DE60210846T2

DE60210846T2 - Gasbetriebener Verbrennungsmotor mit Kompressionszündung mit optimierter Vorzündungsintensität

Info

Publication number: DE60210846T2
Application number: DE60210846T
Authority: DE
Inventors: Niels J. Bonita Beck; Kresimir Spring Valley Gebert; Hoi-Ching San Diego Wong
Original assignee: Clean Air Power Inc
Current assignee: Clean Air Power Inc
Priority date: 2001-02-23
Filing date: 2002-02-22
Publication date: 2006-08-31
Anticipated expiration: 2022-02-23
Also published as: US6598584B2; US20040118116A1; EP1234966A2; JP2002327633A; ATE324520T1; DE60210846D1; US20030024246A1; US7036482B2; EP1234966A3; JP4122162B2; EP1234966B1

Description

DER ERFINDUNG ZUGRUNDE LIEGENDER ALLGEMEINER STAND DER TECHNIK
1. Gebiet der Erfindung
Die vorliegende Erfindung bezieht sich im Allgemeinen auf Motoren, die zumindest teilweise mit gasförmigem Kraftstoff, wie z.B. Erdgas betrieben werden (nachfolgend „gasbetriebene Motoren" genannt) und insbesondere auf einen gasbetriebenen Motor vom Kompressionszündungstyp mit integrierten Maßnahmen zur Einspritzung eines Voreinspritzungskraftstoffs in einen Verbrennungsraum des Motors während des Kompressionshubs, wodurch die Zündung der gasförmigen Kraftstoffladung durch Kompressionszündung ermöglicht wird. Die Erfindung bezieht sich zusätzlich auf eine Methode zur Maximierung der Zündintensität des Voreinspritzungskraftstoffs bei einem gasbetriebenen Kompressionszündungsmotor.
2. Erörterung ähnlicher Technik
In den vergangenen Jahren stieg die Nachfrage nach der Verwendung von gasförmigen Kraftstoffen als eine Hauptkraftstoffquelle bei Kompressionszündungsmotoren. Gasförmige Kraftstoffe, wie z.B. Propan oder Erdgas, werden von vielen als höhenwertig gegenüber Dieselkraftstoff und dergleichen eingestuft, da gasförmige Kraftstoffe im Allgemeinen kostengünstiger sind und in der Verwendung in Kompressionszündungsmotoren eine gleiche oder höhere Leistung mit gleicher oder höherer Kraftstoffwirtschaftlichkeit erzielen und dabei beträchtlich geringere Emissionen verursachen. Dieser letzte Vorteil macht gasförmige Kraftstoffe besonders attraktiv, weil weltweit kürzlich erlassene und anhängige Vorschriften eventuell dazu tendieren, die Verwendung von Dieselkraftstoff als Hauptkraftstoffquelle in vielen Motoren zu verbieten. Die Attraktivität von gasförmigen Kraftstoffen wird weiter durch die Tatsache erhöht, dass bestehende Designs für Kompressionszündungsmotoren ohne Weiteres angepasst werden können, um diese gasförmigen Kraftstoffe zu verbrennen.
Ein Nachteil von gasförmigen Kraftstoffen ist, dass sie bedeutend höhere Zündschwellentemperaturen aufweisen als Dieselkraftstoff, Schmieröl und andere Flüssigkraftstoffe, die üblicherweise in Kompressionszündungsmotoren verrwendet werden. Die Kompressionstemperatur eines Gas-Luft-Gemisches ist während des Betriebs eines Standard-Kompressionszündungsmotors für Selbstzündung nicht ausreichend. Dieses Problem kann durch Zündung des gasförmigen Kraftstoffs durch eine Zündkerze oder ähnliches gelöst werden. Es kann außerdem überwunden werden, indem begrenzte Mengen eines Voreinspritzungskraftstoffs, typischerweise Dieselkraftstoff, in jeden Verbrennungsraum des Motors in Gegenwart eines homogenen gasförmigen Kraftstoffgemisches eingespritzt werden. Der Voreinspritzungskraftstoff zündet nach der Einspritzung und verbrennt bei einer ausreichend hohen Temperatur, um die gasförmige Kraftstoffladung zu zünden. Motoren mit Voreinspritzungszündung, Kompressionszündung und Gasbetrieb werden manchmal „Dual-Fuel-Motoren" genannt, insbesondere, wenn sie so konfiguriert sind, dass sie entweder mit Dieselkraftstoff alleine oder mit einer Kombination aus Dieselkraftstoff und gasförmigem Kraftstoff betrieben werden. Sie werden oft auch als MicroPilot^®-Motoren bezeichnet (MicroPilot ist ein eingetragenes Warenzeichen von Clean Air Partners, Inc. in San Diego, CA), insbesondere wenn die Voreinspritzungskraftstoffventile zu klein sind, um die Verwendung des Motors mit nur Diesel zu ermöglichen. Der typisch echte „Dual-Fuel-Motor" verwendet eine Voreinspritzungsladung von 6 bis 10% der maximalen Kraftstoffmenge. Dieser Prozentsatz des Voreinspritzungskraftstoffs kann auf 1% des Maximums oder sogar weniger in einem MicroPilot^®-Motor reduziert werden. Die Erfindung betrifft die Anwendung für echte Dual-Fuel-Motoren, MicroPilot^®-Motoren sowie andere Motoren mit Voreinspritzungszündung, Kompressionszündung und Gasbetrieb. Der Einfachheit halber wird er einfach als "Dual-Fuel-Motor" bezeichnet.
Ein Nachteil von Dual-Fuel-Motoren im Vergleich zu Motoren mit Funkenzündung ist die mögliche Erzeugung von größeren Mengen an Stickstoffoxiden (NOx), die durch die Zündintensität unter dem Maximum der Voreinspritzungskraftstoflladung verursacht wird und eine nicht-optimale Verbrennung der Voreinspritzungs- und Gas-Kraftstoffladung zur Folge hat. Die Erfinder stellen die Theorie auf, dass eine nicht-maximale Zündintensität daher rührt, dass zumindest im Allgemeinen die Selbstzündung des Voreinspritzungskraftstoffs zeitlich nicht nach der optimalen Eindringung, Verteilung und Verdampfung der Voreinspritzungskraftstoffladung im Gas-Luft-Gemisch eingestellt wird. Wenn eine Selbstzündung (definiert als zeitliche Einstellung des Einsetzens der Voreinspritzungskraftstoffverbrennung) zu früh nach der Einspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs erfolgt, ist der Voreinspritzungskraftstoff zu konzentriert in der Nähe des Einspritzventils, weil er noch nicht genügend Zeit hatte, sich im gesamten Verbrennungsraum zu vertei len. Folglich werden übermäßig reiche Luft-Kraftstoff-Gemische in der Nähe des Einspritzventils verbrannt, während all zu schwache Gemische von dem Einspritzventil entfernt verbrannt werden. Umgekehrt, wenn die Selbstzündung zu lange nach der Einspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs erfolgt, führt eine übermäßige Verdampfung des Voreinspritzungskraftstoffes zu einer Fehlzündung.
Außerdem bietet eine vorgemischte Verbrennung des Voreinspritzungskraftstoffs, d.h. die Verbrennung erfolgt, nachdem sich der Kraftstoff mit der Luft vermischt hat, eine größere Zündintensität als Diffusionsverbrennung, d.h. die Verbrennung erfolgt unmittelbar nach der Einspritzung in den Verbrennungsraum und bevor sich der Kraftstoff mit der Luft vermischt. Die Maximierung der Vormischverbrennung des Voreinspritzungskraftstoffs wird gefördert, indem die Selbstzündung verzögert wird, um dem Voreinspritzungskraftstoff die Gelegenheit zu geben, sich gründlich mit der Luft zu vermischen und ein homogenes Gas-Voreinspritzungskraftstoff-Luftgemisch zu bilden. Jedoch wird die zeitliche Verzögerung der Selbstzündungseinstellung üblicherweise in der Dieselmotor-Technologie als unerwünscht erachtet. In der Tat stimmen beinahe alle universell darin überein, dass eine optimale Verbrennung in einem herkömmlichen Kompressionszündungs-Diesel-Motor mit der kürzest möglichen Zündverzögerung erzielt wird, und es wird allgemein bevorzugt, dass die Zündverzögerungszeit immer viel kürzer gehalten werden sollte als die Einspritzdauer, um eine übermäßige Druckanstiegsrate, hohe Spitzendruckwerte und übermäßige Stickstoffoxid-Emissionen zu vermeiden. (Siehe z.B. SAE Paper Nr. 870344. Faktoren, die BSFC (Bremsen-spezifischen Kraftstoffverbrauch) und die Emissionen für Diesel-Motoren betreffen: Teil II Experimentelle Bestätigung von Konzepten, dargestellt in Teil I, Seite 15). Konventionelle Dual-Fuel-Motoren ermöglichen jedoch keinen ausreichenden Mischzeitraum zur Maximierung der Zündintensität durch Zünden einer Voreinspritzungsladung, die größtenteils vorgemischt ist.
Aus der SAE Technischen Information 1999-01-0232 sind Experimente zur Ausarbeitung einer Einschätzungsmethode einer Zündverzögerung in einem Dual-Fuel-Motor bekannt. Ein herkömmlicher Dieselmotor wird genommen und mit 100%-Dieselkraftstoff oder einem Gemisch aus Gas und Dieselkraftstoff betrieben. Während des Betriebs des Dieselmotors zumindest teilweise mit Gas werden eine Reihe von Parametern gemessen. Die gemessenen Parameter werden mit den theoretischen Parametern verglichen, die für die gleichen Betriebsbedingungen erhalten werden würden, wenn der Motor mit 100%-Diesel betrieben würde. Für den Fall, dass die theoretischen Parameter zum Be trieb des Motors mit 100%-Diesel zu sehr von den Parametern abweichen, die für den Betrieb des Motors teilweise mit Gas gemessen wurden, werden Formeln vorgeschlagen, die den Dual-Fuel-Betrieb des Motors besser berücksichtigen, so dass kleinere Unterschiede zwischen den theoretischen und gemessenen Parametern erhalten werden. Der Dieselmotor wird mit einer konstanten Einspritzeinstellung bei 12,5° BTDC (vor dem oberen Totpunkt) betrieben. Je nach den Betriebsbedingungen des Dieselmotors werden verschiedene Werte für die Zündverzögerung erhalten.
Die Notwendigkeit ist dadurch entstanden, d.h. es ist der Zweck der vorliegenden Erfindung, die Zündintensität einer Dual-Kraftstoff-Ladung zu maximieren.
Entsprechend der vorliegenden Erfindung wird der Zweck durch eine Methode erreicht, die die Merkmale des unabhängigen Patentanspruchs 1 aufweist, einer Methode, die die Merkmale des unabhängigen Patentanspruchs 22 aufweist, sowie durch einen Motor, der die Merkmale des unabhängigen Patentanspruchs 23 aufweist.
ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
Es wurde herausgefunden, dass die Verbindung zwischen Zündverzögerung und Einspritzdauer eine wichtige Überlegung bei der Optimierung der Voreinspritzung zur Erreichung der intensivsten Zündung ist. Die beste Leistung wird erzielt, wenn der Kraftstoff und die Verbrennungsumgebung so gesteuert werden, dass die Einspritzdauer des Voreinspritzungskraftstoffs kürzer ist als die Zündverzögerungszeit (definiert als die Zeit zwischen Start der Voreinspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs und der Start der Selbstzündung des Voreinspritzungskraftstoffs). Anders ausgedrückt, wird die beste Leistung erhalten, wenn das Verhältnis Dp/Di < 1, wobei Dp die Einspritzdauer und Di die Zündverzögerungszeit ist. Es wird angenommen, dass der Voreinspritzungssprühnebel während des Mischzeitraums Dm, der zwischen dem Ende der Einspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs und dem Anfang der Selbstzündung Ti erfolgt, gründlich vorgemischt wird. Diese gründliche Vormischung führt zu einer maximierten Zündintensität und verringert die Emissionen drastisch. Folglich fanden die Erfinder überraschenderweise heraus, dass die verbesserten Werte daher stammen, dass von der gängigen Meinung, nämlich der Verwendung einer kürzeren Zündverzögerungszeit als der Einspritzdauer, komplett abgewichen wird. Jedoch sollte in der bevorzugten Anwendungsform der Mischzeit raum Dm vorzugsweise so gesteuert werden, dass er auch ausreichend kurz ist, um eine Fehlzündung zu vermeiden.
Das Verhältnis Dp/Di kann durch eine Veränderung der zeitlichen Einspritzeinstellung des Voreinspritzungskraftstoffs, der Voreinspritzungskraftstoff-Einspritzdauer oder der Selbstzündungseinstellung variiert werden. Weil Dp/Di von der Zündverzögerung abhängig ist, kann das Verhältnis Dp/Di für eine gegebene Di optimiert werden, indem ein optimaler Dm festgelegt wird und der/die Motorenbetriebsparameter falls nötig geändert werden/wird, um den festgelegten, optimalen Dm zu erhalten. Diese Steuerung ist vorzugsweise auf einer Dauer-, Vollgeschwindigkeits- und Volllastbasis durchzuführen. Sie kann entweder mit offener oder geschlossener Steuerung (Regelung) erfolgen.
Die Maximierung der Zündintensität kann auch als Spitzenleistung, die von der Voreinspritzungszündung erzeugt wird, verstanden werden. Wenn die Einspritzung und Selbstzündung so gesteuert werden, dass die Anzahl und Verteilung der Voreinspritzungskraftstofftröpfchen maximiert und ihre Größe minimiert wird, ist eine Zündleistung in der Größenordnung von 100 kW/l erreichbar, wodurch eine extrem effektive Zündung der gasförmigen Kraftstoffladung erzielt wird. Eine Zündung unter diesen Umständen kann als analog zur gleichzeitigen Aktivierung von Zehntausenden von winzigen Zündkerzen erachtet werden, die über das gesamte Gas-Kraftstoff-Gemisch verteilt sind.
Kurze Beschreibung der Zeichnungen
Die bevorzugten, beispielhaften Anwendungsformen der Erfindung sind in den Begleitzeichnungen illustriert, in denen immer die gleichen Referenzzahlen die gleichen Teile darstellen:
1 illustriert schematisch die Kraftstoffzufuhrsysteme eines Verbrennungsmotors, bei dem das erfundene Steuersystem zur Zündintensitätsmaximierung realisiert werden kann.
2 illustriert schematisch die Steuersysteme für den Verbrennungsluftstrom des Motors von 1.
3 ist eine teilweise schematische Schnittseitenansicht eines Motorteils von 1 und 2.
4 ist eine leicht schematische, teilweise Schnitt-Seitenansicht einer Einspritzventilbaugruppe für den Voreinspritzungskraftstoff, die in dem Motor von 1–3 zu verwenden ist und die das Einspritzventil in geschlossener Stellung zeigt.
5 entspricht 4 aber zeigt das Einspritzventil in offener Stellung.
5a ist eine vergrößerte Ansicht eines Teils einer Düse der Kraftstoff Einspritzventilbaugruppe von 5.
6 illustriert graphisch die Ausgabe eines Einspritzstrahls von einem Kraftstoffeinspritzventil Typ ECIS.
7 ist ein Graph, der die Geschwindigkeit gegenüber dem Nadelhub unten am Austrittsdurchlass sowohl für eine unten- als auch eine obenliegende Zapfendüse darstellt.
8 bildet schematisch eine elektronische Steuerung für den Motor von 1–3 ab.
9 ist ein Graph, der die Auswirkung der Veränderungen der Zündverzögerung auf die Stickstoffoxid-Emissionen unter gewissen Motorbetriebsbedingungen zeigt.
10 sind mehrere Graphen, die den Prozentsatz Kraftstoffeindringung/-verteilung und den Prozentsatz Sprühnebelverdampfung/Mischzeitraum für verschiedene Luftladungstemperaturen (engl. Abkürzung: ACT) aufzeigen.
11 sind mehrere Graphen, die die Verbrennungscharakteristiken eines Dual-Fuel-Motors darstellen.
12 sind mehrere Graphen, die die Auswirkungen von unterschiedlichen ACTs auf die Zündverzögerung bei unterschiedlichen Einspritzeinstellungen des Voreinspritzungskraftstoffs darstellen.
13 sind mehrere Graphen, die die Auswirkungen der Zündverzögerung auf die Mischzeiträume bei verschiedenen Dp/Di-Verhältnissen darstellen.
14 ist ein Ablaufdiagramm, das ein Steuerschema mit offener Steuerung zur Maximierung der Zündintensität des Voreinspritzungskraftstoffs gemäß der Erfindung darstellt.
15 ist ein Ablaufdiagramm, das ein Steuerschema mit geschlossener Steuerung (Regelung) zur Maximierung der Zündintensität des Voreinspritzungskraftstoffs gemäß der Erfindung darstellt.
Vor der detaillierten Erklärung der Anwendungsformen der Erfindung muss verstanden werden, dass die Erfindung in ihrer Anwendung nicht beschränkt ist auf die Baudetails und die Anordnung der Bauteile, die in der nachfolgenden Beschreibung erläutert oder in den Zeichnungen illustriert sind. Die Erfindung ist für andere Anwendungsformen geeignet oder kann auf verschiedene Weise betrieben oder ausgeführt werden. Außerdem muss verstanden werden, dass die Phraseologie und Terminologie hier zur Beschreibung verwendet wurde und nicht als beschränkend zu betrachten ist.
DETAILLIERTE BESCHREIBUNG DER BEVORZUGTEN ANWENDUNGSFORMEN
1. Zusammenfassung
Gemäß der Erfindung wird die Einspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs bzw. die Zündung in einem Kompressionszündungsmotor mit Voreinspritzung und Gasbetrieb so gesteuert, dass ein Verhältnis Dp/Di < 1 beibehalten wird, wobei Dp die Dauer des Einspritzvorgangs des Voreinspritzungskraftstoffs und Di die Einspritzverzögerungszeit, gemessen ab dem Start des Einsetzens der Einspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs (Tp) bis zum Start der Selbstzündung des Voreinspritzungskraftstoffs (Ti) ist. Obwohl diese Steuerung entgegen der gängigen Meinung erfolgt, haben die Erfinder herausgefunden, dass der Mischzeitraum (Dm), der von der Beibehaltung einer Zündverzögerungszeit herrührt, die länger ist als die Einspritzzeit, die Zündintensität dadurch maximiert, dass dem eingespritzten Kraftstoff im Verbrennungsraum vor der Zündung ermöglicht wird, sich gründlich zu verteilen und mit der Ladung gasförmiger Kraftstoff/Luft zu vermischen. Dies wiederum hat die verbesserte vorgemischte Verbrennung des beinahe homogenen Gemischs des Voreinspritzungskraftstoffs, des gasförmigen Kraftstoffs und der Luft zur Folge und verringert die Stickstoffoxid-Emissionen drastisch.
In der Praxis wird das Verhältnis Dp/Di (oder ein Charakteristikum davon, wie z.B. Di oder Dm) vorzugsweise innerhalb eines vorgegebenen Bereichs auf der Basis Zyklus für Zyklus, Vollgeschwindigkeit und Volllast gehalten, um die Zündintensität unter allen Motorbetriebsbedingungen zu maximieren. Dp/Di können am besten optimiert werden, wenn Tp, Ti oder eine Kombination aus beidem angeglichen werden. Diese Steuerung kann entweder mit offenem Regelkreis mit Hilfe von Verweistabellen oder ähnlichem oder mit geschlossenem Regelkreis unter Verwendung eines zündintensitätsabhängigen Parameters als Feedback erfolgen. Die sich ergebende Maximierung der Zündintensität der Voreinspritzung kann eine Momentanleistung der Voreinspritzungszündung in der Größenordnung von 200 kW/l Motorhubraum erzeugen.
2. Systemüberblick
a. Grundlegendes Motordesign
Wenn wir uns nun den Zeichnungen und anfänglich insbesondere den 1–3 zuwenden, ist dort ein Motor 10 illustriert, bei dem die Erfindung realisiert werden kann. Der Motor 10 ist ein Dual-Fuel-Motor und verfügt über eine Vielzahl an Zylindern 12, von denen jeder über einen Zylinderkopf 14 (3) verfügt. Wie außerdem in 3 aufgezeigt, befindet sich ein verschiebbarer Kolben 16 in der Bohrung eines jeden Zylinders 12 und bildet so einen Verbrennungsraum 18 zwischen dem Zylinderkopf 14 und dem Kolben 16. Der Kolben 16 ist außerdem auf herkömmliche Weise mit einer Kurbelwelle 20 verbunden. Herkömmliche Ein- und Auslassventile 22 und 24 befinden sich am Ende der jeweiligen Durchlässe 26 und 28 im Zylinderkopf 14 und werden durch eine Standardnockenwelle 30 betrieben, um die Zufuhr des Luft-Kraftstoff-Gemischs und den Austritt der Verbrennungsprodukte aus dem Verbrennungsraum 18 zu steuern. Das Gas gelangt zu und aus dem Motor 10 durch den Luftansaugkrümmer 34 bzw. dem Auspuff krümmer 35.
Jedoch im Gegensatz zu herkömmlichen gasbetriebenen Motoren mit Funkenzündung fehlt eine Drosselklappe, die normalerweise im Ansaugkrümmer 34 vorhanden wäre, oder ist zumindest außerstand gesetzt und erzeugt folglich einen „drosselfreien" Motor. Ein Luftzufuhrsteuersystem kann ebenfalls aus unten erläuterten Gründen integriert sein.
b. Luft- und Kraftstoffzufuhrsysteme
Gasförmiger Kraftstoff (z.B. komprimiertes Erdgas (CNG), Flüssigerdgas (LNG) oder Propan) könnte über ein einziges Dosierventil, das in einen Mischkörper am Eingang des Krümmers 34 dosiert, oder über ein ähnlich positioniertes mechanisch gesteuertes Ventil zugeführt werden. In der illustrierten Anwendungsform ist jedoch ein separates Einspritzventil 40 für jeden Zylinder 12 vorhanden. Jedes Einspritzventil 40 wird mit Erdgas, Propan oder einem anderen gasförmigen Kraftstoff aus einem gewöhnlichen Tank 39 und einem Krümmer 36 versorgt und spritzt Kraftstoff über eine Leitung 41 direkt in die Einlassöffnung 26 des zugehörigen Zylinders 12.
Der Motor 10 wird mit dem Voreinspritzungskraftstoff über mehrere elektronisch gesteuerte Einspritzventilbaugruppen für Flüssigkraftstoff 32 versorgt. Jede Einspritzventilbaugruppe für den Voreinspritzungskraftstoff 32 könnte jegliches elektronisch gesteuerte Einspritzventil und das zugehörige Zubehör enthalten. Beispiele geeigneter Einspritzventile sind (1) eine druckverstärkte hydraulisch-elektronische Pumpe-Düse-Einheit vom Typ Akkumulator der Art wie in US-Abänderungspatent Nr. 33.270 und US-Patent Nr. 5.392.745 offengelegt, und (2) eine druckverstärkte hydraulisch-elektronische Pumpe-Düse-Einheit Typ Nicht-Akkumulator der Art wie in 5.191.867 offengelegt – die gesamten diesbezüglichen Offenlegungen werden hiermit durch Verweisen auf ihre Gesamtheit einbezogen – oder ein Common-Rail-Hochdruck-System. Die bevorzugte Einspritzventilbaugruppe ist eine sogenannte OSKA-ECIS Einspritzventilbaugruppe, die nachfolgend beschrieben wird.
Bezugnehmend auf die 1 und 3 wird die Einspritzventilbaugruppe 32 mit Kraftstoff aus einem herkömmlichen Tank 42 über eine Zufuhrleitung oder eine gemeinsame Leitung (Common Rail) 44 versorgt. Angeordnet in Leitung 44 sind ein Filter 46, eine Pumpe 48, ein Hochdruck-Rückschlagventil 50 und ein Druckregler 52. Eine Rückleitung 54 führt außerdem vom Einspritzventil 32 zum Tank 42. Der Kraftstoff kann irgend ein Kraftstoff sein, der für einen Kompressionszündungsmotor geeignet ist. Diesel-Kraftstoff wird am häufigsten als Voreinspritzungskraftstoff in Dual-Fuel-Motoren der offengelegten Art verwendet. Jedoch kann auch Motorenschmieröl eingesetzt werden. Mo torenschmieröl ist besonders attraktiv bei MicroPilot^®-Anwendungen, da diese Anwendungen eine so kleine Menge an Voreinspritzungskraftstoff (typischerweise durchschnittlich bestehend aus weniger als ca. 1% der gesamten Kraftstoffladung, die dem Verbrennungsraum zugeführt wird) benötigen, dass das Schmieröl ständig nachgefüllt werden kann, wodurch das Öl frisch gehalten wird und sich Ölwechsel erübrigen.
Gasförmiger Kraftstoff könnte über ein einziges Dosierventil, das in ein einziges Vergaseroberteil am Eingang des Krümmers 34 dosiert, oder über ein ähnlich positioniertes mechanisch gesteuertes Ventil zugeführt werden. In der illustrierten Anwendungsform ist jedoch ein separates Einspritzventil 40 für jeden Zylinder 12 vorhanden. Jedes Einspritzventil 40 wird mit Erdgas, Propan oder einem anderen gasförmigen Kraftstoff aus einem gewöhnlichen Tank 39 und einem Krümmer 36 versorgt und spritzt Kraftstoff über eine Leitung 41 direkt in die Einlassöffnung 26 des zugehörigen Zylinders 12.
Bezugnehmend auf die 2 kann das Luftzufuhrsteuersystem ebenfalls (1) ein Abgasrückführ-Untersystem, das rückgeführten Abgasen (EGR) ermöglicht, von einem Auspuffkrümmer 35 zum Luftansaugkrümmer 34 zu fließen bzw. gefiltert zur Rußentfernung, (2) ein Turbolade-Untersystem, das nicht-EGR-Luft lädt, die in den Luftansaugkrümmer 34 eingelassen wird, beinhalten. Das EGR-Untersystem, das die EGR und den Luftfluss ändert, ist nützlich zur Steigerung der Zündverzögerung, zur Verdünnung der Ladung, Verringerung der Spitzenverbrennungstemperatur und Unterbindung der Bildung von Stickstoffoxid-Emissionen. Es beinhaltet (1) einen EGR-Kühler 59 und ein EGR-Dosierventil 60, platziert in einer Rückleitung 58, die vom Auspuffkrümmer 35 zum Luftansaugkrümmer 34 führt. Die Leitung 58 kann mit der Auspuffleitung verbunden sein, die das Bypassventil 74 (unten genau beschrieben) am Ansaugende beinhaltet, und leert bevorzugt in die Luftansaugleitung an der Auslassseite mit Hilfe eines Mischventuri 61. Ein EGR-Filter 63 befindet sich auch in der Leitung 58, stromaufwärts des EGR-Kühlers, um den Dieselruß zu verringern. Eine zweite Leitung 62 führt vom Turbo-Umgehungsventil 76 und zurück zum Luftzufuhrsystem. Zusätzlich kann ein Abgas-Rückschlagventil (EBP-Ventil) 68 mit einer einstellbaren Flusseinschränkungs-Dosieröffnung im Abgasstrom vorgesehen sein, um den absoluten Druck des Abgases (EGAP) zu steuern und somit den EGR-Fluss zu variieren. Das Ventil 68 kann, wenn vorhanden, von einem Regler 56 aktiviert werden (6), um den EGR-Prozentsatz in der gesamten Ladung, die zur Ansaugöffnung 66 zugelassen wird, ohne Steuerventil 60 anzugleichen.
Wie weiter in 2 aufgezeigt wird, beinhaltet das Turbolade-Untersystem des Ansaugluft-Steuersystems einen Turbolader 70 und einen Zwischenkühler 72, der in Leitung 62 stromaufwärts des Ventils 60 und der Ansaugöffnung 66 vorgesehen ist. Der Betrieb des Turboladers 70 wird auf herkömmliche Weise durch ein Bypassventil 74 und eine Turbo-Umgehung 76 gesteuert, die beide elektronisch an die Steuerung 56 gekoppelt sind (unten genau beschrieben). Andere Luftfluss-Ansaug-Änderungsvorrichtungen, wie z.B. ein Kompressor, ein Turbo-Luft-Umgehungsventil oder EGR-Modifikationsvorrichtungen, wie z.B. eine Expansionsturbine oder einen Zwischenkühler, können ebenso eingesetzt werden. Beispiele dafür, wie diese Vorrichtungen betrieben werden können, um die Motorbetriebsparameter, wie z.B. die Luftladungstemperatur (ACT), das Luftüberschussverhältnis (Lambda) und den Absolutdruck des Krümmers, einzustellen, werden vorgesehen in der ebenfalls angemeldeten und allgemein zugewiesenen US-Patentanmeldung Serien-Nr. 08/991.413 (die Anmeldung '413) mit Titel "Optimum-Lambda-Steuerung für Kompressionszündungsmotoren", die im Namen von Beck et al. eingereicht wurde. Die Offenlegung der Anmeldung '413 wird durch Verweis als Hintergrundinformationen einbezogen.
c. OSKA-ECIS Kraftstoff-Einspritzventil-Baugruppe
Die OSKA-ECIS Kraftstoff-Einspritzventil-Baugruppe 32, die in der bevorzugten und dargestellten Anwendungsform der Erfindung verwendet wird, besteht aus 1) einem Einspritzventil mit hoher Durchflusszahl 300 2) einem sogenannten OSKA-Aufprallziel 302 und 3) einer ringförmigen Kammer 304, platziert in einem Hohlraum in der oberen Fläche 306 des Kolbens 16. Das Einspritzventil 300 gibt einen Strom mit hoher Geschwindigkeit mit schnell sinkender Rate ab, um einen ausdehnenden Wolkeneinsprizsprühnebel (Expanding Cloud Injection Spray ECIS) zu erzielen. Der eingespritzte Kraftstoffstrom trifft auf das Ziel 302, das die Kraftstofftropfen in kleinere Tröpfchen bricht und leitet den Kraftstoff in die Kammer 304 als dispergierten, verdampften Sprühnebel zurück. Der Sprühnebel wirbelt dann auf hoch-turbulente Weise durch die Kammer 304, um die Eindringungs-, Verteilungs- und Verdampfungsrate und die Vermischung mit dem Luft-Kraftstoff-Gemisch in der Kammer 18 zu maximieren.
Das Einspritzventil 300 ist vorzugsweise ein Einspritzventil vom Typ Akkumulator, wie in die in Abänderungspatent Nr. 33.270 und US-Patent Nr. 5.392.745 beschriebenen. Die Offenlegungen der beiden werden mittels Verweis einbezogen. In einem Kraftstoff- Einspritzventil vom Typ Akkumulator fällt der Einspritzdruck von einer anfänglichen Spitze als quadratische Funktion und die Einspritzgeschwindigkeit sinkt als eine Quadratwurzelfunktion des Drucks. Folglich sinkt die Geschwindigkeit während des Einspritzvorgangs im wesentlichen als eine lineare Funktion. Auf eine andere Art ausgedrückt, weil die gesamte oder beinahe gesamte Voreinspritzungsmasse in einer gleichmäßig sinkenden Geschwindigkeit eingespritzt wird, bewegt sich jede Folgemasse von Tröpfchen, die von der Düse abgegeben wird, langsamer als die Masse zuvor und die Tröpfchen haben daher nicht die Gelegenheit sich anzuhäufen. Diese Auswirkung wird in Diagramm 6 dargestellt, die die Abtrennung aufgrund der rasch sinkenden Einspritzgeschwindigkeit oder –dUj/dt zeigt.
Außerdem kann, wie in Patent '745 erläutert, der ECIS-Effekt verstärkt werden, indem eine Düse im Einspritzventil verwendet wird, die eine relativ hohe Durchflusszahl im Vergleich zu z.B. einer herkömmlichen Sitzlochdüse (Valve-covered orifice VCO) aufweist. Eine Hohldüse mit einem einzigen, relativ großem Spritzloch, das direkt auf das Ziel 302 gerichtet ist, würde ausreichen. Die bevorzugte Düse 310 ist jedoch eine sogenannte untenliegende Zapfendüse der Art, wie in US-Patent Nr. 5.853.124 beschrieben, deren Gegenstand durch Verweis eingegliedert ist. In dieser Art Düse, wird ein negativer Interferenzwinkel zwischen einer konischen Nadelspitze und den zugehörigen konischen Ventilsitzen gebildet, so dass sich der Nadelsitz eher unten am Ventilsitz als oben befindet. Der sich ergebenden Düse fehlt jeglicher Geschwindigkeitsabfall stromabwärts des Nadelsitzes, sogar bei sehr niedrigen Nadelhüben, so dass praktisch die gesamte Energie, die benötigt wird um den Kraftstoff unter Druck zu setzen, in kinetische Energie umgewandelt wird. Die Sprühdispersion und die Eindringung bei niedrigen Nadelhüben werden daher bedeutend gefördert.
Bezugnehmend auf die 3–5a enthält die Zapfendüse 310 einen Düsenkörper 312, in dem sich eine Nadelventilbaugruppe befindet, die eine Düsennadel 314 und einen Ventilsitz 316 enthält. Die Düsennadel 314 ist schiebbar in einer Bohrung 318 platziert, die sich vom Ventilsitz 316 axial nach oben in den Düsenkörper 312 erstreckt. Eine Druckkammer 319 bildet sich um den unteren Abschnitt der Düsennadel 314 und ist mit der Kraftstoffquelle 42 über einen Durchlass für Kraftstoffeinlass (nicht gezeigt) und eine Einlassleitung 44 verbunden. Das untere Ende des Nadelfußes 314 bildet eine Spitze 328. Das obere Ende der Düsennadel 314 ist mit einem Nadelfuß verbunden (nicht gezeigt), der wiederum von einer Buchsenftührung oder sonstigen Nadelführung (ebenfalls nicht gezeigt) geführt wird, um eine konzentrische Bewegung mit der Bohrung 318 zu erhalten. Die Düsennadel 314 ist nach unten zum Ventilsitz 316 durch eine Rückzugfeder (ebenfalls nicht gezeigt) vorgespannt, die an einer oberen Fläche der Nadelführung angreift. Ein relativ kurzer zylindrischer Durchlass 324 bildet sich im Düsenkörper 312 unter dem Ventilsitz 316 und öffnet sich in eine untere Fläche 326 des Düsenkörpers 312 für die unten angegebenen Zwecke.
Bezugnehmend auf die 5a endet der Ventilsitz 316, der typischerweise direkt in den Düsenkörper 312 eingearbeitet ist und der den unteren Endabschnitt der Bohrung 318 bildet, in einer Sitzöffnung 330. Die Nadelspitze 328 ist so konfiguriert, dass sie wahlweise 1) auf dem Ventilsitz 316 sitzt, um die Einspritzung zu verhindern und 2) sich vom Ventilsitz 316 abhebt, um die Einspritzung zu ermöglichen. Ein Auslassdurchlass 332 bildet sich zwischen dem Ventilsitz 316 und der Nadelspitze 328, wenn die Nadelspitze 328 in der gehobenen Position laut 5 und 5a ist, um zu ermöglichen, dass Kraftstoff von der Druckkammer 319 über den Auslassdurchlass 332 und aus der Einspritzventilbaugruppe 32 durch die Sitzöffnung 330 fließt. Der Ventilsitz 316 und zumindest ein Abschnitt der Nadelspitze 328, der gegen den Ventilsitz 316 abdichtet, sind im Allgemeinen kegelförmig oder kegelstumpfförmig (der Begriff kegelförmig, wie hier verwendet, umfasst Strukturen, die die Form eines rechtwinkligen Kegels annehmen, sowie andere Strukturen, deren Querschnittsfläche von dessen oberen zum unteren Ende hin sinkt).
Die Nadelspitze 328 beinhaltet einen kegelstumpfförmigen Abschnitt 334, der in den Ventilsitz 316 greift und in einer unteren Fläche 336 endet. Der kegelstumpfförmige Abschnitt 334 ist länger als der Ventilsitz 316, aber könnte beträchtlich kürzer sein oder sogar eine andere Form annehmen, so lange er in Bezug auf den Ventilsitz 16 als „untenliegend" gemäß der Erläuterung des Begriffs unten konfiguriert ist. Die untere Fläche 336 der Nadelspitze 328 bleibt zum Schutz der Nadelspitze 328 vor den heißen Gasen in dem Verbrennungsraum 18 vertieft im Zylinderkopf 14, sogar wenn sich das Einspritzventil 300 in geschlossener Stellung befindet, wie in 4 gezeigt. Um einen konzentrierten „Laserstrom" zu erhalten, der so konfiguriert ist, dass er mit maximaler Kraft auf das Ziel 302 trifft, endet die Düse 300 in einem sogenannten Nullgrad-Zapfen-Zapfen, der keine Struktur hat, die sich über den konischen Ventilsitz 316 hinaus ausdehnt, wenn die Nadelspitze 328 in geschlossener oder gesetzter Stellung ist. Es wurde herausgefunden, dass in einem Nullzapfen-Zapfen der Sprühnebel von einer Nullgrad-Zapfen-Zapfendüse die Form eines bleistiftdünnen Strahls annimmt.
In der bevorzugten und illustrierten Anwendungsform ist die Zapfendüse 300 eine sogenannte drosselfreie Zapfendüse, bei der die Fläche des Spalts, der zwischen dem Zapfen 336 und der umliegenden Fläche des zylindrischen Durchlasses 324 ist immer größer als die effektive Fläche der Sitzöffnung 330, so dass eine Mindest-Flussbegrenzung stromabwärts des Ventilsitzes 326 erfolgt. Diese Konfiguration sorgt dafür, dass der Kraftstoff von der Düse 300 bei Maximalgeschwindigkeit abgegeben wird – eine wichtige Überlegung bei niedrigen Nadelhüben und kleinen Kraftstoffeinspritzmengen.
Der Scheitelwinkel α des Ventilsitzkegels und der Scheitelwinkel β des Nadelspitzenkegels sind gewöhnlich unterschiedlich, so dass dazwischen ein Scheitel-Interterenzwinkel θ gebildet wird, um den Sitz an einem einzelnen Nadelsitz zu gewährleisten, der sich nur einen Teil des Wegs entlang der Länge des Ventilsitzes 316 ausdehnt und der theoretisch Linienkontakt einschließt. Der Interferenzwinkel θ muss negativ sein, so dass der konische Abschnitt 334 der Nadelspitze 328 an dem Nadelsitz 342 anliegt, der sich an der Unterseite des Ventilsitzes 316 in einer Stellung an oder nahe bei der Sitzöffnung 330 befindet, und somit eine untenliegende Zapfendüse ergibt. Folglich steigt die Durchschnittsfläche der Öffnung 332 ständig von der Sitzöffnung 330 bis zu deren oberen Ende. Der Interferenzwinkel θ sollte ausreichend groß sein, so dass der Sitz in der gewünschten Stellung an der Unterseite des Ventilsitzes 316 erzielt wird, aber er muss ausreichend klein sein, um die entstehenden Aufschlagkräfte, wenn sich die Nadel schließt, ausreichend zu verteilen, um übermäßige Stoßbeanspruchungen der Nadelspitze 328 und des Ventilsitzes 316 zu vermeiden. Vorzugsweise sollte der Interferenzwinkel θ zwischen 0,5° und 2° liegen und optimalerweise sollte er ungefähr 1° betragen.
Im Betrieb wird die Düsennadel 314 der Düse 310 durch eine Rückzugfeder (nicht gezeigt) in eine geschlossene oder gesetzte Stellung gedrückt, wie in 4 gezeigt. Wenn ein Einspritzvorgang ausgelöst werden soll, wird Kraftstoff vom Kraftstoffeinlassdurchlass 320 in die Druckkammer 319 eingelassen. Wenn die auf die Nadel 314 durch den Druckkraftstoff in der Druckkammer 319 wirkenden Hubkräfte die Schließkräfte durch die Feder und den abklingenden Flüssigkeitsdruck im Steuerhohlraum des Akkumulatoreinspritzventils überwinden, hebt sich die Düsennadel 314, um Kraftstoff durch die Auslassöffnung 332, am Nadelsitz 342 vorbei, aus der Sitzöffnung 330 heraus und dann aus der Düse 310 heraus fließen zu lassen. Die Düsennadel 314 schließt sich, um den Einspritzvorgang abzuschließen, wenn der Kraftstoffdruck in der Druckkammer 319 ausreichend abnimmt, so dass die resultierenden Hubkräfte unter die von der Nadel 314 durch die Rückzugfeder ausgehenden Schließkräfte sinken.
Der Durchlassquerschnitt oben am Auslassdurchlass eines herkömmlichen obenliegenden Zapfens (TSP) ist geringer als die Fläche der Sitzöffnung für Nadelhubwerte von 0,0 bis 0,035 mm. Auf der anderen Seite ist der Durchlassquerschnitt des Auslassdurchlasses des untenliegenden Zapfens (BSP) 300 für alle Werte eines Nadelhubs an der Sitzöffnung 330 geringer als an der Oberseite des Auslassdurchlasses 332. Die Kontinuitäts- oder Flussgesetze diktieren folglich, dass die Flussgeschwindigkeit an der Sitzöffnung 330 des BSP geringer sein wird als die am oberen Ende des Auslassdurchlasses, und zwar um eine Menge, die proportional ist zum Unterschied im Durchlassquerschnitt an der Sitzöffnung 330 im Vergleich zu dem am oberen Ende des Auslassdurchlasses 332. Zum Beispiel beläuft sich bei einem Nadelhub von 0,005 mm der Durchlassquerschnitt an der Oberseite des Auslassdurchlasses einer TSP-Düse auf 0,0125 mm² und der Durchlassquerschnitt unten am Durchlass auf 0.025 mm² oder auf ein Verhältnis von 0,5:1,0. Dieser Unterschied mag auf den ersten Blick unlogisch erscheinen. Jedoch ist zu berücksichtigen, dass bei gleichem Nadelhub und gleicher Durchflussgeschwindigkeit der Durchlassquerschnitt der Düse 300 0,045 mm² oben am Auslassdurchlass 332 und 0,0125 mm unten, d.h. an der Sitzöffnung 330, beträgt. Die Sprühgeschwindigkeit am Auslass oder der Sitzöffnung der untenliegenden Zapfendüse wird deshalb zwei mal so groß sein wie die der obenliegenden Zapfendüse bei gleichem Nadelhub aufgrund des konvergierenden Durchlassquerschnitts des Auslassdurchlasses 332 des BSP 300. Da die kinetische Energie des Sprühnebels proportional zur Wurzel aus der Geschwindigkeit ist, wird die Sprühenergie des BSP 300 vier mal so hoch sein, wie die eines vergleichbaren obenliegenden Zapfens bei gleichem Nadelhub und gleicher volumetrischer Durchflussgeschwindigkeit. Dies wiederum ermöglicht eine schnelle Vermischung und Verdampfung des eingespritzten Kraftstoffs.
Die Bedeutung dieser Auswirkung kann durch die Kurven 370 und 372 in 7 erkannt werden, die die Flüssigkeitsgeschwindigkeit unten am Auslassdurchlass sowohl für BSP als auch TSP darstellen. Besonders relevant sind die Kurven, die illustrieren, dass bei Nadelhüben unter ca. 0,03 mm die Geschwindigkeit unten am Auslassdurchlass von BSP beträchtlich höher liegt als die unten am Auslassdurchlass von TSP. Bei einem Hub von 0,01 mm beträgt die Sprühgeschwindigkeit von BSP 175 m/s im Vergleich zu 121 m/s für TSP oder ein Energieverhältnis von 2:1.
Die gesteigerte Geschwindigkeit, die durch die untenliegende Zapfendüse 300 erzeugt wird, produziert eine Sprühgeschwindigkeit an der Sitzöffnung, die zwei mal so hoch ist wie die einer obenliegenden Zapfendüse bei einer ansonsten gleichen Konfiguration und bei Betrieb mit gleichem Nadelhub und Einspritzdruck. Diese gesteigerte Geschwindigkeit bietet einen zweifachen Vorteil einer OSKA-ECIS-Kraftstoffeinspritzventil und Aufprallzielbaugruppe. Erstens gestattet es die Einspritzung einer größeren Kraftstoffmenge pro Einheitszeit und ermöglicht dadurch die Verwendung einer kürzeren Dp, um ein gegebenes Volumen des Voreinspritzungskraftstoffs einzuspritzen und vereinfacht deshalb die Erreichung von Dp/Di in der Größenordnung von 0,2 oder weniger. Zweitens maximiert der Aufprall des Hochgeschwindigkeitsstrahls auf das Aufprallziel 302 die Sprühenergie und fördert des Weiteren die verstärkten Vermischungseffekte, die von dem OSKA-Ziel 302 erzielt werden, und verringert dabei Dm.
Wiederum bezugnehmend auf 4 und 5 ist das OSKA-Ziel 302 allgemein von der Art, wie in US-Patent Nr. 5.357.924 offengelegt, dessen Gegenstand durch Verweis hier eingegliedert ist. Das Ziel 302 wird auf einer Plattform 350 montiert, die sich vom Zentrum des Hohlraums 304 nach oben erstreckt. Das Ziel 302 enthält vorzugsweise einen Flachkopfeinsatz, der mit Gewinde oder anderweitig in eine Bohrung 352 in die Oberseite der Plattform 350 eingefügt ist. Der Einsatz ist gehärtet im Vergleich zu dem Rest des Metallgusskolbens 16, um die Erosionstendenz zu mildern. Eine obere Fläche 354 des Ziels 302 besteht aus einer praktisch flachen Kollisionsfläche für den hereinkommenden Strom des eingespritzten Kraftstoffs. Eine ringförmige Fläche 356, die um das Ziel 302 verläuft und radial zwischen den Kanten der Plattform 350 und des Ziels 302 geformt ist, dient als Übergangsfläche, die den Fluss des zurückgeführten Kraftstoffs in die ringförmige Kammer 304 auf eine Art fördert, die die wirbelnde Bewegung steigert, die von der ringförmigen Form der Kammer 304 erzeugt wird.
Die Kammer 304 ist nicht wirklich ringförmig, weil die Oberseite des Torus durch Abstumpfen einer Oberfläche 360 des Kolbens 16 verringert ist. Diese Abstumpfung (1) gewährleistet den Atmungsraum und das Kompressionsverhältnis, die für einen Kompressionszündungsmotor benötigt werden, und (2) stumpft einen Innenrand 362 der oberen Fläche des Torus ab, um die Bildung einer Messerschneide zu verhindern und dadurch die Struktur des Kolbens robuster zu machen. Der Grad der Abstumpfung muss so sein, dass die obere Fläche 360 des Kolbens 14 beinahe in Kontakt mit der untersten Oberfläche 362 des Zylinderkopfs 16 in der TDC-Stellung des Kolbens ist und fördert dadurch den sogenannten „Squish-Mischeffekt", der sich ergibt, wenn das Luft-Kraftstoff-Gemisch in einem sehr kleinen Spalt zwischen der obersten Fläche 360 des Kolbens 16 und der untersten Fläche 364 des Zylinderkopfes 14 gefangen ist.
Der Querschnitt der Kammer 304 muss so sein, dass das Volumen vorhanden ist, das notwendig ist, um das Nennkompressionsverhältnis des Motors zu erreichen. In einem Motor mit einem Kompressionsverhältnis von 16:1 hat der Querschnitt des Torus einen Durchmesser D_Torus, der ungefähr 0,25 × D_Bohrung entspricht, wobei D_Bohrung der Durchmesser der Bohrung ist in der sich der Kolben befindet. Daher hat jeder Torus für den Fall einer Durchmesserbohrung von 140 mm einen Durchmesser von 35 mm. Die einzelnen Tori der Kammer 304 verfügen über einen Mittenabstand von 55 mm. Umgekehrt wäre D_Torus ungefähr gleich 0,20 D_Bohrung, um ein Kompressionsverhältnis von 20:1 zu erlangen, und ungefähr 0,30 D_Bohrung, um ein Kompressionsverhältnis von 12:1 zu erlangen.
Die allgemeine Größe und Konfiguration der Düse 300, des Ziels 302 und der Kammer 304 werden so gewählt, dass die gewünschte Dp/Di-Reduktion und die gewünschten Dm-Reduktionseffekte erreicht werden und gleichzeitig der gewünschte ECIS-Effekt maximiert wird. Der ECIS-Effekt wird am besten erreicht, wenn die Kraftstoffeinspritzung bei einer Geschwindigkeit in einem Umfang erfolgt, der von einer anfänglichen Spitzengeschwindigkeit von ungefähr 200 bis 250 m/s (vorzugsweise 230 m/s) auf eine Endgeschwindigkeit von ungefähr 130 bis 220 m/s (vorzugsweise 160 m/s) sinkt. Diese Effekte werden erreicht, wenn Einspritzdruckwerte von 20 bis 30 mPa mit einem Zylinderdruck von 5 bis 10 mPa erhalten werden.
Wenn man diese Begrenzungen bedenkt, gelangt man zu dem Schluss, dass das optimale Einspritzventil und die optimalen Sprühdimensionen für einen Kolbendurchmesser von 140 mm und eine Voreinspritzungskraftstoffmenge, Q_{Voreinspritzung} von 2 mm³ ungefähr wie folgt sind:
Tabelle 1: Bevorzugte Charakteristiken des OSKA-ECIS-Einspritzventils
Da das OSKA-Ziel 302 den Sprühnebel in Tropfengrößen der Größenordnung 5 bis 10% des eingehenden Sprühnebeldurchmessers bricht und weil die Tropfen eine Entfernung von ca. 500 bis 1000 Tröpfchendurchmessern in einem ECIS-Einspritzvorgang zurücklegen, wird die sich ergebende OSKA-ECIS-Einspritzventil-Baugruppe 32 die Tröpfchen in einem Raum von 25 bis 100 mal des anfänglichen Sprühdurchmessers oder 8 bis 32 mm als die erste Näherung verteilen. Die sich ergebende Anordnung ermöglicht die Maximierung der Kraftstoffeindringung, -verteilung und -verdampfung während eines minimierten Dm, wodurch die Minimierung von Dp/Di und Dm enorm erleichtert wird und die aktive Steuerung dieser Charakteristiken zur Optimierung der Zündintensität erleichtert wird.
d. Elektronisches Steuersystem
Bezugnehmend auf 8. kann der Regler oder die elektronische Steuereinheit (ECU) 56 aus allen elektronischen Vorrichtungen bestehen, die in der Lage sind, den Motorbetrieb zu überwachen und die Kraftstoff sowie Luftversorgung des Motors 10 zu steuern. In der illustrierten Anwendungsform besteht diese ECU 56 aus einem programmierbaren digitalen Mikroprozessor. Der Regler oder die ECU 56 empfängt Signale von verschiedenen Sensoren einschließlich einer Reglerposition oder sonstiger Kraftbedarfssensoren 80, eines Kraftstoffdrucksensors 81, eines Motordrehzahlsensors (RPM) 82, eines Kurbelwellenwinkelsensors 84, eines Absolutdrucksensors des Ansaugkrümmers (MAP) 86, eines Luftladungstemperatursensors des Ansaugkrümmers (ACT) 88, eines Motorkühlflüssigkeitstemperatursensors 90, eines Sensors 92 zur Messung der Auspuffgegendrucks (EBP) bzw. eines Sensors 94 zur Überwachung des Betriebs des Bypassventils 64. Der Regler 56 ermittelt ebenfalls EGAP entweder direkt durch einen EGAP-Sensor 98 oder indirekt durch den EBP-Sensor 92 (wenn ein EBP-Ventil verwendet wird). Andere Sensoren, die zur Steuerung der Kraftstoffeinspritzung verwendet werden, sind mit 100 in 8 illustriert. Andere Werte, so wie der angegebene mittlere Effektivdruck (IMEP) und die eingespritzte Masse und Menge an Gas (Q_GAS bzw. V_GAS) werden vom Regler 56 mittels der Daten von einem oder mehreren Sensoren 80–100 und bekannter mathematischer Verhältnisse berechnet. Und noch weitere Werte, wie z.B. der Absolutdruck des Ansaugkrümmers (MAP), der angegebene mittlere Effektivdruck (IMEP), die maximale Motordrehzahl (RPM), der volumetrische Wirkungsgrad der Kraftstoffqualität sowie verschiedene Systemkonstanten werden vorzugsweise in einem ROM-Speicher oder einem anderen Speichergerät des Reglers 56 gespeichert. Der Regler 56 manipuliert diese Signale und sendet die Ausgangssignale zur Steuerung des Dieselleitungsdruckreglers 52, der Einspritzventilbaugruppe des Voreinspritzungskraftstoffs 32 bzw. des Gaseinspritzventils 40. Ähnliche Signale werden verwendet, um das Turbo-Bypassventil 64, die Turbo-Umgehung 66 und die Dosieröffnung bzw. das EBP-Ventil 68 zu steuern.
3. Maximierung der Zündintensität
a. Maximierung der Zündintensität durch eine Da/Di-Steuerung
I. Grundlegende Theorie
Gemäß der bevorzugten Anwendungsform der Erfindung (1) erhält der Regler 56 die Signale von verschiedenen Sensoren, (2) führt Berechnungen auf der Basis dieser Signale durch, um die Einspritz- bzw. Verbrennungscharakteristiken zu bestimmen, die die Zündintensität maximieren, und (3) stellt der Regler die festgestellte(n) Charakteristik(en) entsprechend ein. Diese Steuerung wird vorzugsweise auf einer Dauer- (Zyklus für Zyklus), Vollgeschwindigkeits- und Volllastbasis durchgeführt. Sie kann entweder mit offenem oder geschlossenem Regelkreis erfolgen. Mögliche Steuerschemen werden nun beschrieben, wobei klar sein muss, dass andere Steuerschemen ebenso möglich sind.
Wie bereits oben erörtert, ist der Schlüssel für die Maximierung der Zündintensität die Erlangung eines Verhältnisses Dp/Di < 1. Dp/Di kann durch Veränderung der zeitlichen Einspritzeinstellung des Voreinspritzungskraftstoffs, Tp, der Einspritzdauer des Voreinspritzungskraftstoffs, Dp, bzw. der Selbstzündungseinstellung, Ti, verändert werden. Alle drei ändern Dp/Di durch die Veränderung des Mischzeitraums Dm (wobei Dm = Di – Dp) ist. Dm ist der Zeitraum zwischen der Ausgabe der letzten Tropfen der Kraftstoffladung vom Einspritzventil und dem Einsetzen der Selbstzündung. Folglich kann die Zündintensität durch eine Optimierung von Dm maximiert werden. Diese Tatsache wird durch den Graph in 9 bestätigt. Die Kurve 110 dieses Graphen verdeutlicht die Stickstoffemissionen im Vergleich zu Dm für einen Motor eines Caterpillar 3406, der bei 1800 U/min und Volllast mit verschiedenen Tp- und Dm-Werten läuft. Dm wurde eingestellt durch Veränderung der zeitlichen Zündeinstellung, Ti. Dp wurde konstant gehalten und, da Ti bei 6° Kurbelwinkel und BTDC (vor dem oberen Totpunkt) beinahe konstant war, ist Di ungefähr gleich Tp – 6° und Dm ungefähr gleich Tp – 12°.
Für die Daten in 9, Kurve 110, verläuft der Bereich für Dp/Di wie folgt:
Dp = 6° Kurbelwinkel
Tp = 10–40° Kurbelwinkel
Di = 4–34°
Dm = 0–28°
Dp/Pi = 1,5–0,17
Dp/Di opt = 6/22 bis 6/36
= 0,27 bis 0,17
Die Daten, die zur Erstellung der 9 verwendet wurden, sind in der Tabelle 2 unten wiedergegeben:
Tabelle 2: Verhältnis zwischen BSNOx und Dm
Die aktuellen Daten können variieren. Die Kurve 110 zeigt, was erwartet werden kann, wenn eine gesenkte ACT als Hilfsmittel zur Einstellung von Di und Dp/Di verwendet wird.
Mit einer gesenkten ACT oder einer Ergänzung von EGR usw. wird Di erhöht und sorgt für eine direkte Auswirkung auf die Erhöhung von Dm und eine Bewegung in Richtung eines Optimums Dp/Di und Dm.
Obiges ist nur ein repräsentatives Beispiel zur Darstellung der Trends. Ein Optimum für Dm ist nicht konstant. Es variiert mit verschiedenen Faktoren, inklusive der Motordrehzahl, der Motorlast und ACT. Da die Kraftstoffverdampfungsrate mit der Temperatur steigt, variiert das maximal gewünschte Dm umgekehrt zu ACT. Diese Auswirkung wird durch 10 dargelegt, die 1) die Kraftstoffeindringungs- und Verteilungsprozentzahl aufzeigt und 2) den Kraftstoffverdampfungprozentsatz für den oben beschriebenden Motor, der bei 1800 U/min und Volllast läuft, darstellt. Die Kurve 120 demonstriert, dass für alle ACT-Level der Prozentsatz der Kraftstoffeindringung und -verteilung kontinuierlich bis im Wesentlichen auf 100% nach einer Dm von ungefähr 25° Kurbelwinkel steigt. Die Kurve 120 zeigt an, dass die durchschnittliche Eindringungsrate mit einer MAP-Verminderung steigt. Der Prozentsatz der Kraftstoffverdampfung steigt langsamer bei einer durchschnittlichen Rate, die mit ACT steigt (vergleiche die hohe ACT-Kurve 122 (d.h. ACT ~30°C) mit der mittleren ACT-Kurve 124 (d.h. ACT ~50°C) und der niedrigen ACT-Kurve 126 (d.h. ACT ~70°C). Die Maximierung der Zündintensität erfolgt, wenn 1) beide Prozentsätze für Kraftstoffeindringung und -verdampfung und der Prozentsatz der Kraftstoffverdampfung mindestens ungefähr 50%, vorzugsweise 75%, übersteigen, um eine vorgemischte Verbrennung zu erhalten und 2) der Prozentsatz der Kraftstoffsprühverdampfung nicht länger als ca. 10° Kurbelwinkel bei 100% bleibt (nach diesem Punkt kann eine Fehlzündung erfolgen). Mit Hilfe dieser Parameter ist ersichtlich, dass die optimalen Dm-Bereiche von 25 bis 30° Kurbelwinkel für niedrige ACTs, von 20 bis 25° Kurbelwinkel für mittlere ACTs, von 18 bis 23° für hohe ACTs variieren. Die Daten, die zur Erstellung der 10 verwendet wurden, sind in Tabelle 3 wiedergegeben:
Tabelle 3: Verhältnis zwischen Dm und Verdampfungs-, Eindringungs- und Verteilungsprozentsätzen
Die Auswirkungen der Maximierung der Zündintensität kann durch die Kurven der 11 nachvollzogen werden. Die Kurven 130, 132 und 134 stellen die sofortige Wärmefreisetzung (BTU/Kurbelwinkel), die kumulative Wärmefreisetzung (BTU) und den Zylinderdruck gegenüber Kurbeiwinkelposition für einen Motor eines Caterpillar 3406B dar, der über einen Hubraum von 2,4 l/Zylinder verfügt und bei einer Drehzahl von 1.800 U/min und Volllast läuft. Tp, Dp und Ti sind auf 18° BTDC (vor dem oberen Totpunkt), 6° Kurbelwinkel bzw. 12° Kurbelwinkel eingestellt, wobei sich ein Dm von 6° Kurbelwinkel und Dp/Di von 0,5 ergibt. Aufgrund der Auswirkungen der Maximierung der Zündintensität ist die Kurve der sofortigen Wärmefreisetzung 130 während der Voreinspritzungskraftstoffverbrennung, die ungefähr von 7° bis 2° BTDC (vor dem oberen Totpunkt) erfolgt, sehr steil (und nähert sich in der Tat an eine Senkrechte an). Wärme wird bei einer Geschwindigkeit von 0,05 BTU/° Kurbelwinkel oder 0,5 BTU/msec freigesetzt. Diese hohe Wärmefreisetzung führt zu einer sehr raschen Zündung der gasförmigen Hauptkraftstoffladung mit einer Spitzenzündintensität von ungefähr 220 kW/l. (Diese Schätzung der Wärmefreisetzungsrate wurde berechnet unter der Annahme, dass nur die Hälfte der Zündungsenergie durch die Voreinspritzung erzeugt wurde. (Dieser Prozentsatz kann durch EGR bzw. Wassereinspritzung etc. eingestellt werden.) Wie aus dieser Kurve 132 ersichtlich ist, baut sich eine kumulative Wärmefreisetzung sehr schnell während des Verbrennungsprozesses auf und spiegelt eine effektive Verbrennung eines nahezu homogenen Gemischs und niedrige Stickstoffoxid-Emissionen wider.
Wenn man für einen Augenblick annimmt, dass Tp und Dp konstant sind, können Dm und entsprechend Di/Dp durch Veränderung der zeitlichen Selbstzündungseinstellung Ti geändert werden. Wie aus den Kurven 180, 182, 184 und 186 der 13 zu entnehmen ist, hängen die Auswirkungen der Di-Variation auf den Mischzeitraum von dem Wert Dp/Di ab, der aufgrund der Di-Veränderung bzw. der Dp-Veränderung erhalten wurde. Die Kurven demonstrieren, dass Dm bei niedrigen Dp/Di-Verhältnissen viel empfindlicher auf Di-Veränderungen reagiert als bei hohen Dp/Di-Verhältnissen (vergleiche Kurve 180 mit Kurve 186). Diese Kurven demonstrieren außerdem, dass längere Mischzeiträume viel leichter bei niedrigen Dp/Di-Verhältnissen zu erreichen sind. Sie bevorzugen die Einhaltung von Dp/Di-Verhältnissen von weniger als 0,5 und am besten von weniger als 0,2, um die Erzeugung eines ausreichend großen Dms zu ermöglichen, ohne Ti übermäßig zu verzögern. Die Daten, die zur Erstellung der 13 verwendet wurden, sind in Tabelle 4 wiedergegeben:
Tabelle 4: Verhältnis zwischen Tp und Di
Die Art, wie Ti zur Optimierung von Dm für bestimmte Sätze von Motorbetriebscharakteristiken variiert werden kann, erfordert ein Verständnis der Faktoren, die sie beeinflussen. Die Selbstzündungseinstellung hängt primär von den folgenden Faktoren ab:
Motorkompressionsverhältnis
Luftladungstemperatur (ACT)
Kompressionsdruck (MEP)
Kompressionstemperatur
Kraftstoff-Cetanzahl
Gaskraftstoff-Kompressionsexponent Cp/Cv
Luft-/Kraftstoffverhältnis (Lambda)
Abgasrückführung (EGR)
Von diesen Faktoren sind das Motorkompressionsverhältnis, die Kraftstoff-Cetanzahl und Cp/Cv für einen bestimmten Motor, der von einem bestimmten Kraftstoff und ohne EGR- oder Wasserrückführung betrieben wird, konstant. Zusätzlich ist die Kompressionstemperatur direkt abhängig von ACT, und der Kompressionsdruck ist direkt abhängig vom Krümmerabsolutdruck MAP. Lambda hängt ab von A) der Masse der gasförmigen Kraftstoffladung, die dem Verbrennungsraum zugeführt wird, B) der Masse der Luftladung, die dem Verbrennungsraum zugeführt wird, C) ACT, D) MAP und E) dem Bruchteil der zündenden Zylinder (FFC) im Skipfire-Betrieb.
Wie oben erläutert, kann Di und entsprechend Dm und Di/Dp ebenfalls durch Veränderung der zeitlichen Einspritzeinstellung Tp verändert werden; die Einspritzdauer wird gewöhnlich so kurz wie möglich gehalten und wird daher selten absichtlich verändert. Jedoch kann es wünschenswert sein, die Voreinspritzungsmenge, den Einspritzdruck etc. zu verändern, um den Voreinspritzungssprühnebel anzupassen, um die Optimierung des Voreinspritzungszündvorgangs zu unterstützen. Das Verhältnis zwischen Tp und Di variiert mit verschiedenen Faktoren, am meisten mit ACT bzw. EGR. Diese Tatsache kann aus den Kurven 142, 144 und 146 in 12 ersehen werden, die Di im Vergleich zu Tp für eine niedrige ACT, mittlere ACT bzw. hohe ACT aufzeigen. Diese Kurven verdeutlichen, dass Tp, wenn man die gewünschten Werte für Dm und Di/Tp erhalten will, indem ein Di von z.B. 15° Kurbelwinkel erhalten wird, ungefähr 18° BTDC bei einer niedrigen ACT von ungefähr 30°C, 24° BTDC bei einer mittleren ACT von ungefähr 50°C und 30° BTDC bei einer hohen ACT von ungefähr 70°C sein wird.
Zusammenfassend lässt sich sagen, dass eine Maximierung der Zündintensität erreicht werden kann, wenn Dp/Di niedriger als 1, vorzugsweise niedriger als 0,5 und oft zwischen 0,1 und 0,2 oder sogar niedriger gehalten wird. Dp/Di kann geändert werden, indem Tp, Dp bzw. Di angeglichen werden. Der Hauptvorbehalt ist, dass jegliche Steuerung von Dp/Di nicht zu einem Dm führt, der Fehlzündungen riskiert. Veränderungen von Dp/Di spiegeln sich oft durch Veränderungen von Dm wider und hängen von ihnen ab. Folglich kann eine Maximierung der Voreinspritzungszündintensität oft als eine Optimierung von Dm auf einer Dauer-, Vollgeschwindigkeits- und Volllastbasis angesehen werden. Mögliche Steuersysteme zur Optimierung von Dm werden nun ausführlich behandelt.
II. Offene Steuerung
Bezugnehmend auf 14 wird nun ein mögliches Programm zur Maximierung der Zündintensität auf einer Dauer-, Vollgeschwindigkeits- und Volllastbasis bei 150 illustriert. Das Programm 150 wird vorzugsweise vom Regler 56 der 8 mittels verschiedener Sensoren und Steuervorrichtungen, die in dieser Abbildung illustriert sind, durchgeführt. Das Programm optimiert Dp/Di, indem der Mischzeitraum Dm optimiert wird. Typischerweise wird Dm durch die Optimierung von Tp, Di oder beidem optimiert. Das Programm 150 verläuft von START bei 152 zu Block 154, wo verschiedene Motorbetriebsparameter mittels voreingestellter Werte und Ablesungen von den Sensoren der 8 abzulesen sind. Diese Betriebsparameter können Folgendes beinhalten:
Reglereinstellung oder eine andere Kraftbedarf-Angabe
Motordrehzahl (Se)
Kurbelwellenstellung (Pm)
Krümmerabsolutdruck (MAP)
Luftladungstemperatur (ACT)
Abgasrückführung (EGR)
Die Gasmenge, die am Krümmer (Q_Gas) e eingesetzt wird und
Kraftstoffzusammensetzung
Nachdem diese Daten eingegeben sind, verläuft das Programm 150 zu Block 156 und berechnet anfänglich die Motorbetriebsparameter, die Dm einschließlich Lambda, Leitungsdruck des Voreinspritzungskraftstoff P_RAIL, Tp und Dp beeinflussen. Dann bestimmt das Programm 150 in Block 158 einen Dm-Wert, der zum Erhalt der maximalen Zündintensität nötig ist. Der optimale Dm unter bestimmten Betriebsbedingungen wird vorzugsweise aus einer Verweistabelle erhalten, die für einen kompletten Umfang von Motorbetriebsbedingungen inklusive Drehzahl, Last, Lambda usw. kalibriert wurde.
Sobald der optimale Dm bestimmt ist, verläuft das Programm 150 zu Block 160, wo eine Verweistabelle verwendet wird, um die richtige(n) Einstellunge(n) von einem oder mehreren Parametern zu bestimmen, die zum Erhalt des bestimmten Dm unter den vorherrschenden Motorbetriebsbedingungen notwendig sind. Wie aus obigem ersichtlich sein sollte, variiert die Auswahl des/der einzustellenden Parameter(s) ebenso wie die Größenordnung der Einstellung je nach den verschiedenen Faktoren, einschließlich der Momentandrehzahl und Last und anderer gleichzeitig laufender Programme, wie z.B. das Lambda-Optimierungsprogramm. Wie oben erläutert, wird der gesteuerte Parameter typischerweise eine Kombination aus Tp, Lambda, MAP, ACT und, falls verwendet, EGR sein. Wenn Tp konstant ist oder nur auf der Basis von anderen Überlegungen gesteuert wird, kann Dm durch Angleichung von Ti eingestellt werden. Ti kann angeglichen werden, indem sowohl die anfängliche Lufttemperatur (d.h. die Temperatur zu Beginn des Einspritzungs-/Verbrennungszyklus) als auch die Rate des Lufttemperaturanstiegs innerhalb des Verbrennungsraums während der Kompressionsphase des Motorbetriebszyklus eingestellt wird. In diesem Fall kann die anfängliche Lufttemperatur durch Veränderung von ACT eingestellt werden. Die Lufttemperaturanstiegsrate kann eingestellt werden, indem z.B. eines oder mehr verändert wird: Abgasrückführung (EGR), Wassereinspritzung, MAP bzw. Lambda.
Die Verweistabelle enthält empirisch bestimmte Informationen bezüglich der Auswirkungen aller dieser Parameter auf Dm unter verschiedenen Motorbetriebsbedingungen, und der Regler 56 wählt (eine) bestimmte Einstellung(en) aus, die nötig sind, um einen Dm innerhalb eines akzeptablen Bereichs für die Maximierung der Zündintensität zu erhalten. Alternativ kann Tp so eingestellt werden, um eine optimale Di und entsprechend einen optimalen Dm unter Verwendung der zusammengetragenen Daten, z.B. aus den Kurven Tp im Vergleich zu Di der 12, zu erhalten.
Das Programm läuft dann weiter zu Block 162, wo der/die gesteuerte(n) Motorbetriebsparameter wie notwendig eingestellt wird/werden, um den Dm-Wert zu erhalten, der in Block 160 bestimmt wurde. Folglich wird, wenn ein Gas-Luft-Gemisch in den Verbrennungsraum eingelassen wird und die Voreinspritzungskraftstoffladung in die vorgemischte Ladung aus Gas und Luft in Block 164 eingespritzt wird, der bestimmte optimale Dm erhalten, was zu dem gewünschten Dp/Di und der Maximierung der Zündintensität führt. Das Programm geht dann zu RETURN in Block 166.
III. Geschlossene Steuerung (Regelung)
Die Zündintensität könnte alternativ mit einem geschlossenen Regelkreis mittels eines gemessenen Parameters, der z.B. von einem schnellen Stickstoffoxid-Sensor, einem Klopfdetektor, einem Zylinderdrucksensor oder einem Flammenionisationsdetektor als Feedback erhalten wird, maximiert werden. Grundsätzlich wird die Flammenionisation als Feedback-Parameter bevorzugt, da sie relativ einfach auf einer Zyklus-für-Zyklus-Basis überwacht werden kann und kann eine direkte Messung von Di bieten, da Di = Tp – Ti und Dm = Tp – Ti – Dp. Bezugnehmend auf 15 beginnt ein Programm 200, das geschlossene Steuerung (Regelung) mit Rückführung bei START in Block 202 und verläuft wie in dem Beispiel mit offener Steuerung in 14 über die Ablese- und Berechnungsschritte 204 und 206 mit Ausnahme der Tatsache, dass ein oder mehrere zusätzliche Werte, die als Feedback zu verwenden sind, wie z.B. Flammenionisation, in Block 204 abgelesen werden. Dann in Block 208 wird der gemessene Wert des Feedbackparameters mit einem vorbestimmten Wert oder Wertebereich verglichen, um zu bestimmen, ob eine Dm-Angleichung notwendig ist. Wenn die Antwort auf diese Frage YES (JA) ist, zeigt dies an, dass keine Mischzeitraumeinstellung benötigt wird, und das Programm 200 verläuft zu Schritt 212 und steuert eine Kraftstoffzufuhr, Einspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs und einen Kraftstoffzündungszyklus ohne eine Veränderung von Dm. Wenn andererseits die Antwort auf die Frage von Block 208 NO (NEIN) ist, zeigt dies an, dass die Zündverzögerung, die in dem vorhergehenden Zyklus verwendet wurde, geändert werden muss. Das Programm 200 verläuft zu Block 210 und ändert einen oder mehrere Motorbetriebsparameter, um Dm zu ändern. Wie vorher können die geänderten Parameter Tp, ACT, MAP, Lambda oder eine Kombination von ihnen sein. Die Größenordnung der Änderung kann konstant sein oder von der Größe der Abweichung zu dem gemessenen Wert abhängen und wird normalerweise proportional zum Unterschied zwischen dem gewünschten Dm und dem tatsächlichen Dm sein.
Im Programm 200 geht es dann wie zuvor weiter zu Block 212, um eine Einspritzung des Voreinspritzungskraftstoffs, eine Zuführung der gasförmigen Kraftstoff-Luftladung und des Zündungs- und Verbrennungszyklus zu auszulösen. Das Programm geht dann zu RETURN (Zurückkehren) in Block 214 über.
c. Steuerung der Maximierung der Zündintensität durch Leistungsmaximierung der Leistung der Voreinspritzungszündung
Die maximierte Zündintensität wurde bis jetzt als Optimum von Dp/Di oder von Faktoren beschrieben, die sich darauf beziehen, wie z.B. das Optimum Di oder Optimum Dm. Jedoch kann es auch nützlich sein, das Zündintensitätsmaximum als Maximum der Momentanleistung zu beschreiben, die durch die Voreinspritzungsladung während der Selbstzündung erzeugt wird. Die maximale Momentanleistungsausgabe kann erhalten werden, wenn die zeitliche Einspritzeinstellung, die Einspritzdauer bzw. die Zündverzögerung gesteuert wird, um eine gleichförmige Verteilung des Voreinspritzungskraftstoffs im gesamten Verbrennungsraum mit einer optimalen Tröpfchengröße und -anzahl zu erhalten.
Dieses Modell der Maximierung der Zündintensität kann durch die Verwendung eines speziellen Beispiels richtig eingeschätzt werden. Bei einer Kompressionszündungsladung mit Voreinspritzungszündung für einen Motor mit 2,4 Liter Hubraum pro Zylinder, einem Kompressionsverhältnis von 16:1 und einer Dieselvoreinspritzungsmenge von 2 mm³ erfolgt eine Maximierung der Zündintensität, wenn der eingespritzte Voreinspritzungskraftstoff die Form von gleichmäßig verteilten Tröpfchen mit einem durchschnittlichen Durchmesser von 50 Mikron annimmt. Wenn die Gas-Luftladung bei Lambda 2,0 aufweist, sind die geplanten Verbrennungscharakteristiken wie folgt:
Tabelle 5: Geplante Verbrennungscharakteristiken als Folge der Maximierung der Zündintensität
In dem Beispiel oben ist die Selbstzündung das Ergebnis der sofortigen Verbrennung von über 30.000 Tröpfchen, von denen jedes einzelne wirkt wie eine Miniaturzündkerze. Die sich ergebende Selbstzündung erzeugt eine Momentanleistung von 70 kW oder ungefähr 30 kW/l und führt wiederum zu einer äußerst effektiven Zündung des gasförmigen Kraftstoffs im Verbrennungsraum. Diese maximale Zündintensität spiegelt sich wider in der Spitze der Kurve 30 der 11. Andere Berechnungen haben gezeigt, dass die Erreichung einer Spitzenzündintensität von über 200 kW/l Hubraum möglich ist.
Viele Änderungen und Modifikationen könnten an der Erfindung vorgenommen werden, ohne vom Erfindungsgedanken abzuweichen.
Während die Erfindung zum Beispiel hauptsächlich in Verbindung mit einem Motor beschrieben wurde, in dem gasförmiger Kraftstoff während des Ansaughubs des Kolbens zugeführt wird, kann sie zum Beispiel auch für einen Motor verwendet werden, in dem gasförmiger Kraftstoff durch eine direkte Hochdruckeinspritzung (HPDI) während des Kompressionshubs des Kolbens zugeführt wird, typischerweise in der Nähe der oberen Totpunktstellung des Kolbens. HPDI wird z.B. in US-Patent Nr. 5.832.906 der Fa. Westport Industries beschrieben, dessen Gegenstand durch Verweis eingegliedert wird.
Der Umfang der zusätzlichen Änderungen wird offensichtlich durch die angefügten Ansprüche.

Claims

Verfahren zum Einspritzen einer Ladung von Vorkraftstoff in eine Brennkammer (18) eines Kompressionszündungsmotors (10), um eine Ladung von gasförmigem Kraftstoff in der Brennkammer (18) zu zünden, wobei das Verfahren umfasst: Steuern wenigstens eines Zeitpunktes Tp der Auslösung der Vorkraftstoffeinspritzung, einer Vorkraftstoffeinspritzungs-Zeitdauer Dp und einer Zündungsverzögerungsperiode Di so, dass Dp/Di < 1, wobei der Steuerschritt auf Basis von Vollzeit, voller Drehzahl und Lastbereich wiederholt wird.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei der Steuerschritt das Herstellen einer Mischperiode Dm > 1° c.a. umfasst und Dm = Di – Dp.
Verfahren nach Anspruch 2, wobei der Steuerschritt das Herstellen von Dm zwischen 5° c.a. und 40° c.a. umfasst.
Verfahren nach Anspruch 2, wobei der Schritt des Herstellens Ändern des Selbstzündungs-Zeitpunktes Di umfasst.
Verfahren nach Anspruch 2, wobei Di geändert wird, indem wenigstens eines von A) einer Temperatur ACT einer Luftladung, die in die Brennkammer (18) eingelassen wird; B) einem Druck MAP der in die Brennkammer (18) eingelassenen Luftladung, und C) einem Luft/Kraftstoffverhältnis λ eines Erdgas/Luft-Gemischs in der Brennkammer (18) reguliert wird.
Verfahren nach Anspruch 5, wobei ACT reguliert wird, durch Regulieren von wenigstens eines von A) einer Änderung eines Anteils von Abgasrückführung EGR von einem Abgas des Motors (10) zu der Brennkammer (18), B) einer Änderung des Betriebes wenigstens eines von 1. einem Auflader, 2. einem Turbolader (70), 3. einem Nachkühler, oder 4. einer Expansionsturbine, die sich stromab von dem Nachkühler befindet, C) einer Änderung des Betriebes eines Zwischenkühlers, der der Brennkammer (18) zugeführte Einlassluft kühlt, oder D) einem Einspritzen von Wasser in ein Einlassgemisch.
Verfahren nach Anspruch 5, wobei MAP reguliert wird, indem ein Betriebszustand eines Turbo-Umgehungsventils (76) reguliert wird, um einen Anteil von Einlass-Luftstrom zu steuern, der den Kompressorausgang des Turboladers (70) des Motors (10) umgeht.
Verfahren nach Anspruch 5, wobei MAP reguliert wird, indem ein Ladedruckregelventil (74) oder eine variable Turbinendüse eines Turboladers (70) reguliert wird.
Verfahren nach Anspruch 5, wobei λ reguliert wird, indem wenigstens eines von A) einem Wert einer gasförmigen Kraftstoffladung, die dem Einlasssystem (34) oder der Brennkammer (18) zugeführt wird, B) einer Masse der der Brennkammer (18) zugeführten Luftladung, C) ACT, D) MAP, und E) einem Anteil zündender Zylinder (FFC) in einem versetzten Zündbetrieb geändert wird.
Verfahren nach Anspruch 4, wobei Di geändert wird, indem Abgasrückführung EGR reguliert wird.
Verfahren nach Anspruch 2, wobei der Schritt des Herstellens das Regulieren wenigstens eines von Tp und Dp umfasst.
Verfahren nach Anspruch 2, wobei der Schritt des Herstellens das Regulieren einer Rate von Vorkraftstoffverbrennung in der Brennkammer (18) durch Regulieren wenigstens eines von einer Größe, einer Anzahl, einer Verteilung und einem Anteil der Verdampfung von Vorkraftstoff-Tröpfchen in der Brennkammer (18) umfasst.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei der Einspritzschritt das Betätigen eines elektronisch betätigten Kraftstoffeinspritzventils (32) umfasst, das mit einer Quelle (42) von Kraftstoff verbunden ist, der durch Kompressionszündung verbrannt werden kann.
Verfahren nach Anspruch 13, wobei das Einspritzventil (32) eines umfasst, das Kraftstoff in einer sich ausdehnenden Wolke während wenigstens eines erheblichen Teils eines Einspritzereignisses einspritzt.
Verfahren nach Anspruch 14, wobei das Einspritzventil (32) eine unten aufsitzende Zapfendüse (310) und ein Aufprallziel (302) enthält, auf das über die Düse (310) ausgestoßener Kraftstoff aufprallt.
Verfahren nach Anspruch 13, wobei das Einspritzventil (32) eines von einem hydraulisch-elektronischen Akkumulator-Einspritzventil und einem hydraulisch-elektronischen Nicht-Akkumulator-Einspritzventil oder jedes beliebige andere elektronisches Common-Rail-Kraftstoffeinspritzsystem umfasst.
Verfahren nach Anspruch 13, wobei der Vorkraftstoff Dieselkraftstoff ist.
Verfahren nach Anspruch 13, wobei der Vorkraftstoff Motor-Schmieröl ist.
Verfahren nach Anspruch 18, wobei die Vorkraftstoffladung im Durchschnitt nicht mehr als ungefähr 1% der gesamten Kraftstoffladung umfasst, die der Brennkammer (18) zugeführt wird.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei die Kraftstoffladung während eines Einlasshubs des Kolbens (16) in die Brennkammer (18) eingelassen wird.
Verfahren nach Anspruch 1, wobei die gasförmige Kraftstoffladung während eines Verdichtungshubes des Kolbens (16) in die Brennkammer (18) eingelassen wird.
Verfahren zur Vorzündung eines Gemischs aus gasförmigem Kraftstoff und Luft in einer Brennkammer (18) eines Verbrennungsmotors (10), wobei das Verfahren umfasst: A) Einspritzen einer Vorkraftstoffladung in eine Brennkammer (18) entweder vor oder nach dem Einlassen des gasförmigen Kraftstoffs in die Brennkammer (18), wobei der Vorkraftstoff zur Selbstzündung durch Kompressionszündung fähig ist; B) Zünden der Vorkraftstoffladung, indem ein Kolben (16) des Motors (10) veranlasst wird, einen Verdichtungshub auszuführen; und C) Steuern wenigstens eines von einem Vorkraftstoff-Einspritzzeitpunkt (Tp), einer Vorkraftstoff-Einspritzzeitdauer (Dp) und einem Selbstzündungszeitpunkt (Ti), wobei eine Spitzenleistung von über 100 kW/l aus der Verbrennung der Vorkraftstoffladung in der Brennkammer (18) erzeugt wird.
Motor (10), der umfasst: A) einen Zylinder (12), der einen Motorkopf (14) und einen Kolben (16) enthält, der in dem Zylinder (12) hin und her verschoben werden kann, um eine Brennkammer (18) mit variablem Volumen zwischen dem Motorkopf (14) und dem Kolben (16) auszubilden; B) eine Quelle (39) von gasförmigem Kraftstoff, die während eines Einlasshubs des Kolbens (16) oder eines Verdichtungshubs des Kolbens (16) in Fluidverbindung mit der Brennkammer (18) steht; C) eine Luftquelle, die während des Einlasshubs des Kolbens (16) in Fluidverbindung mit der Brennkammer (18) steht; D) ein Vorkraftstoffeinspritzventil (32), das so ausgebildet ist, dass es während des Verdichtungshubs des Kolbens (16) eine Ladung von Vorkraftstoff in die Brennkammer (18) einspritzt; und E) eine Steuereinrichtung (56), die eine Vorrichtung, die wenigstens das Vorkraftstoff-Einspritzventil (32), die Quelle (39) von gasförmigem Kraftstoff und die Luftquelle so steuert, dass ein Zeitpunkt Tp der Auslösung von Vorkraftstoff-Einspritzung, eine Vorkraftstoff-Einspritzzeitdauer Dp und eine Zündverzögerungsperiode Di so sind, dass Dp/Di < 1, wobei die Steuereinrichtung (56) die Vorrichtung so steuert, dass Dp/Di < 1 Zyklus für Zyklus auf Basis voller Drehzahl und Lastbereich hergestellt wird.
Motor nach Anspruch 23, wobei die Steuereinrichtung (56) die Vorrichtung so steuert, dass sie eine Mischperiode Dm zwischen 5° und 40° erzeugt, wobei Dm = Di – Dp.
Motor nach Anspruch 23, wobei das Einspritzventil (32) eines umfasst, das Kraftstoff in einer sich ausdehnenden Wolke während wenigstens eines erheblichen Teils eines Einspritzereignisses einspritzt.
Motor nach Anspruch 25, wobei das Einspritzventil (32) eine unten aufsitzende Zapfendüse (310) und ein Aufprallziel (302) umfasst, auf das über die Düse (310) ausgestoßener Kraftstoff aufprallt.
Motor nach Anspruch 23, wobei die Kraftstoffquelle (42) eine Quelle von Dieselkraftstoff oder Motorschmieröl ist.
Motor nach Anspruch 26, wobei die Quelle (39) von gasförmigen Kraftstoff und die Luftquelle einen gemeinsamen Luftzufuhrverteiler (34) haben.
Motor nach Anspruch 26, wobei der gasförmige Kraftstoff in den Einlasskanal (26) eingespritzt wird.
Motor nach Anspruch 26, wobei der gasförmige Kraftstoff während des Verdichtungshubes des Kolbens (16) in die Brennkammer (18) eingespritzt wird.