Selektive katalytische Reduktion von Stickoxiden in Kraftfahrzeugen ...
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5 Spray/Wand-Interaktion die Autoren gleich mit der Temperatur Tmax einer isothermen Wand, was einer Wand mit einer unendlich großen Wärmeleitfähigkeit entspricht. Die Temperaturdifferenz Tmax − Tmin korreliert dann mit dem Temperaturabfall beim Tropfenkontakt. Dies lässt die Schlussfolgerung zu, dass durch die gewählten Versuchsbedingungen die unterschiedlichen thermischen Eigenschaften der eingesetzten Platte ausgeglichen werden. Ursache hierfür ist zum einen die beidseitige Wärmezufuhr an die Platte durch Konvektion mit einer Gastemperatur, die oberhalb des Leidenfrostpunkts liegt. Des Weiteren wird mit dem eingesetzten Zerstäuber ein dünnes Spray erzeugt, welches sich durch kleine Tropfengrößen (mittlerer Durchmesser D10 =28µm) auszeichnet. Dadurch ist die zum Ausbilden des Dampfpolsters benötigte Wärmemenge gering, es kommt pro Tropfenkontakt zu einer nur geringen Auskühlung der Platte. Die Plattentemperatur nähert sich langsam von oben an den Leidenfrostpunkt an, bis es zur ersten dauerhaften Benetzung kommt. Der von Jonas et al. [52] angegebene Temperaturabfall wird im Folgenden mit den Ergebnissen des Kontaktmodells verglichen. Beim Kontakt zweier halbunendlicher Körper, hier Tropfen und Wand, stellt sich eine zeitlich unabhängige Kontakttemperatur Tkont = Td + bw bw + bd (Tw − Td) ein citeBaehr:1998, die näher bei der Temperatur des Kontaktpartners mit dem höheren Wärmeeindringkoeffizienten, bi = � (λρcp)i, in unserem Fall der Wand, liegt. Tabelle 5.4 vergleicht die berechneten Kontakttemperaturen für eine Tropfentemperatur von 300 K und eine Wandtemperatur von 550 K für unterschiedliche Wandmaterialien mit den Daten von Jonas et al. [52]. Da die Wärmeleitfähigkeit für Aluminiumverbindungen stark variiert, sind in der Tabelle neben einer häufig verwendeten Aluminiumlegierung noch die Werte für reines Aluminium aufgeführt. Jonas et al. [52] machen keine genauen Angaben über die Art der verwendeten Legierung. Die Temperaturdifferenz Tmax − Tmin lässt sich in erster Näherung gut mit dem Kontaktmodell wiedergeben. Es ergeben sich deutliche Unterschiede in der kurzfristigen Abkühlung der Wand in Abhängigkeit von deren thermischen Eigenschaften. Man kann mit dem Kontaktmodell eine Abschätzung über die Unsicherheiten der gemessenen Wandtemperatur bei Einzeltropfen- oder Tropfenkettenexperimenten treffen, welche von üblichen Thermoelementen zeitlich nicht aufgelöst wird. Vom Wärmeübergang aus betrachtet stellt die Leidenfrosttemperatur die Grenze dar, ab welcher sich für das auftreffende Fluid in einer Zeitdauer, welche in etwa der Kontaktzeit des Trop- 102
5.7 Ergebnisse Tabelle 5.4: Kontakttemperaturen Tkont und Temperaturabsenkung ∆T halbunendlicher Körper für Wasser mit Td = 300 K und Tw = 550 K im Vergleich zu den Werten von Jonas et al. [52] Wandmaterial Tkont ∆T Tmax − Tmin [52] Aluminium (AlSi12CuMgNi) Aluminium, rein 531.2 K 534.4 K 18.8 K 15.6 K 11 K Edelstahl (X5CrNi18-10) 507.0 K 43.0 K 45 K Quarzglas 464.2 K 85.8 K 102 K fens entspricht, gerade noch ein durchgehendes Dampfpolster ausbildet. Diese Grenze hängt neben den Wärmeeindringkoeffizienten der Wand und des Fluids auch von dessen Dampfdruck und der Verdunstungsenthalpie ab. Kann dieses Dampfpolster nicht schnell genug ausgebildet werden, kommt es zur Benetzung der Oberfläche. Dies resultiert in einer starken Erhöhung des Wärmeübergangs und somit zu einer Auskühlung des Wandmaterials. Dadurch ist die Leidenfrosttemperatur für Wandmaterialien mit geringen Wärmeeindringkoeffizienten, wie z.B. Quarzglas, gegenüber Materialien mit hohen Wärmeeindringkoeffizienten deutlich erhöht und es zeigt sich ein starker Einfluss der Versuchsbedingungen wie Anordnung der Heizung, Tropfengröße und Tropfenfrequenz. Die gegenüber Wasser erhöhte Leidenfrosttemperatur von HWL lässt sich auf den geringeren Dampfdruck zurückführen, da die anderen thermischen Stoffwerte nur gering unterschiedlich sind. 5.7.3 Simulation der Spraykühlung In der Simulation der thermischen Prozesse beim Spray/Wand-Kontakt wird der Kanal oberhalb der Platte (siehe Abbildung 5.12) betrachtet, wobei eine Kanalbreite von 120 mm angenommen wird. Das Berechnungsgebiet von 120 x 400 x 46 mm3 wird mit 40 x 133 x 12 Hexaederzellen aufgelöst. In allen Betriebspunkten wird entsprechend den Untersuchungen von Himmelsbach [47] ein dimensionsloser Wandabstand von y + =30± 5 eingehalten. Der Wärmeübergangskoeffizient zwischen Plattenunterseite und unterer Kanalströmung αamb−w wird über eine Nusselt-Korrelation für eine ebene Platte nach dem VDI-Wärmeatlas [119] vorgegeben. Die thermischen Randbedingungen wurden mit den Aufheizkurven nach Ende der Dosierung für verschiedene 103
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5.7 Ergebnisse<br />
Tabelle 5.4: Kontakttemperaturen Tkont und Temperaturabsenkung ∆T halbunendlicher<br />
Körper für Wasser mit Td = 300 K und Tw = 550 K im Vergleich zu<br />
den Werten <strong>von</strong> Jonas et al. [52]<br />
Wandmaterial Tkont ∆T Tmax − Tm<strong>in</strong> [52]<br />
Alum<strong>in</strong>ium (AlSi12CuMgNi)<br />
Alum<strong>in</strong>ium, re<strong>in</strong><br />
531.2 K<br />
534.4 K<br />
18.8 K<br />
15.6 K<br />
11 K<br />
Edelstahl (X5CrNi18-10) 507.0 K 43.0 K 45 K<br />
Quarzglas 464.2 K 85.8 K 102 K<br />
fens entspricht, gerade noch e<strong>in</strong> durchgehendes Dampfpolster ausbildet. Diese Grenze<br />
hängt neben den Wärmee<strong>in</strong>dr<strong>in</strong>gkoeffizienten der Wand und des Fluids auch <strong>von</strong> dessen<br />
Dampfdruck und der Verdunstungsenthalpie ab. Kann dieses Dampfpolster nicht<br />
schnell genug ausgebildet werden, kommt es zur Benetzung der Oberfläche. Dies resultiert<br />
<strong>in</strong> e<strong>in</strong>er starken Erhöhung des Wärmeübergangs und somit zu e<strong>in</strong>er Auskühlung<br />
des Wandmaterials. Dadurch ist die Leidenfrosttemperatur für Wandmaterialien mit<br />
ger<strong>in</strong>gen Wärmee<strong>in</strong>dr<strong>in</strong>gkoeffizienten, wie z.B. Quarzglas, gegenüber Materialien mit<br />
hohen Wärmee<strong>in</strong>dr<strong>in</strong>gkoeffizienten deutlich erhöht und es zeigt sich e<strong>in</strong> starker E<strong>in</strong>fluss<br />
der Versuchsbed<strong>in</strong>gungen wie Anordnung der Heizung, Tropfengröße und Tropfenfrequenz.<br />
Die gegenüber Wasser erhöhte Leidenfrosttemperatur <strong>von</strong> HWL lässt sich auf den ger<strong>in</strong>geren<br />
Dampfdruck zurückführen, da die anderen thermischen Stoffwerte nur ger<strong>in</strong>g<br />
unterschiedlich s<strong>in</strong>d.<br />
5.7.3 Simulation der Spraykühlung<br />
In der Simulation der thermischen Prozesse beim Spray/Wand-Kontakt wird der Kanal<br />
oberhalb der Platte (siehe Abbildung 5.12) betrachtet, wobei e<strong>in</strong>e Kanalbreite<br />
<strong>von</strong> 120 mm angenommen wird. Das Berechnungsgebiet <strong>von</strong> 120 x 400 x 46 mm3 wird<br />
mit 40 x 133 x 12 Hexaederzellen aufgelöst. In allen Betriebspunkten wird entsprechend<br />
den Untersuchungen <strong>von</strong> Himmelsbach [47] e<strong>in</strong> dimensionsloser Wandabstand<br />
<strong>von</strong> y + =30± 5 e<strong>in</strong>gehalten. Der Wärmeübergangskoeffizient zwischen Plattenunterseite<br />
und unterer Kanalströmung αamb−w wird über e<strong>in</strong>e Nusselt-Korrelation für e<strong>in</strong>e<br />
ebene Platte nach dem VDI-Wärmeatlas [119] vorgegeben. Die thermischen Randbed<strong>in</strong>gungen<br />
wurden mit den Aufheizkurven nach Ende der Dosierung für verschiedene<br />
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