeicher und zwei In-

FORSCHUNG Reduktionsmitteleinspritzung

946 MTZ 11/2001 Jahrgang 62

An der Technischen Universität Hamburg-Harburg (TU HH)wurden in einem von der EU geförderten Forschungsvorha-ben mit der direkten Reduktionsmitteleinspritzung und derHochdruck-Wassereinspritzung zwei alternative Verfahrenzur NOX-Reduzierung untersucht. Hierzu führte man Versu-che zum Verschleißverhalten des Einspritzsystems an ei-nem Prüfstand mit einem speziell hierfür konzipierten Com-mon-Rail-Einspritzsystem durch. Für die direkte Reduktions-mitteleinspritzung wurde zudem ein Simulationsprogrammentwickelt und damit die Einflussgrößen und Grenzen desVerfahrens bewertet.

Dr.-Ing. Stefan Birkenhagenwar wissenschaftlicher Mit-arbeiter am Arbeitsbereich Wärmekraftanlagen undSchiffsmaschinen der TU HHund leitet jetzt die Konstrukti-on der Baureihe 620 derDeutz AG, Werk Mannheim.

Prof. Dr.-Ing. Horst Rulfs istim Arbeitsbereich Wärme-kraftanlagen und Schiffs-maschinen der TU Hamburg-Harburg tätig.

Der Autor

Untersuchungen zur direkten Reduktionsmittel- undWassereinspritzung bei mittelschnelllaufenden Dieselmotoren

gemäß der Verschleiß mit zunehmenderÖlkonzentration oder einer Druckverringe-rung abnimmt. Der Zusatz von Korrosions-schutzöl reduziert generell die Korrosionsowie den adhäsiven Verschleiß in der Na-delführung deutlich und verringert auch

die Erosionskorrosion im Nadelsitz. DasEinschlagen der Nadel und die Erosion las-sen sich aber nicht völlig vermeiden, Bild 2und 3. Unterhalb des Sitzbereiches zeigtensich zudem ausgeprägte Spuren von Strö-mungskavitation.

jektoren bestand, wurde für einen Be-triebsdruck von 1200 bar und eine Ein-spritzmenge von 2 l/min ausgelegt. In ei-nem geschlossenen Kreislauf erfolgte dieEinspritzung in einen Einspritztank. Fürden sicheren Betrieb auch mit aggressivenund gasenden Medien, wie zum BeispielAmmoniaklösung, war der gesamte Prüf-stand als hermetisch geschlossenes Sy-stem mit interner Gaspendelung konzi-piert und fast ausschließlich in Edelstahlausgeführt.

Für die Untersuchungen kamen zweiInjektortypen zum Einsatz, die sich imFunktionsprinzip unterschieden:■ Im Oberteil des Injektortyps A befindetsich ein Steuerventil, das mit einem klei-nen Teilstrom des Mediums servohydrau-lisch eine Druckstange betätigt, die mecha-nisch auf die Düsennadel wirkt. In derDüse herrscht ständig der volle System-druck, die Einspritzung wird aktiv durchdas Öffnen und Schließen der Nadel ge-steuert.■ Beim Injektortyp B steuert ein elektro-magnetisches 3/2-Wege-Ventil unmittel-bar den vollen Flüssigkeitsstrom zur Düse.Wie bei einem konventionellen Einspritz-system steht an der Düse nur während derEinspritzung der hohe Druck an.

Die Untersuchungen zum Ver-schleißverhalten umfassten Dauerläufevon 50 bis 275 Betriebsstunden und kon-zentrierten sich auf das Verschleißverhal-ten der Injektoren und dort insbesondereauf die Einspritzdüsen. Die Einspritzpara-meter wurden in Anlehnung an den Be-trieb eines typischen mittelschnellaufen-den Viertakt-Dieselmotors gewählt.

Mit dem Injektortyp A wurden in Hin-blick auf die Reduktionsmittel- und dieWassereinspritzung unterschiedliche Me-dien an einheitlichen Düsen (Düsenkörperaus 15CrNi6, Nadel aus S6-5-2) erprobt, Ta-belle 1.

Die Verschleißbeurteilung erfolgtedurch eine optische Bewertung der Düsenmit einem Stereo-Lichtmikroskop und ei-nem Raster-Elektronenmikroskop. Als Be-wertungsmaßstab diente das Erschei-nungsbild von Düsen aus Referenzversu-chen, die mit Dieselkraftstoff durchgeführtwurden. Es zeigte sich, dass der größte Ver-schleiß beim Betrieb mit reinem Wasserauftrat. Neben einer starken allgemeinenKorrosion ist hier besonders die Erosions-korrosion in den Spritzbohrungen und amNadelsitz ausgeprägt. Dazu kommt eindeutlicher korrosiver und adhäsiver Ver-schleiß in der Nadelführung, Bild 2 undBild 3.

Bei Wassereinspritzung trat der ge-ringste Verschleiß nach Zusatz von Korro-sionsschutzöl auf, wobei erwartungs-

947MTZ 11/2001 Jahrgang 62


Bild 1: Aufbau des Prüfstands (Vereinfacht)Figure 1: Scheme of the test bed

Medium Speicherdruck Laufzeit Einspritz-[bar] [h] frequenz

Ammoniaklösung 25% 1000 50 800 min-1

Harnstofflösung 40% 1000 100 400 min-1

+ 0,1 % Korrosionsschutzöl

Wasser 1000 -1200 100 400 min-1

Wasser + 0,1 % Korr.-schutzöl 1000 -1200 100 400 min-1



Dieselkraftstoff 1000 100 400 min-1

Tabelle 1: Übersicht über die Versuchsreihen mit unterschiedlichen MedienTable 1: Summary of investigations with different mediums

ge überdeckt. Bis auf zwei Versuchsläufemit 1000 bar, die als Quervergleich zu denVersuchsreihen am Injektor A dienten,wurden die Versuchsbedingungen an dieWassereinspritzung angepasst, Tabelle 2.

Hinsichtlich der Verschleißfestigkeitragte der Sinterwerkstoff M390 heraus. Diehieraus gefertigte Düse wies lediglichleichte Spuren von Kavitation im Sitzbe-reich auf, allerdings verursachte die gerin-ge Zähigkeit das Abplatzen der Düsenkup-pe im Betrieb.

Bei den übrigen untersuchten Werk-stoffen bestehen kaum Unterschiede imVerschleißverhalten. Die bereits von denVersuchen am Injektortyp A bekanntenVerschleißerscheinungen, mechanischesEinschlagen der Nadel, erosiver Verschleißsowie Kavitation im Sitzbereich warenzwar erkennbar, aber in deutlich abge-schwächter Form. Gleiches galt für die Na-delführung, die bei allen Materialpaarun-gen lediglich funktionell unbedeutende

Einlaufspuren aufwies. Der Einfluss deseingespritzten Fluids oder des Einspritz-druckes auf den Verschleiß war signifikan-ter als der des Düsenwerkstoffes. Erhebli-chen Einfluss hat aber auch das Funktions-prinzip des Injektors, wie der Vergleich derbeiden Injektortypen zeigte.

Beim Injektortyp A ist die Düse immerdruckbeaufschlagt. Bei jedem Einspritzvor-gang muss im Nadelsitz die volle Druckdif-ferenz bei entsprechend großem erosiv-ka-vitativen Verschleiß abgedrosselt werden.Die hohen Nadelkräfte belasten zudem dieNadelführung und begünstigen Adhäsi-onsverschleiß.

Beim Injektortyp B liegt nur währendder Einspritzung Druck an der Düse an. Esfindet kein Drosselvorgang bei vollemDruck statt, und auch die Nadelkräfte sindgeringer, was zu vermindertem Verschleißam Sitz und in der Nadelführung führt. DasAbsteuern des Flüssigkeitsstromes über-nimmt hier das Steuerventil. Es ist nichtnur in seiner Funktion mit Nadelspitze undSitz beim Injektortyp A vergleichbar, son-dern weist auch den gleichen starken Ver-schleiß auf, Bild 4.

Als Hauptproblem bei der Einspritzungvon wässrigen Flüssigkeiten erwies sichsomit die kombinierte Beanspruchungdurch Erosions- und Kavitationskorrosion,besonders an Dichtflächen und Drossel-stellen. Keiner der untersuchten Werkstof-fe bietet eine ausreichende Verschleißfes-tigkeit bei der gleichzeitig notwendigenmechanischen Belastbarkeit. Dagegenkonnten durch den Einsatz von Korrosions-schutzöl nicht nur die Korrosion fast voll-ständig unterdrückt, sondern auch die son-stigen Verschleißformen positiv beein-flusst werden. Damit ist auch die Durch-führung einer direkten Wassereinsprit-zung bei einem Druckniveau um 500 barmöglich.

Für das Verfahren der Reduktionsmit-teleinspritzung mit Drücken um 1000 barist noch erheblicher Entwicklungsauf-wand am Einspritzsystem notwendig. Erwäre nur vertretbar, wenn mit dem Ver-fahren eine ausreichend hohe NOX-Reduk-tion wirtschaftlich erreichbar ist.

3 Simulation der Reduktions-mitteleinspritzung

Experimentelle Untersuchungen zur Re-duktionsmitteleinspritzung wurden vonder MAN B&W Diesel AG in Augsburg anden Versuchsmotoren 1L 24/30 mit kon-ventionellem PLD-Einspritzsystem sowie1L 32/40 mit einem Common-Rail-Ein-spritzsystem durchgeführt. Hierbei konn-ten am Versuchsmotor 1L 24/30 NOX-Re-duktionsraten bis zu 51 % bei der Verwen-

Auch bei der Harnstofflösung unter-drückt das zugesetzte Korrosionsschutzöldie Korrosion weitgehend. An den Mün-dungen der Spritzbohrungen fällt der ero-sive Materialabtrag durch Harnstoffkri-stalle auf, die sich während des Einspritz-vorganges bilden. Bei der Ammoniaklö-sung sorgt der hohe pH-Wert für eine gutePassivierung der Oberfläche. Wird dieserVorgang gestört, tritt erheblicher Ver-schleiß auf. So führen die Relativbewegun-gen in der Nadelführung zu deutlichem ad-häsiven Verschleiß. An Nadelspitze undSitz werden Schäden durch Erosion und be-sonders Kavitation, die der hohe Dampf-druck der Lösung zusätzlich begünstigt,verursacht.

Mit dem Injektortyp B wurden mit glei-chem Medium Versuche mit unterschiedli-chen Düsenwerkstoffen durchgeführt.Dazu wurde Wasser mit 0,1 % Korrosions-schutzöl gewählt, da bei reinem Wasser dieKorrosion alle anderen Verschleißvorgän-




Bild 3: Verschleiß durch Erosionskorrosion im Sitzbereich der Düse nach dem Betrieb mit Wasser ohne (links) und mit 0,1 % Korrosionsschutzöl (rechts)Figure 3: Wear by erosion corrosion at the seat area of the nozzle after the operation with water without (left side) or with 0.1 % anti-corrosion oil (right side)

Bild 2: Korrosiver und adhäsiver Verschleiß in der Nadelführung der Düse nach dem Betrieb mit Wasser ohne (links) und mit 0,1 % Korrosionsschutzöl (rechts)Figure 2: Corrosive and adhesive wear at the needle guidance of the nozzle after the operation with water without (left side) or with 0.1 % anti-corrosion oil (right side)

dung von Ammoniaklösung und bis zu 76,1% bei der Einspritzung von Harnstofflö-sung erreicht werden, Bild 5, wobei aller-dings das 8,2-fache der stöchiometrischidealen Reduktionsmittelmenge nötig war.An dem Versuchsmotor 1L 32/40 wurdenmit der Common-Rail-Einspritzung vonHarnstofflösung Reduktionsraten von zir-ka 40 % beim 2,7-fachen Reduktionsmit-telaufwand erreicht.

Befriedigende Reduktionsraten konn-ten nur mit einem Vielfachen der stöchio-metrischen Reduktionsmittelzugabe er-reicht werden. Die Wirksamkeit der direk-ten Reduktionsmitteleinspritzung bliebdaher erheblich hinter den Erwartungenzurück. Die unzureichenden Erklärungs-ansätze für die unbefriedigenden Ver-suchsergebnisse initiierten die Entwick-lung eines speziellen Simulationsmodellsfür die Reduktionsmitteleinspritzung, umeine zusätzliche theoretische Abschätzungder Einflussgrößen und Grenzen durch-führen zu können.

Zur Beschreibung der direkten Redukti-onsmitteleinspritzung wurde ein phäno-menologischer Ansatz gewählt. Die Grund-lagen des Rechenmodells können in dreiBereiche gegliedert werden:■ Ausbreitung des Reduktionsmittel-strahls■ Verdampfung des Reduktionsmittels■ Chemische Reaktionen zwischen Reduk-tionsmittel, NO und O2 im Strahl.

In der Simulationsrechnung werden dieKraftstoffverbrennung sowie die Sticko-xidbildung während der Verbrennungnicht berücksichtigt, da davon ausgegan-gen werden kann, dass bei dem späten Be-ginn der Reduktionsmitteleinspritzungbeide Vorgänge abgeschlossen sind.

3.1 StrahlausbreitungDie Strahlausbreitung basiert auf der Theo-rie stationärer turbulenter einphasigerStrahlen. Nach dem Austritt aus der Düsewandelt sich der Fluidstrahl durch die mit-gerissene Gasmasse in einen Gasstrahl mitwachsendem Strahlquerschnitt um, Bild 6.Die Berechnung erfolgt eindimensionalund quasistationär, wobei zusätzlich fol-gende Vereinfachungen vorgenommenwerden:■ konstante Austrittsgeschwindigkeit ausder Düse, das heißt rechteckiger Einspritz-verlauf■ vernachlässigbarer Drall, somit keinäußeres Strömungsfeld und eine rundeStrahlform■ ebene Strahlfront.

Nach einer vernachlässigbar kurzen An-fangszone lassen sich Geschwindigkeitund Konzentration im Strahl durch dimen-sionslose Profile, Gl. (1), Gl. (2), beschreiben


1/2 hochFFO

[3, 4]. Die Geschwindigkeit vm und Fluid-konzentration Cm entlang der Strahlmittel-linie, Gl.(3) – Gl.(5), ergeben sich dabei ausden Erhaltungssätzen für Kraftstoffmas-sen- und Impulsstrom. Durch Gleichsetzenvon eingespritztem Massenstrom und Zu-nahme der Fluidmasse im Strahl ergibtsich die Position der Strahlfront sSF(t),Gl.(6). Nach Ende der Einspritzung entstehteine Strahl-Rückfront, die sich um die Ein-spritzdauer zeitlich versetzt wie die Strahl-front bewegt, Gl.(7).

Für die numerische Simulation wird derStrahl in diskreten Zeitschritten betrachtet.Für jeden Zeitschritt bewegen sich Strahl-und Strahlrückfront jeweils um ein Volu-mensegment (SVS) weiter. Innerhalb jedesSVS wird der Strahl wiederum in volumen-gleiche, konzentrisch angeordnete Volu-men-Ringelemente (VRE) zerlegt, Bild 6.Die mittleren Geschwindigkeiten und Kon-zentrationen in diesen Volumenelemen-ten werden durch Integrieren der stetigenProfilverläufe festgelegt, Gl.(8), Gl.(9).

3.2 Simulation der TropfenverdampfungDer aus der Düse austretende Strahl be-steht aus Tröpfchen mit unterschiedlichenDurchmessern, wobei angenommen wird,dass der gemittelte Durchmesser der Trop-fen dem mittleren Durchmesser nach Sau-ter entspricht, Gl.(10). Der Sauter-Durch-messer wird mit einer empirischenGrößengleichung bestimmt, Gl.(11), wobeiDSMD in m, VES in m3, ρZ in kg/m3 sowie pDund pZ in bar eingesetzt werden müssen.

Da für die chemische Reaktion nur dieKonzentration des gasförmigen Redukti-onsmittels von Bedeutung ist, muss auchdie Verdampfung der Tropfen betrachtetwerden. Diese läuft in zwei Phasen ab:

In der Erwärmungsphase heizen sichdie Tropfen durch konvektiven Wärmeü-bergang von der Zylinderladung auf dasFluid auf. Der Masseverlust in dieser kur-zen Phase wird ebenso vernachlässigt wieeventuelle Verschmelzungen oder Auf-spaltungen von Tropfen. Die sich aus demGleichgewicht zwischen zugeführtemWärmestrom und der zum Aufheizenbenötigten Leistung ergebende Differen-tialgleichung, Gl.(12), beschreibt die Ände-rung der Tropfentemperatur.

Die Verdampfungsphase beginnt nachErreichen der Siedetemperatur und lässtsich ausreichend genau als isothermer Vor-gang betrachten. Die den Tropfen weiter-hin zugeführte Wärmeenergie wirdbenötigt, um einen Teil der Tropfenmassezu verdampfen und den so entstehendenDampf auf die Temperatur des umgeben-den Gases zu überhitzen. Die Wärme-strombilanz der Tropfen führt zu der Diffe-



Medium Düsenmaterial Nadelmaterial Speicher- Laufzeitdruck [bar] [h]

Dieselkraft- 18CrNi8 S6-5-2 1000 100

stoff 18CrNi8 S6-5-2 500 275

Wasser 18CrNi8 S6-5-2 1000 -> 450 100

+ 0,1 % M390 M390 500 246

Korrosions- 18CrNi8 S6-5-2 500 275schutzöl X40CrMoV5-1 S6-5-2, 500 275

nitriert nitrocarburiertX40CrMoV5-1 S6-5-2, TiN- 500 275nitriert beschichtet

Tabelle 2: Übersicht über die Versuchsreihen mit unterschiedlichen DüsenmaterialienTable 2: Summary of investigations with different nozzle materials

Bild 4: Vergleich der Dichtflächen von Ventilkolben(o.) und -sitz (u.) des Steuer-ventilsFigure 4: Wear of the sealingsurfaces of valve piston and valve seat of the control valve

3 Simulation der Reduktionsmitteleinspritzung

Bild 5: Vergleich der höchsten gemessenen Reduktionsraten bei der ReduktionsmitteleinspritzungFigure 5: Comparison of the highest measured reduction rates of the reducing agent injection

trationen γ kann dann durch einen kineti-schen Ansatz, der auf Versuchsergebnissenvon [5] beruht, beschrieben werden, Gl.(16)- Gl.(19). Je Mol NH3 werden bei der Oxida-tion 5/4 Mol O2 und bei der Reduktion1/4 Mol O2 umgesetzt. Indirekt ergibt sichdamit die O2-Konzentrationsänderung,Gl.(20).

Mit den drei Differentialgleichungen,Gl.(16), Gl.(17), Gl.(20), lassen sich die Kon-zentrationsänderungen für NH3, NO undO2 in Abhängigkeit von Temperatur undAusgangskonzentration beschreiben. Beim

Einsatz von Harnstofflösung bilden dieseGleichungen ebenfalls die Modellgrundla-ge. Dass zur NO-Reduktion mit Harnstoffnur die halbe Molmenge benötigt wird,findet ebenso wie die unterschiedlichenMolmassen und die Konzentration derHarnstofflösung durch einen Konzentrati-onsfaktor Berücksichtigung.

Für die numerische Simulation werdendiese drei Abschnitte für jeden Zeitschrittund für jedes Volumenelement nacheinan-der durchlaufen. Die anfängliche Zusam-mensetzung des Zylindergases wird aus

rentialgleichung Gl.(13) für die Tropfen-massenänderung während der Verdamp-fung.

3.3 Chemische ReaktionIst der verdampfte Tropfenanteil und da-mit die Konzentration des gasförmigen Re-duktionsmittels bestimmt, kann der Ab-lauf der chemischen Reaktion betrachtetwerden. Die Gesamtreaktion von Ammo-niak wird in eine konkurrierende Redukti-ons- und Oxidationsreaktion, Gl.(14), Gl.(15),aufgeteilt. Die Änderung der Mol-Konzen-



Verzeichnis der Formeln

v v v yrt m= + ⋅ − ⎛

⎝⎜⎞⎠⎟

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟1

1 5 2,Gl.(1)

v s ddr

ds

vs sm

D Fl

Z

0

D( ) = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

+( )1 368, μρρ Gl.(4)

s t s ddr

dsv t sSF D

D Fl

Z0 D( ) = + ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ −2 1 137, μ

ρρ Gl.(6)

v nV v dA dsi j

i As

s

i

i

, = ⋅ ∫∫− 1

Gl.(9)

dTdt

T Tc D

Tr G Tr

p Fl Fl=

⋅ −( )⋅ ⋅

6

0

αρ,

Gl.(12) dmdt

c dTdt m T T m

h c T TTr

p FlS

TrFl

G S Tr

v Fl p Da G S=

⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ −( ) ⋅

+ ⋅ −( )

⎛⎝

⎞⎠

,

, ,

α πρ

Δ

3623

23

Gl.(13)

4 NH 4 NO O 4 N 6 H O3 2 2 2+ + → + Gl.(14)

˙ , ,γ γ γ γNO R ox NH R red NH NOk k= ⋅ − ⋅ ⋅3 3

Gl.(16) ˙ , ,γ γ γ γNH R ox NH R red NH NOk k3 3 3

= − ⋅ − ⋅ ⋅ Gl.(17)

k s eR ox

kJ molR t

,

, /

,= ⋅ ⋅−−

⋅2 21 1014 1317 3

Gl.(18)

˙ ˙ ˙ , ,γ γ γ γ γ γO NH ox NH red R ox NH R red NH NOk k2 3 3 3 3

54

14

54

14= − ( ) − ( ) = − ⋅ − ⋅ ⋅ Gl.(20)

k mmol s eR red

kJ molR t

,

, /

,= ⋅⋅

⋅−

⋅2 45 10143 244 4

Gl.(19)

4 NH 5 O 4 NO 6 H O3 2 2+ → + Gl.(15)

42π ⋅

⋅ ( ) =∫dD y dA D

D0 SMD

AD

Gl.(10) DV

p pSMD

ES Z

D Z

= ⋅⋅

−( )−492 5106

0 131 0 121

0 135,

, ,

,

ρ Gl.(11)

s t s t tRF ES( ) = −( ) Gl.(7) C nV C dA dsi j

i As

s

i

i

, = ⋅ ∫∫− 1

Gl.(8)

C s ddr

ds s smD Fl

Z D( ) = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

+( )1 026 1, μρρ Gl.(5)

C C yrm= ⋅ − ⎛

⎝⎜⎞⎠⎟

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟1

1 5,Gl.(2)

drds I

dD

D

=

+ ⋅ ⎛⎝⎜

⎞⎠⎟

0 54

3 0 071 6

,

,, Gl.(3)

Für den Motor 1L 32/40 lagen bis auf ein-zelne Ausnahmen die Abweichungen zwi-schen Rechnung und Messung für dasCommon-Rail-Einspritzsystem unter 5 %.Damit ergibt sich für die Reduktionsmittel-einspritzung mit dem Common-Rail-Ein-spritzsystem eine hinreichende Überein-stimmung zwischen Rechenmodell undMotorbetrieb.

Bei den Versuchen mit dem PLD-Ein-spritzsystem am Motor 1L 24/30 waren ver-einzelt Abweichungen bis zu 20 % zu beob-achten. Der zerklüftete Druck- und Ein-spritzverlauf eines PLD-Einspritzsystemslässt sich schlechter mit dem quasista-tionären Ansatz der Simulation in Ein-klang bringen als der nahezu rechteckige,

kaum Druckschwankungen unterworfeneEinspritzverlauf des Common-Rail-Sy-stems. Zudem berücksichtigt das Modellkeine Durchmischungseffekte im Strahl,die sich besonders bei der längeren Ein-spritzdauer des PLD-Systems bemerkbarmachen.

Für eine grundsätzliche Abschätzungder Möglichkeiten und Grenzen der Reduk-tionsmitteleinspritzung ist das Simulati-onsmodell aber ausreichend genau. EineBerechnung mit Parametervariation fürden Motor 1L 32/40 deckt sich tendenziellmit den Ergebnissen der Versuche. Sie be-stätigt, dass ein größerer Reduktionsmit-telaufwand zwar die Reduktionsrate an-hebt, den Wirkungsgrad der Reduktions-mitteleinspritzung aber nicht signifikantsteigert. Geringe Auswirkungen habenauch die Erhöhung des Einspritzdruckesund die Variation des Einspritzzeitpunktes.

Auch die Ursachen des schlechten Re-duktionswirkungsgrades lassen sich durchdie Simulation erklären. Im Gegensatz zurkontinuierlichen Einspritzung beim SCR-und SNCR-Verfahren stehen für die Reduk-tionsmitteleinspritzung beim Dieselmotordiskontinuierlich nur jeweils einige Hun-dertstel Sekunden zur Verfügung. Die hoheTemperatur bei Einspritzbeginn bewirktzudem einen schnellen Reaktionsablauf,der allein von den lokalen Konzentrations-verhältnissen limitiert wird. Dieses Pro-blem der Reduktionsmitteleinspritzungkann durch Nachrechnung für einen cha-rakteristischen Messpunkt erläutert wer-den. Bild 7 gibt den zeitlichen Verlauf derNO- und O2-Konzentration in der Mitte desStrahls sowie bei zirka 2/3 des Strahlradiuswieder. Dabei können vier Phasen unter-schieden werden:■ In der ersten Phase zu Beginn der Ein-spritzung wird die chemische Reaktion da-durch begrenzt, dass zunächst kaum Re-duktionsmittel verdampft ist. In den Strahlmitgerissenes Verbrennungsgas lässt dieNO- und O2-Konzentration ansteigen.■ In der zweiten Phase werden sowohl NOals auch O2 vollständig umgesetzt, da ei-nerseits ausreichend Reduktionsmittelverdampft wird und andererseits der Gas-gehalt im Strahl noch relativ gering ist.■ In dem Verbrennungsgas, das demStrahl zugemischt wird, ist der O2-Anteilzirka 50 mal größer als der NO-Anteil. Da-her wird in der dritten Phase das NO im-mer noch vollständig umgesetzt, währenddie O2-Konzentration bereits wieder an-steigt.■ In der vierten Phase steigt mit zuneh-mendem Gasgehalt des Strahls auch dieNO-Konzentration allmählich wieder an.

In den Phasen 2 und 3 schränkt der NO-Mangel die gewünschte Reduktion stark

den Abgaswerten, die in Versuchen ohneReduktionsmitteleinspritzung gemessenwurden, bestimmt. Eine Integration überalle Berechnungsschritte ergibt die redu-zierte NO-Masse im Zylinder und damit dieverringerte NO-Konzentration im Abgas.3.4 Durchführung der SimulationZur Verifikation des theoretischen Modellswurden die Ergebnisse der Motorversucheherangezogen. Dazu wurde auf Basis vonNO-Messwerten bei Versuchsläufen ohneReduktionsmitteleinspritzung die jeweili-ge NO-Konzentration bei Reduktionsmit-telzugabe im Abgas errechnet und mit dersich dann tatsächlich einstellenden Kon-zentration verglichen.



3.1 Strahlausbreitung

Bild 6: Geometrische Größen des Strahls und diskretes Strahlmodell für die SimulationFigure 6: Geometric dimensions of the jet and discrete jet model for simulation

ein. Gleichzeitig wird besonders in Phase 3 durch dieparallel verlaufende Oxidationsreaktion ein großerAnteil des Reduktionsmittels verbraucht, ohne für dieReduktion wirksam geworden zu sein.

Der Hauptgrund für den schlechten Reduktions-wirkungsgrad bei der direkten Einspritzung ist dem-nach die inhomogene Reduktionsmittelkonzentrationim Strahl. Da es sich um einen prinzipbedingten Nach-teil handelt, ist nicht zu erwarten, dass die Wirkungs-grade des SNCR-Prozesses oder gar des SCR-Katalysa-tors erreicht werden können. Durch den hohen erfor-derlichen Reduktionsmitteleinsatz wird die direkteReduktionsmitteleinspritzung daher auf absehbareZukunft nicht mit den bewährten Verfahren zur Ver-ringerung der Stickoxidemission bei Dieselmotorenkonkurrieren können.

4 Zusammenfassung

Im Rahmen eines von der EU geförderten Forschungs-vorhabens wurden an der TU Hamburg-Harburg zweialternative Verfahren zur NOX-Reduzierung, die direk-te Reduktionsmitteleinspritzung und die Hochdruck-Wassereinspritzung, untersucht.

Einen Schwerpunkt bildeten die Untersuchungenzum Verschleißverhalten des Einspritzsystems, die aneinem Prüfstand mit einem speziell hierfür konzipier-ten Common-Rail-Einspritzsystem durchgeführt wur-den. Die Untersuchungen ergaben, dass sich durch ei-nen geringen Zusatz von Korrosionsschutzöl die Kor-rosion auf ein vertretbares Maß reduzieren lässt undauch der erosiv-kavitative Verschleiß an den Dicht-flächen der Steuerorgane begrenzt zu verringern ist.Eine Verminderung des Verschleißes durch bessereMaterialien oder Beschichtungen ist nur einge-schränkt möglich. Zusätzlich zeigte das untersuchteCommon-Rail-Einspritzsystem einen schlechten hy-draulischen Wirkungsgrad, so dass es ohne konstruk-tive Anpassungen für die direkte Reduktionsmittel-und Wassereinspritzung wenig geeignet ist.

Für die Reduktionsmitteleinspritzung direkt in denZylinder wurde ein spezielles Simulationsprogrammentwickelt und damit eine Abschätzung der Einflus-sgrößen und Grenzen dieses Verfahrens durchgeführt.Die Berechnungen bestätigen und erklären die Ergeb-nisse der Untersuchungen an den Versuchsmotoren.Der Reduktionswirkungsgrad ist relativ gering undlässt sich auch durch Variationen der Einspritzpara-meter nur begrenzt beeinflussen. Für eine ausreichen-de Reduktionsrate ist ein sehr hoher Reduktionsmitte-leinsatz notwendig, der den stöchiometrischen Wertum ein Mehrfaches übersteigt.

Die Simulation zeigt, dass parallel zur NO-Redukti-on eine Oxidationsreaktion zwischen Reduktionsmit-tel und Sauerstoff abläuft. Ein großer Anteil des Re-duktionsmittels wird durch diese Oxidation ver-braucht, ohne bei der Stickoxid-Reduktion wirksamgeworden zu sein. Durch den hohen erforderlichen Re-duktionsmitteleinsatz wird die direkte Reduktions-mitteleinspritzung daher in absehbarer Zukunft nichtmit den bewährten Verfahren zur Verringerung derStickoxidemission bei Dieselmotoren konkurrierenkönnen.




3.4 Durchführung der Simulation

Bild 7: Durch Simulationsrechnung bestimmter Verlauf der NO- und O2-Konzentration in einem EinspritzstrahlFigure 7: By simulation calculation determined NO and O2 concentrations in a jet

PLD Pumpe-Leitung-DüseSVS Strahl-Volumen-SegmentVRE Volumen-Ring-Element

A Fläche, Oberflächecp,Da cp,FL spez. Wärmekapazität des Dampfes / des

Fluids C, Cm Konzentration, Konzentration auf der

StrahlachseCi,j gemittelte Konzentration in einem VREdD Spritzloch-DurchmesserD0 Tropfendurchmesser beim Austritt aus

DüseDSMD Sauter-DurchmesserÌ Impulsstrom im StrahlkR,ox kR,red Reaktions-Geschwindigkeitskonstantenl LängemRM ReduktionsmittelmassemTr Tropfenmassen Anzahl der VRE / Ringflächen pD , pZ Druck an der Düse / im Zylinder

r StrahlradiusR allgemeine Gaskonstantes Strahl-KoordinatesD StrahlspitzenlängesSF, sRF Position der Strahlfront / -Rückfrontt Zeit, DauertES EinspritzdauerΔt ZeitschrittlängeTG, TS, TTr Gas- / Siede- / Tropfen-Temperaturv, v0, vm, vt Geschwindigkeit, beim Düsenaustritt, auf

der Strahlachse, tangentialVi, VES Volumen, eingespritztes Volumeny Radius-Koordinateα Wärmeübergangszahlγ Molkonzentration δ Reduktionsrateμ EinschnürungsbeiwertρFl, ρZ Dichte des Fluids, des Gases im Zylinderσ Volumenkonzentrationξ Reduktionsmittelaufwand

Verzeichnis spezieller Abkürzungen und Formelzeichen

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5 Danksagung

Die Autoren danken der EuropäischenKommission (DG XII/C) für die finanzielleFörderung dieses Forschungsprojektes imRahmen des BRITE-EURAM Programms.Ein weiterer Dank gilt den ProjektpartnernIndustriale S.R.L., S.E.M.T. Pielstick undMAN B&W Diesel AG (Koordinator: Dr.-Ing.P. Eilts).

Literaturhinweise

[1] Birkenhagen, S.: Untersuchungen zur direktenReduktionsmittel- und Wassereinspritzung beimittelschnellaufenden Dieselmotoren. Disser-tation, TU Hamburg-Harburg, 2000

[2] Lausch, W.; Fleischer, F.; Maier, L.: Möglichkei-ten und Grenzen von NOX-Minderungsmaß-nahmen bei MAN-B&W Viertakt-Großdiesel-motoren. In: MTZ Motortechnische Zeitschrift54 (1993), Nr. 2

[3] G. N. Abramovich: The Theory of TurbulentJets. M.I.T Press, Cambridge, 1963

[4] P. Eilts.: Modell zur Vorausberechnung desBrenngesetzes mittelschnellaufender Diesel-motoren. In: MTZ Motortechnische Zeitschrift54 (1993), Nr. 3

[5] Dam-Johansen, K.; Duo, W.; Ostergaard, K.:Kinetics of the gas-phase reaction between ni-tric oxide, ammonia and oxygen. The canadianjournal of chemical engineering, Vol. 70, Octo-ber 1992

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Reduktionsmittel- und Wassereinspritzung bei mittelschnelllaufend en Dieselmotoren