Aufladung von Verbrennungsmotoren: Grundlagen · Berechnungen · Ausführungen [2., völlig neubearb. und erw. Aufl.] 978-3-540-10088-1, 978-3-662-11204-5

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K. Zinner

Aufladung von Verbrennungsmotoren Grundlagen . Berechnungen . Ausfuhrungen 2., ｶｬｩｧ＠

neu bearbeitete und erweiterte Auflage

Mit 248 Abbildungen

Springer-Verlag Berlin Heidelberg GmbH 1980

Dr.-Ing. Dr.-Ing. E. h. KARL A. ZINNER Direktor i. R., ehem. Leiter der Motorenforschung der M.A.N., WerkAugsburg, Honorarprofessor em. an der Technischen ｕｮｩｶ･ｲｳｴ＠ Munchen

CIP-Kurztitelaufnahme der Deutschen Bibliolhek. Zinner, Karl: Aulladung von Verbrennungsmotoren : Grundlagen, Berechnungen, Ausliihrungen / K Zinner. 2., v611ig neu bearb. u. erw. Aull. - Berlin, Heidelberg, New York: Springer, 1980.

ISBN 978-3-540-10088-1 DOI 10.1007/978-3-662-11204-5

ISBN 978-3-662-11204-5 (eBook)

Das Werk ist urheberrechtlich geschOtzt. Die dadurch begrOndeten Rechte, insbesondere die der Obersetzung, des Nachdruckes, der Entnahme von Abbildungen, der Funksendung, der Wiedergabe auI Wege und der Speicherung in Datenverarbeitungsanlagen photomechanischem oder ｨｮｬｩ｣･ｭ＠ bleibt auch bei nur auszugsweiser Verwertung vorbehalten. fUr gewerbliche Zwecke ist ｧ･ｭｂ＠ § 54 UrhG ei ne VergOtung an den Verlag zu Bei ｖ･ｲｶｩｬｴｧｵｮ＠ zahlen, deren Hohe mit dem Verlag zu vereinbaren isI. © by Springer-Verlag Berlin Heidelberg 1975 and 1980. UrsprOnglich erschienin bei Springer-Verlag, Berlin/Heidelberg in 1975 and 1980. Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Handelsnamen, Warenbezeichnungen usw. in diesem Buche berechtigt auch ohne besondere Kennzeichnung nicht zur Annahme, daB solche Namen im Sinne der Warenzeichen- und Markenschutz-Gesetzgebung als Irei zu betrachten ｷｲ･ｮ＠ und daher von jedermann benutzt werden dOrlten. Ollsetdruck: lotokop wilhelm weihert KG, Darmstadt· Einband: Konrad Triltsch, WOrzburg 2362/3020 - 54321

Vorwort zur zweiten Auflage Seit dem Erscheinen der ersten Auflage vor fiinf Jahren hat die Aufladung von Verbrennungsmotoren so groJ3e Fortschritte gemacht, daJ3 eine Neubearbeitung dieses Buches notwendig wurde. Neben einigen

- und auch Streiｅｲｧｮｺｵ･＠

chungen - in den Kapiteln 6 und 7 wurden die Kapitel 8 und 9 erweitert und dem neuen Stand angepaJ3t, die Kapitel 10 und 12 (frUher 11) wurden mit neuen Beispielen umgeschrieben. Das Kapitel 11 "Probleme der Aufladung von Automobilmotoren" ist neu hinzugekommen. Obwohl auch die Theorie, insbesondere die programmierte Berechnung des ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

und dynamischen Verhaltens des

Systems Motor -.Abgasturbolader erheblich weiterentwickelt wurde, ist von einer Erweiterung in dieser Richtung abgesehen worden. Monographien zu diesem Thema sind an anderer Stelle teils bereits erschienen, teils in Arbeit, auf die ･ｩｮｳ｣ｨｬｧ＠

Literatur wurde hingewiesen.

Da eine entsprechende ISO-Norm zur Zeit der Abfassung noch nicht verabschiedet war, wurde bei der Schreibweise der Formelzeichen auf die DIN -Normen 1304 und 1940 zurUckgegriffen. Bei der Ubemahme von einzelnen Beispielen aus der Literatur wurden zum Teil noch die Dimensionen des technischen MaJ3systems wie im Original beibehalten. FUr Korrektur-Lesen und Mithilfe in der Ausfiihrung bin ich demselben Personenkreis zu Dank verpflichtet wie bei der ersten Auflage. Stadtbergen, April 1980

Karl Zinner

Vorwort zur ersten Auflage Die giinstige Aufnahme, die mein in wenigen Exemplaren ｶ･ｲｩｬｦｴｧｳ＠

Vor-

lesungsmanuskript "Grundlagen der Aufladung" fand, hat mich ermutigt, dieses Manuskript zu erweitern und in Buchform herauszugeben. Das Buch wendet sich in erster Linie an den Motoreningenieur, der die Aufladung als wichtigstes Mittel

v

zur Leistungssteigerung seiner Motoren anwendet und an den interessierten Studenten, der sich Uber die

Probleme der Aufladung unterrichten will. Damit ｶｩ･ｬｦｴｧｮ＠

ist auch der Inhalt abgegrenzt: Das Buch befaJ3t sich nicht mit der Berechnung und Konstruktion von Auflade -Einrichtungen (Ladern) der verschiedenen AusfUhrungsarten - diese Aufgabe ist anderen FachbUchern vorbehalten -, sondern mit den Problemen, die fUr das Zusammenwirken von Lader und Motor wichtig sind, und mit dem EinfluJ3 des Laders auf das Betriebsverhalten des aufgeladenen Motors. Bei der Darstellung der

habe ich mich um ｚｵｳ｡ｭ･ｮｨｧ＠

beｖ･ｲｳｴｮ､ｬｩ｣ｨｫ＠

mUht. Wenn auch fUr die quantitative Behandlung so1cher Probleme heute der Elektronenrechner nicht entbehrt werden kann, sind doch m. E. solche Methoden, die noch ohne diesen auskommen, fUr das

gewisser ｖ･ｲｳｴｮ､ｩ＠

besser ｚｵｳ｡ｭ･ｮｨｧ＠

geeignet. Bei dem Literaturverzeichnis muJ3te ich mich wegen der groJ3en Zahl von Veroffentlichungen Uber Aufladung und aufgeladene Motoren auf die Stellen bedie entweder die im Buch gegebene Darstellung unmittelbar beeinfluJ3t ｳ｣ｨｲｮｫ･Ｌ＠

haben, oder die mir als Beleg fUr manche Aussagen bekanntgeworden waren. Die Literaturangaben sind daher ｮ｡ｴｵｲｧ･ｭｊＳ＠

ｵｮｶｯｬｳｴ､ｩｧＮ＠

Versuchs- und Rechenergebnisse ohne Quellenangabe stammen aus der M.A.N. Augsburg, der ich fUr diese Hilfe, sowie fUr die AusfUhrung von notwendigen Fotoarbeiten zu Dank verpflichtet bin. Dank schulde ich vor allem auch meinen frUheren Mitarbeitern in der M. A. N., den Herren Dr. -Ing. Fritz Eberle und Dipl.Ing. Heinrich Friedmann, die die Korrektur gelesen haben. Sie haben nicht nur Fehler korrigiert, sondern mir manche Hinweise auf eine bessere Darstellung gegeben. Das Schreiben des Textes in Entwurf und Reinschrift lag in den von ｆｲｵｬ･ｩｮ＠

ｈｮ､･＠

Margot Kiolbassa, die AusfUhrung der Zeichnungsvorlagen und das

Schreiben der Gleichungen in denen von Herrn Emil Teuchmann. Ohne die sorgArbeit dieser meiner Mitarbeiter, denen ich hierfUr an dieser Stelle ｦｬｴｩｧ･＠

gleichfalls danke, ｷｲ･＠

es nicht moglich gewesen, das Buch in der vorliegenden

Form und damit zu dem Preis herauszubringen, zu dem es jetzt ･ｲｨｬｴｩ｣＠

ist.

SchlieJ31ich habe ich dem Springer- Verlag fUr manche Hinweise in der AusfUhrung und fUr die Ausstattung des Buches zu danken.

Stadtbergen, Mai 1975

VI

Karl Zinner

Inhaltsverzeichnis o.

Einleitung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1

1.

Begriffsbestimmung und Uberblick liber die verschiedenen Aufladeverfahren. . . . . . . . . . . . . . . . . . .

7

2.

Die

der Aufladung ａｮｦｧ･＠

11

2. 1

Ottomotoren

11

2.2

Dieselmotoren

13

2.3

Flugmotoren

2.4

Die

3.

ａｮｦｧ･＠

18

. der Abgasturbo-Aufladung

Grundlagen der Laderauslegung

. .

20 27

3. 1

Die Berechnung der Laderleistung

27

3.2

Zusammenhang zwischen Luftdurchsatz und Motorleistung

30

3.3

Zusammenhang zwischen Ladungsmenge im Zylinder und mittlerem indiziertem Druck. . . . . . . .

34

3.4

Der Liefergrad aufgeladener Viertaktmotoren

40

3.5

Vereinfachte Berechnung der Splilluftmenge

45

3.6

Die schrittweise Berechnung des Ladungswechselvorganges

48

4.

Laderbauart und Ladercharakteristik •

56

4.1

Einleitung

4.2

Lader nach der

4.3

Lader nach der Stromungsbauart .

5.

56

56 ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

Das Druck - Volumen strom -Kennfeld des Motors

60 67

5.1

Zweitaktmotor

67

5.2

Viertaktmotor

69

6.

Das Zusammenwirken des Laders mit dem Motor

72

6. 1

Das abgestimmte Saugsystem .

72

6.2

Die mechanische Aufladung .

76

6.3

Die Abgasturbo-Aufladung

79

.

VII

6.3. 1

Unterschiede im Betriebsverhalten des Motors mit Abgasturbolader im Vergleich zur mechanischen Aufladung

79

6.3.2

Die Ermittlung des Betriebspunktes des Abgasturboladers

82

6.3.3

Die Berechnung des Turbinenersatzquerschnittes

87

6.3.4

Die rechnerische Erfassung der pulsierenden Beaufschlagung (StoJ3aufladung) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6.3.5 6.3.6

7.

. 94

Diagramm zur Bestimmung des Betriebsverhaltens einstufiger Abgasturbolader . . . . • . . . • • . • . . • • . . .

102

Die geschlossene Berechnung des Gleichgewichtszustandes des Systems Motor und Abgasturbolader . . . . . • . .

104

Einige thermodynamische Fragen im Zusammenhang mit der Aufladung

116

7. 1

Expansionsendtemperatur im Zylinder und mittlere Auspufftemperatur

116

7.2

Theoretische Moglichkeit zur vollstandigen Gewinnung der Arbeit aus der Expansion vom Expansionsenddruck im Zylinder auf den Gegendruck . . . . . . . . . .

119

7.3

Der Aufwand fUr die Laderleistung

123

7.4

Der EinfluJ3 der Ladeluftklihlung

127

7.4.1

Dieselmotoren

127

7.4. 2

Ottomotoren .

134

Die Abgasturbo-Aufladung als Mittel zur Steigerung des Wirkungsgrades . . . . ........... .

7.5

8.

Besondere Probleme der Abgasturbo-Aufladung

8.1

Der EinfluJ3 der Auspuffleitung. . • . . . . .

8.1.1

135 146 146

Fragen der Leitungszusammenfassung bei verschiedenen Zylinderzahlen und Zlindabst1i.nden . . . . . .

146

8.1. 2

Vor- und Nachteile von Stau- und StoJ3verfahren

151

8.1.3

Abwandlungen der StoJ3aufladung

155

8. 2

Das Beschleunigungsverhalten • .

159

8. 3

Das Drehmomentverhalten von Motoren mit Abgasturbolader

170

8.4

Besondere MaJ3nahmen zur Verbesserung der Beschleunigung und des Drehmomentverhaltens abgasturbo-aufgeladener Motoren

174

8.5

Das Hohenverhalten

186

8.6

EinfluJ3 der Aufladung auf die Abgasemission

196

8.6.1

Dieselmotoren

196

8.6.2

Ottomotoren .

197

8.7 VIII

Der EinfluJ3 der Aufladung auf die mechanische und thermische Beanspruchung . . . • . . . . . . • . . . . . . . . • . .

199

9.

Abwandlungen von Aufladeverfahren

208

9.1

Die Nachladung . . .

208

9.2

Die Auspuffabtrennung

211

9.3

Die Turboklihlung . .

211

9.3.1

Die Turboklihlung von Viertakt-Dieselmotoren

211

9.3.2

Die Turboklihlung von Gasmotoren

217

9.4

Das Supairthermal-Verfahren (Miller-Verfahren)

221

9.4.1

Das Miller-Verfahren bei Viertakt-Dieselmotoren

223

9.4.2

Das Miller-Verfahren bei Gasmotoren

225

9.5

Die zweistufige Aufladung

9.6

Die Comprex-Aufladung

9.7

Das Hyperbar-Verfahren

239

9.8

Die Differential-Verbundaufladung

242

10.

Konstruktionsmerkmale von Abgasturboladern

244

10.1

229 .

231

244 ｌｵｦ･ｲ＠

244

10. 1. 1

Stufenzahl

10.1.2

Bauarten der

10.1.3

Material und Herstellung der

10.1.4

Material und Herstellung der

244 ｒ､･ｲ＠ ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴ＠ ｔｵｲ｢ｩｮ･､＠

249 251

10. 2

Anordnung der Lager . . . .

253

10.3

Lagerbauart und Schmierung

255

10.4

Ausflihrungsbeispiele. . . .

257

10.5

Die Gestaltung des Ubergangs zum Ladeluftklihler

263

Probleme der Aufladung von Automobilmotoren

264

Ottom otoren . . . . . . . . . . . . . . .

264

11. 1. 1

Mal3nahmen zur Beherrschung des Klopfens

266

11. 1. 2

Probleme der thermischen Beans pruchung

271

11.1. 3

Regelungsprobleme.

272

11. 11. 1

11. 2

Dieselmotoren

279

11. 3

Die Vorteile der Aufladung bei Automobilmotoren

280

11. 4

Ausflihrungsbeispiele

285

11. 4.1

Ottomotoren.

285

11. 4. 2

Dieselmotoren

293

IX

12.

AusfUhrungsbeispiele aufgeladener Dieselmotoren

299

12.1

Lastwagen-Dieselmotoren

299

12.2

Dieselmotoren fUr Schienenfahrzeuge und Schiffsantrieb

311

12. 3

Mittelschnellaufende Dieselmotoren fUr Schiffsantrieb und ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠ Krafterzeugung

316

Zweitakt-Grol3dieselmotoren

322

12.4 12.4.1

Besondere Probleme bei der Aufladung von Zweitaktmotoren

322

12.4.2

Typische AusfUhrungsbeispiele

324

12.5

Verbundverfahren, Treibgasverfahren

332

Literaturverzeichnis

338

Formelzeichen

352

N amensverzeichnis

354

Stichwortverzeichnis

356

Anhang . . . . . .

359

x

o. Einleitung Seit Erscheinen der ersten Auflage ist noch wesent1ich deutlicher geworden, dal3 Kraftstoffe aus dem Erdol nur eine beschrankte Zeit zur VerfUgung stehen. Trotzdem kann die bereits seinerzeit aufgeworfene Frage nach der Berechtigung einer gesonderten Behandlung des vorliegenden Teilgebietes zum Verbrennungsmotor auch heute ohne Einschrankung mit ja beantwortet werden. Zunachst ist das Erdol vorlaufig ja noch nicht erschopft. Die Erzeugung von Alternativ-Kraftstoffen zur Verwendung im Verbrennungsmotor ist kein technisches, sondern ein wirtschaftliches Problem. Je starker der Preis fUr das Erdol in die Hohe getrieben wird, um so friiher werden die Alternativkraftstoffe konkurrenzf1ihig. Viele der aus der Kohle gewonnenen Kraftstoffe haben praktisch die gleichen Eigenschaften wie die aus dem Erdol gewonnenen, andere erfordern im Verbrennungsmotor verhaltnismal3ig leicht zu bewerkstelligende Anpassungen. Aus diesem Grunde wird der Verbrennungsmotor wegen seiner grol3en Wirtschaftlichkeit in Anschaffung und Betrieb und wegen seiner Vielseitigkeit und Anpassungsfahigkeit noch auf lange Sicht seine Bedeutung behalten. Auf die auch heute noch sehr attraktiven Forschungsprobleme des Verbrennungsmotors ist in Wort und Schrift schon ofters hingewiesen worden /0. 1/. Hier so11 nur kurz zur Bedeutung des Verbrennungsmotors im allgemeinen und zu der des aufgeladenen im besonderen und zu seinem Platz innerhalb der anderen Warmekraftmaschinen Stellung genommen werden. Als Kraftmaschine mit innerer Verbrennung hat es der Verbrennungsmotor mit der Konkurrenz a11er anderen Kraftmaschinen zu tun, die chemisch gebundene in mechanische Energie verwandeln. Das sind

1. die Dampfturbine, 2. die Kolbendampfmaschine; diese war mit dem Ersatz der Dampflokomotive durch andere Losungen als Konkurrent praktisch ausgeschieden; sie war im Zusammenhang mit einem umweltfreundlichen Fahrzeugantrieb wieder ins Gesprach gekommen, ein Wiederaufleben ist unwahrschein1ich; 3. die Gasturbine, 4. der Stirlingmotor, d. i. ein Hubkolbenmotor bzw. auch ein Kreiskolbenmotor mit aul3erer Verbrennung,

1

5. die Verfahren der direkten Energieumwandlung von chemisch gebundener Energie in ｅｬ･ｫｴｲｩｺＬ＠ insbesondere die Brennstoffzelle. Diese Verfahren haben heute allerdings fUr Ubliche industrielle Anwendung noch nicht die Marktreife erlangt. Es ist

die Konkurrenz nach Anwendungsgebieten getrennt zu betrachｺｷ･｣ｫｭｬＳｩｧＬ＠

ten. Eine sichere Prognose, was in 50 Jahren sein wird, ist nicht maglich, doch die

20 bis 25 Jahre lassen sich Uberblicken. ｮ｣ｨｳｴ･＠

Flugzeug: Der Verbrennungsmotor hat das Flugzeug in der Form, wie es bis zum Abschlul3 des Zweiten Weltkrieges eine Rolle spielte, Uberhaupt erst ermaglicht. Heute ist der Verbrennungsmotor in Verkehrsflugzeugen fast durchgehend, in ｍｩｬｴｲｦｵｧﾭ

zeugen vollkommen durch die Gasturbine (Strahltriebwerk) abgelast. Das Kolbentriebwerk wird zur Zeit nur in Sport-, Schul- und kleinere Reiseflugzeuge eingebaut, im Vergleich zum Strahltriebwerk ist die Entwicklung neuer Motoren auf diesem Gebiet gering. Schienenfahrzeug: Der klassische Antrieb der Lokomotive war die Kolben-Dampfmaschine, hier hat sie sich am ｬｮｧｳｴ･＠

gehalten. Heute ist die Dampflokomotive weitgehend durch

die elektrische Zugfarderung oder durch die Diesellokomotive abgelast. In Europa zum Beispiel mit dem dichten Streckennetz teilen sich elektrische und Diesel-Lokomotive in die Aufgaben der Zugfarderung mit einem deutlichen Ubergewicht der ersteren. Elektrische Zugfarderung ist kapitalintensiv und daher nur bei dichtbefahrenen Strecken wirtschaftlich. FUr lange Strecken und dUnnbesiedelte Gebiete - z. B. in Nord- und SUdamerika, Rul3land und vielen ｅｮｴｷｩ｣ｫｬｵｧｳﾭ

dern - ist die Diesellokomotive wirtschaftlicher, ebenso in Europa auf dUnnbefahrenen Strecken. Versuchsweise wurde die Gasturbine schon frUhzeitig in der Lokomotive /0.2; 0.3/ eingesetzt, einen nennenswerten Marktanteil hat sie sich aber bis heute nicht erobert. Vor einigen Jahren hatte man damit begonnen, einige Exemplare als "BoosterTriebwerk" in Kombination mit dem Dieselmotor /0.4/, aber auch als alleinige Antriebsanlage fUr schnelle und leichte ZUge in Lokomotiven einzubauen /0.5; 0.6/. Wirtschaftliche Bedeutung hat die Gasturbine im Schienenfahrzeug nicht erlangt. 2

Schiff: Vor 30 Jahren glaubte man, dal3 die Gasturbine den Dampf im Schiffsantrieb weitgehend ablosen wlirde, da sie statt des doch ziem lich raumaufwendigen und bei hohen Drlicken und Temperaturen auch ｳｴｏｲ｡ｮｦｬｩｧ･＠

Kessels nur eine vergleichs-

weise einfache Brennkammer benotigt. Man nahm damals auch an, dal3 die Gasturbine dieselben Brennstoffe verwenden konne wie die Dampfanlage. Diese Erwartung hat sich bis jetzt nicht erfUllt, da die Gasturbine bei den fUr gute Wirkungsgrade notwendigen Eintrittstemperaturen mit dem Problem der Schwel'olverbrennung noch nicht fertiggeworden ist. Verbrennung von Schwerol, das auf dem Weltmarkt nur rd. die ｈｬｦｴ･＠

des Preises von Destillaten kostet, ist aber

fUr einen wirtschaftlichen Schiffsantrieb notwendig. In der Handelsschiffahrt hat es Gasturbinen-Versuchsschiffe immer wieder gegeben, vor einigen ,Tahren wurde von der Seatrain Company ein Grol3experiment mit 4 Gasturbinen-Container-Schiffen mit je 44000 kW (60000 PS) Antriebsleistung begonnen /0.7/. Infolge der starken Olpreiserhohung ist dieser Betrieb unwirtschaftlich geworden. Die Schiffe werden daher jetzt auf Dieselantrieb mit herabgesetzter Leistung (23600 kW) bei herabgesetzter Geschwindigkeit umgebaut /0.8; 0.9/. Anders liegen die ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

bei der Kriegsmarine, hier wird die Gasturbine

wegen ihrer hohen Leistungskonzentration insbesondere bei sehr schnellen Schiffen gern angewandt, als Kraftstoff stehen Destillate zur VerfUgung, da es hier auf billige Kraftstoffkosten nicht in dem Mal3e ankommt wie bei Handelsschiffen. Bei Handelsschiffen beherrscht der Dieselmotor bis zu sehr hohen Leistungen das Feld. Dies hat er neben dem guten Wirkungsgrad der Tatsache zu verdanken, dal3 er zumindest bei grol3en Einheiten mit der Schwerolverbrennung fertiggeworden ist. Die Leistungsgrenze etwa ab 20000 kW, ab der die Dampfturbine noch vor einigen Jahren attraktiv war, hat sich durch die Olpreiserhohung nach oben verschoben. Aus diesem Grunde werden bisweilen auch sehr grol3e Tankschiffe von Dampf auf Dieselantrieb umgerlistet /0. 10/. Die Atomkraft scheidet fUr Handelsschiffe wegen des Sicherheitsrisikos praktisch aus. ｓｴ｡ｩｯｮｲ･＠

Krafterzeugung:

Bei Grol3kraftwerken, d. h. bei grol3en Leistungseinheiten von 100 MW dominiert die Dampfturbine.

｡ｵｦｷｲｴｳＬ＠

Auch Atomkraftwerke erzeugen die elektrische

Leistung heute fast ausschliel3lich Liber den DampL

3

Die Gasturbine hat sowohl in Kombination mit der Dampfturbine als auch allein - in diesem Fall meist zur Deckung von Lastspitzen - stark an Bedeutung gewonnen. Die Verwendung des Verbrennungsmotors hat in der ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

Krafterzeugung

- auf3er bei ganz kleinen Leistungen von wenigen kW, wenn kein Stromanschluf3 zur VerfUgung steht - nur da Bedeutung, wo der Kraftstoff billig, d. h. fiskalisch nicht belastet ist. Das ist der Fall zum Beispiel bei Pipelines fUr Erdgas oder auch fiir fllissigen Kraftstoff, sowie in Erdolvorkommen. In

ｌｮ､･ｲ＠

mit grof3en eigenen Erdgas- oder ohne grof3es elektrisches Verbundnetz

ｅｮｴｷｩ｣ｫｬｵｧｳ､･ｲ＠

ist eine lokale Dieselzentrale sehr wirtschaftlich. Dieselzentralen werden ofters zur Stromerzeugung fUr die Aluminium -Gewinnung gebaut /0. 11/. Wenn Heizol ohne oder mit geringer fiskalischer Belastung zur VerfUgung steht, kann der Dieselmotor auch in Europa den Wettbewerb in der Stromerzeugung bestehen, nicht nur zur Spitzendeckung, sondern auch als Grundlastmaschine, siehe zum Beispiel Kraftwerk Gent /0.12; 0.13; 0.14/. Durch den Wegfall der Sonderbesteuerung des fUr die Stromerzeugung eingesetzten Kraftstoffes ist auch bei uns der Dieselmotor insbesondere in Verbindung mit der ｗｲｭ･ｺｵｧｮ＠

ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

in kleinen

Zentralen (Blockheizkraftwerken) wieder wirtschaftlich lohnend geworden. Straf3enfahrzeug: Sowohl beim Pkw als auch beim Lkw

hat der Verbrennungsmotor die beherr-

schende Stellung. Trotz grof3er Entwicklungsfortschritte gibt es hier die Gasturbine zur Zeit nur in VersuchsausfUhrungen. Stirlingmotor und Gasturbine kommen zwar wegen ihrer besseren ａ｢ｧ｡ｳｱｵｬｩｴ＠

als Alternativen zum Verbrennungs-

motor in Betracht, doch haben sie die Marktreife auf diesem Sektor noch nicht erlangt, der Stirlingmotor zur Zeit noch nicht die erforderliche Betriebsreife. Zur Marktreife gehort eine vergleichbare Gesamtwirtschaftlichkeit, die sich aus Anschaffungskosten und Betriebskosten einschlief3lich Unterhaltskosten zusammensetzt. Entweder das eine oder das andere oder beides sind bei diesen Alternativen zum Verbrennungsmotor noch

grof3er. Man kann zwar verschiedent｢･ｴｲ｣ｨｬｩ＠

lich immer wieder lesen, daf3 die Fahrzeuggasturbine in der fUr schwere Lkw geltenden Leistungsklasse den Wirkungsgrad des Dieselmotors nahezu erreicht habe oder ､･ｭｮ｣ｨｳｴ＠

erreichen werde /0.15/, das gilt aber in der Regel nur

fiir Vollast. Bei jeder Turbine ｦｬｴ＠

der Teillastwirkungsgrad ge geniiber dem Ver-

brennungsmotor, insbesondere gegenliber dem Dieselmotor, stark ab. Manche der vor etwa 10 ... 15 Jahren gemachten Voraussagen, daf3 die Gasturbine in den 4

aOer Jahren 10

% bis

20

% des Marktanteils im Straf3enfahrzeug erobern wiirde,

erscheinen trotz noch maglicher Fortschritte mit keramischen Bauteilen vieI zu optimistisch. In fernerer Zukunft werden vielleicht einmal die Verfahren der direkten Energie-Umwandlung, die noch wesentlich umweltfreundlicher sind als Stirlingrnotor und Gasturbine, im Straf3enfahrzeug eine Rolle spielen. Da der Verbrennungsmotor noch nicht so bald ersetzt werden kann, ist die Verminderung der Schadstoffe in den Abgasen eine der wichtigsten Entwicklungsaufgaben. Die Aufladung kann auch hierzu einen Beitrag leisten. Die Schadstoffemission kann bekanntlich sowohl beim Otto- als auch beim Dieselmotor durch Abmagern des Gemisches, d. h. Erhahen des Luftiiberschusses und durch ｓｰｴｺｩｮ､ｵｧ＠

verbessert werden. Beides vermindert aber die Leistungsausbeute. Durch Aufladen kann man diesen Leistungsverlust kompensieren, gegebenenfalls iiberkompensieren. Zum Abschluf3 der Einleitung solI festgestellt werden, daf3 der Dieselmotor immer noch die Kraftmaschine ist, die in einem sehr weitgespannten Leistungsbereich die chemische Energie des Kraftstoffes mit dem besten Wirkungsgrad in mechanische Leistung verwandelt. Dies hat urn so mehr Bedeutung, je mehr man mit vorhandenen Kraftstoffen haushalten muf3. Die wichtigste Form der Aufladung, die das Thema des vorliegenden Buches bildet, ist die mit Hilfe der Abgasturbine, die Abgasturbo-Aufladu11g. Der Abgasturbolader und der Kolbenmotor

ein･ｲｧｮｺ＠

ander vorziiglich, da ersterer bestens geeignet ist, grof3e Gasvolumina bei niedrigen Driicken zu verarbeiten, ｷｨｲ･ｮ､＠

der Kolbenmotor fUr hohe Driicke bei kleinem

Volumen sehr gut geeignet ist. Die Aufladung ist zwar schon alt und hat ｢･ｷｨｲｴ＠

Lasungen gefunden, aber es gibt auf diesem Gebiet immer noch etwas Neues. Vor 30 Jahren war die Abgasturbo-Aufladung von Zweitaktmotoren noch nicht betriebsreif, heute werden die grof3en Zweitaktmotoren fiir Schiffsantrieb

aufgeｳｭｴｬｩ｣ｨ＠

laden, es gibt kaum mehr unaufgeladene Grof3motoren. Die mit Aufladung erzeugten Mitteldriicke der Dieselmotoren sind in den vergangenen Jahren ｳｴｮ､ｩｧ＠

ge-

stiegen, die Steigerung ist auch heute noch nicht zu Ende. Die Abgasturbo-Aufladung van Lkw-Motoren gewinnt weiter an Boden und sie findet nun auch bei Pkw-Motoren in zunehmendem Maf3e Eingang. Bei gleicher Spitzenleistung hat der Motor mit Abgasturbo-Aufladung einen merklich niedrigeren Verbrauch im Teillastgebiet, was im Sinne der Energie-Einsparung fUr Fahrzeuge reizvoll ist. Auch beziiglich der Abgasemission hat der aufgeladene Motor Vorteile.

5

Das Comprex-Verfahren, d. i. ein Verfahren des Drucktausches zwischen Auspuffgas und Ladeluft iiber Druckwellen in einem Zellenrad, ist dem Abgasturbolader in bezug auf Ansprechen und Beschleunigung iiLerlegen, fUr die praktische Einfiihrung sind der hohere Preis und der grof3ere Raumaufwand noch hinderlich, doch ist es auf bestimmten Anwendungsgebieten trotz dieser Nachteile konkurrenzwenn Vor- und Nachteile gegeneinander abgewogen werden. ｦｨｩｧＬ＠

Trotz der Fortschritte, die in der Aufladung in den letzten Jahren gemacht wurden, gibt es noch manche Verbesserungsmoglichkeiten. Wo noch Probleme zu losen sind, kann von einem Ende der Entwicklung nicht gesprochen werden, da gibt es auch noch Zukunft.

6

1. Begriffsbestimmung und Uberblick Liber die verschiedenen Aufladeverfahren Durch Aufladen will man gegenuber selbstansaugendem Viertakt - bzw. gegenuber dem nur gespulten Zweitaktmotor die Ladungsmenge und damit die Leistung erhohen. Es wird verdichtete Ladung zugeftihrt. Aufladen ist das Vorverdichten der gesamten oder eines Teiles der Ladung au/3erhalb des Arbeitszylinders zum Zwecke der Ladungserhohung im Zylinder. Bei der Aufladung wird demnach die Ladung au/3erhalb des Zylinders und im Arbeitszylinder verdichtet. Der Aufladeverdichter wird Lader 1) genannt. Fur das Verbundverfahren ist die mit einer Erzeugung von Nutzleistung verbundene zwei- oder mehrstufige Expansion charakteristisch, ohne da/3 die Kompression mehrstufig zu sein braucht. In der Praxis hat man es aber immer mit aufgeladenen Verbundmotoren, d. h. auch mit mehrstufiger Kompression zu tun. Sinn und Zweck der Aufladung sind auf jeden Fall eine Leistungserhohung bei gegebener Motorgro/3e ohne Drehzahlerhohung. Sowohl durch Aufladen als auch durch hohere Drehzahl wird eine gro/3ere Luft- oder Ladungsmenge in der Zeiteinheit durch den Motor durchgesetzt, die Leistung ist dem Luftdurchsatz etwa proportional. In beiden

stO/3t man mit der Leistungserhohung auf gewisse Grenzen, ｆｬ･ｮ＠

die durch den technischen Entwicklungsstand gegeben sind. Die Leistung des Verbrennungsmotors ist:

Z

Vh Pe n/i

z As Pe n/i

(1. 1)

Hierbei bedeuten Pe die Nutzleistung, z die Zylinderzahl, Vh das Hubvolumen eines Zylinders, Pe den mittleren Nutzdruck, n die Drehzahl, s den Kolbenhub, Adie ｋｯｬ｢･ｮｦ｣ｨＬ＠

v

m

die mittlere Kolbengeschwindigkeit und i die Anzahl

der Umdrehungen je Arbeitsspiel. Wenn die ｫｯｨｲ･ｮｴ＠

Gro/3en des Internationa-

len Einheitensystems eingesetzt werden, kommt die Leistung in Watt heraus. 1)

In diesem Buch wird der Ausdruck "Lader" nur fUr den Aufladeverdichter, nicht fUr den gesamten Abgasturbolader gebraucht.

7

Bei einem gegebenen Motor, fUr den z,

A und s

sind, kann man ｵｮｶ･ｲ､ｬｩ｣ｨ＠

die Leistung uber n bzw. v

und uber p steigern. Durch Erhohung der Drehm e zahl n bzw. der mittleren Kolbengeschwindigkeit v m steigen die Beanspruchungen

durch die

mit dem Quadrat von v , durch das Erhohen des mittleren ｍ｡ｳ･ｮｫｲｦｴ＠

Nutzdruckes p

m

mit Hilfe der Aufladung wachsen die

ｇ｡ｳｫｲｦｴ･＠ (maximaler Vere brennungsdruck), diese steigen aber hochstens linear mit der Ladungsmenge, d. h.

mit der Leistung an, das Indikator-Diagramm wird durch Aufladung voller. Ab einem bestimmten Niveau sind erhohte hohte

ｇ｡ｳｫｲｦｴ･＠

leichter zu beherrschen als er-

ｍ｡ｳ･ｮｫｲｦｴＮ＠

Die thermische Belastung steigt sowohl mit der Drehzahl als auch mit der Aufladung etwa im gleichen

zur Leistungssteigerung an. Hohe mittlere Kolｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

bengeschwindigkeiten erfordern unbedingt leichte Triebwerksteile, was durch ausgefeilte Konstruktion und hochwertige Werkstoffe erreicht wird. Dies fUhrt zu leichten, 3.ber nicht zu robusten Motoren. Die Aufladung erfordert zur Aufnahme der erhohten Gasdrucke eine ｖ･ｲｳｴｫｵｮｧ＠

der Konstruktion. Obwohl damit in der Regel

auch eine Verringerung des Leistungsgewichtes erreicht wird - die Leistung steigt an als das erforderliche Mehrgewicht - fUhrt dies zu robusten Motoren. ｳｴｲｫ･＠

Die Ruckwirkung der Leistungserhohung durch Aufladen auf der einen und Drehzahlerhohung auf der anderen Seite kann durch folgenden vereinfachenden Vergleich verdeutlicht werden. Mittlere Nutzdrucke von 10 bar (nichtaufgeladene ViertaktOttomotoren) bis 12 bar ＨｭｬＳｩｧ＠

aufgeladene Viertakt-Dieselmotoren) gehoren eben-

so wie mittlere Kolbengeschwindigkeiten von 10 14

m/s

mi s

(Lkw-Dieselmotoren) bis

(Pkw-Ottomotoren) zum Stand der Technik.

Mittlere Kolbengeschwindigkeiten von 2 O mi s und daruber finden wir aber nur bei Rennmotoren, d. h. Maschinen, die die hohe Leistung nur ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

kurz-

zeitig abzugeben brauchen und die in kurzen Perioden nachgesehen und uberholt werden konnen. Mittlere effektive Drucke von 18 bis 20 bar und daruber bei ｭｬＳｩﾭ

ger mittlerer Kolbengeschwindigkeit werden aber gerade bei Viertakt-Dieselmotoren fUr hochste Dauerbeanspruchung, d. h. fUr Schiffsmotoren angewandt. Die Vorteile der Aufladung bei gegebener Leistung sind: 1. kleinerer Raumaufwand (weniger Zylinder, der Motor wird kurzer), 2. kleineres Gewicht, besseres Leistungsgewicht,

8

3. bei Abgasturbo-Aufladung besserer Wirkungsgrad (flachere Kraftstoff - Verbrauchskurve), 4. geringerer Preis je kW, insbesondere bei grof3en Motoren, 5. kleinere KUhler, da fUr gleiche Leistung weniger ｗｲｭ･＠

abzufUhren ist als bei Motoren ohne Aufladung, 6. die Abgasturbine bringt schon fUr sich eine merkliche ａｵｳｰｦ｣ｨ｡ｬ､ｭｮｧＬ＠

7. geringerer Leistungsabfall mit abnehmender Auf3enluftdichte, 8. Verbesserung der

bei bestimmter FUhrung der Verfahren. ａ｢ｧ｡ｳｱｵｬｩｴ＠

Die Nachteile der Aufladung sind: 1. h6here mechanische und thermische Beanspruchung als beim nichtaufgeladenen Motor, 2. u. U. schlechteres Drehmomentverhalten, insbesondere bei hohen Aufladegraden, 3. u. U. schlechteres Beschleunigungsverhalten in bestimmten ｆｬ･ｮ＠

(hohe Aufladegrade).

nur bei

)

Abgasturbo -Aufladung ohne besondere Ge genmaf3nahmen

Uberblick liber die verschiedenen Aufladearten Die Luft bzw. das Luft-Kraftstoff-Gemisch wird im Auflade-Verdichter vorverdichtet, fUr den sich der Ausdruck Lader eingeblirgert hat. Die Aufladesysteme kann man unterteilen nach 1. der Ladedruckerzeugung, 2. der Laderkonstruktion, 3. der Art der Kupplung zwischen Hilfsmaschine und Motor bzw. der Kraftabnahme, 4. dem Arbeitsverfahren des Motors. 1. Ladedruckerzeugung (s. a. Normblatt DIN 6262 und Fuf3note S.

72).

a) Fremdaufladung, d. i. Laderantrieb durch Hilfs- oder Elektromotor b) Selbstaufladung 1. ohne Verdichter, ohne Abgasausnutzung: Das abgestimmte Saugsystem, Resonanzaufladung, Schwingsaugrohr-Aufladung 2. ohne Verdichter, mit Abgasausnutzung: Druckwellenaufladung: Drucktauscher, Comprexverfahren 3. mit Verdichter, ohne Abgasausnutzung: mechanische Aufladung: 9

4. mit Verdiehter, mit Abgasausnutzung: Abgasturbo-Aufladung: Stauaufladung, Stoflaufladung. 2. Laderbauart a) ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴＬ＠

Hubkolben- und Drehkolbenverdiehter, z. B. Roots-,

Sehraubenkolbenverdiehter u. a.

b) Stromungsbauart, Kreiselradverdiehter, radiale, axiale, oder halbaxiale Bauart.

3. Kupplung und Kraftabnahme a) Lader mit der Motorwelle gekuppelt, keine Turbine, Kraftabnahme an der Kurbelwelle: meehanisehe Aufladung; b) Lader mit der Turbine verbunden, Aufladegruppe freilaufend, Kraftabnahme an der Kurbelwelle: Abgasturbo-Aufladung; e) Lader und Turbine und Kurbelwelle meehaniseh miteinander verbunden, Kraftabnahme an der Kurbelwelle: Verbundmotor; d) Lader mit Kurbelwelle des Motors verbunden, Kraftabnahme an der Turbinenwelle: Treibgasverfahren.

4. Arbeitsverfahren des Motors a) Ottomotor - Dieselmotor,

b) Viertakt - Zweitakt.

Von den Kombinationsmogliehkeiten, die sieh naeh obiger Aufstellung ergeben - z. B. Verbundverfahren mit Zweitakt-Dieselmotor, Lader naeh ｖ･ｲ､ｮｧﾭ

bauart und gekuppelte Abgasturbine - wurden sehr viele wenigstens versuehsweise sehon einmal ausgefUhrt, aber nur wenige Kombinationen sind so vorteilhaft, dafl sie sieh praktiseh durehgesetzt haben. Besonders gtinstig ist die Verbindung des Hubkolbenmotors mit dem aus Radiallader und einer Abgasturbine bestehenden Abgasturbolader, die Kolbenmasehine ist fUr kleines Volumen und hohen Druek, die Stromungsmasehinen sind fUr gro(3es Volumen und niedrigen Druck besonders gut geeignet.

10

2. Die

ａｮｦｧ･＠

der Aufladung

Hier sollen die

der geschichtlichen Entwicklung nur kurz gestreift werden. ａｮｦｧ･＠

2.1. Ottomotoren Bereits Gottlieb Daimler hat sich mit der Aufladung seiner Motoren befaf3t, siehe DRP 34 926 vom Jahre 1885. Die Patentschrift wird durch folgende ｓｴｺ･＠

einge-

leitet: "Bei diesem Motor kommen der Menge nach grof3ere und von Verbrennungsfreiere Gemischladungen als bisher ublich zur Verwendung. Dies wird ｲｵ｣ｫｳｴｮ､･＠

dadurch erzielt, daf3 in dem Verbrennungsraum, in welchem nur auf jeden zweiten Hub eine Ladung und Verbrennung stattfindet, durch die auf der anderen Seite des Zylinders gebildete Pumpe zu obiger Hauptladung auf jeden Hub je eine Ladung Gemisch oder Luft beigepref3t wird. "

Bild 2. 1 Aufgeladener Gas- bzw . Petroleummotor nach Patentschrift DRP 34926 von Gottlieb Daimler (1885)

Dem Bild 2.1 und der daf3 das ｋｵｲ｢･ｬｧｨｳ＠

ｮｨ･ｲ＠

Beschreibung in der Patentschrift ist zu entnehmen, des Tauchkolben- Viertaktmotors durch Schwungscheiben

nahezu ausgefUllt war und daf3 ｨｮｬｩ｣＠

wie bei Zweitaktmotoren mit Kurbelkasten.,. 11

SpUlpumpe - durch den aufwartsgehenden Kolben Luft oder Gemisch in das Kurbelgehause gesaugt werden sollte. Dieses Gemisch wird bei jeder Umdrehung - also zweimal wahrend eines Arbeitsspiels - durch ein im Kolben befindliches Ventil in den Arbeitszylinder gedruckt. Das Ventil wird in der Nahe des unteren Totpunktes gegen eine Federkraft aufgestol3en. Man hat es demnach mit einem dreifachen Ladungsvorgang zu tun: 1. nach der Expansion im Arbeitszylinder, Uberschieben von Ladung vor Beginn des Ausschubhubes, 2. normales Ansaugen, 3. Nachladen aus dem Kurbelgehause am Ende des Saughubes. Bei diesem heute etwas seltsam anmutenden Nachlade- oder Aufladevorgang haben wir zu berucksichtigen, dal3 Gottlieb Daimler eine Drehzahlsteigerung von den damals mit rd. 150 ... 160 1/min laufenden stationaren Gasmotoren auf 500 ... 800 1/min fUr seine Fahrzeugmotoren beabsichtigte. Wegen des zu kleinen Saugventils bekamen die Motoren bei hoheren Drehzahlen zu wenig Luft bzw. Gemisch. Durch das beschriebene Aufladeverfahren war ein Ausgleich des schlechten Liefergrades beabsichtigt. Auch der Daimler-Zwillingsmotor, der erste von Wilhelm Maybach konstruierte V-Motor, war mit diesem Aufladeverfahren ausgerustet, Bild 2.2 /2.1/. Von der Konzeption nach Bild 2.2 sind etwa zehn Motoren gebaut worden. Der Nutzen, d. i. die Leistungssteigerung durch dieses Aufladeverfahren, scheint nicht grol3 gewesen zu sein. Daimler selbst hat dieses Verfahren bald wieder aufgegeben. Es ist anzunehmen, dal3 auch die Konstruktion mit dem Ventil im Kolben zu Schwierigkeiten gefUhrt hat. Diese MiI3erfolge mogen mit ein Grund dafUr gewesen sein, dal3 Aufladeversuche an Fahrzeugmotoren durch die Firma Daimler erst nach dem Ersten Weltkrieg wieder aufgegriffen wurden, als die im Ersten Weltkrieg gewonnenen Erfahrungen mit der mechanischen Aufladung von Flugmotoren auf Renn-Motoren, spater auch auf Motoren fUr Sportfahrzeuge ubertragen wurden /2.2/. 1921 wurden die ersten Rennwagenmotoren mit "Kompressor" in Automobilrennen eingesetzt. Die Bezeichnung Kompressor hat bei Ottomotoren im Automobil und bei Dieselmotoren unterschiedliche Bedeutung. Beim Automobilmotor bedeutet diese Bezeichnung "Lader", beim Dieselmotor "Verdichter fUr die Luft zur Kraftstoffzerstaubung" .

12

Bild 2. 2 " Zwillingsmotor" mit Nachladung durch ｋｵｲ｢･ｬｧｨｳﾭ Pumpe von Gottlieb Daimler

Auf Grund der Erfolge mit den Rennmotoren wurden auch Tourenwagen mit Kompressor-Motoren ausgerlistet, siehe Beispiel nach Bild 2.3. In diesem Fall wurde der Kompressor (Lader) in Roots-Bauart mit lotrechter Welle liber Schaltkupplung und Getriebe von der Kurbelwelle aus angetrieben. Die aufgeladene Leistung war nicht als Dauerleistung gedacht, sondern nur als vorubergehende Spitzenleistung bei hohen Geschwindigkeiten und auf Steigungen. Der Lader wurde durch volles Durchtreten des Gaspedals eingeschaltet, das bei Nichtgebrauch des Laders nur bis zu einer Mittelstellung niedergedruckt werden durfte. Wegen der Gefahr des Klopfens bei Aufladung sollte und durfte der Kompressor nur bei hoheren Motordrehzahlen eingeschaltet werden.

2.2. Dieselmotoren Auch Rudolf Diesel hat sich ｷｨｲ･ｮ､＠

der Entwicklungszeit des Dieselmotors mit

der Aufladung befaf3t /2.3; 2 . 4/. Anfang 1896 reichte er als Zusatz zum Hauptpatent Nr. 67207 eine Patentanmeldung ein, deren erster Anspruch lautet: "Eine AusfUhrung des in Patent Nr. 67207 gekennzeichneten Verfahrens, bei

13

Bild 2.3 10/40/65 l'S MercedesVierzylinder-Motor, 2, 6 Liter, mit Kompressor (1921/22)

welchem zwecks mehrstufiger Kompression an dem Verbrennungsraum der Einzylindermotoren eine Vorkompressionspumpe mit wird, wobei die Leistung durch

angeschlossen ｚｷｩｳ｣ｨ･ｮ｢ｬｴｲ＠

des Druckes in dem ｖ･ｲｮ､＠

geｚｷｩｳ｣ｨ･ｮｧｦｉＳ＠

regelt werden kann . " Das Patent wurde unter der Nummer DRP 95680 mit erteilt. In der Beschreibung wird ･ｲｷｨｮｴＬ＠

vom 6. 3. 1896 ｐｲｩｯｴ＠

dal3 die Luft im

geｚｷｩｳ｣ｨ･ｮ｢ｬｴｲ＠

kiihlt werden kann (Ladeluftkiihlung!). Auf Grund der mit dem ersten mehrfach umgebauten Versuchsmotor gewonnenen Erfahrungen wurde 1896 ein neuer Einzylindermotor konstruiert und gebaut, mit dem Ende 1896 die Versuche aufgenommen werden konnten. Bei diesem im Viertaktverfahren arbeitenden Kreuzkopfmotor, Bild 2.4, war die Kolben- Unterseite als Ladepumpe ausgebildet. Diese arbeitet im Zweitakt, es wird dem ｚｷｩｳ｣ｨ･ｮ｢ｬｴｲ＠

also nahezu die doppelte Luftmenge zugefUhrt, als

sich der Arbeitszylinder se1bst ansaugen wiirde. Das ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

kleine Saug-

ventil und das Druckventil der Unterseiten-Ladepumpe waren gesteuert, da Diesel automatische Ventile wegen der Drehzahl nicht fUr vorteilhaft hielt, Bild 2.5. 14

Bild 2.4 Zylinder des Versuchsmotors 250/400, Kolbenunterseite als Ladepumpe (1896)

Bild 2.5 Gesteuertes Druckventil zum Versuchsmotor 250/400 (1896)

Diesel setzte gro!3e Hoffnung in dieses Verfahren zur Verwirklichung seines Zieles. Nachdem seine vorherigen Versuche den grof3en Einflu!3 der mechanischen Reibung - die er in seinen theoretischen Uberlegungen zu stark ｶ･ｲｮ｡｣ｨｬｳｩｧｴ＠

hatte - ge-

zeigt hatten, wollte er mit der Aufladung liber Erhohen der indizierten Leistung den Einflu!3 der mechanischen Reibung verringern. Die an demselben Motor mit und ohne Ladepumpe durchgeflihrten Versuche brachten folgendes Ergebnis: mit Ladepumpe

ohne Ladepumpe

indizierter Mitteldruck p .

9,6 (l0,6)

indizierter Wirkungsgrad 11 i

24

31,9

0/0

mechanischer Wirkungsgrad 11 m

65

75,6

0/0

15,7

24,2

0/0

396

258

1

effektiver (Nutz) -Wirkungsgrad 11

e

spezifischer Kraftstoffverbrauch b

e

mittlerer Nutzdruck

Die Leistung ist durch die Aufladung

kp/cm

2

gips· h 2 4,9 ... 5,3 kp/cm

6,25

ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ＠

6,5 ... 7

um rd. 30

% gestiegen.

Diesel richtete aber sein Augenmerk nur auf den Wirkungsgrad. Er hatte sich zum ZieI gesetzt, den wirtschaftlichsten Motor mit niedrigem Kraftstoffverbrauch zu

15

schaffen, die Aufladung war fUr ihn nur ein erhofftes Mittel zu diesem Zweck. Fur ihn war mit dem obi gen Ergebnis das Urteil uber die Aufladung nach der negativen Seite gesprochen. Rudolf Diesel hat nach diesem Ergebnis die Aufladeversuche als Irrweg bezeichnet /2.3/ und nie wieder aufgegriffen. Das gleiche Aufladeverfahren, wie von Rudolf Diesel benutzt - Kolbenunterseite eines Kreuzkopf- Viertaktmotors als Ladepumpe -, wurde erst Ende der 20er Jahre wieder erfolgreich aufgegriffen. Bei richtiger Auslegung wird dabei nicht nur eine betrachtliche Leistungssteigerung, sondern auch eine geringe Verbesserung des Kraftstoffverbrauches erreicht. Ursachen des MiI3erfolges dieses Aufladeverfahrens bei Rudolf Diesel. In den Indikator-Diagrammen nach Bild 2.6 und Bild 2.7 finden wir einige Hinweise, warum bei den Versuchen Diesels der Nutzwirkungsgrad so vieI schlechter gewesen ist als fUr den Motor ohne Aufladung. Auf jedes Arbeitsspiel der im Viertakt arbeitenden Zylinder-Oberseite gibt es zwei Arbeitsspiele der als Ladepumpe ausgebildeten Unterseite, die sich im Indikator-Diagramm voneinander unterscheiden. Bei dem einen Takt ist das Saugventil des Motors geschlossen, die Luft wird in den Aufnehmer hineingeschoben und da bis auf 2,1 kp/cm 2 Uberdruck uber der Atmosphare verdichtet. Beim nachsten Arbeitsspiel der Unterseite ist das Saugventil des Motors geoffnet (Ansaughub), die Verdichtung geht nur auf 1, 1 kp/ cm 2 und die Luft wird mit diesem Druck in den Arbeitszylinder des Motors geschoben. Die Druckspitze mit 2, 1 kp / cm 2 Uberdruck und die dafUr aufgewandte Arbeit ist unnotig, sie hatte sich durch Ausfiihren des Zwischenbehalters mit grol3erem Volumen vermeiden lassen. Der mittlere indizierte Druck fUr die Vorkompression ergibt sich (da die beiden Arbeitsspiele der Pumpe auf das eine des Motors bezogen werden mussen) zu 1, 094 + 0,902 = 1,996 kp/ cm 2 , das ist fUr einen mittleren indizierten Druck von 9,6 kp/ cm 2 vieI zu hoch. Die Leistung der Vorkompressionspumpe ｬＳｴ＠ sich durch grol3eren Zwischenbehalter, durch grol3eren ｳ｣ｨ､ｬｩ･ｮ＠

Raum (Verkleinern des

Luftaufwandes, Erniedrigen des Ladedruckes) und durch grol3ere Ventilquerschnitte an der Ladepumpe verringern.

16

Pl',lcr : Ｇ Ｎ＠

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VersucrumlOtur 1 S"tIＯｾ＠

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Datum: 12 /1'1.

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Obzwar sieh wegen des

Druekverlaufes in der Auspuffleitung ｶ･ｲｮ､ｬｩｨ＠

- die Reehnung wurde mit konstantem Druek P3 durehgeftihrt - einige Dntersehiede zwisehen gemessenem (Linie b) und gereehnetem (Linie a) Druekverlauf im Zylinder ergeben, ist die Ubereinstimmung bei A. s. gut .. Dureh Druek und Temperatur in diesem Punkt ist die Ladungsmenge bestimmt. Dureh wiederholte Durehreehnungen mit

Steuerzeiten sueht man zu bestimmen, ｧ･ｮ､ｲｴ＠

unter welehen Bedingungen die Ladungsmenge im Zylinder ein Maximum wird. Solehe Reehnungen lohnen sieh aueh dann, wenn sie ohne Reehenautomaten durehgefUhrt werden, denn eine experimentelle Optimierung

bei ｷｲ･＠

Motoren ｧｲＱＳ･ｮ＠

sehr kostspielig. Aueh fUr Viertaktmotoren wurden Optimierungsreehnungen zur Ermittlung der gunstigsten Steuerzeiten vielfaeh durehgeftihrt, Luftdurehsatz und Ladungsmenge fallen bei solehen Reehnungen gleiehzeitig an. Bild 3.14 zeigt den Druekverlauf im Zylinder eines hoehaufgeladenen Dieselmotors mit versehiedenen Offnungszeiten des Ausla13ventils A. Ｎ＠

Je frtiher ｧ･ｦｮｴ＠

wird, desto kleiner ist

der Arbeitsaufwand zum Aussehieben der Ladung, desto

ist aber auf der ｧｲＱＳ･＠

anderen Seite der Verlust an Expansionsarbeit. Aus beiden ist ein Optimum zu finden. In Bild 3.15 ist z. B. in Kurve 1 die Summe der beiden ｖ･ｲｬｵｳｴｦｨｮ＠

Bild 3.14 uber der Steuerzeit aufgetragen. Man erkennt bei 4>A" . o. ein ausgesproehenes Minimum dieser ｖ･ｲｬｵｳｴｦｨＮ＠ 54

=

aus o 75 v. DT

14 ba r 12

T I

10

t

8

pz 6

Ab. 5

i

\

I I

1I 1I TI

Ｎ｢ｩｮｯｋｗｶｲｕｔ＠

1 2 3 4 5

--_........ ------

45° 55° 65° 75° 85°

1

vA o. 4

I

.. I[ \,C \ A.o2 .. ｾ＠

｜ｾＯａｏＮＱ＠

｜ｾｉ＠ \

I

ＭＮＺｾ＠ Ｍｾ＠

ＢＺ］＠

ｬｪＮｾ＠

ＭＺｾ＠

\

/'

....k(,/[

!

!

o

.

｜ｾ＠ , ,

[ 2

Bild 3.14 Druckverlauf im Zylinder eines Viertakt-Dieselmotors bei verschiedenen Offnungszeiten des Ausla13ventils

I I

' ( Expansionslinie

UT

OT

2

3

4

5 dm3

Vz -

400

J 350 300 250

t W

200

verl .

150 100 50

Bild 3.15 Expansions- und Ausschubverlust in ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠ vom Offnungsbeginn des Ausla13ventils

" \. \ ｉｾ｜＠

ｾ＠

1

/ :f 1

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2

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\. -..;;:

ｾ＠

4

\.

,.

....... o ljl A. b.

Die Kurve 2 gilt bei sonst gleichen ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

40 100 °KWvUT 60 - l PA . o

-

o

20

fUr einen um rd. 7, 5 % ver-

gr613erten Sitzdurchmesser des Ausla13ventils, Kurve 3 fUr eine Verbesserung der Durchflu13beiwerte um 12,5 ｬｵｳｴｦ｣ｨ･＠

0/0. Kurve 4 schlie13lich stellt die Werte der Ver-

bei verringerter Drehzahl dar.

Noch wichtiger als fUr Optimierungen der Steuerzeiten werden Ladungswechselrechnungen fUr die Voraussage des Erfolges oder des Nutzens von Abwandlungen des Arbeitsverfahrens, wie sie z. B. im Kapitel 9 beschrieben werden. 55

4. Laderbauart und Ladercharakteristik 4.1. Einleitung Die Konstruktionsbeschreibung der verschiedenen Laderbauarten und ihre Berechnung wlirde den Rahmen dieses Buches liberschreiten. Wichtig im Zusammenhang mit der Aufladung sind die kennzeichnenden Eigenschaften der verschiedenen Laderbauarten, um ihr Zusammenwirken mit dem Motor beurteilen zu k6nnen. davon, ob der Verdichtungsvorgang im Lader nach einer Polytrope ｕｮ｡｢ｨｧｩ＠

mit n


'li.

mezufuhr

'li.

- im ersten Fall ｶ･ｲｬｵｦｴ＠

im zweiten ｗｲｭ･｡｢ｦｵｨＬ＠

ｗｲﾭ

der Verdichtung -, wird die Laderarbeit und der Laderwirｷｨｲ･ｮ､＠

kungsgrad im allgemeinen auf die isentrope Verdichtung bezogen, wie in Kap. 3 schon

ausgefUhrt. ｮｨ･ｲ＠

Die Lader werden in die beiden grof3en Gruppen 1. nach ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

2. nach Str6mungsbauart eingeteilt. Die erste Bauart wird in Hubkolben- und Drehkolbenbauart unterteilt, Beispiele fUr letztere sind Vielzellen-Rotationskompressoren, Roots- und Schraubenverdichter. Bei den Ladern nach Str6mungsbauart unterscheiden wir radiale, axiale und halbaxiale AusfUhrungen. Uber das Verhalten eines Laders gibt das

V-h-Kennfeld

F6rderh6he h (oder das

P2/ P 1' bei konstanter Eintrittstempeｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

Aufschluf3, in dem die

raturist h nur eine Funktion von P2/P1) in Linien konstanter Drehzahl und konstanten Wirkungsgrades liber dem Volumenstrom V m 3 / s aufgetragen ist. Obwohl sich die verschiedenen Konstruktionen natlirlich auch auf das Kennfeld auswirken, lassen sich die charakteristischen Merkmale von ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

und Str6mungsbauart fUr jede Gruppe gemeinsam darstellen.

4. 2. Lader nach der ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠ Der einfachste Vertreter dieser Bauart ist der Hubkolbenverdichter, der allerdings zur Zeit nur noch bei gro13en Zweitaktmotoren in Parallel- oder Hintereinanderschaltung mit dem Abgasturbolader angewandt wird. Hier wird er - in 56

Verbindung mit einem Kreuzkopf nicht ｵｮ｢･ｴｲ｣ｨｬｩｳ＠

doppeltwirkend ausgefUhrt, um sein ｨｵｦｩｧ＠

Bauvolumen besser auszunutzen. Aus dem schematischen

Bild 4.1 geht der Einflul3 des

Raumes und des Austrittsdruckes P2 ｳ｣ｨ､ｬｩ･ｮ＠

auf das Fullvolumen V f (= Ansaugvolumen) hervor. Durch Rtickexpansion der im ｳ｣ｨ､ｉｩ･ｮ＠

Raum eingeschlossenen Luftmenge wird das Ansaugvolumen um

so mehr verkleinert, je gri:il3er der

Raum und je hi:iher der Austrittsｳ｣ｨ､ｉｩ･＠

druck P2 ist, vergleiche V f1 und V f2·

V1

Der gefi:irderte Volumenstrom

Ｌ＠

ist proportional dem Hubvolumen VhL'

der Drehzahl n L und dem Fullgrad >"f des Laders, wobei letzterer aul3er vom ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ auch noch von der Drehzahl (Drosselverluste) etwas ｡｢ｨｮｧｴＮ＠ Die der Luft beim Einstri:imen kann man wegen ihres geringen Einflusses ｅｲｷｭｵｮｧ＠ ｶ･ｲｮ｡｣ｨｬｳｩｧＮ＠

(4.1) Dadurch ergeben sich die fUr alle Lader nach der

charakteriｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

stischen Linien konstanter Drehzahl im V -h-Kennfeld, die leicht gegen die Ordinatenachse geneigt sind, Bild 4. 2. Die VerdichtungsIinie im Kolbenverdichter kUhlten Wandungen wird etwas ｗｲｭ･＠

ｶ･ｲｬｵｦｴ＠

nahezu isentropisch, bei ge-

abgefUhrt, also n ｾ＠

li.

•

Der Mehraufwand

gegenuber der isentropen Verdichterleistung ist in erster Linie durch die Drosselverluste und die mechanische Reibung des Triebwerks bestimmt. die mit wachsender Drehzahl zunehmen, ferner durch die Undichtigkeitsverluste in 57

den Ventilen und an den Kolben, de ren Einflul3 mit wachsender Drehzahl abnimmt.

Bild 4.2 Drehzahllinien im "Îl -h-Kennfeld eines Verdichters nach Ver､ｲｮｧ･｢｡ｵｴ＠

Wegen des grol3en Bauvolumens von Hubkolbenverdichtern werden bei kleineren Motoren - sofern Lader nach der ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

in Frage kommen - nur

Drehkolben- Verdichter angewandt. Als typischer Vertreter wird in Bild 4.3 das und in Bild 4.4 das Kennfeld eines Schraubenverdichters gezeigt. ｌｵｦ･ｲｰ｡＠

Bild 4.3 ｌｵｦ･ｲｰ｡＠ eines Lysholm-Schraubenverdichters

Die ｌｵｦ･ｲ＠

des Schraubenverdichters laufen - ebenso wie beim Rootsverdichter,

der aber im Wirkungsgrad wesentlich schlechter ist und fUr hohere Druckvernicht mehr angewandt werden kann - beriihrungsfrei voneinander und ｨｬｴｮｩｳ･＠

auch beriihrungsfrei im ｇ･ｨｵｳＬ＠

Spiel. Die Luft, die die konkaven

58

ｓ｣ｨｲ｡ｵ｢･ｮｧ＠

ｳ･ｬ｢ｴｶｲｮ､ｩ｣ｨ＠

mit moglichst kleinem ausfUllt, wird durch die kon-

vexen Schraubengange von der EinlaJ3seite zur AuslaJ3seite gedruckt und auf diesem Wege verdichtet. Da die Spaltverluste ｉｮｧｳ＠

des

und das ｌｵｦ･ｲ＠

auftreten, ｄｲｵ｣ｫｧ･ｦｬｳ＠

nicht gekiihlt sind und da ｇ･ｨｵｳ＠

der Verdichtungsvorｶ･ｲｬｵｦｴ＠

gang mit einem Polytropen-Exponenten groJ3er als

Die Lage der Drehzahl-

"M. •

kennlinien mit fast konstanter Neigung gegen die Ordinatenachse

von ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

der Drehzahl ist dadurch bedingt, daJ3 die Spaltverluste nur eine Funktion der Zeit und der Druckdifferenz, aber nicht der Drehzahl sind. Wie Bild 4.4 zeigt, ist das Wirkungsgradoptimum mit 82 % einschlieJ3lich der mechanischen Reibungsverluste fUr die ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭｦＳｧ＠ kleine Fordermenge von ,.. 0,3 m 3 / s beachtlich hoch. Vorzuge von Kompressoren dieser Art sind neben dem geringen Raumaufwand (hohe Drehzahl) auch die Olfreiheit der gelieferten Luft.

4.0

:> \1

"6:> 3.0

\U-

t

P2

P, 2.0

Bild 4.4 Kennfeld eines Schraubenverdichters Die charakteristischen Eigenschaften der Lader nach

lassen ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

sich wie folgt zusammenfassen: 1. Steile Drehzahlkennlinie, d. h. nur geringe Abnahme der Fordermenge mit steigendem Druckverhaltnis. 2. Das erreichbare ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

ist weitgehend

von der ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

Drehzahl, d. h., auch bei kleinen Fordermengen kann ein hohes Druckｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

erzeugt werden.

3. Es gibt kein instabiles Gebiet, das

V-h-Kennfeld

ist im gesamten,

durch die Bemessung gegebenen Bereich ausnutzbar. 4. Die Fordermenge (Volumenstrom) ist - ziemlich ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

vom

Druckverhaltnis - der Drehzahl etwa linear proportional. 59

4.3. Lader nach der Stromungsbauart Der wichtigste Vertreter der Lader nach der Stromungsbauart ist der Radialverdichter, der seine Bezeichnung von der radialen Austrittsrichtung des Fordermittels aus dem Laufrad herleitet, wobei der Eintritt in der Regel axial ist, Bild 4.5.

Bild 4.5 Axialschnitt durch einen Radialverdichter (schematisch) l = Laufrad mit offenem Schaufelkanal, 2 = Diffusor mit Leitschaufel, 3 = Spirale Im Laderrad wird dem Fordermittel durch Impulsubertragung von den Laufschaufeln eine Geschwindigkeit erteilt, die z. T. schon im Laufrad, z. T. im Diffusor und in der Spirale in Druck umgesetzt wird. Fur Lader verwendet man vorzugsweise die sogenannten halboffenen ｒ､･ｲＬ＠

Bild 4.6 und Bild 4.7, bei denen der

Stromungskanal durch die Laufschaufeln und die Radruckwand auf der einen und durch die Die

auf der anderen Seite gebildet wird. ｇ･ｨｵｳｷ｡ｮ､＠

(Geschwindigkeits -Dreiecke) am Laufradein- und ｓｴｲｯｭｵｮｧｳｶ･ｨｬｩ＠

-austritt gehen schematisch aus Bild 4.8 hervor. In diesem Bild sind oben in der linken ｈｬｦｴ･＠

Schaufeln, rechts solche mit senkrechtem ｲｵ｣ｫｷｴｳｧ･ｮｩ＠

Austritt dargestellt. Die Luft stromt dem Laufrad mit der Geschwindigkeit cI zu. Wenn kein Vorleitrad bzw. kein Vordrall vorhanden ist, wird cI =

C

o und

deren Umfangskomponente cI u = O. Mit der Umfangsgeschwindigkeit u l setzt sich cI zur relativen Eintrittsgeschwindigkeit w 1 zusammen. Nach Durchstromen der ｓ｣ｨ｡ｵｦ･ｬｫｮ＠

ｶ･ｲｬＱＳｴ＠

die Luft das Laufrad mit der Relativ-Geschwin-

digkeit w 2' die mit der vektoriellen Addition der Umfangsgeschwindigkeit u 2 die 60

ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ･＠

Austrittsgeschwindigkeit c 2 ergibt.

Bild 4.6

Einteiliges Laderrad

Bild 4. 7 Geteiltes Laderrad mit ha1ber Schaufe1zah1 im Vorｳ｡ｴｺＱｵｦ･ｲ＠

Das der Luft erteilte Impu1smoment ist /4.1/ mit den Bezeichnungen nach Bild 4.8 und dem mittleren Eintrittsdurchmesser D I : kg m -m-=N·m.

s

Mit der Leistung P = M'w (schaufe1kongruente ｓｴｲｭｵｮｧＬ＠

s

und w = u/r wird die theoretische ｆｲ､･ｨ＠ reibungsfrei): N·m

kg

(4.2)

h h

t 00

(4.3)

Im technischen Maf3system mtissen wir Newton N durch .!-.. kp ersetzen, a1so die g rechte Seite der Gl. (4.3) durch g dividieren. In Gl. (4.3), die a1s Eulersche Turbinengleichung bekannt ist, steht das -Zeichen fUr Mitdrall (al < 90°) und das +Zeichen fUr Gegendrall (al> 90°). Durch Ersetzen von c 2 u und cI u aus den 61

Geschwindigkeits-Dreiecken ｫｮ･＠

wir die Eulersche Turbinengleichung auch

in der Form anschreiben: (4.3a)

w,

Abwicklung Schnitt A-A

w, \

t

180-a,

Vorleitrad

Bild 4.8 GeschwindigkeitsDreiecke des Radialrades

ca

Bei drallfreiem Eintritt ist c 1 u = O. Damit wird h thoo

=

Schaufelaustritt (13 2 = 90 0 ; c 2 u = u 2 ) und Stromlinien ｧ･ｭｉＳ＠

h thoo --

2

U2

2

N·m

U2

h thoo = -g-

k9

bzw.

u 2 c 2u und fUr senkrechten der Schaufelkontur

kp·m

k9

Die dimensionslose Druckziffer \jJ wird definiert mit

(4.4)

woraus sich

die theoretische Druckziffer \jJ thco zu

und die ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ･＠

ｆｲ､･ｨ＠

mit den obi gen Voraussetzungen zu (4.5)

ergibt. Praktisch werden bei guten zu 1, 5 erreicht.

62

ｒ､･ｲｮ＠

mit Nachleitapparat Druckziffern bis

Aus Gl. (4.5) geht hervor, dal3 die ｆｲ､･ｨ＠

und dam it etwa auch das erreich-

bare Druckverhaltnis dem Quadrat der Umfangsgeschwindigkeit proportional ist. Bei einer Druckziffer \jJ = 1,5 und u 2 = 300 m/s Umfangsgeschwindigkeit wird h

=

1,5. 9 . 10 4 2

67500

6,75.10 4 /9,81

6881

m 2/ s 2

N.m/kg

bzw.

mkp/kg •

Das entspricht bei einer Eintrittstemperatur T 1 = 300 K einem Druckverhaltnis P2/ P1 = 2,05. Ais runde Werte kann man fUr Lader mit radialem Austritt folgen-

den Zusammenhang zwischen Umfangsgeschwindigkeit und Druckverhaltnis annehmen, Tabelle 4.1: 200

300

380

450

1,45

2

3

4

m/s

Im Kennfeld, Bild 4.9, wird der stabile Bereich vom labilen Bereich durch die Pumpgrenze getrennt. Die Linien konstanter Drehzahl verlaufen beginnend bei der Pumpgrenze zunachst ｡ｮｧ･ｨｲｴ＠

horizontal (manchmal auch leicht nach oben) und krummen sich mit der

Entfernung von der Pumpgrenze zunehmend nach unten. Auf einer Drossellinie, die sich bei Drehzahlanderung fUr ungeanderten Drosselquerschnitt hinter dem Verdichter einstellt - d. i. etwa eine quadratische Parabel gemal3 dem Zusammenhang zwischen Druckdifferenz und Durchsatzvolumen bei Durchflul3 durch eine Blende -, ist die ｆｲ､･ｨ＠

etwa dem Quadrat der Drehzahl, der Volumenstrom

V

etwa linear der Drehzahl proportional. Die Linien gleichen Wirkungsgrades ordnen sich in einer gewissen - oft kleinen - Entfernung von der Pumpgrenze als Muschelkurven um eine Drossellinie. Dieses gegenuber einem Lader nach der Verdrangerbauart (siehe Bild 4.4) recht unterschiedliche Kennfeld eines Laders nach der ｓｴｲｭｵｮｧｳ｢｡＠

lal3t sich so

charakterisieren: 1. Die Kennlinie konstanter Drehzahl hat veranderliche Neigung, sie ist beim Radialverdichter an der Pumpgrenze zunachst flach (nahezu horizontal, manchmal sogar leicht ansteigend), dann nach unten gekru.mmt. Bei Axialverdichtern ist die Kennlinie in der Regel auch an der Pumpgrenze steil.

63

2. Das erreichbare ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

von der Drehzahl ab. ｨｮｧｴ＠

3. Es gibt ein instabiles Gebiet (links von der Pumpgrenze), das zur Ferderung nicht herangezogen werden kann, mit kleinen Ferdermengen ist kein hohes erreichbar. ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

4. Auf der Linie optimalen Wirkungsgrades, die etwa einer Drossellinie entspricht, ist die Ferdermenge (Volumenstrom) der Drehzahl linear, die Ferderhehe dem Quadrat der Drehzahl

labiler Bereich

ｵｮｧ･ｦｨｲ＠

proportional.

stabiler Bereich

"'1 m%

Bild 4.9 Kennfeld

Radialverdichter-

Da die Stremungsverluste (Reibung an den Kanalwandungen, Wirbelverluste) im Verdichter nach der Stremungsbauart unmittelbar als mittel ubergehen,

an das Ferder-

hier der Verdichtungsvorgang nach einer Polytrope ｶ･ｲｬｵｦｴ＠

mit dem Exponenten n > \(. lung

ｗｲｭ･＠

. Wenn man die nach aul3en gehende ｗｲｭ･｡｢ｳｴｨﾭ

- was wegen des grol3en Ferdervolumens und der kleinen ｶ･ｲｮ｡｣ｨｬｳｩｧｴ＠

ｷｲｭ･｡｢ｳｴｨｬｮ､＠

ｆＱ｣ｨ･ｮ＠

ｺｵｬｳｩｧ＠

ist ... kann man den inneren auf die Isen-

trope bezogenen Wirkungsgrad 'YlsL (d. h., ohne mechanische Reibungsverluste, ohne Undichtheiten u. a.) wie folgt ausdrucken:

'TI

sL

=

T2s - T1 --= T2 -

(4.6)

li

Man kann diesen Wirkungsgrad demnach sehr einfach aus den Ein- und Austrittstemperaturen und den Drucken vor und hinter dem Lader ermitteln, wobei fUr letztere die Gesamtdrucke einzusetzen sind. 'YlsL = 80 ... 82 % fUr fi = 0,5 ... 1 m 3 js und 84 ... 85

% fUr fi

bei gleichem ｇ･ｨｵｳ＠

= 3 m 3 j s und daruber sind gute Werte. Das Kennfeld

ｬＳｴ＠

sich

und gleichem Laufraddurchmesser durch den Leitradeintritts-

winkel a , durch den Abstand der Leitschaufeln vom Laufrad, durch schaufellose 64

Ausfiihrung des Diffusors, durch die Eintrittsbreite des Nachleitapparates, durch die Radaustrittsbreite und den Eintrittsdurchmesser beeinflussen, Bild 4.10. Das Bild 4.11 zeigt tibereinandergezeichnet die Kennfelder desselben Verdichters mit verschiedenen Leitschaufelstellungen /4.2/.

Bild 4. 10 ｮ､･ｲｵｧ＠ an Laufund Leitrad zur Beeinflussung des Forderstromes bei gleichem Laufraddurchmesser D 2

150 kJ

k9 ｾ＠

125

,f

o3.0

100

Î ..J

.r:.'"

t

./

ｯｾ＠

1 ｾ＠

ｾ＠

,

ｯｾ＠

,,'"

""

,

,

0

0 c>,

n2

Wird bei einem Motor ohne Ladeluftkuhlung - z. B. uber einen besseren Laderwirkungsgrad, d. h. kleineren Polytropen-Exponenten n - die einem bestimmten n-1 Il dann wird Ladedruck zugeordnete Temperatur TE niedriger, TE = T 1 (P2/ P 1) der Durchsatz

fi 1

und ｾ＠

grol3er, gestrichelte Linie T E2'

DerEinflul3 des Laderwirkungsgrades auf den Durchsatz ist allerdings, wie aus

fi 1

dem folgenden Beispiel hervorgeht, klein. Nach Gl. (5.3) ist

2;

Beispiel:

ｾ＠

1/ ｾＮ＠

293 K

1.

1, 6;

li sL

0,76;

380 K;

1, O

2.

1, 5;

il sL

O, 85;

369 K;

1,014

Wenn der Druck PA hinter den Auslal3schlitzen von der Last bei einem Motor mit Abgasturbine, ｶ･ｲｮ､ｴ＠

ist, wie z. B. ｡｢ｨｮｧｩ＠

sich das wirksame

In ｓｰｩｬｧ･ｦＮ＠

das Druck- Volumenstrom-Kennfeld sind verschiedene Durchsatzlinien ｡｢ｨｮｧｩ＠

vom Gegendruck einzuzeichnen, wie das schematisch in Bild 5.2 gemacht wurde. Die Linie fUr den Volumenstrom ｶ･ｲｬｵｦｴ＠

dann entsprechend dem ｾｴ･ｩｧｮ､＠

Ge-

gendruck hinter dem Motor etwa nach der stark ausgezogenen Parabel in Bild 5.2. Berechnung dieser Parabel siehe Kap. 6.3.1. 2. ａｮｧ･ｨｲｴ＠

68

Bild 5.2 Volumendurchsatz bei verschiedenen Gegendrucken

Durchsatz mit nachgeschalteter Abgasturbine

2.5 c[

......... N

o. 1/

c[

-........ UJ

2.0

o.

1.5

1.0 '---==:::...--------------,--.

V1

mYs

Die Aussage, daf3 der Luftdurchsatz bei Zweitaktmotoren nur vom Luftzustand vor dem Einlaf3 (Ladeluftzustand) und vom Gegendruck, nicht von der Motordrehzahl

ist, darf nicht auf die Zylinderluftmenge, d. h. auf die Luftauftei｡｢ｨｮｧｩ＠

lung erweitert werden. Bei gleichem Luftdurchsatz und fallender Drehzahl steigt der Luftaufwand, da die gleiche Luftmenge auf eine kleinere Anzahl von Arbeitsspielen bezogen wird. Grof3erer Luftaufwand heif3t aber vor allem grof3ere durchgespulte Luftmenge. Die Zylinderluftmenge ｨｮｧｴ＠

in erster Linie vom Ladeluft-

zustand ab und wird durch den Luftaufwand nur im Maf3e des ｶ･ｲｮ､ｴ＠

SpUl-

erfolges beeinfluf3t.

5.2. Viertaktmotor Beim Viertaktmotor setzt sich der Volumenstrom aus angesaugter und durchgespulter Menge zusammen

v, ｾ＠

Vh

;

ｾ＠

T\ t 313+ 6 E

+

Das erste Glied ist der Drehzahl

Il Aeq IIIE,3

(5.4)

Bild 5.3, das zweite vom Druckverｶ･ｲｨｬｴｩｧＬ＠

und der Ventiluberschneidung ｨｬｴｮｩｳ＠

ｾ＠ Y2 RTE •

｡｢ｨｮｧｩＬ＠

die Drehzahl erscheint in diesem

Gliede nicht. Wenn die Ventiluberschneidung klein ist, wird auch das zweite Glied sehr klein. Die ausgezogenen Linien in Bild 5.3 gelten fUr Motoren ohne Ventiluberschneidung, die gestrichelten fUr Motoren mit Ventiluberschneidung und (positivem) SpUlｧ･ｦｬＮ＠

69

Es stellt sich die Frage, mit welchem ｨｮｬｩ｣ｫ･ｴｳｭ｡ｊＳ｢＠

die Kennfelder ver-

schiedener und verschieden groJ3er Motoren gemeinsam aufgetragen werden konnen. Bei Zweitaktmotoren ist dies offenbar der durch die effektive gleichwertige Offnung dividierte Volumenstrom, denn dieser ist nur von Driicken und Temperaturen abhangig. Bei Viertaktmotoren, bei denen die Steuerorgane im Zylinderdeckel liegen, ist bei geometrischer ｨｮｬｩ｣ｫ･ｴ＠

der Ventilquerschnitt der Kolbenflache, die

Luftgeschwindigkeit in den Ventilen der Kolbengeschwindigkeit proportional.

1.n 4

M

ｾ＠

/

/

/

/

/

/

/

/

/

Bild 5.3 Drehzahllinien im Druck- VolumenstromKennfeld des Viertaktmotors ohne Ventiliiberschneidung mit Ventiliiberschneidung

Da bei Viertaktmotoren V 1

A'al Vh

%ist,

wird mit

A

Kolbenflache

z:

Zylinderzahl

v:

mittlere Kolbengeschwindigkeit

v

2s'n

m

.

m

V,

=

"\

1\0'

Z

sn

AT

V,

;

zA

Bei gleicher Kolbengeschwindigkeit und ｨｮｬｩ｣･＠

=

"\ 1\0'

vm

T

m

s'

(5.5)

Steuerquerschnitten geht unab-

hangig vom Hubverhaltnis die gleiche Luftmenge durch die Ventile. Die Forderung auf geometrische ｨｮｬｩ｣ｫ･ｴ＠ 70

fUr vorliegende Betrachtung erstreckt sich daher

nicht auf das

sondern auf die Ventilquerschnitte und Ventilerｈｵ｢ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳＬ＠

hebung. Bilder 5.4 a und 5.4 b zeigen als Beispiel den auf die

beｋｯｬ｢･ｮｦ｣ｨ＠

zogenen Volumenstrom fUr zwei verschieden gro13e Motoren mit unterschiedlicher Drehzahl, die beweisen, da13 eine solche ｨｮｬｩ｣ｫ･ｴｳ｢ｲ｡ｵｧ＠

berechtigt ist,

obwohl in diesem Fall die Zylinderkopfe keineswegs geometrisch iihnlich ausgebildet waren. Sie hatten allerdings beide je 2 Einla13- und 2 Ausla13ventile.

1.8

1.8

-

t 1.6

t 1.6

rr

cr

N

o.

cf'

II 1.4

II

rr

cr ｾ＠

1.4

UJ

o. 1.2

1.2 1.0

O

-

3 m/s 4

10

O

2

3 m/s

4

iMzA-

Bilder 5. 4a und 5.4b Auf die ｋｯｬ｢･ｮｦ｣ｨ＠ bezogener Durchsatz zweier verschieden gro13er Motoren, links 400 mm Bohrung und 460 mm Hub, rechts 220 mm Bohrung und 300 mm Hub

Diese Betrachtung hat den Vorteil, da13 es fUr neue Motoren genugt, einen oder zwei Punkte im Kennfeld zu berechnen und den Verlauf der Drehzahllinien dann auf Grund von ｨｮｬｩ｣ｫ･ｴｳｵ｢ｲｧ＠

zu konstruieren.

71

6. Dos Zusommenwirken des Loders mit dem Motor 6.1. Das abgestimmte Saugsystem Obwohl das abgestimmte Saugsystem ohne Lader arbeitet (au13er bei der kombinierten Aufladung, siehe Kap. 8.4.7), sei hier kurz darauf eingegangen, da praktisch alle Fahrzeugmotoren mit Schwingungen im Saugsystem rechnen miissen, und da es sich ja auch um ein Zusammenwirken mit dem Motor handelt. Durch die periodisch offnenden Einla13querschnitte des Motors werden im Saugsystem Schwingungen erzeugt, die je nach Frequenz und Phase bei bestimmten Drehzahlen eine Vergro13erung, bei anderen eine Verkleinerung des Liefergrades bewirken. Man kann hier mehrere Varianten unterscheiden1), und zwar: a d i e Einzelrohr -Sto13aufladung b

die Schwingsaugrohr-Aufladung

c

die Resonanz-Aufladung.

Diese Einteilung wird hier aus Griinden einer gewissen Systematik vorgenommen, obwohl es, abhangig von der konstruktiven Ausfiihrung, tibergange sowohl zwischen a und b als auch zwischen b und c gibt. Bei dem zuerst genannten Verfahren bekommt jeder Zylinder ein gesondertes Saugrohr bestimmter Lange, das entweder an einen Sammelbehalter angeschlossen ist oder direkt mit der Atmosphare in Verbindung steht, und das moglichst ohne scharfe Umlenkung zum Einla13ventil fiihrt. Beim Saugvorgang wandert infolge der Tragheitswirkung der Gassaule eine Unterdruckwelle in das Saugrohr hinein. Die Unterdruckwelle wird am offenen Rohrende als Druckwelle reflektiert. Die Rohrlange mu13 so abgestimmt sein, da13 die Druckwelle etwas vor Einla13ventilschlu13 am Zylinder ankommt. Die Aufladung wird also durch die Tragheit der nachschwingenden Gassaule erzeugt. Der Vorgang ist aperiodisch, d. h., die Ladungsdruckwelle wird durch den vor1)

72

In dein N ormblatt DIN 6262 erscheinen die Schwingsaugrohr-Aufladung und die Differenzsaugrohr-Aufladung als Untergruppen der Resonanz-Aufladung. Das in der Literatur vielfach als Resonanz-Aufladung bezeichnete Verfahren mit Behalter (Feder) und Resonanzrohr (Masse) ist dort iiberhaupt nicht erwahnt. Au13erdem findet man in DIN 6262 als kombinierte Aufladung nur die Verbindung von Fremd- bzw. mechanischer Aufladung und Abgasturbo-Aufladung, nicht die Verbindung von Resonanz- und Abgasturbo-Aufladung, die in der Literatur vielfach als kombinierte Aufladung bezeichnet wird. Aus diesem Grunde wurden einige von der DIN -N orm 6262 abweichende Benennenungen gewahlt, die hier zur Diskussion gestellt werden.

herigen Saughub neu angefacht, ein mehrmaliges Hin- und Herschwingen ist fUr den Ladungsvorgang unwesentlich. Die Energiebilanz ist dadurch gekennzeichnet, da/3 die Saugarbeit des Kolbens in kinetische Energie der ｇ｡ｳｵｬ･＠

und diese wie-

derum in Verdichtungsarbeit der Frischladung umgewandelt wird, Bild 6. 1. Wenn die Saugarbeit verlustlos in Verdichtungsarbeit umgewandelt werden konnte, die

A gleich der ｆｉ｣ｨ･＠

ｆｉ｣ｨ･＠

ｷｲ･＠

B.

p

v•

Bild 6.1 Umwandlung der Saugarbeit des Kolbens (A) in Verdichtungsarbeit (B)

Am wirksamsten ist diese Aufladung dann, wenn die Leitung liberhaupt keine Krlimmung aufweist und wenn an den gut abgerundeten Rohreintritten keine Drosselung stattfindet, also kein Ansaugluftfilter vorhanden ist. Diese Voraussetzungen sind bei Rennmotoren /6. 1/ gegeben, bei denen sich wegen der hohen Drehzahlen und der Abstimmung des optimalen Liefergrades auf diese hohen Drehzahlen kurze

ergeben, Bilder 6.2 und 6. 3. Dazu kommt noch, da/3 durch die ｒｯｨｲｬｮｧ･＠

Bild 6.2

Rennmotor mit Einzelrohr-Sto/3aufladung, Ferrari 312 B

hohe mittlere Kolbengeschwindigkeit eine starke Anregung der Saug- und damit auch der Druckwelle vorhanden ist, was gegebenenfalls noch durch ｳｰｴ･＠

Offnen

des Einla/3ventils - ohne Rlicksicht auf eine nachteilige Wirkung auf den Verbrauch - unterstlitzt werden kann. Die Abstimmung des Saugrohrs wird bei 73

Bild 6. 3 Rennmotor'mit Einzelrohr -Stof3aufladung, Ford Cosworth DFV

Rennmotoren in der Regel durch abgestimmte Auspuffrohre unterstiltzt. Die beim Offnen des Auslaf3ventils in das Auspuffrohr hineinlaufende Druckwelle wird am offenen Ende (oder an einem Aufnehmer) negativ reflektiert und wandert als Unterdruckwelle zum Zylinder. Die

muf3 so bemessen sein, daf3 ｌ･ｩｴｵｮｧｳｬ＠

diese Unterdruckwelle etwas vor Auslaf3ventilschluf3 am Zylinder eintrifft , d . i. nach etwa einer halben Motorumdrehung. Dadurch wird einmal die Ausschubarbeit erniedrigt und zum anderen Restgas aus dem Zylinder gesaugt, wodurch die ZylinderfUllung erhoht wird. Wegen der hoheren Schallgeschwindigkeit im heif3en Auspuffgas und des grof3eren Kurbelwinkels fiir Hin - und Riicklauf werden die Auspuffleitungen

als die Saugleitungen. Mit den ｬｮｧ･ｲ＠

ｖｯｲｧｮ･＠

nach a im Saugsystem

ha t man es auch dann zu tun, wenn die Einzelrohre an einen Aufnehmer geniigend grof3en Volumens angeschlossen sind, in dem sich die reflektierten Wellen weitgehend ausgleichen. Das Gebrauchsfahrzeug benotigt ja ein Luftfilter und hat auch eine gemeinsame Drosselklappe zumindest fUr mehrere Zylinder. Wenn der Aufnehmer klein ist, beeinflussen sich die Wellen in den einzelnen Rohren gegenseitig. Das ka nn entweder so ablaufen, daf3 die an einem geschlossenen Ventil reflektierte Druckwelle in das Saugrohr des Nachbarzylinders hineinund so bei passender Phase zur Liefergradverbesserung ｬｵｦｴ＠

｢･ｩｴｲｧ＠

- siehe

zum Beispiel Deutsche Patentauslegungsschrift Nr. 1 231 060 - oder daf3 in den Einzelrohren Pfeifenschwingungen angeregt werden, wenn die Anregungsfrequenz durch alle am ｂ･ｨｬｴｲ＠

angeschlossenen Zylinder (bei sechs Zylindern zum

Beispiel dreimal je Motorumdrehung) der Eigenfrequenz des Einzelrohres ent-

74

spricht. Hierzu genligt in der Regel eine klirzere Es

als nach Verfahren a. ｒｯｨｲｬｮｧ･＠

auch recht komplexe Koppelschwingungen auftreten. Eine solche Abｫｮ･＠

stimmung mit kleinem Aufnehmer und gegenseitiger Beeinflussung der Vorin den einzelnen Rohren so11 Schwingsaugrohr-Aufladung genannt werden. ｧｮ･＠

Ein Anordnungsbeispiel siehe Bild 11. 23. Bei der Resonanzaufladung nach Pkt. c werden Gruppen von Zylindern mit gleichen

liber kurze Saugrohre an ｚｬｩｮ､｡｢ｳｴ･＠

die liber Resonanzrohre mit der

angeschlossen, ｒ･ｳｯｮ｡ｺ｢ｨｬｴｲ＠

bzw. mit einem Aufnehmer in Verａｴｭｯｳｰｨｲ･＠

bindung stehen, Bild 6.4. Die Luftmasse in den Resonanzrohren bildet zusam-

Bild 6.4 Schema der Resonanzaufladung 1 bis 6: Zylinder a: Aufnehmer b: Resonanzrohre c: ｒ･ｳｯｮ｡ｺ｢ｨｬｴｲ＠

a

b---+-

-l---b

:men mit den als Federn aufzufassenden Luftvolumina in den ein

System. Die ｳ｣ｨｷｩｮｧｵｦ･＠

ｒ･ｳｯｮ｡ｺ｢ｨｬｴｲ＠

sich vereinfachend ｅｩｧ･ｮｳ｣ｨｷｵｺ｡ｬＱＳｴ＠

aus Masse und Rlickste11kraft berechnen /6.2/, doch mu13 fUr eine genauere Bestimmung berlicksichtigt werden, da13 auch die Luftmasse in den Leitungen Federungseigenschaften besitzt und da13 das Zylindervolumen - solange das Einla13ventil ｧ･ｦｮｴ＠

ist - die ｖｯｲｧｮ･＠

beeinflu13t. Eine exakte Erfassung ist nur liber

ｭｧｬｩ｣ｨＬ＠

die schrittweise Berechnung zum Beispiel nach der Charakteristikenmethode /6. 3/ die aber - auch wegen der je nach Anordnung der Einmlindung oft unlibersichtlichen Art der Koppelung zwischen Leitungen und ｂ･ｨｬｴｲ＠

- recht kom-

75

pliziert sein kann. In der Praxis wird daher die experimentelle Abstimmung vorgezogen, die in Automobilsport-Kreisen "tunen" genannt wird.

6.2. Die mechanische Aufladung Bei der mechanischen Aufladung wird der Lader vom Motor angetrieben, Motordrehzahl und Laderdrehzahl stehen - wenn kein Schalt- oder stufenlos regelbares Getriebe verwendet wird, was aber ein Ausnahmefall ist - in festem Ubersetzungszueinander. Die Betriebspunkte im Kennfeld sind durch die Schnittpunkte ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

der durch das ｕ｢･ｲｳｴｺｵｮｧｶｨｬｩ＠ zahllinien im

einander zugeordneten Motor- und LaderdrehVolumenstrom-Kennfeld gegeben.

ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＭ

In der Regel wird man das ｕ｢･ｲｳｴｺｵｮｧｶｨｬｩ＠

ti zwischen der Drehzahl eines

gegebenen Motors und der des zur Aufladung verwendeten Laders so bestimmen, da!3 bei dem Vollastpunkt das gewtinschte - durch den mittleren Nutzdruck bedingte ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

erreicht wird. Alle weiteren Betriebspunkte bei ｶ･ｲｮ､ﾭ

ter Drehzahl ergeben sich dann aus den Kennfeldern, siehe Bild 6.5 und Bild 6.6

.'

_.,-"

it

vu

.\ /I . I

rnL I I \ I

I

\ I I

\

Bild 6. 5 Kennfeld eines Viertaktmotors mit mechanisch angetriebenem ｖ･ｲ､ｮｧＭｌ｡＠ (schematisch) ausgezogen: Drehzahllinien des Motors ohne strichpunktiert: mit Ventiltiberschneidung gestrichelt: Drehzahllinien des Laders

Bild 6.5 stellt schematisch das Kennfeld eines Viertaktmotors mit mechanischer Aufladung durch einen Lader nach der ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

dar. Der Schnittpunkt der

Linien von voller Motordrehzahl n M und voller Laderdrehzahl n L = ti· n M ergibt den durch den Kreis bezeichneten Vollastbetriebspunkt. Mit abnehmender Motor76

drehzahl nimmt auch der Ladedruck dieser Betriebslinie ｨｮｧｴ＠

der Betriebslinie ab. Der Verlauf ｉｮｧｳ＠

nattirlich stark von dem

Laderkennfeld ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ･ｮ＠

ab. Die Abnahme des Ladedruckes mit fallender Motordrehzahl

dann am ｷｲ･＠

geringsten, wenn der Liefergrad des Laders mit fallender Drehzahl ｳｴｲｫ･＠

zu-

nimmt als der des Motors. Aus dem Bild 6.5 ist leicht abzulesen, da/3 durch Erhohen des Ubersetzungsverund Verkleinern der Ventiluberschneidung bei sonst ｨｬｴｮｩｳ･＠

Ausｵｮｶ･ｲ､ｴ＠

fiihrung die Betriebslinie nach oben ruckt. Das Zusammenwirken eines mechanisch angetriebenen Laders nach der Stromungsbauart mit einem Viertaktmotor ist in Bild 6. 6 dargestellt.

c[

ｾ＠

a. Il

c[

';ua.

Bild 6. 6 Kennfeld eines Viertaktmotors mit mechanisch angetriebenem Radiallader (schematisch) ausgezogen: Drehzahllinien des Motors gestrichelt: Drehzahllinien des Laders strichpunktiert: Betriebslinie Man erkennt daraus, da/3 der Ladedruck mit fallender Motordrehzahl wesentlich ｳｴｲｫ･＠

abnimmt als beim Lader nach der

sammenhang zwischen Drehzahl und ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

was aus dem Zuｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴＬ＠ ｶ･ｲｳｴｮ､ｬｩ｣ｨ＠

wird.

Bezuglich des Zusammenhanges von Motordrehmoment MM und Motordrehzahl n M bei den verschiedenen Anwendungsgebieten unterscheiden wir

77

a) konstante Motordrehzahl:

n M = konst;

MM = ｶ･ｲｮ､ｬｩ｣ｨ＠

z. B. Antrieb elektrischer Generatoren, b) Propellercharakteristik: z. B. Antrieb von Festpropellern bei Schiff und Flugzeug, c) Fahrzeugcharakteristik:

nM ｶ･ｲｮ､ｬｩ｣ｨ＠

MM

ｶ･ｲｮ､ｬｩ｣ｨ＠

z. B. Antrieb von Stral3en- und Schienenfahrzeugen. Das Drehmoment ist dem mittleren effektiven Druck proportional und kann auch durch diesen ausgedrtickt werden. Da es im Fall a nur einen von der Last

Betriebspunkt gibt, sind ｵｮ｡｢ｨｧｩ･＠

von der Charakteristik her gesehen, mechanische Lader nach der ｖ･ｲ､ｮｧﾭ

und der Stromungsbauart gleich gut fUr diese Betriebsweise geeignet. Die Auswahl richtet sich nach Bauaufwand, Druckh6he und Wirkungsgrad. Im Fall b nimmt der Ladedruck mit fallender Motordrehzahl bei der mechanischen Aufladung durch Lader der Stromungsbauart ｳｴｲｫ･＠

ab als durch Lader der

Das ist kein Nachteil, da der Ladedruck fur Teillasten wegen ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴＮ＠

des mit fallender Drehzahl stark abnehmenden Nutzdruckes immer ausreicht, wenn er fUr Vollast hoch genug war. Die starke Abnahme des Ladedruckes ist in diesem Fall sogar erwunscht, da ein hoher Ladedruck Motorleistung und dam it Kraftstoffverbrauch kostet und daher besser fUr solche Betriebspunkte gar nicht erst erzeugt wird, wo er nicht benotigt wird. Fur die Propellercharakteristik ist daher der mechanisch angetriebene Lader nach der Stromungsbauart besser geeignet. Im Fall c wird ein moglichst hohes Drehmoment bei niedriger Motordrehzahl, moglichst sogar ein mit fallender Drehzahl ansteigendes Drehmoment verlangt, um wachsende

bei niedriger Geschwindigkeit wenigstens zum ｆ｡ｨｲｷｩ､･ｳｴｮ＠

Teil ohne Schalten aufnehmen zu k6nnen. Hierzu ist der Lader nach Stromungsbauart nicht, der nach ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

besser geeignet, wenn auch mit letz-

terem ein mit fallender Drehzahl konstant bleibender Ladedruck nur innerhalb eines

78

｢･ｳ｣ｨｲｮｫｴ＠

Bereiches erreicht werden kann.

Da es bei Zweitaktmotoren abweichend vom Viertaktmotor. nur eine von der Motordrehzahl unabhangige Durchsatzlinie (Drossellinie, da der Widerstand des Motors wie der einer Offnung konstanten Querschnittes aufgefal3t werden kann) gibt, unterscheiden sich die Betriebslinien mit den verschiedenen Laderbauarten nicht grundsatzlich voneinander. Bei dem Verdrangerlader sind die Drehzahllinien steil und die Luftmenge ist etwa proportional der Drehzahl. Jene schneiden die Parabel des Volumenstromes durch den Motor automatisch bei etwa quadratisch mit der Drehzahl ansteigendem Druck, Bild 6.7. Bei dem Lader nach der Stromungsbauart nimmt der Druck quadratisch mit der Drehzahl zu, das gibt keinen wesentlichen Unterschied. Bei veranderlichem Gegendruck hinter dem Motor verhalten sich aber Verdrangerund Radiallader auch bei Zweitaktmotoren wegen der ganzlich anderen Lage der Laderdrehzahllinien unterschiedlich, was z. B. bei Motoren mit Abgasturbolader und mechanisch angetriebenen parallelen Kolbenpumpen beachtet werden muf3.

ｋｯｰｳ･ｬｧ｢＠ - - ｒｯ､ｩｬｧ･｢ｳ＠

Bild 6. 7 Kennfeld eines Zweitaktmotors mit mechanisch angetriebenen Ladern (schematisch) Nach dem Vorhergesagten ist es nicht schwierig, auch das Betriebsverhalten fiir andere Regelgesetzmal3igkeiten, z. B. veranderliches Ubersetzungsverhaltnis zwischen Motor und Lader, zu finden.

6.3. Die Abgasturbo-Aufladung 6.3. 1 Unterschiede im Betriebsverhalten des Motors mit Abgasturbolader im Vergleich zum Motor mit mechanischer Aufladung 1) Die Drehzahl des ATL und damit der Ladedruck sind der Motordrehzahl nicht unmittelbar zugeordnet, der Betriebspunkt des A TL stellt sich als 79

Gleichgewichtszustand zwischen Laderleistung und Turbinenleistung ein. soll nur qualitativ festgehaHen werden, da13 die Drehzahl des ｚｵｮ｣ｨｳｴ＠

ATL mit der Gasmenge (d. i. Durchsatz durch den Motor roL) und der Auspufftemperatur = Temperatur vor Turbine, also mit der Motorleistung, zunimmt, nicht unmittelbar mit der Motordrehzahl. 2) Die Drehzahllinien im

Volumenstrom-Kennfeld des Motors ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＭ

verschieben sich wegen des unterschiedlichen Gegendruckes hinter dem Motor etwas im Vergleich zu denen bei mechanischer Aufladung.

16. 3. 1. 1 Viertakt

Die Lage der Durchsatzlinien ist von der bei mechanischer Aufladung nur wenig verschieden, der hohere Druck PA behindert etwas die Spiilung, durch gro13ere Ventiliiberschneidung wird aber bei hohen Lasten in der Regel doch eine gro13e Spiilmenge erreicht. Bei kleinen Lasten tritt u. U. Riickspiilung ein, Bild 6.8.

Rlicksplilung da PA4/9 sp als Funktion von dem ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ in der Turbine ltT und dem Reaktionsgrad r. Innerer isentroper Turbinenwirkungsgrad ll s T = 0,85, Verlust ziffer IP* = O, 95

r

= hDI h s T

r=0.2 ＰＮＹｲＭｾＢｦＧＺ｟］ｩＡ＠

t

(>4

0.3

(>sp

0.8 I-----+---+------"..--I---'''''''-::---+--=--.;;;I

Die Zusammenfassung der Bilder 6.14 und 6. 15 zu einem Diagramm ist in grol3erem Mal3stab im Anhang unter 1 wiedergegeben. Wenn - wie das meistens der Fall sein wird - nicht die aus Durchflul3messungen bestimmten effektiven, sondern die geometrischen Austrittsquerschnitte aus Leitrad und Laufrad zur Verfiigung stehen, ist in Gl. (6.14) der Gitter-Beiwert k 3 durch den Beiwert k' 3 zu ersetzen, d. h., der Ersatzquerschnitt A Teq

bleibt

wenn die effektiven Leit- und Laufschaufelquerschnitte durch die ｵｮｶ･ｲ､ｴＬ＠

geometrischen, und k 3 durch k' 3 ersetzt werden. k' 3 ｬＳｴ＠

sich nattirlich nicht

aus der Gl. (6.13) errechnen, sondern nur durch Messung bestimmen. In Zahlentafel 6.1 sind Messungen an einer Axialturbine am BrennkammerprUfstand Beaufschlagung) aufgetragen, aus denen der Gitterbeiwert k' 3 ermittelt Ｈｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

wurde. In Spalte 1 ist das ｇ･ｳ｡ｭｴ､ｲｵ｣ｫｶｨｬｮｩ＠

P3

Ip4 aufgeftihrt, wobei P3 ges ges aus dem statischen Druck P3stat und der Zustromgeschwindigkeit (Volumen-

strom durch Querschnitt) ermittelt wurde. p 4 ist der gemessene statische Druck hinter der Turbine,

mT

der gemessene Massenstrom. Die Werte A Teq

Spalte 3 sind aus der Gl. (6.6) fur den Mengenstrom errechnet, wobei Gleichung wegen der ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

(l

in in dieser

Beaufschlagung gleich 1 gesetzt wurde. Wir

ｨｬｴｮｩｳ＠

erkennen, dal3 der Ersatzquerschnitt nicht konstant ist sondern vom Druckver｡｢ｨｮｧｴＮ＠

In Spalte 4 ist der durch k' 3 dividierte Ersatzquerschnitt aus

91

Gl. (6.14) mit Hilfe der geometrischen Leit- und Laufradquerschnitte ausgerechnet. Aus Gleichsetzen von A Teq

in Spalte 3 und 4 ergibt sich der Wert k' 3 ' der

trotz der Vereinfachungen in diesem Fall nur zwischen 1, 041 und 1, 029 schwankt, also nahezu konstant ist.

Zahlentafel 6.1:

Turbinenersatzquerschnitt

1

2

P3ges

mT

P 4stat

vom ｡｢ｨｮｧｩ＠

3

A

4 A

Teq

ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

5

Teq k'

k'

ｾ＠

3

kg/s

cm

2

cm 2

1, 193

0,794

65,2

62,7

1,040

1,309

1,02

66, 5

63,9

1,041

1,427

1,21

67,1

64, 8

1,036

1,566

1,40

68, O

66,1

1, 029

1,714

1,602

69,9

67,4

1,037

1, 886

1, 803

71,3

69, O

1, 033

2,037

1,996

72,8

70,2

1,037

2, 130

2,095

73,4

71, O

1, 034

Bei Radialturbinen ist die Austrittsgeschwindigkeit u 2 von u 1 verschieden, man mu/3 daher mit dem ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ･＠

Ausdruck fUr k 3 rechnen (6.13a)

wobei l:J.(u/c O)

222 - (u 1 /c O) ist. Nur bei Kenntnis der effektiven Leit= (u 2 /c O)

und Laufradquerschnitte und der verschiedenen Geschwindigkeiten ｉＯＳｴ＠

sich der

Turbinenersatzquerschnitt mit Gl. (6.13) und Gl. (6.14) ausrechnen. Wenn statt der in der Praxis meist nicht bekannten effekti ven Querschnitte fUr Leit- und Laufrad die geometrischen eingefUhrt werden, tritt anstelle des Beiwertes k 3 in Gl. (6.13) der Beiwert k' 3. Werden die Gitterverluste durch einen ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･ｮ＠ Faktor k berucksichtigt, kann fUr k' 3 geschrieben werden: (6.15) 92

ｨｮｬｩ｣＠

wie bei, der Axialturbine mu/3 man den Ersatzquerschnitt AT

Me/3ergebnissen nach Gl. (6.6), dann ATe/k' 3

einmal aus eq aus geometrischen Leit- und Lauf-

radquerschnitten nach Gl. (6.14) berechnen. Aus Gleichsetzen dieser beiden Ersatzquerschnitte

man den Beiwert k' 3' in dem aber - im Gegensatz zur Axialtur･ｲｨｬｴ＠

bine - der Einf1u/3 der unterschiedlichen Umfangsgeschwindigkeiten am Laufradeinund -austritt enthalten ist. Dieser kann auf folgende Weise eliminiert werden. Man setzt und

mit Gl. (6.15) ･ｲｨｬｴ＠

Die Faktoren k' 4 wurden aus einer gro/3eren Zahl von Me/3ergebnissen fUr optimale Turbinenwirkungsgrade auf die genannte Weise ermittelt und in Bild 6. 16 uber dem ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

16.5 I der Turbine aufgetragen. Die gro/3eren Werte von k' 4 entsprechen gro/3eren Werten fUr das ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

ADI AR

0.98

1

0.96 )..

t 0.94

If

k;' 0.92

Bild 6.16 Aus Me/3ergebnissen errechneter Faktor k' in ａ｢ｨｮｧｩﾭ keit vom ｩ＾ｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴﾭ nis P3/ P4 Fur Bildung von AT

lC

lC

x

ty

ｾＭＩＮｙａ＠ • xY

1 "'"

1

xy

•

lC

••

., . .

o +

+

0.90

•

•

.0

••

••

+0

ｾ＠

•

lC

•

Y

ｾ＠

•

o

.

•

ｾ＠

o

0.88 1.1

1.2

1.3

1.7

1.8

1.9

aus gegebenen geometrischen Querschnitten mu/3 man umge-

eq kehrt k' 3 aus einem ｧ･ｳ｣ｨｴｺｮ＠

k' 4 und

t:,. (u/ c O)2 nach Gl. (6.15) ermitteln und in

Gl. (6.14) einsetzen. Die gri:i/3eren Streuungen des Faktors k' 4 in Bild 6.16 da/3 ein unterteiltes

sich wegen der etwas verwickelten ｒ｡､ｩｬｴｵｲ｢ｮ･ｧｨｳ＠

nicht so einfach durch einen nur vom ｓｴｲｯｭｵｮｧｳｶ･ｨｬｩ＠

ｨｮｧｩ･＠

damit zusammen, ｨｮｧ･＠

Ersatzquerschnitt darstellen dern mit Radialturbine ｚｷｩｬｮｧｳ･ｨｵＬ＠

ｬＯＳｴＮ＠

ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

ab-

Man unterscheidet bei AbgasturbolaBild 6. 17a, und ｄｯｰ･ｬＭｓｩｲ｡ｧｨｵｳＬ＠

Bild 6. 17b. Im Gegensatz zu den Axialturbinen, bei denen die Trennung der Teil93

strome in den einzelnen Dlisensegmenten bis kurz vor Laufradeintritt geht, sind die Teilstrome bei den meist leitradlosen

nicht so streng ｒ｡､ｩｬｴｵｲ｢ｮ･Ｍｇｨｳ＠

voneinander getrennt. Der MassendurchfluLl durch ein Segment wird hierbei auch von dem

in dem Nachbarsegment beeinfluLlt. Bild 6.18 gibt nach ｄｲｵ｣ｫｧ･ｦｬ＠

Literaturstelle /6.6/ die Aufteilung des Massenstroms in ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠ verschiedenen

in den beiden Segmenten wieder. ｄｲｵ｣ｫｧ･ｦｬｮ＠

a 6

V " V

TtTm = 1,8

'

....

..........

ｾ＠ ｾ＠

3

/

/ o 0,5

/

f

ｾＬＯ＠

Bild 6. 17

fUr ｚｵｳｴｲｯｭｧ･ｨ＠

Radialturbinen; a: b: ｄｯｰ･ｬＭｓｩｲ｡ｧｨｵｳ＠ ｚｷｩｬｮｧｳ･ｨｵＬ＠

ｾ＠

II \\

'\ r'-,

1\'"

\

II

\

"

1\ \

I 0,6

b

II

1

/

2

60 "

Zw

nT =70000 min-1

5

von den

0,7 0,8 0,9 1

1,2

PTEl/PTE2 -

1,4 1,6 1,8 2

Bild 6.18 Isentropischer DurchfluLlquerschnitt A in ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠ von dem ｄｲｵ｣ｫｶ･ｾｬｴｮｩｳ＠ PTE1/ P E in den beiden Eintritten fUr T 2 Zwillings - (Zw) und Doppelspiralgeｨｵｳ･＠ (Do)

6. 3.4 Die rechnerische Erfassung der pulsierenden Beaufschlagung (StoLlaufladung) /6. 7/ Auch bei der StoLlaufladung wird der Druck vor der Turbine in der Regel mit einem (Quecksilber-) Manometer gemessen, das bei genugend kleiner ｴｲｧ･ｮ＠

ｌｮｧ･＠

und

kleinem Volumen der ZufUhrungsleitung den arithmetischen Mittelwert des Druckverlaufes mit guter 94

ａｮｨ･ｲｵｧ＠

anzeigt. Exakt ｬｌｴ＠

sich dieser Wert nur durch

Aufnahme des Druckverlaufes und Mittelwertbildung durch Planimetrieren gewinnen. Auch ein Thermoelement zeigt im Abgasstrom ei ne Temperatur an, die nur angeｮｨ･ｲｴ＠

dem arithmetischen Mittelwert - nicht dem Mengenmittelwert - des Tempera-

turverlaufes entspricht. Zur Berucksichtigung des der Turbine bei der Sto/3aufladung pulsierend zugefiihrten Mengenstromes hatten wir einen Beiwert u , zur Berucksichtigung der mit veranderlichem Gefalle zugefUhrten Energie einen Beiwert /3 eingefiihrt, die die tatsachlichen Werte auf diejenigen beziehen, die bei konstanten Mittelwerten des Druckund Temperaturverlaufes vorhanden sein wurden. Den aus den Me/3werten von tragen Instrumenten bei Sto/3aufladung errechneten Wirkungsgrad des Abgasturboladers nennt man scheinbaren Wirkungsgrad - da die Energiezufuhr zur Turbine hierbei nicht richtig erfa/3t wird - und bezeichnet ihn mit "fl TL " Nach den obigen Ausfiihrungen konnen wir schreiben: 11TL = 11L 11T

Il

t'

=

mL hsL

-m· -h T

(6.16)

sT

Hierbei ist h sT das bei pulsierender Beaufschlagung am Motor aus tragen Anzeigen bestimmte mittlere isentrope Gefalle in der Abgasturbine. Das Wesen der Beiwerte u und /3 wird am besten an Hand einfacher Beispiele erklart Wir nehmen an, da/3 eine inkompressible Fliissigkeit mit dem Gefalle P3 - P 4 durch eine Duse bestimmten Querschnittes ADstromen solI, und wir vergleichen den Mengenstrom fi

l ' bei dem ｷｨｲ･ｮ､＠ der Periode von 1 Sekunde sich das Gefalle pu s plotzlich von einem niedrigen Wert auf einen hohen Wert andert, mit dem Mengenstrom mstat' der sich in der gleichen Zeitdauer bei stationarem Durchflu/3 mit dem arithmetischen Mittelwert des pulsierenden Gefalles einstellen wurde. Nach Bild 6.19 ermittelt man fUr den Mengenstrom unschwer:

1. stationarer Durchflu/3:

Da ｾＳ＠

und A D konstant sein sollen, ist

2" pulsierender Durchflu/3:

mpuls = ｾ＠

k

mstat =

kV3,5-1

v'2=1 + 1- k P

=

= k

k1,58.

(1- + 1- 2 ) = k 1,5 " 95

Bild 6. 19 Eine Periode mit der Annahme von zwei verschiedenen Druckstufen und deren Mittelwert

P3

5

P

4

---------- -----------

3

P3

P3

2

P4

o .1...

2

el =

mpUIS

-.--

el

mstat

s 1s

5 = 115 , 8 = 0,95

Durch den gleichen Dusenquerschnitt stromt bei pulsierender Beaufschlagung eine kleinere Menge als bei

DurchfluJ3 mit einem ｳｴ｡ｩｯｮｲ･ｭ＠

das dem ｄｲｵ｣ｫｧ･ｦｬＬ＠

arithmetischen Mittelwert des pulsierenden Druckverlaufes entspricht,

Cl

ist im-

mer kleiner als 1. Damit bei pulsierender Beaufschlagung die gleiche Menge wie bei

stromt, muJ3 die Duse entsprechend groJ3er gemacht werden, also ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠ A

_ Dpuls -

ADstat

a

Fur die Berechnung des Energiestromes wird angenommen, daJ3 bei beiden Beaufschlagungsarten die gleiche Menge durch die Duse bzw. durch das Turbinengitter stromt. Zu diesem Zweck muJ3 das Turbinengitter fUr pulsierende Beaufschlagung um den Wert l/n

groJ3er gemacht werden.

Die Leistung ist das Produkt aus Mengenstrom und ｇ･ｦｬＮ＠

Wenn wir auf den

gleichen Mengenstrom beziehen, z. B. 1 kg/ s, konnen wir die ｇ･ｦｬ＠

direkt

miteinander vergleichen. 1. ｳｴ｡ｩｯｮｲＺ＠

2. pulsierend: Hier muJ3

festgestellt werden, wie sich der Mengenstrom von 1 kg/ s auf ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

die Periode von 1 s aufteilt. Bei P3 - P 4 wie bei P3 - P4

=

1, O ist der Mengenstrom halb so groJ3

4, also gehen im ersten Abschnitt 1/3, im zweiten 2/3 des

Mengenstromes durch die Duse 96

=

-.1 1 +1.. 4

h puls

3

3

ｾ］ＱＲ＠

1

8

3+3 =3,0

2,5

'

DerEnergiebeiwert !3 der Sto!3beaufschlagung ist stets gri:i!3er als 1, da bei dem hoheren

ein ｇ･ｦｬ＠

gri:i!3erer Anteil der Gesamtmenge, als dem ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＡＳｧ＠

Zeitabschnitt entspricht, durch die Diise stromt. Sofern die mit ｴｲｧ･ｮ＠

Instrumen-

ten gemessenen Mittelwerte von Druck- und Temperaturverlauf eingesetzt werden, ist daher der scheinbare Wirkungsgrad bei pulsierender Beaufschlagung stets gri:i!3er als der Die Werte

ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ･Ｎ＠

und !3 weichen um so mehr von 1 ab und daher wird der scheinbare

(l

Wirkungsgrad um so gri:i!3er, je mehr sich das Nul!

P

Dies geht deutlich aus dem ｮｨ･ｲｴＮ＠

ｮ｣ｨｳｴ･＠

ｇ･ｦｬ＠

eine Zeitlang dem Wert Beispiel, Bild 6.20, hervor.

P3

5

4 3 '---------

P3

--------

2

P3

P4 Bild 6. 20 Eine Periode mit der Annahme von zwei verschiedenen Druckstufen und P3 = P 4 ｷｨｲ･ｮ､＠ einer halben Periode

o 1 2

S

1s

Mengenstrom:

.nstat ｾ＠

｡］ｾ＠

1

1,42

0=1 =

1,42 ,

0,707 .

ｇ･ｦｬＡＺ＠

97

Damit bei der pulsierenden Beaufschlagung, bei der das 1/ a

der ｷｨｲ･ｮ､＠

der Zeit ｈｬｦｴ･＠

O ist, die gleiche Menge durch die Dtise stromt, mul3 diese ｇ･ｦｬ＠

1, 42 mal grol3er sein als im

Fall. ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

p= Insbesondere dann, wenn das nahe Null ist, wird die aus der ｴｲｧ･ｮ＠

ｇ･ｦｬ＠

h puls hstat

=

ｾ＠ 2.0 = 2 .

eines Teiles der Periode Null oder ｷｨｲ･ｮ､＠

Energiezufuhr zur Turbine vieI grol3er, als ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ･＠

Anzeige von Druck und Temperatur errechnet wird. Der "scheinbare"

Wirkungsgrad des Abgasturboladers wird dam it sehr hoch. In der Auspuffleitung des Motors haben wir es mit einem kompressiblen Gas zu tun, bei dem sowohl Druck als auch Temperatur und Geschwindigkeit zeitlichen Schwankungen unterworfen sind. Die Berechtigung, die Energieumwandlung in der Abgasturbine

zu betrachten, d. h. in einzelne kleine ｱｵ｡ｳｩｴｯｮｲ＠

ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

Ab-

schnitte zu zerlegen, leitet sich aus der Tatsache her, dal3 die Schaufeltiefe der Turbine klein gegentiber den

der Druckschwankungen ist. ｗ･ｬｮｧ＠

Es ist auch zu beachten, dal3 bei Anwendung der Stol3aufladung das Turbinenzumeist in mehrere Kammern unterteilt ist, aul3er etwa bei grol3en ｳｴｲｯｭｧ･ｨｵ＠

Zweitaktmotoren, bei denen - mit Rticksicht auf den sich bei Teilbeaufschlagung verschlechternden Wirkungsgrad - meist fUr jeden Leitungsstrang ein gesonderter Abgasturbolader mit Vollbeaufschlagung eingesetzt wird. Bei geteilten Zustromgeund verschiedenen Drticken in den einzelnen Kammern beeinflussen sich die ｨｵｳ･ｮ＠

gegenseitig. Die Berechnung der Durchflul3beiwerte nach der ｓｴｲｯｭｵｮｧｳｺ､･＠

folgenden Methode stellt daher nur eine

dar, die bei Axialturbinen recht ｎｨ･ｲｵｮｧ＠

gut stimmt, aber bei Radialturbinen - wegen der moglichen Rtickforderung, wenn in einer Kammer sich das

dem Wert Null ｇ･ｦｬ＠

ｮｨ･ｲｴ＠

- grol3ere Abweichungen

bringen kann. Die Gesamtperiode von der ｌｮｧ･＠

a wird in n einzelne Abschnitte mit den

al' a 2 ... an zerlegt, denen die Druck- und Temperaturhohen ｌｮｧ･＠

P31' P32,,·P3n bzw. T 31 , T 32 ".T 3n zugeordnet sind. Die arithmetischen Mittelwerte des Druck- und Temperaturverlaufes sind damit (6.17)

98

Der Anteil des Mengenstromes durch die Turbine fUr den Abschnitt n ist dann bei pulsierender Beaufschlagung

mTn

ATeq

=

4JTn

ｾＳｮ＠

(6.18)

11'2 RT3n an

Die Gesamtmenge der Periode a bei

Beaufschlagung mit P3 und ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

T 3 wird

und daraus der Mengenbeiwert

a

L [4JTn ｾＳｮ＠ ｾ＠ lVT Q3

VG a

Fur ei ne exakte Rechnung

an ]

(6.19)

Ij!Tn aus dem ｷｲ･＠

des Gesamtdruckes ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

P3n stat + P 3n dyn zum Druck p 4 zu bilden, wobei P3 dyn aus der Geschwindigkeit uber die ｋｯｮｴｩｵｳｧｬ･｣ｨ＠ gewonnen werden mul3te. Da mit der obigen Rechnung die Menge fUr jeden einzelnen Abschnitt schon bestimmt ist,

sich der Energiebeiwert l3 uber die Gl. (6.20) ermitteln. ｬＳｴ＠

1 [( hsT)n ( h ST )stat

Uber die ｇｲｬＳ･＠

mTn]

(6.20)

LIÎl Tn

der Beiwerte a und l3

bei pulsierender Beaufschlagung seien

im folgenden einige Angaben gemacht. In Bild 6.21 ist ein

Druckverlauf (mit konstanter Temperaｭ｡ｮ､･ｲｦｩｧ＠

tur T 3) fUr 3 verschiedene

angenommen. Die Form des Druckverlaufes ｆｬ･＠

und die Amplituden sind fUr alle ｆｬ･＠

gleich, nur die mittleren

sind ｄｲｵ｣ｫｨ･ｮ＠

verschieden. Man erkennt daraus, dal3 die Beiwerte a und l3 sich um so mehr dem Wert 1 In dem ｮ｣ｨｳｴ･＠

ｮｨ･ｲＬ＠

je ｨ･ｲ＠

der mittlere Druck ist.

Bild 6.22 ist dreimal derselbe Druckverlauf aufgetragen, wobei

bei gleicher Mengen-Mitteltemperatur von 600

°c

fUr die hohe und niedrige Druck-

stufe verschieden hohe Temperaturen angenommen worden sind. Bei dem obersten Druckverlauf ist die Temperatur fUr die hohe und niedrige Druckstufe gleich, bei der mittleren sind die Temperaturen um 153

°C,

bei den unteren um 410

°c

ver-

schieden. Es sei noch einmal betont, dal3 die mittlere Temperatur nicht als arith99

bar

1.8 1.4 1.0 2.0 1.6 1.2

(l

ro---ｾＭ

0.25

0.25

ｾＮｌＭ

P3

0.688

1.730

0.928

1.118

0.990

1.020

0.25

ro--

---

--- --- --ｾ＠

0.25 2.3 1.9 1.5

0.25

-

___

Bild 6.21 Beiwerte (l und 13 bei verschiedener Lage der Druckstufen

ｾ＠

0.25

0.25

0.25

ro------- ---

0.25

0.25

---

---

'--ｾ＠

0.25

0.25

metischer Mittelwert, sondern als Mengenmittelwert unter Berticksichtigung der verschiedenen Zeitabschnitte und des bei den verschiedenen Drticken verschiedenen Mengenstromes gebildet wurde. Wir erkennen, da13 der Einflu13 der Temperatur insgesamt nicht sehr gro13 ist, mit den dem Druckverlauf tiberlagerten Temperaturschwankungen wird der Energiebeiwert 13

das Verhalten von ｧｲＱＳ･Ｌ＠

(l

ist

nicht eindeutig.

2.0

t =600 ce

1.5 ---

t3 =600 ce 600

1.2

Bild 6. 22 Beiwerte a und 13 bei gleichen Druckstufen aber unterschiedlicher Temperatur

1.2

t 3 =600 e e

1.140

0.912

1.158

0.925

1.195

517 0

390 0

4>--100

0.916

0

t3 = 670 ce

P3 1.5 - - 1.2

ｾ＠

3

bar

t 2.0

a

Bfld 6.23 zeigt einen gemessenen Druekverlauf, der oben in drei Druekstufen (einsehlielHieh der

O), in der Mitte in 4, unten in 15 eingeteilt wurde. ｇ･ｦｬｳｴｵ＠

Wir erkennen, dal3 die Einteilung in nur 4 Druekstufen zu grob ist, da sieh beim Ubergang auf 15 Druekstufen ein merklieher Untersehied fUr a und 13 ergibt.

ｾＭｲＷ＠ ｰＬｾ＠

ｾｴ＠

ｾｌ＠

a ｾ＠

0.856

1.293

0.812

1.328

0.800

4>----

1.425

Bild 6.23 Aufteilung des Druekverlaufs in eine versehiedene Anzahl von Druekstufen zur Ermittlung von a und 13

Es erhebt sieh die Frage, ob ein Kriterium gefunden werden kann, naeh dem sieh die Grol3e der Beiwerte a und 13 aus dem Druekverlauf ｡｢ｳ･ｨｴｺｮ＠

ｬＳｴＮ＠

In dem Bild 6.24 ist der Druekverlauf fUr einen Zweierstol3 (zwei Zylinder je Auspuffleitungsstrang) und in Bild 6.25 fUr einen Dreierstol3 aufgetragen. Der arithmetisehe Mittelwert wird mit P3 ｄｲｵ･ｫｴｬ＠

mit P3

.

mln

' die Druekspitzen werden mit P3max und die

bezeiehnet.

3.0.---------------,---bar

t 2.0 Bild 6. 24 Beispiel eines Druekverlaufs mit 2 Zylindern an einem Auspuffleitungsstrang (Zweierstol3)

P3 P4 1.0 f - - - - - - - - - ' ' ' ' ' ' ' ' - - - - - - - - - - ' ' ' ' ' - f - - -

o

720 o

101

Bild 6.25 Beispiel eines Druckverlaufs mit 3 Zylindern an einem Auspuffleitungsstrang (Dreierstol3)

ＳＮＰＬＭＢ

bar

ｾＱＮＰＭｲ

o

720 o

Wenn der Mittelwert der Amplituden (P3 P3 - P4 ｦｬ･＠

ins

max gesetzt wird, ｬＳｴ＠

ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

- P3

.) zum mittleren Druckgemln m sich mit diesem ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠ ein

solches Kriterium finden, siehe Bild 6.26.

1.6 x 2 Zyl. in einem Leitungsstrung 03 Zyl. in einem Leitungsstrong

1.4

1.2 1.0

ｾ＠

x

ｾ＠ ｾ＠

ｾ＠

0.8

/

/

lI--

J

-'"r;:-.. '-x,-

a 1.0

2.0 (P3max - P3min )m

P3 -P4

3.0

4.0

Bild 6.26 Richtwerte fUr a und 13 bei pulsierender Beaufschlagung

6.3.5 Diagramm zur Bestimmung des Betriebsverhaltens einstufiger Abgasturbolader

und der Beiwerte a Teq und 13 fUr pulsierende Beaufschlagung definiert und Wege zu deren Ermittlung Nachdem nun die Begriffe des Ersatzquerschnittes A

angegeben sind, konnen wir die Beziehungen nach Gl. (6.5) und (6.6) zu einem Diagramm nach Bild 6.27 zusammensetzen. ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ･＠

102

Das Bild 6. 27 ist in vergrol3ertem Mal3stab im Anhang unter 2 wiedergegeben. Da in diesem Diagramm neben den Temperaturen nur von der speziellen Bemessung

auftreten, ist es ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳｷ＠

und gilt fUr jeden beliebigen Abgasturbolader. P3 ist hierbei aus Mal3stabsgrunden in bar und A Teq in cm 2 eingesetzt. Der Quadrant rechts oben dient zur Ermittlung des ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ der Turbine. An ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

sich brauchte fUr die mit der Gl. (6.5) berechneten Kurven des Quadranten rechts oben nicht festgelegt zu werden, ob sich die angegebenen

Gesamtdrucke oder auf die statischen Drucke beziehen. Notwendig Werte

lt

auf die ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

nur, dal3 die ｷｲ･＠

und 11 aus denselben Drucken gebildet werden. Zur Berechnung des Aus-

druckes \II T nach Gl. (6. 6a) fUr den Quadranten rechts unten sind aber als Eintrittsdruck der Gesamtdruck und als Austrittsdruck der statische Druck einzusetzen, weshalb konsequenterweise auch bei der Gl. (6.5) mit den gleichen Drucken gearbeitet

-

.-----,--f-=-m.·-T----,----:8::-J_ 2.8 r mL

ｉ｟ｾＺＭＮＫ＠

" -

ｾ＠

｢］Ｍ＠

T3 1

11

l1L llT ...

2.4 --,-------,-----;of---:>.-

Bild 6.32 Rechnungs-Messungsvergleich fiir den Druck im (oben) und nach dem Zylinder AS (unten). Messung; Charakteristiken-Verfahren; ------ Filll- und Ent1eermethode. M.A.N. -Typ V6V23/23 TL, P = 13 bar, n = 1500 min- 1 /6.14/ Bilder 37 u. 39 e 112

2. Bei demMotormitn = 1500min- 1 , v

m

= 11,5m/s undsymmetrischem

Dreierstol3 ist die Ubereinstimmung zwischen Rechnung und Messung etwas schlechter, aber selbst die Fiill- und Ent1eermethode liefert noch ein befriedigendes Ergebnis. 3. Bei dem Motor mit n = 1500 min- 1 und mit zwei in gleichem Zeitabstand in einen Leitungsstrang auspuffenden Zylindern ergibt die Rechnung nach der F1i11- und Ent1eermethode keine befriedigende, die nach dem Charakteristikenverfahren eine gute Ubereinstimmung mit der Messung • Den Tafeln 6. II, 6. III und 6.IV kann entnommen werden, dal3 bestimmte Prozel3Tabelle 6. II

Vergleich zwischen den Charakteristiken- (oben) und Fiill- und Entleermethoden (unten) mit Mel3ergebnissen (aus /6.14/, S. 77). 10-Zyl. -V-Motor, n = 428 min- 1 , Pe = 18 bar. Stol3aufladung mit Zweierstol3 (A 3 und A 4 ) und Einzelstol3 (Al) Charakteristikenmethode

Messung

Fiill- und Entleermethode Zylinder

mittl. indiz. Druck

Pi

bar

Luftmenge je Arbeitsspiel

m

g

Zlinddruck

a

Pzmax

A3

Al

A4

Mittelwert

19,38

19,57

19,35

19,43

19,47

19,68

18,94

19,36

445,40

441,11

425,26

437,25

448,70

446,01

413,71

436,14

118,10

118,17

118,04

118,10

118,10

118,00

117,90

118,00

19,7

444

bar

118

daten des Motors wie mittlerer Nutzdruck. Luftdurchsatz und Hochstdruck im Zylinder auch durch die Flill- und Ent1eermethode sehr gut wiedergegeben werden. Nur bei dem Zweierstol3 des schnellerlaufenden Motors zeigt die Charakteristikenrechnung eine leicht bessere Ubereinstimmung mit den Mel3ergebnissen. Es kann daher daraus geschlossen werden. dal3 fUr die Auslegungsberechnung des ATL. fUr die Untersuchung des Einflusses von ｮ､･ｲｵｧ＠

z. B. der Ventilsteuerzeiten

und der Betriebsbedingungen auch die Flill- und Ent1eermethode gut ausreicht. Nur fUr Sonderprob1eme, bei denen der tatsachliche Druckverlauf im Zylinder wichtig 113

Tabelle 6. III

Vergleich zwischen den Charakteristiken- (Oben) und Fiill- und Ent1eermethoden (unten) mit Me13ergebnissen (aus /6.14/, S. 87). 12-Zy1. -V-Motor, n = 1500 min- 1 , Pe = 5 bar. Sto13aufladung mit Dreiersto13 Messung

Charakteristikenmethode Fiill- und Ent1eermethode Zylinder

mittI. indiz. Druck

Pi

bar

Luftmenge je Arbeitsspiel

m

g

Zlinddruck

Pzmax bar

Tabelle 6. IV

a

A3

Al

A4

Mittelwert

6,72

6,70

6,72

6,71

6,70

6,69

6,72

6,70

14,79

14,65

14,46

14,63

13,64

13,62

13,44

13,57

42,81

42,70

42,75

42,75

42,70

42,70

42,70

42,70

6,7

14,15

43,00

Vergleich zwischen den Charakteristiken- (oben) und Fiill- und Ent1eermethoden (unten) mit Me13ergebnissen (aus /6.14/, S. 84). 16-Zy1. -V-Motor, n = 1500 min- 1 , P = 13 bar. Sto13aufladung mit Zweiersto13 e Charakteristikenmethode

Messung

Flill- und Ent1eermethode Zylinder

mittl. indiz. Druck

Pi

bar

Luftmenge je Arbeitsspiel

m

g

Zlinddruck

a

Pzmax

bar

Al

A8

A4

A5

Mittelwert

14,89

14,94

14,74

14,95

14,88

15,16

15,15

15,15

15,15

15,15

22,29

24,25

22,28

25,05

23,47

24,37

24,37

24,39

24,39

24,38

96,79

96,79

97,07

97,08

97,04

97,05

97,05

97,05

97,05

97,05

14,9

23,4

97,01

ist, wird die Anwendung von aufwendigeren Rechenmethoden notwendig. Beispiele solcher Probleme sind die unterschiedliche Ladungsmenge und die unterschiedliche 114

Restgasmenge in den einzelnen Zylindern, oder die Moglichkeit, daE ein Auspuffventil durch die Druckwelle von einem in denselben Leitungsstrang auspuffenden Zylinder geoffnet werden kann. Die Rechenverfahren zur Berechnung der Vorgange in Verbrennungsmotoren sowohl fUr ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

Betriebszustande als auch fUr dynamische Verhalten sind in

den letzten Jahren stark ausgebaut worden. Ein ｮｨ･ｲｳ＠

Eingehen darauf wiirde

den Rahmen dieses Buches iiberschreiten. Es sei daher hier nur auf einige Literaturstellen hingewiesen /6.15 bis 6.23/.

115

7. Einige thermodynomische Frogen im Zusommenhong mit der Auflodung 7.1. Expansionsendtemperatur im Zylinder und mittlere Auspufftemperatur Fur die Bereehnung der Turbinenleistung ist die Kenntnis der Eintrittstemperatur, d. h. der Auspufftemperatur, notwendig. Der Auspuff des Gases aus dem Zylinder ist ein verwiekelter gasdynamiseher Vorgang, bei dem sieh Druek, Temperatur und Gesehwindigkeit in der Leitung dauernd

Bei der im Kap. 6.3.6 beｮ､･ｲＮ＠

sehriebenen sehrittweisen Kreisprozef3reehnung werden Menge und Temperatur des in die Auspuffleitung einstromenden Gases bei jedem einzelnen Reehensehritt ermittelt, wobei dureh Integrierung die mittlere Auspufftemperatur gebildet werden kann. Wir wollen diesen Vorgang hier unter der Voraussetzung betraehten, daf3 der Druek in der Auspuffleitung konstant ist und daf3 am Ende des Aussehubhubes aueh uberall die gleiehe Temperatur im Auspuffsammler herrseht. Die Auspuffgase expandieren vom Zustand 5z auf den Druek P3 vor der Turbine. Die Misehtemperatur (mittlere Temperatur) T 3 naeh Beendigung des Aussehubvorganges ist niedriger als die Expansionsendtemperatur im Zylinder, aber wegen Verwirbelung von Stromungsenergie hoher als die der isentropen Expansion vom Pkt. 5z aus, siehe Bild 7.1.

p

ｐＲＱＭＫｾ＠ ｐＳＱＭＫｾ＠

ｐｬｾ＠

--==......;.;4

P4 1-+-_ _ _ _ _--{>--_ _+.-___

v Bild 7. 1 Theoretisehes p- V -Diagramm des Ladungsweehsels Fur den vollkommenen Motor (keine Wandungsverluste) konnen wir den Vorgang in folgende ｔ･ｩｬｶｯｲｧｮ＠

zerlegen, Bild 7.2 /7.1/. Der Einfaehheit halber sei

der Expansionsendzustand im Zylinder 5z nur mit z (Zylinder) bezeiehnet: 1. Bei Offnen des Auspuffventils (im vollkommenen Motor unendlieh sehnell im unteren Totpunkt) sttirzt ein Teil des Auspuffgases aus dem Zylinder in die Auspuffleitung. Die Ladung im Zylinder kUhlt sieh dabei isentropiseh ab, die hierbei 116

freigewordene Arbeit wurde zur Erzeugung der Geschwindigkeit im Auslaf3ventil verbraucht. Diese wird in der Auspuffleitung durch Verwirbelung wieder in ｗｲｭ･＠

verwandelt. Als Ersatzvorgang stellen wir uns vor, daf3 vor Offnen des Auslaf3ventils ein mit dem Druck P3 belasteter Kolben K 2 in der Auspuffleitung unmittelbar an das Ventil anschlief3end vorhanden ist, Bild 7. 2a. 2. Bei Offnen des Auslaf3ventils wird der Kolben bei noch ruhendem Arbeitskolben Kl gegen den Druck P3 nach rechts geschoben, bis im Zylinder der Druck P3 erreicht ist, Bild 7. 2b. Die Zwischenstellung des Kolbens K 2 nach 7.2b brauchen wir nicht zu kennen.

dIl

I

Pz, Tz, mz

ｾＱ＠ __ｾ｟ＬｕｺＮｐＳ＠

_ _ _ __ _

K,

ｾ＼］Ｍ｟ｐＳ＠

a)

K2

_.-....6｟ＮＺ［ｐＳＢＭｬｾＡＬ＠

ｾ＠

UT

ｾ＠

_b)

K2 c)

;

P3. T3. V3. U3

OT

ｾＭｐＳ＠

K2

Bild 7.2 Schema des Auspuffvorganges zur Ermittlung der theoretischen Auspufftemperatur 3. Dann wird der Arbeitskolben Kl von der linken (DT) in die rechte (OT) Totpunktlage geschoben, der Kolben K 2 wandert weiter nach rechts. Der gesamte Zylinderinhalt sei dann in der Auspuffleitung und nehme nach der Vermischung den Zustand P3; v 3 ; T 3 ein. Beim Ausstromen und beim Uberschieben leistet das Gas gegen den Kolben K 2 die Arbeit P3' V 3' Zum Ausschieben des Gases aus dem Zylinder muf3 vom Kolben Kl die Arbeit P3' V z aufgebracht werden.

ｗｲｭ･＠

Die vom Gas insgesamt geleistete Arbeit ist demnach P3 (V 3 -V zi. Da keine umgesetzt wird, ist nach dem ersten Hauptsatz (7.1)

117

Unter der Voraussetzung, daB kein Restgas im Zylinder bleibt, sind die Gasmengen auf der rechten und linken Seite der Gl. (7. 1) gleich und es gilt auf 1 kg bezogen:

Da u = h-p· v ist, folgt

(7.2) c

Fur ideale Gase ist h z - h 3

p

(T

z

- T 3 ) und damit

(7.3)

Mit llA = 1,3

Tz =1200 K und

wurde T3 =1200 [1-

ｾＺ＠

ｾ＠

=+

(1-t)J=992K werden,

die isentrope Expansion von 1200 K aus ｷｨｲ･ｮ､＠

=

1 )0.231

1200 (1:

=

871 K ergibt.

Im praktischen Fall hat man es aber mit erheblichen

des Ausｗｲｭ･ｶｬｵｳｴｮ＠

puffgases im gekiihlten AuslaBkanal des Zylinderkopfes (hohe Geschwindigkeit) /7.2/ und auch mit ｗｲｭ･ｶｬｵｳｴｮ＠

in der zwar ungekiihlten, aber doch nicht Auspuffleitung zu tun, ebenso entstehen

ｷｲｭ･､ｩ｣ｨｴｳｯｬｮ＠

der Turbine. Unter Berucksichtigung dieser ｚｵｳｴｲｯｭｧ･ｨ＠

man ｡ｮｧ･ｨｲｴ＠

ｗｲｭ･ｶｬｵｳｴ＠

ｗｲｭ･ｶｬｵｳｴ＠

im kann

beim Eintritt in die Turbine mit der isentropen Expansionstempe-

ratur rechnen /7.3/:

(7.4)

118

7. 2. Theoretische Mbglichkeit zur ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ･＠ Gewinnung der Arbeit ous der Exponsion vom Exponsionsenddruck im Zylinder ouf den Gegendruck Die bei

Expansion der Auspuffgase auf den Umgebungsdruck geｶｯＱｳｴｮ､ｩｧ･ｲ＠

winnbare Arbeit - lotrecht schraffierte ｨｮｧｴ＠

O - 4 - z in Bild 7. 3 ｚｷｩ｣ｫ･ｬｦｨ＠

von dem Druck und der Temperatur im Pkt. z ab. Sie betrug in 2 aus dem

Expansionsendzustand im Zylinder errechneten praktischen Beispielen (ein nichtaufgeladener und ein hochaufgeladener Dieselmotor) 6,8 bzw. 18,2 Kraftstoff zugefUhrten wandelten

was 18 bzw. 43,7 ｗｲｭ･Ｌ＠

% der

% der im

in Nutzarbeit umge-

entspricht. ｗｲｭ･＠

p

ｾＴ＠

d

v

Bild 7.3 Theoretisches p- V .Diagramm der Laderarbeit Ｈｳ｣ｨｲｧ＠ schraffiert) und der Expansionsarbeit der Auspuffgase (lotrecht schraffiert)

7.2.1 Ohne Gegendruck, ｶｯＱｳｴｮ､ｩｧ･＠

Umwandlung in Geschwindigkeitsenergie

Es sol1 nun angenommen werden, dal3 im reinen Auspuffverfahren, d. h. Gegendruck hinter dem Motor gleich Aul3endruck (siehe Kap. 6.3.2) die ganze Auspuffenergie in einer reinen Aktionsturbine gewonnen werden konnte. Das verlustlose Verfahren ist im Bild 7.3 angedeutet. Auch hier sei der Expansionsendzustand im Zylinder nur mit dem Zei ger z bezeichnet. Die der lotrecht schraffierten

O - z - 4 entsprechende ｚｷｩ｣ｫ･ｬｦｨ＠

Expansionsarbeit wiirde zur Erzeugung der Laderarbeit W L die der schraffierten ｆｉ｣ｨ･＠

1 - 2 - a - b

ｳ｣ｨｲｧ＠

entspricht, zur Verfiigung stehen. Der Aus-

schub der Gase aus dem Zylinder erfolgt beim Druck p 4' also theoretisch ohne Arbeitsaufwand. Die Arbeit der ｚｷｩ｣ｫ･ｬｦｨ＠

W

berechnet sich aus der isenzw tropen Expansionsarbeit unter der Linie z - 4, vermindert um die Rechteckflache O - 4 - d - c. 119

Fur 1 kg gilt: 4 Wzw

= SP dv- P4

(V4 -VZ

)

(7.5)

•

z

gewinnt man

und durch Ersetzen von v

ｾ＠

Wzw =

｛Ｑ｟ＨｾＩ［｝＠

x-1

aus der Zustandsgleichung v

z

_ B..Ji. ｛ＨｾＩＭＱ｝＠ P 4 Pz

Pz

z

RT

z

/p z (7.6)

P4

Ein Beispiel sei der Einfachheit halber mit idealem Gas (Luft) durchgerechnet und zwar mit den Annahmen: Tz

=

1200 K

_

Pz

J

=

8 bar = 8·10 5

cp

R - 287 kg.K

=

J 1005 kg. K

287·1200 0,4

=

5 -147,105 385'10 , ,

N niT

p

4

=

1 bar

=

x =1,4

｢･ｴｲｧ＠

h

sl

120

= c p 11

m

P2 = 2bar

287·1200 8

= 2,38.10 5 _J_ kg

Die isentrope Verdichtungsarbeit von 1 kg Luft mit Ti 2 bar

105 --.tL 2

[1-( ｾＩｬｴ＠ 1(-1]

1005·293 [1_2 0•286

J=

293 K von 1 auf

-

5 _ J06S'10 , kg

Obwohl h sL ｳｩｯｮｧ･ｦｬ＠

damit nur 27

% des theoretisch zur Verftigung stehenden Expan-

ist es bei dem hohen Ausgangsniveau der potentiellen ｢･ｴｲｧＬ＠

Energie im Pkt. z kaum meglich, auf diesem Wege Leistungsgleichgewicht zwischen Lader- und Turbinenleistung zu erreichen, auch wenn die Auspuffenergie nicht als reine Geschwindigkeitswelle, sondern als Druck- und Geschwindigkeitswelle zur Turbine transportiert werden wurde. Das anfangs uberkritische und stark ｶ･ｲｮ､ｬｩ｣ｨ＠

im Ausla!3organ gibt schlechte Wirkungsgrade ｄｲｵ｣ｫｧ･ｦｬ＠

sowohl fur die Energieumwandlung in kinetische Energie im Ausla!3organ, als auch im Energietransport in der Leitung und in der Energie-Umsetzung in der Turbine.

Leistungsgleichgewicht zwischen effektiver Lader- und Turbinenleistung bzw. der zur Beschleunigung notwendige Uberschu!3 der Turbinenleistung ist nur bei niedrigem Ausgangsniveau, d. h. auch sehr niedrigem Ladedruck, zu erreichen, da hierbei der Unterschied zwischen theoretischem ｇ･ｦｬ＠

auf der Auspuffseite

und theoretischer Ferderhehe des Laders von vornherein viel gre!3er ist und da auch das ｇ･ｦｬ＠

im Ausla!3organ von vornherein niedriger, d. h. nicht so lange

uberkritisch ist. Das sei durch ein Beispiel verdeutlicht. Der Druck Pz im Zylinder am Ende der Expansion sei 4,2 bar, d. i. ein Druck, der praktisch auch ohne Aufladung erreicht wird. Die Temperatur in diesem Punkt sei gleichfalls 1200 K. Das im Zwickel theoretisch zur Verftigung stehende ｇ･ｦｬ＠

wird damit

Wenn wir annehmen, da!3 der Druck P2 gleichfalls nur 1/4 des Druckes von Pz zu betragen braucht, also 1, 05 bar, wird die isentrope Ferderhehe im Lader hsL = 1005·293 [1_1,05°,286] = -0,0414,10 5

Das sind nur rd. 3

% des theoretischen ｇ･ｦｬｳＬ＠

Jg so da!3 auch bei sehr schlech-

tem Wirkungsgrad ein Uberschu!3 an Turbinenleistung vorhanden sein kann, zumal im praktischen Fall ein Teil des ｇ･ｦｬｳ＠

als Druckwelle zur Turbine trans-

portiert wird. 121

7.2.2

Aufstauen bis auf Expansionsenddruck im Zylinder, Ausschieben durch den Kolben

Die zweite Methode zur theoretisch

Gewinnung der Zwickelarbeit, ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ･＠

die allerdings nur bei Viertaktmotoren anwendbar ist, besteht darin, die Verbrennungsgase vor der Turbine bis auf den Expansionsenddruck aufzustauen. Damit steht die gesamte Expansionsarbeit h sT

entsprechend der ｆＱ｣ｨ･＠

z - 4 - b - c

in Bild 7.4 zur Arbeitsleistung in der Turbine zur Verfiigung. Allerdings miissen die Auspuffgase mit einer der gekreuzt schraffierten

c - 3 - O - b entspreｆＱ｣ｨ･＠

chenden Arbeit aus dem Zylinder geschoben werden - wie, braucht man ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

nicht zu beantworten.

P P3

C

P2

Q

z-3 2

P,=P4 b

O

Ve

4

V

Vh

Bi1:d 7.4 Theoretisches p- V -Diagramm des Ladungswechsels eines Viertaktmotors mit Aufstauen der Auspuffgase bis auf den Expansionsenddruck im Zylinder Das isentrope ｔｵｲ｢ｩｮ･ｧｦｬ＠

h sT

ist

(7.7)

und die (negative) Ausschubarbeit bezogen auf 1 kg (7.8)

Mit den gleichen Werten des Beispiels unter 7.2.1 ergibt sich: (1-8) 287·1200 8 Wzw =

122

hsT - waus

(5,40 -3,02 ),10 5

=

2,38.10 5 kJ9

I

-3,02'10 5

,

was mit der direkten Berechnung der ZwickelfHiche identisch ist. Auch die Verwirklichung des zweiten Weges nach 7.2.2 hat ihre Schwierigkeiten, da sowohl die Gewinnung der Arbeit in der Turbine als auch die Ausschubarbeit mit Verlusten mit einem Wirkungsgrad von 0, 7 multipliziert behaftet sind. Wenn z. B. h sT (erzeugte Arbeit) und w durch 0,8 dividiert (verbrauchte Arbeit) wird, wiirde aus schon kein Uberschua mehr iibrigbleiben. Dazu kommt, daa die auf den hohen Druck P3 aufgestauten Restgase durch ihre Expansion die FiilIung des Zylinders behindern, wenn diese Restgase nicht durch besondere Maanahmen, d. h. durch ein gesondertes Ventil, entfernt werden. Wenn sie aber ins Freie abgelassen werden, geht ihre Expansionsarbeit verloren. Aus diesem Grunde ist ein Aufstauen bis auf den Expansionsenddruck auf keinen FalI optimal. Ein Druck etwas hoher als der Ladedruck - d. h. Pz > P3 > P2 - ist aber bei Viertaktmotoren wobei in diesem FalI die Turbinenleistung ｧｲ｡･＠

ｭｧｬｩ｣ｨＬ＠

wird als die Laderleistung; der

Leistungsiiberschua kann zur Steigerung der Nutzleistung verwendet werden.

7. 3. Der Aufwand fUr die Laderleistung 7.3. 1 Darstellung der Laderleistung durch den auf die ｋｯｬ｢･ｮｦ｣ｨ＠ bezogenen Mitteldruck Zwischen Leistung und Mitteldruck besteht folgender Zusammenhang: (7.9)

wobei i die Anzahl der Umdrehungen je Arbeitsspiel ist, also

1 fUr Zweitakt

und i = 2 fUr Viertakt. Genauso kann man auch die effekti ve Laderleistung P L auf die ｋｯｬ｢･ｮｦ｣ｨ＠

des Motors beziehen: (7.10) Die Laderleistung ist nach friiheren Ausfiihrungen

(7.11)

123

Den Luftdurchsatz durch den Motor konnen wir, sofern er mit

mL

identisch ist,

ausdrucken durch:

wobei Luftdichte ｾｬ＠

und Luftaufwand "al auf den Ansaugzustand bezogen sind

(7.12)

(7.13)

Da der Faktor

XL ltL- 1

= 3,5 von

"

n.

=

1, 4 fUr Luft kommt, da die Grol3en V h;

n; R und T 1 sich kurzen und da "al und 11 L dimensionslos sind, hat in dieser Gleichung Pm L

die gleiche Dimension wie Pl·

Wird der Ausdruck P 1 "al /11 L in die Konstante k zusammengefal3t, Pm L

sich

uber P2!P 1 fur verschiedene Werte k in einem Bild 7.5 darstellen.

ｴＶｲＭＫｾ＠

--l

o.E

3

Bild 7.5 Ermittlung der Laderleistung fUr P l = l bar, ausgedruckt als Mitteldruck des Motors

124

ｬＳｴ＠

7.3.2

Unterschiede im Kraftstoffverbrauch bei mechanischer Aufladung und Abgasturbo-Aufladung

Voraussetzung fUr den Vergleich ist gleicher Ladedruck und gleiche Ladelufttemperatur (und damit auch gleiche Ladeluftdichte C? 1) zur Erzielung gleichen mittleren indizierten Druckes bei etwa gleichem Verbrennungsluftuberschul3 im Zylinder und etwa gleichem Luftdurchsatz (durch Anpassung der Ventiluberschneidung) fUr gleiche thermische Beanspruchung. Damit ist auch die Laderleistung gleich. Bei mechanischer Aufladung ist die Laderleistung von der Kurbelwelle des Motors abzuzweigen, die demnach die Motorleistung um diesen Betrag vermindert, bei Abgasturbo-Aufladung nicht. 1. Viertakt-Motor

Im Viertaktmotor wird ein Teil der Laderleistung uber die Ladungswechselschleife zuruckgewonnen und zwar ist der Ruckgewinn bei mechanischer Aufladung wegen der grol3eren Druckdifferenz P2 - P3 grol3er. Angeniihert konnen wir damit rechnen, dal3 der Druckverlauf im Zylinder beim Ansaughub fUr gleichen Ladedruck fUr beide Aufladearten gleich bleibt und dal3 sich der Druckverlauf wiihrend des Ausschubhubes entsprechend dem Gegendruck verschiebt /7.4/. Letzteres ist bei Stol3aufladung wegen des stark schwankenden Druckes vor der Turbine allerdings nur eine Anniiherung; der uber dem Kolbenweg aufgetragene mittlere Druck in der Auspuffleitung wiihrend des Auschubhubes liegt hier meist etwas niedriger als der zeitliche Mittelwert des Druckes P3

. Wenn Pe ATL

den effektiven Mitteldruck des Motors mit ATL und p h L den des Motors mit emec . mechanischem Lader fUr gleichen Ladedruck 'und gleichen Luftdurchsatz bedeuten, konnen wir die Differenz zwischen diesen beiden wie folgt ausdrucken:

PmL- (P3AT C P3mech.L) • P3 mech.L

= P,

------v---'

Oifferenz der Gegendrucke hinterMotor

,

(7.14)

Der prozentuale Unterschied des effektiven Druckes (bzw. bei gleicher Drehzahl der Leistung), der auch wegen der in beiden ｆｬ･ｮ＠

gleichen absoluten

Kraftstoffmenge (gleiches p.) gleich dem Unterschied im spezifischen Kraft1

125

stoffverbrauch ist, wird dann (7.15) Die Laderleistung nimmt bei wachsender Aufladung wegen des wachsenden Luftaufwandes und Ladedruckes stark zu. Unter bestimmten Annahmen fUr Luftaufwand, Ladedruck und Wirkungsgrad ergeben sich fUr Viertakt-Dieselmotoren folgende auf die

bezogene mittlere Drucke des Laders und folgende Unterschieｋｯｬ｢･ｮｦ｣ｨ＠

de zwischen mechanischer und Abgasturbo-Aufladung, Tabelle 7.1.

Tabelle 7.1

Aufwand fUr die Laderleistung bei Viertakt-Dieselmotoren ohne

1

P eATL

bar

9

2

PmL

bar

3

4

PL Pe flpe P eATL

flb

e b eATL

Wie aus Zeile 3 hervorgeht,

mit LadeluftkUhlung

11

14

16

18

0,7

1,3

2,4

3,75

5,3

%

7,8

11,8

17

23,4

30

%

4,5

8

13

17

23

｢･ｴｲｧ＠

bei einem mittleren effektiven Druck von

18 bar die Laderleistung bereits rd. 30 % der Motorleistung. Der Leistungsunterschied zwischen mechanischer Aufladung und Abgasturbo-Aufladung ist aber geringer ( ::::: 23 %), da bei mechanischer Aufladung infolge des groi3eren Druckunterschiedes vor und hinter dem Motor ein groi3erer Anteil der Laderleistung uber die Ladungswechselschleife zuruckgewonnen wird als bei Abgasturbo-Aufladung. Eine so hohe Aufladung mit mechanischem Lader kommt praktisch nicht in Frage, da erstens der mittlere effektive Druck von 18 auf rd. 14 bar sinken und da sich zweitens der Kraftstoffverbrauch gegenuber dem Motor mit ATL um 23 % verschlechtern wurde.

126

2. Zweitakt-Motoren Bei Zweitaktmotoren wird von der Laderleistung praktisch nichts iiber die Ladungswechselschleife zuriickgewonnen, da sich der Ladungswechsel in der bei

des UT ｎｨ･＠

kleinen Kolbenbewegungen abspielt. Bei hohem Ladedruck ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＱＳｧ＠

mii13te man hinter dem Motor drosseln, um mit einem hohen Ladedruck auch eine gro13e Ladungsmenge zu erreichen, d. h. die durchgespiilte Menge in ･ｲｴｧｬｩ｣ｨｮ＠

Grenzen zu halten. Auch damit ist beim Zweitaktmotor der spezifische Luftdurchsatz (Luftdurchsatz je kW' h, Luftverbrauch) wegen des hoheren Spiilluftanteils hoher. Aus beiden Griinden 1. hoherer Luftverbrauch, 2. kein Riickgewinn iiber positive Ladungswechselarbeit, wird die mechanische Aufladung von Zweitaktmotoren uninteressant. Der Verlust an Laderleistung ist vieI zu hoch, hier wird das mechanische

praktisch nur zum Spiilen angewandt. Bei einem gro13en ｇ･｢ｬｳ＠

Zweitakt-Schiffs-Dieselmotor mit Abgasturbo-Aufladung mit z. B. p

= 10 bar e die Laderleistung bereits rd. 25 % der Motorleistung. Der mechanisch

｢･ｴｲｧ＠

aufgeladene Motor mit der notwendigen Drosselung des Auspuffes fUr geniigende Ladungsmenge wiirde bei gleichem Ladedruck demnach nur auf p

= 7, 5 bar und e einen um 25 % verschlechterten Kraftstoffverbrauch kommen. Das lohnt eine me-

chanische Aufladung

nicht. ｳ･ｬ｢ｴｶｲｮ､ｩ｣ｨ＠

7. 4. Der Einflufl der Ladeluftkuhlung 7.4.1 Dieselmotoren Die Temperaturerhohung der Luft oder der Ladung im Lader ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳＬ＠

vom Laderwirkungsgrad und von dem

vom Druckmit den Wan-

ｗｲｭ･｡ｵｳｴ｣ｨ＠

dungen, d. i. von der Laderbauart, ab. Bei gro13en

ｨｮｧｴ＠

ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

kann die

Eintrittstemperatur in den Motor, sofern keine LadeluftkUhlung angewandt wird, hohe Werte annehmen, was sich in doppelter Hinsicht nachteilig auf den Motor auswirkt.

1. Fiir die Ladungsmenge im Zylinder ist die Dichte vor dem Einla13 ma13gebend.

Ｈｾｲ＠ Die Dichtesteigerung ist also u. U.

1

.

｢･ｴｲ｣ｨｬｩ＠

nur bei isothermer Verdichtung, n = 1, ist das

(7.16)

kleiner als die Drucksteigerung, ｄｩ｣ｨｴ･ｶｲｬｮｳ＠

gleich dem

ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＮ＠

127

2. Mit der hoheren Ladelufttemperatur steigt die thermische Belastung des Motors stark an, da das gesamte Temperaturni veau des Kreisprozesses von der Kompressions-Anfangstemperatur im Zylinder, d. h., in erster Linie von der Lufteintrittstemperatur in den Zylinder

ist. ｡｢ｨｮｧｩ＠

Bei aufgeladenen Motoren ist daher die Ladeluftkuhlung, die ja bereits von Rudolf Diesel vorgeschlagen wurde, das wichtigste und einfachste Mittel zur Leistungssteigerung, das um so wirksamer ist, je hoher das ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

im Lader wird. liber die Verminderung des ｗｲｭ･ｶｬｵｳｴ＠

und uber die Ver-

besserung des mechanischen Wirkungsgrades - hohere Leistung ohne Erhohen des Druckniveaus - ist die LadeluftkUhlung auch ein Mittel zur Senkung des Kraftstoffverbrauches. Tabelle 7. II zeigt die Temperaturerhohung in einem Lader nach der Stromungsbauart

im Lader Ｈｗｲｭ･｡｢ｦｵｨ＠

ｶ･ｲｮ｡｣ｨｬｳｩｧ｢Ｉ＠

｡｢ｨｮｧｩ＠

von der Ansaugtemperatur, dem Laderwirkungsgrad und dem ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＬ＠

Bild 7. 6 zeigt die entsprechenden Temperaturen bei Laderaustritt.

250

ce 200

100

50

o

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

p2/p,-

3,5

4,0

Bild 7.6 Temperatur t2 am Laderaustritt in ａ｢ｨｮﾭ gigkeit von dem ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ P2 /P1' der Eintrittstemperatur t 1 und dem inneren isentropen Laderwirkkungsgrad 1] sL

128

Tabelle 7. II

Temperaturerhohung

âT

T 2 - TI

im Lader bei polytropischer Verdichtung

1,5

P2/ P 1

11

sL

lI sL

lI sL

2, O

2,5

3, O

3,5

4,0

TI = 293

46,5

84

115

142

165,5

187

K

TI = 313

50

90

124

152

177

200

K

TI = 293

44,5

79,5

108,5

134

156,5

177

K

TI = 313

48

85

116,5

143

167

189

K

TI = 293

42,5

75

102,5

126

147

167

K

TI = 313

45

80

109

134,5

157

179

K

= 0,765

= O, 81

= O, 86

Mit Wasser von Umgebungstemperatur als KUhlmittel lohnt sich die LadeluftkUhlung schon ab dem Druckverhaltnis 1,5:1; bei Druckverhaltnissen iiber 2, O sollte mit Riicksicht auf die thermische Motorbelastung und die davon abhangige Betriebssicherheit auf jeden Fall LadeluftkUhlung angewandt werden. Mit Wasser als KUhlmittel fUr den LadeluftkUhler ist es meist ohne zu grof3en Aufwand moglich, die Ladeluft auf ein Temperaturniveau herunterzukUhlen, das nur wenige Grad iiber der mittleren Kiihlmitteltemperatur liegt. Die Tabelle 7. III gibt Beispiele fUr gemessene Wasser- und Lufttemperaturen und abgefiihrte Warmemengen bei einigen aufgeladenen Dieselmotoren wieder. Aus der Tabelle 7. III geht zunachst hervor, daf3 die Lufttemperatur nach dem Ladeluftkiihler nur wenige Grad iiber der Kiihlwasser-Eintrittstemperatur betragt, siehe Zeilen 6 und 11, insbesondere Spalten 1 und 4. Das Wasser wird hierbei in der Regel im Kreuzstrom zur Luft gefUhrt, so daf3 die Luftaustrittstemperatur nahe an die Wasseraustrittstemperatur herankommt. Aus den Temperaturen der 129

Tabelle 7. III

Beispiele fUr die Wirkung der Ladeluftkiihlung bei aufgeladenen Dieselmotoren 2

1

3

4

mi ttelschnellauL Lokmotor Schiffsmotor Viertaktmotoren normal Tropen

1 KUhlmittel fur LLK

Wasser

2 Ruckkiihlung des Kiihlmittels durch

Luft

3 Leistung/ Zylinder

kW

4 Drehzahl

min

5 Mitteldruck

langsaml. Schiffsmot. Zweitaktmotor

Seewasser

153

736

736

2670

1500

430

430

106

bar

12,9

17,6

17,6

10,2

6 EOilhlw -{ vor LLK

°c

55

18,5

32,5

31

7 tempo

°c

60

26,5

40,5

38,5

2,2

2,84

2,79

2,08

°c

24

27

44,5

29

nach LLK

-1

8 Druckverh. im Lader 9

{vor Lader

Luft10 t emp.

nachLader

°c

127

172

190

117

11

nach Kiihler

°c

65

48

57

39

6,46

8,45

7,78

9,85

12 spezif. Luftdurchsatz

ｾ＠

kW·h

13 KUhlwiirme im LadeluftkUhler 1)

%

5,2

12,2

11,55

8,06

14 KUhlwiirme fUr Kolben, Zylinderbuchse und Zylinderkopf 1)

%

15,5

10,6

11, O

13,60

15 Summe 1 ) aus 13 u. 14

%

20,7

22,8

22,55

21,66

1) in

130

% der Kraftstoffwiirme

Spalten 2 und 3 ist ferner zu schlieLlen, daLl der LadeIuftkillller des hier aufgefilllrten mitteIschnellaufenden Schiffsmotors relativ kieiner ist als die LadeIuftkilllIer der beiden anderen Motoren. Allerdings muLl man dabei berticksichtigen, daLl bei hohen

die Killliung der Ladeluft mit Rticksicht auf die Unterｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

schreitung der Taupunkttemperatur (Wasserausscheidung) oft absichtlich begrenzt wird. Es sei schon hier darauf hingewiesen, daLl auch mit Luft ais Killlimittei ein Herunterkilllien der LadeIuft auf rd. 15 o e tiber der Umgebungslufttemperatur ｭｧﾭ lich ist, siehe /12.4/. Auf die wachsenden Vorteile der Luft zu Luft LadeIuftkillliung bei Fahrzeugmotoren durch Anwenden neuer Technologien in der Leichtmetall-Bearbeitung wird in /7.5/ hingewiesen. Die Erfahrung Iehrt, daLl die

die durch den LadeIuftkillller abgeｗｲｭ･ｮｧＬ＠

filllrt wird, von den Zylinderwandungen nicht mehr abgefilllrt zu werden braucht. Die im LLK abzufilllrende als die

wird bei hoher Aufladung manchmal sogar ｗｲｭ･＠

ｧｲｌｬ･＠

fUr die den Brennraum bildenden Teile, siehe Tabelle 7. III, ｋｩｬｷｲｭ･＠

Zeilen 13 und 14, Spalten 2 und 3. Die Summe dieser

ist bei aufgeladenen ｇｲｌｬ･ｮ＠

Motoren mit LLK erstaunlich niedrig und wenig unterschiedlich, Spalte 15. Das ist fUr die Frage des Killlieraufwandes wichtig. Nattirlich wird der gesamte Killlleraufwand fUr den Iadeluftgekillllten Motor

da dieser mit ｧｲｌｬ･Ｌ＠

Leistung ｧｲｌｬ･＠

eingesetzt wird und da - sofern niedrige Ladelufttemperaturen erreicht werden sollen - der LadeIuftkillller mit einer geringeren Temperaturdifferenz zwischen Ktihlmittel und Luftaustritt aus dem Killlier arbeiten muLl, aber der Aufwand ist doch nicht so vieI

wie aus der allein im LLK abzufilllrenden ｨ･ｲ＠

geschlossen werden

ｗｲｭ･ｮｧ＠

ｫｮｴ･Ｎ＠

kann man rechnen, daLl bei gleichem Ladedruck und Senkung der ｕ｢･ｲｳ｣ｨｬｧｩ＠

Temperatur der LadeIuft um 10 man fUr gleichbleibendes

°e

die Dichte um rd. 3 % steigt. Damit ｫｮｴ･＠ und gleichbleibenden spezifischen Kraft-

ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

% steigern. Da mit der niedrigeren Tempe-

stoffverbrauch die Leistung um 3

ratur aber der Kraftstoffverbrauch besser wird - nach empirisch gefundenen Werten rd. 0,5

% fUr 10

steigerung fUr gleiches

°e

niedrigere Lufttemperatur -, ｢･ｴｲｧ＠ sogar

ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

ｾ＠

3,5

%.

die Leistungs-

Ftir gieichbleibende ther-

mische Belastung - gekennzeichnet durch die Temperatur von brennraumnahen Bauteilen - ist durch die Senkung der Ladelufttemperatur manchmal sogar eine noch ｨ･ｲ＠

Leistungssteigerung ｭｧｬｩ｣ｨＬ＠

als dem konstanten ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

ent-

spricht. So geht zum Beispiel aus Messungen der Kolbentemperatur an einem Ein131

zylinder- Versuchsmotor in Abhangigkeit von der Lufteintrittstemperatur bei gleicher Leistung auf der einen, in Abhangigkeit von der Leistung bei gleicher Lufteintrittstemperatu,r auf der anderen Seite hervor /7.6/, dal3 fUr 10

°c

niedri-

gere Lufttemperatur eine 5 % h6here Leistung bei gleicher Kolbentemperatur m6glich ware. Der Einflul3 der Ladelufttemperatur auf Warmebelastung und Verbrauch lal3t sich heute mit Rilfe der Kreisprozel3rechnung ziemlich treffsicher voraussagen. Tabelle 7. IV zeigt nach Rechnungen der M. A. N. Augsburg die ｮ､･ｲｵｧ＠

bestimm-

ter Betriebswerte fUr einen mittelschnellaufenden Dieselmotor mit Aufladung und LadeluftkUhlung bei Steigerung der Lufteintrittstemperatur in den Motor (verursacht durch h6here Aul3enlufttemperatur oder geringere Warmeabfuhr im LadeluftkUhler) um 40 °C. Die Ausgangsleistung entsprach einem mittleren Nutzdruck von 17,6 bar und einer Drehzahl von 430

min-1 • Von den Veranderlichen:

zugefUhrte Kraftstoffwarme QB' Turbinenersatz-Querschnitt A Teq

,Eintritts-

druck der Luft in den Motor PE und Wandwarme QW (als Mal3stab fUr die thermische Belastung) wurden jeweils 2 konstantgehalten. Am interessantesten in diesein Zusammenhang sind die Werte der Spalte 4, die durch entsprechende Anpassung von A

und QB so abgestimmt wurden, dal3 Teq Ladedruck PE und Wandwarme QW konstant blieben. Man erkennt, dal3 unter dieser Voraussetzung fUr die um 40

°c

h6here Ladelufttemperatur der effektive

Mitteldruck um 14,7 % und der effektive Wirkungsgrad um 2, O % abnehmen. Fur 10

°c

niedrigere Ladelufttemperatur wurden demnach die effektive Leistung um

3,7 % und der effektive Wirkungsgrad um O, 5 % zunehmen, was mit empirischen Werten recht gut ｵ｢･ｲｩｮｳｴｭＮ＠

Nach Spalte 3, zu deren Berechnung A sich der Ladedruck PE ｮ､･ｲｴＩＬ＠

konstant angenommen wurde (womit Teq ergibt sich bei gleichbleibender Wandwarme QW

ei ne Leistungsanderung von 4,2 % je 10

°c ｮ､･ｲｵｧ＠

der Lufteintrittstemperatur.

Aus diesen wenigen Beispielen, die sich leicht vermehren liel3en, erscheint die Aussage genugend gestiitzt, dal3 die Ladeluftkuhlung bei gleichen Kriterien fUr die Belastungsgrenze eine wesentlich h6here Aufladung erlaubt und damit das wirksamste und billigste Mittel zur Leistungssteigerung aufgeladener Motoren ist. Dazu kommt noch der giinstige Einflul3 der LadeluftkUhlung auf die Schadstoffemission in den Abgasen, siehe Kap. 8.6.

132

Tabelle 7. IV

Einflul3 einer Erhohung der Lufteintrittstemperatur in den Zylinder um 40 °e auf die Betriebswerte eines hochaufgeladenen ViertaktDieselmotors mit LadeluftkUhlung bei einem Ausgangsmitteldruck P von 17,6 bar e 1

2

QB=konst

QB=konst

ｾｭ＠

m

QB=variabel

A

=konst Teq QW=konst

PE=konst

PE=variabel

=variabel eq PE=konst

QW=konst

-2,6

-5,1

-13,7

-7,15

°e

+34,9

+43,4

+18,7

+14,2

0/0

+4, 2

o

-6,2

o

-1,10

-1,23

-15,4

-13,7

+14,3

+16,2

o

o

o

+6,8

o

-7,2

o

o

-14,4

-12,7

-1,1

-1,23

-1, O

-1, O

-1, 13

-1,25

-16,8

-14,7

-1,13

-1,25

-2,4

-2, O

ges ges

2 ｾｔＳ＠ 3 6PE PE 4

ｾｰＮ＠ _1

Pi

0/0

10 ｾＱ｝･＠

4

QB =variabe1

A Teq =konst AT

1

3

'TIe

m

: Gesamtluftdurchsatz, T 3 : Temperatur vor Turbine, ges PE: Ladeluft druck vor Motor, p.: indizierter Mitteldruck, P : mittlerer Nutzdruck •

Q

W

1] i:

1

: Wandwarme, AT

e

: Turbinenersatzquerschnitt, QB: Kraftstoffwarme,

eq indizierter Wirkungsgrad,

1] e:

effektiver Wirkungsgrad

133

7.4.2

Ottomotoren

Neben der Ladeluftdichte und der thermischen Beanspruchung wird bei Ottomotoren auch das Klopfen durch die Temperatur der Ladeluft beeinflu13t. Wie in Kap. 11. 1. ausgefiihrt, hangt der zulassige Ladedruck an der Klopfgrenze stark von ｮｨ･ｲ＠

der Ladelufttemperatur ab, d. h., dal3 die Ladeluftkuhlung bei Ottomotoren vieI starker auf die erzielbare Leistung und auch auf den Wirkungsgrad einwirkt als bei Dieselmotoren. Die Klopfgrenze wird au13er von Ladeluftdruck und -temperatur und der Vorziindung, auch von dem Luftverhaltnis und

auch von ｳ･ｬ｢ｴｶｲｮ､ｩ｣ｨ＠

der Klopffestigkeit des Kraftstoffes beeinflu13t. Bei flussigen Kraftstoffen wirken die Verdampfungswarme des Kraftstoffes und uber diese auch das ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

auf die Ladelufttemperatur und damit auf das Klopfverhalten ein. Je gro13er die Kraftstoffmenge bei gegebener Luftmenge ist, desto gro13er wird die Temperaturerniedrigung durch die Verdampfung. Drei Bemerkungen seien hierzu festgehalten:

1. Da die Temperaturerniedrigung durch die Verdampfung nur wenig vom Temperaturniveau ｡｢ｨｮｧｩ＠

ist, der Temperaturunterschied nach der Verdichtung bei

gleichem Druckverhaltnis aber grOl3er ist als bei Verdichtungsbeginn, ist die Ladungstemperatur bei Ziindbeginn um so niedriger, je fruher die Verdampfung des ganzen Verdichtungsvorgangs einsetzt. ｉｮｧｳ＠

2. Die Temperaturerniedrigung ｨｮｧｴ＠

stark von der Verdampfungswarme und dem

Mindestluftbedarf L

. des Kraftstoffes ab. Wahrend man bei Benzinen mit mm einer mittleren Verdampfungswarme von 330 kJ /kg und einem Mindestluftbedarf von 14,5 kgLuft/kg Kraftstoff rechnen kann, betragen diese Werte z. B. bei Methylalkohol (Hauptbestandteil des Methanol) 1105 kJ /kg und 6,46 kg/kg. Bei A = 1 und ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ･ｲ＠

Verdampfung ergibt sich damit bei Benzin eine

Temperaturerniedrigung des Gemisches um rd. 20 °C, bei Methylalkohol eine solche um 123 °C, d. h., es ist hier schwierig, den Kraftstoff schon vor der Verdichtung im Motor zu einer weitgehenden Verdampfung zu bringen. Die hohe Verdampfungswarme wirkt der Erwarmung der Luft im Lader stark entgegen. Es ist daraus abzuleiten, da13 die Anwendung von Methanol oder Methanol-Benzingemischen sich gunstig auf die Aufladefahigkeit des Ottomotors auswirkt.

134

3. Die niedrige Ladelufttemperatur erlaubt neben der hoheren Verdichtung auch eine grol3ere Vorziindung, womit die Verbrennung besser wird. Beides verbessert den Wirkungsgrad. Damit wirkt sich die Ladeluftkiihlung auch auf den Kraftstoffverbrauch giinstig aus und zwar wesentlich ｳｴｲｫ･Ｌ＠

als dies bei Die-

selmotoren der Fall ist, siehe z. B. Bild 11. 4.

7. 5. DieAbgasturbo-Aufladung als Mittel zur 5teigerung des Wirkungsgrades In Kap. 7.3 ist der unterschiedliche Einflul3 von mechanischer und AbgasturboAufladung auf die Leistung und den Wirkungsgrad des Motors kurz behandelt worden. Von Interesse ist aber auch der Einflul3 der Aufladung auf den Wirkungsgrad im Vergleich zum nichtaufgeladenen Motor. Da der mittlere Reibungsdruck merklich langsamer ansteigt als der mittlere effektive Druck, wird der mechanische Wirkungsgrad mit dem durch die Aufladung steigenden Mitteldruck besser. Daraus resultiert in der Regel, dal3 der Unterschied im Kraftstoffverbrauch zwischen nichtaufgeladenen Motoren und mechanisch aufgeladenen Motoren gering ist, sofern hohere MitteldrUcke betrachtet werden. Nur bei niedrigen MitteldrUcken (und hohen Drehzahlen) macht sich der Aufwand fUr die Leistung des mechanischen Laders in einer Kraftstoffverbrauchsverschlechterung bemerkbar. Da beim Motor mit Abgasturbo-Aufladung der Aufwand fUr die Laderleistung ist hier der Kraftstoffverbrauch besser als bei nichtaufgeladenen Moｷ･ｧｦｬｴＬ＠

toren. Wenn man Motoren mit gleicher Hochstleistung vergleicht (d. h. also weniger Zylinder beim aufgeladenen Motor), stellt sich die Verbesserung des Kraftstoffverbrauches sogar Uber den ganzen Lastbereich ein, siehe Bilder 7.7 und 7.8. Die gUnstige Wirkung der Abgasturbo-Aufladung auf den Wirkungsgrad von Dieselmotoren ｬＳｴ＠

sich auf folgende Hauptfaktoren zurUckfUhren:

1. Mit wachsendem Mitteldruck wird der mechanische Wirkungsgrad besser. 2. Die Aufladung ermoglicht einen hohen VerbrennungsluftUberschul3 bei gleichzeitig hohem Mitteldruck. Mit dem Verbrennungsluftiiberschul3 wird der indizierte Wirkungsgrad besser, siehe Kap. 3.2, Tabelle 3.1 und Bild 3.4. 135

3. Die Anwendung der Ladeluftkiihlung vermindert die Warmeverluste und verbessert damit den Kraftstoffverbrauch, siehe Kap. 7.4. 4. Bei Viertaktmotoren kommt noch ein Leistungsgewinn liber eine positive oder


-

120

60

f\-..

180 0 KW

Bild 7 . 15 Steuer-Diagramm und Zeitquerschnitt fUr das Verfahren m it Nutzturbine und Spiilventil, Bild 7.13 Bei diesem Verfahren ist zu beachten, da13 das Ergebnis stark von dem verwirklichbaren Zeit- bzw . Winkelquerschnitt der Ventile ｡｢ｨｮｧｴＮ＠

Der Motor hat 2 Ein-

la13- und 2 A usla13ventile, die beim iiblichen Verfahren jeweils gemeinsam geOffnet und geschlossen werden . Da bei dem kleines

142

ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･＠

｢･ｳ｣ｨｲｮｫｴ＠

Platz im Zylinderkopf nur ein

Ventil untergebracht werden kann, ist bei der Rechnung ange-

nommen, dal3 dieses Zusatzventil als Vorauspuffventil c, die beiden grol3en Auslal3ventile als Ausschubventile b arbeiten. Damit ergibt sich der Zeitquerschnitt nach den Kurven 2 des Bildes 7.16, der trotz

GesamtquerschnittsｧｲｬＳ･＠

vieI kleiner ist als der Zeitquerschnitt nach Kurve 1 fUr die tibliche Auflaｦｬ｣ｨ･＠

dung, da infolge der versetzten Steuerzeit und der jeweilig kurzen Offnungsdauer eines Ventils vieI Zeitquerschnitt verlorengeht. Der errechnete Wirkungsgradgewinn mit diesem Verfahren betrug 3,7

%. Andere Schaltungen der Ventile mit

anderer Aufteilung in Vorauspuff und Ausschub waren noch ungtinstiger. DT

160 cm2

120

t

AA 80 AE Einlaf3

Auslaf3

40

C.>

O

60

300

120

I!J--

Bild 7.16 Steuer-Diagramm Aufladeverfahren (Kurven 1), Abtrennung nach Schema 7.13 puff-Abtrennung nach Schema Zylindermantel (Kurven 3)

°KW

und Zeitquerschnitt fUr das tibliche fUr das Verfahren mit Vorauspuffdurch Ventil (Kurven 2) und Voraus7.14 mit ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･ｮ＠ Schlitzen im

Werden nach Bild 7.14 fUr den Vorauslal3 besondere Schlitze im Zylindermantel angebracht und die beiden Auslal3ventile im Zylinderkopf fUr den Ausschub der Hauptgasmenge beibehalten, ergibt sich ein Verlauf der offenen Ventilquerschnitte nach den Kurven 3 in Bild 7.16, die einen wesentlich ｧｲｬＳ･ｮ＠

Zeitquerschnitt als die

Kurven 2 ergeben. Damit wurde eine Wirkungsgradverbesserung um 6, 7

% errechnet,

% einen Gesamtwirkungsgrad von rd. 48 % ergeben wtirde.

was ausgehend von 45

Diese Rechnungen sollen verdeutlichen, dal3 es ｭｧｬｩ｣ｨ＠

- wenn auch aufwendig -

ist, den an sich schon hohen Wirkungsgrad des Dieselmotors noch weiter zu verbessern. Das Verbundverfahren, bei dem eine Nutzturbine die liberschlissige, vom Lader nicht aufgenommene Leistung an die Motorwelle abgibt, ist um so vorteilhafter, je ｧｲｬＳ･＠

die ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

in Lader und Turbine und je ｨ･ｲ＠

die Ab143

gastemperatur sind. Auf hohe Abgastemperatur zielt ein neuerdings wieder in der Literatur behandeltes Verfahren mit einem warmedichten Motor /7.10/ und Nutzturbine ab, bei dem ein Nutzwirkungsgrad von rd. 50 % ausgerechnet wird. Wenn ein solcher Wirkungsgrad auch noch nicht praktisch verwirklicht ist, sol1 doch damit aufgezeigt werden, da13 auch beim Verbrennungsmotor noch Verbesserungsmoglichkeiten in der Umwandlung von chemischer in mechanische Energie vorhanden sind. Grundsatzlich ist zu bemerken, da13 beim Dieselmotor der Wirkungsgrad unter sonst gleichen Bedingungen mit dem Zylinderdurchmesser etwas ansteigt und da13 V -Motoren wegen des besseren Verhaltnisses der Zylinderzahl zur Anzahl der Grundlager etwas geringere Reibungsverluste haben. Damit ist fUr gro13e Motoren - Zylinderdurchmesser liber 500 mm - die Ausgangsbasis besser als beim oben genannten Versuchsmotor K 6 V 30/45. Durch Anheben des Zylinderdruckes - man scheut sich nicht mehr, bei Viertaktmotoren fUr 20 bar Mitteldruck Ziinddrlicke um 140 bar anzuwenden -, durch Abgasturbolader mit besserem Wirkungsgrad, durch Verbesserung der Einspritzung, durch Ubergang von Sto13- zu Stau- oder Multisto13-Aufladung und zum Teil auch durch Vermindern der Reibung sind die Wirkungsgrade gro13er Dieselmotoren in den letzten Jahren nicht unerheblich gestiegen. Sowohl von den Firmen Burmeister & Wain, Kopenhagen, als auch von Gebriider Sulzer, Winterthur, neuerdings auch von M. A. N., Augsbur g, sind insbesondere fUr gro13e Zweitaktmotoren Kraftstoffverbrauchswerte angegeben worden, die unter 190 g/kW. h liegen. A11erdings mlissen diese Verbrauchswerte kritisch beurteilt werden, da neuerdings mit Rlicksicht auf den optischen Eindruck - ein Heizwert, zum Beispiel 42900 kJ /kg, eingesetzt wird, den es fUr die liblichen Dieselkraftstoffe gar nicht gibt, und da einige von den Normbedingungen abweichende, d. h. giinstigere Au13enbedingungen zugrunde gelegt werden /7.11/. Au13erdem wird oft nicht ganz klar, ob und um wieviel bei garantierten Werten die To1eranzgrenze von 3 % in Anspruch genommen ist, d. h., wie die tatsachlichen Me13werte unter den angegebenen oder unter N ormbedingungen sind. In /7. 12/ sind neue Angaben liber den Kraftstoffverbrauch von gro13en M.A.N.Zwei- und Viertaktmotoren zusammen mit Heizwert und Bezugsbedingungen in zwei Tabe11en zusammengeste11t, wobei a11erdings wiederum eine Toleranzgrenze

144

von 3 % eingesetzt ist. Bemerkenswert ist dabei, ､｡ｾ＠

der Verbrauch bei 85 %

der Vollast um 4 bis 5 g/kW' h niedriger ist als bei der Vollast selbst. Das wird offensichtlich dadurch erreicht, ､｡ｾ＠

der ｺｵｬｳｩｧ･＠

hochste ZUnddruck durch ent-

sprechende Gestaltung der Steuerkante oder durch andere

auch bei ｍ｡ｾｮｨｭ･＠

85 % Last gehalten wird. Der von dem Berichterstatter in dieser Literaturstelle

= 15,9 bar e (85 % Last) des Viertaktmotors M.A.N. Typ VV52/52 ist im Hinblick auf die /7.12/ errechnete optimale Wirkungsgrad von 46,36 % fUr ein p

Toleranzangabe zwar nicht echt gemessen, doch kommt man auch unter BerUcksichtigung der Toleranz mit knapp 45 % schon nahe an den seinerzeit gemessenen Bestwert des oben genannten Versuchsmotors K 6 V 30/45 heran. Es ist absehbar, ､｡ｾ＠

ein Wirkungsgrad von 45 % in Zukunft auch im praktischen Betrieb erreicht oder Uberschritten werden kann. Sobald es nicht nur um die Nutzung von mechanischer, sondern auch von

energie geht, wie zum Beispiel beim ｋｲ｡ｦｴＭｗｭ･ｶ｢ｵｮ､Ｌ＠

ｗｲｭ･ﾭ

wird der Wirkungs-

grad oder besser Nutzungsgrad solcher Anlagen natUrlich von vornherein hoher. Nutzungsgrade von ｢･ｴｲ｣ｨｬｩ＠

Uber 80 % sind nicht nur moglich, sondern bereits

verwirklicht /7. 13/ .

145

8. Besondere Probleme der Abgasturbo-Aufladung 8.1. Der Einflun der Auspuffleitung 8. 1. 1 Fragen der Leitungszusammenfassung bei verschiedenen Zylinderzahlen und ｚｬｩｮ､｡｢ｳｴ･＠ Die erste praktisch angewandte und erfolgreiche AusfUhrung der Abgasturbo-Aufladung war eine solche mit gemeinsamer Auspuffsammelleitung, also eine StauAufladung, doch ist der Durchbruch erst mit der Verwirklichung der in der Schweizer Patentschrift Nr. 122664 vom 30. 11. 1925 (DRP 568855) von Alfred Blichi niedergelegten Ideen gelungen. Danach sollen die Auspuffleitung und der Eintrittsquerschnitt in die Abgasturbine so bemessen sein und die Steuerzeiten gewahlt werden, ､｡ｾ＠ ｾｖｯｲ｡ｵｳｰｦＩ＠

der Druck in der Auspuffleitung nach Offnen des Auslasses

liber den Druck in der Ladeluftleitung steigt, aber gegen Ende des La-

dungswechsels, d. h. wiihrend der Splilperiode unter den Aufladedruck sinkt. Bei Viertaktmotoren ｭｵｾ＠

das

je nach Drehzahl und Aufladeh6he ａｵｳｬ｡ｾｶ･ｮｴｩ＠

40 ... 70 °KW v. DT 6ffnen, um den Druck im Zylinder vor dem Ausschubhub (vom Kolben zu leistende Arbeit) genligend abzubauen. Zur Verwirklichung eines genligend ｧｲｯｾ･ｮ＠

Splilquerschnittes

das ｳ｣ｨｬｩ･ｾｴ＠

ａｵｳｬ｡ｾｶ･ｮｴｩ＠

bei aufgeladenen Motoren

40 ... 60 °KW n. OT, womit sich eine gesamte Offnungszeit von 260 ... 310 °KWergeben wlirde. Damit die Splilung nicht

wird, dlirfte der nachste Zylinder erst nach ｧ･ｳｴｲ＠

einem Zlindabstand etwa in dieser ｇｲＶｾ･ｮｯ､ｵｧ＠

in den gleichen Leitungsstrang

puffen. Gllicklicherweise darf dieser Abschnitt kleiner sein, da erstens etwas Zeit zwischen Offnen des Auslasses und starkem Druckanstieg in der Leitung verstreicht und da zweitens auch die Wellenlaufzeit von dem auspuffenden zum splilenden Zylinder in Abzug zu bringen ist. Mit einem Zlindabstand von 240 °KW fUr Viertaktmotoren und 120 °KW fUr Zweitaktmotoren fUr die in denselben Leitungsstrang auspuffenden Zylinder kommt man daher gut zurecht, so da!3 man zum Beispiel fUr einen Sechszylindermotor bei Sto!3-Aufladung zwei, bei einem Neunzylindermotor drei Leitungsstrange fUr beide Arbeitsverfahren ben6tigt. Bild 8.1 zeigt den am Auspuffstutzen des Zylinders Nr. 1 gemessenen Druckverlauf in der Auspuffleitung und die durch schwarze (Ausla!3) und wei!3e (Einla!3) Balken dargestellten Offnungszeiten der Ventile. Man erkennt den mit einer gewissen 146

Verzogerung nach Offnungsbeginn des Auslaf3ventils einsetzenden Druckanstieg. Die Druckwelle des Auspuffstof3es vom Zylinder Nr. 3 kommt rd. 240 + 30 °K nach A. o. des Zylinders Nr. 1 an diesem Zylinder an, das ist alsoein merklich

Abｬｮｧ･ｲ＠

stand als 240 °KW. Bei Einsetzen des Druckanstieges ist das Auslaf3ventil von Zylinder Nr. 1 zwar noch nicht ganz geschlossen, ei ne Rtickspiilung von Auspuffgas in den Zylinder ist jedoch nicht vorhanden, da sich Zylinderdruck und Druck in der Auspuffleitung erst bei Schluf3 des Auslaf3ventils schneiden. Der Druckanstieg im Zylinder

der Spiilperiode ist durch das Einstromen von Ladeluft bedingt. ｷｨｲ･ｮ､＠

Zy!.1

A.o.

ｐｺＬＭｾＡ＠

:::;--L...ＭＱｴＧｾ＠ 1

ｚｹｾＮＱ＠

Eb

ｾｉ＠ ［Ｑ］ｾｉＧ＠

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ｐｅＭｾＬｲＱＺ＠

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Zyl.2 I

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,

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---JI

UT,

Bild 8.1 Beispiel ftir den Druckverlauf vor der Turbine P3 und in einem Zylinder PZ1 bei Dreier-Stof3 -Aufladung (3 Zylinder puffen in einen Leitungsstrang)

Wie weiter unten noch ｮｨ･ｲ＠

ausgeftihrt wird, ist der symmetrische Dreierstof3

(drei Zylinder mit gleichem Ztindabstand von je 240 °KW in einem Auspuffleitungsstrang) der gtinstigste fUr Stof3-Aufladung, obwohl ein Ztindabstand von zum Beispiel 360 °KW (bzw. 180 0 KW bei Zweitakt) eine ｬｮｧ･ｲ＠

Spiilperiode

ermoglichen wtirde. Aus der oben genannten Regel fUr den Mindestztindabstand ergibt sich zwanglos, daf3 ein Vierzylindermotor fUr Stof3-Aufladung 2, ein Achtzylindermotor 4 Auspuffleitungen mit einem zweifach bzw. vierfach unterteilten Turbinenzustromｧ･ｨｵｳ＠

(bei einem Abgasturbolader) benotigt. Ein Ftinzylindermotor mit sym-

metrischer Kurbelversetzung benotigt 3, ein Siebenzylindermotor 4 Leitungen, wobei je einmal 1 Zylinder, die tibrigen Zylinder paarweise in je einen Leitungsstrang auspuffen.

147

Beispiele von Leitungsaufteilung und Zylinderzusammenfassung fur ViertaktReihenmotoren (die bei gleicher Ziindfolge auch fUr Zweitaktmotoren gelten wurden) siehe Bild 8.2, Beispiele fUr V -Motoren Bild 8.3.

4 lylinder Reihe,

lUndfolge: 1-3-4-2 oder 1-2-4-3

ｾｱｊｧｉ＠

: 360 + 360 0 360 +360 0

?- ｾ＠

5 lylinder Reihe,

ｾ＠ ± ｛ｊ＠ ｱｊｌＮＭＴＺＳＲＫｾｧ＠

6 lylinder Reihe,

｛ＲｊｱｭｉＴｾＵ＠ I ｌＭｾＲＴＰＫ＠

lUndfolge: 1-2-4-5-3 oder 1-3-5-4-2

288+432 0

lUndfolge: 1-3-5-6-4-2 oder 1-2-4-6-5-3

- I

6 lylinder Reihe,

;

-

-

:r:

:240+240+240 0

lUndfolge: 1-4-2-6-3-5 oder 1-5-3-6-2-4

ｾ＠ ｌＭＱｾＲＴＰＫ＠ 0 0 ｾｌＭｃｐＫＺＲＴＰ＠ 7 lylinder Reihe,

lUndfolge: 1-2-4-6-7-5-3 oder 1-3-5-7-6-4-2

ｬｌｾｔＫ＠ 8 lylinder Reihe, lUndfolge: 1-2-4-6-8-7-5-3 oder 1-3-5-7-8-6-4-2

ｬｌｾｃｅｴﾱ＠

ｾ＠ 360 + 360'

360 + 360 o 360 + 360 0 360+ 360 0

Bild 8.2 Beispiele fur Leitungsaufteilung und Zylinderzusammenfassung fUr Stol3-Aufladung, Viertakt-Reihenmotor

148

10 Zylinder V.

ｾ＠

432 + 288 0 288 + 432 0 720 0

ｾ＠

§J

ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

16 Zylinder V.

450 +270 0 270 +450 0 270 +450 0 450 + 270 0

ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

720 0

: 288 + 432 o 432 + 288 0

ｾ＠ ｾ＠

ｾ＠

§J ｾ＠ §J

I

240 + 240 + 240 0

I

240 + 240 + 240 0

ZUndfolge: 1-7-4-6-8-2-5-3

J ＠ Tｾ＠

ｾ＠ ｾ＠ ｾ＠ ｾ＠

§J §J

I

ZUndfolge: 1-5-3-6-2-4

§] §] ｾ＠

240 + 240 + 240 0

ｾ＠

§] §]

12 Zylinder V.

240 + 240 + 240 0

ZUndfolge: 1-2-4-5-3

ｾ＠

ｾ＠

: 270 + 450 0 450 + 270 0

§J

: 450 + 270 0 I 270 + 450 0

Bild 8.3 Beispiele fiir Leitungsaufteilung und Zylinderzusammenfassung fUr Sto!3-Aufladung bei Viertakt- V -Motoren Ohne hier auf Einzelheiten

eingehen zu konnen, mu!3 doch darauf hingewiesen ｮｨ･ｲ＠

werden, da!3 die Sto!3-Aufladung aus folgenden Griinden ihre Vorteile um so mehr einbii!3t, je ｵｮｧｬ･ｩ｣ｨｭＡＳｲ＠

die

der in denselben Leitungsstrang ｚｩｮ､｡｢ｳｴ･＠

:auspuffenden Zylinder werden und je gro!3er das ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

Anzahl der Auspuff-

zur Zylinderzahl ist: ｬ･ｩｴｵｮｧｳｲ＠

1. Der Wirkungsgrad des Abgasturboladers, ausgedriickt durch das mechanischen Energie zu der ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ＠

ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

der

mit dem Auspuffgas zugefiihrten Ener-

gie (nicht der aus Mittelwerten gewonnenen scheinbaren Energie) wird mit dem ｳｴｲｫ･＠

schwankenden Druck schlechter.

2. Der Wirkungsgrad wird auch mit der Teilbeaufschlagung wesentlich schlechter. Mit wechselnden Teilbeaufschlagungen hat man es aber immer zu tun, wenn die Kammern des A TL mit wechselnden Driicken beaufschlagt werden, da dann hoher Druck in der einen und niedriger Druck in einer anderen Kammer zusammenfallen. 149

3. Besonders ungunstig auf den Wirkungsgrad wirkt es sich aus, wenn eine Kammer ei ne Zeitlang uberhaupt nicht durchstromt wird, da dann Ventilationsverluste an den Turbinenschaufeln auftreten, bei Radialturbinen u. U. Ruckstromen. 4. Wenn der Zundabstand der in einen Leitungsstrang puffenden Zylinder wesentlich langer wird als die Auslal3periode eines Zylinders, entleert sich dieser Leitungsstrang (d. h. der Druck darin ｮｨ･ｲｴ＠

sich dem Druck hinter der Turbine), wobei

der folgende Auspuffstol3 den Leitungsstrang erst auffullen mul3, bevor ein nennenswertes Druckgefalle erzeugt wird. Damit geht Druckenergie, die fur die Umwandlung in Turbinenleistung am wirksamsten ist, verloren, d. h. sie wandelt sich in Warme um. Bild 8.4 zeigt als Beispiel den Druckverlauf in einem Auspuffleitungsstrang eines hochaufgeladenen Achtzylinder-Dieselmotors mit symmetrischem Zweier-Stol3, d. h. vierfach unterteilter Auspuffleitung. In diesen Leitungsstrang puffen Zyl. 1 und Zyl. 8 aus, die Mel3stelle befindet sich nahe an Zyl. 1, ebenso die Abgasturbine. Aus diesem Bild kann folgendes entnommen werden: a) Der Druckberg des Auspuffstol3es vom Zylinder 8 ist merklich hoher als der vom Zylinder 1, obwohl sich die Druckmel3stelle in der Auspuffleitung am Zylinder 1 befindet. Das ist darauf zuruckzufUhren, dal3 sich der Auspuffstol3 vom Zylinder 1 in zwei Druckwellen gabelt, und zwar in eine unmittelbar zur Turbine laufende und in eine, die nach der anderen Seite zum Zylinder 8 lauft und erst dort vom geschlossenen Rohrende reflektiert wird. Der Auspuffstol3 vom Zylinder 8, der am Leitungsende sitzt, tritt ungegabelt in die Leitung ein. b) Wegen des langsamen Abklingens des Druckes in der Auspuffleitung (kleiner Querschnitt der Dusensegmente) unterschreitet - im Gegensatz zum Dreier-Stol3, siehe Bild 8.1 - der Druck im Zylinder den Ladedruck erst verhaltnismal3ig spat, was fUr optimale Abstimmung ein spateres Offnen des Einlal3ventils als bei dem Dreier-Stol3 erfordern wurde. c) Auch nach Beendigung der SpUlperiode sinkt der Druck in der Auspuffleitung weiter ab und nahert sich dem Druck hinter der Turbine. Es lal3t sich leicht extrapolieren, dal3 bei noch grol3erem Zundabstand als 360 °KW - z. B. 1 x 432 °KW und 1 x 288 °KW bei unsymmetrischem Zweier-Stol3 oder 1 x 720 °KW bei Anschlul3 nur eines Zylinders an einen Auspuffleitungsstrang - Perioden ohne Durchstromung der Turbine mit den auftreten.

150

･ｲｷｨｮｴ＠

nachteiligen Folgen auf den Wirkungsgrad

A.a.

E.a. ｚｾＱＮ＠

ｚｾＱＮ＠

As.

,

E.s

ｚｾＱＮＸ＠

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UT

UT

DT

Bild 8.4 Beispiel fUr den Druckverlauf vor der Turbine P3 und in einem Zylinder PZ1 bei symmetrischem Zweier-Stol3 Insbesondere die Nachteile unter den Punkten 3 und 4 sind bei dem symmetrischen Dreier-Stol3 vermeidbar, weshalb dieser bei der Stol3aufladung am giinstigsten abschneidet. Bei Zweitaktmotoren kommt noch dazu, dal3 bei 120 °KW Ziindabstand der Auspuffstol3 vom folgenden Zylinder am Ende der Spiilperiode des vorangehenden Zylinders einsetzt, so dal3 bei symmetrischem Steuer-Diagramm ein gewisser Nachlade-Effekt erzeugt wird. Aus diesen Griinden ist es bei den durch 3 teilbaren Zylinderzahlen leichter, eine gute Aufladewirkung durch die Stol3-Aufladung zu erzielen als bei anderen Zylinderzahlen. 8.1.2 Vor- und Nachteile von Stau- und Stol3verfahren Urspriinglich waren die Vorteile der Stol3-Aufladung so bedeutend, dal3 die StauAufladung mit Ausnahme von

- z. B. bei Hintereinanderschaltung ｓｯｮ､･ｲｦｬ＠

von mechanischem Lader und Abgasturbolader - praktisch nicht angewandt wurde. Dies hing mit den anfangs

niedrigen Wirkungsgraden der Abgasｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

turbolader und auch mit den niedrigen Aufladegraden, d. h. niedrigen Ladedriikken zusammen, die im Laufe der Entwicklung nur das vom Lader zu erzeugende ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

｡ｬｭｨｩ｣＠

anstiegen. Je h6her

wird und je besser der Wirkungsgrad

des Abgasturboladers ist, desto mehr treten die Vorteile der Stau-Aufladung in Erscheinung. Aus diesem Grunde wird sie heute in zunehmendem Mal3e angewandt. Ein rechnerischer Vergleich zwischen Stol3- und Stau-Aufladung ist in /8.1/ behandelt.

Die Stau-Aufladung hat, von der Seite des Motors aus betrachtet, folgende Vorteile:

151

1. Einfachere LeitungsfUhrung und daher billigere Auspuffleitung, bessere Unterbringungsmi:iglichkeiten der Leitungen insbesondere bei V -Motoren. 2. Geringere Ausschubarbeit des Kolbens, da der Auspuffsto!3 rasch abgebaut und nicht von einem kleinen Gitterquerschnitt der Turbine reflektiert wird. Damit ergibt sich etwas besserer Kraftstoffverbrauch bei hohen Mitteldrucken. 3.

ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

von der Zylinderzahl und

ｇｬ･ｩ｣ｨｭＡＳｧｲ＠

ａｵｦｬ｡､･ｶｲｨｴｮｩｳ＠ ｧｬ･ｩ｣ｨｭＡＳｲ＠

Luftaufteilung auf die einzelnen Zylinder auch bei den fUr Sto!3-

Aufladung ungunstigen (5, 7 oder 10) Zylinderzahlen. Damit ist die thermische Beanspruchung ｶ･ｲｧｬｩ｣ｨｭＡＳｴＮ＠

Als Nachteile der Stau-Aufladung sind in bezug auf den Motor aufzufUhren: 1. Der Uberschneidungspunkt zwischen Ladedruck und Gegendruck wird vieI d. h. erst bei einem hi:iheren Mitteldruck erreicht als bei Sto!3-Aufｳｰｴ･ｲＬ＠

ladung, dadurch ergibt sich bei Teillast RuckspUlung von Auspuffgas. 2. Das ｓｰｕｬｧ･ｦ＠

ist auch bei Vollast etwas schlechter, da hier der Druck in

der Auspuffleitung ｷｨｲ･ｮ､＠

der SpUlperiode nicht unter den Mittelwert sinkt

wie bei Sto!3-Aufladung. Dadurch wird der Luftdurchsatz - gleiche Ventiluberschneidung vorausgesetzt - auf Kosten der SpUlmenge geringer. 3. Der Motor hat eine schlechtere Beschleunigung aus 2 Griinden: a) Es ist die bei Teillast der Turbine zugefUhrte Energie wegen der fehlenden Druckberge kleiner. Das Auffullen der gro!3en Auspuffleitung erfordert Zeit. b) Es ist insbesondere bei Teillast und niedriger Drehzahl der Restgasgehalt im Zylinder infolge der RuckspUlung gri:i!3er. Damit ist fUr einen gegebenen Ladedruck die Luftfullung kleiner, es wird die Ru!3grenze frUher erreicht und es steht ein geringerer Leistungsuberschu!3 zur Beschleunigung zur VerfUgung. 4. Der kleinere Luftdurchsatz fUhrt zu einer etwas hi:iheren Auspufftemperatur. Allerdings wird uber den besseren Wirkungsgrad des ten Abgasturboladers der unter 2. ･ｲｷｨｮｴ＠

Nachteil ｨｵｦｩｧ＠

ｧｬ･ｩ｣ｨｭＡＳ＠

beaufschlagwettgemacht.

Fur den Abgasturbolader bringt die Stau-Aufladung praktisch nur Vorteile, keine Nachteile. Zu diesen Vorteilen gehi:iren im wesentlichen:

152

1. Grol3ere Schluckfahigkeit des mit konstantem Druck beaufschlagten Turbinengitters und damit eine kleinere Turbine. 2. Geringe Anregung von Schaufelschwingungen (die Anregung ist um so hoher, je mehr Kammern das Turbinen-Zustromgehause besitzt) und dam it grol3ere Sicherheit gegen Schaufelbriiche. 3. Vermeidung der durch die pulsierende Beaufschlagung hervorgerufenen Kreiselmomente, die eine ungiinstige Lagerbeanspruchung zur Folge haben. 4. Besserer Wirkungsgrad der Abgasturbine ohne stol3weise und ohne wechselnde Teilbeaufschlagung. Bild 8.5 zeigt vergleichsweise den Verlauf einiger Betriebswerte eines VierzehnZylinder- V -Motors im Stol3- und im Stau- Verfahren. Bemerkenswert ist der im Stauverfahren um rd. 6 g/kW· h bessere Kraftstoffverbrauch, wobei allerdings zu beriicksichtigen ist, dal3 bei einem Vierzehnzylindermotor die Nachteile des Stol3verfahrens besonders stark in Erscheinung treten. Entscheidend fUr die Anwendung des Stauverfahrens ist die Frage, ob die auf jeden Fall schlechtere Beschleunigung fiir den jeweils vorliegenden Verwendungszweck ausreicht. Fur Fahrzeugmotoren ist die Stauaufladung nur mit einer Regelung anwendbar, s. Kap. 11. Fur Schiffsmotoren z. B. ist sie auch so diskutabel. J e kleiner das Verhaltnis der eingebauten Leistung zu den zu beschleunigenden Massen ist, desto eher kann man auf eine gute Beschleunigung verzichten. Die Zeit, die man zum Hochfahren des Motors benotigt, spielt dann im Vergleich zu dem Zeitaufwand, den man zur Beschleunigung des ganzen Systems benotigt, eine geringe Rolle. Es ist nicht unbegriindet, dal3 die Stau-Aufladung bei Zweitakt-Grol3dieselmotoren schon vieI frUher eingesetzt wurde und vieI haufiger angewandt wird als bei Viertaktmotoren. Diese Tatsache ist auf folgende Umstande zuriickzufUhren:

1. Bei Zweitaktmotoren macht sich der Vorteil der Stau-Aufladung gegeniiber der Stol3-Aufladung schon bei niedrigeren Mitteldriicken bemerkbar. 2. Beim Anfahren, bei niedrigen Lasten und Drehzahlen und beim Beschleunigen - in diesen Fahrzustanden ist die Stol3-Aufladung der Stau-Aufladung auf jeden Fan iiberlegen - wird bei Zweitaktmotoren in der Regel eine Hilfseinrichtung angewandt, die die mangelnde Luftlieferung in diesen Fahrzustanden iiberwindet. Beispiele fUr solche Hilfseinrichtungen siehe Kap. 12.4.2 153

3. Grol3e Motoren haben grol3e Massen zu bewegen und zu beschleunigen. Die Beschleunigung grol3er Massen hangt starker von der tatsachlichen Vollastleistung des Motors ab als von dem Zeitaufwand, der zum Erreichen der Vollastleistung benotigt wird.

600

I } v.liurb. ｾ＠

500

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9 PS·h

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1 1 140

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300

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400

min-1

8.5 Vergl:ich von Auspufftemperatur tA' Druck vor Zyllnder p , Zunddruck p und spezifischem Kraftstoffverbrauch ｾ＠ fUr einen mittelschnellaufenden 14-ZylinderV -Dieselmot1>r mit Stol3- (gestrichelt) und Stau-Aufladung (ausgezogen). Mitsubishi-M,A. N. -Motor Typ 14V40/54, 1 ,Propellercharakteristik 5720 kW, p e = 18 bar bei 400 min. ｂｩｬｾ＠

154

8.1. 3 Abwandlungen der Stoi3-Aufladung Die unter 8.1. 1

Nachteile der Stoi3-Aufladung treten insbesondere fUr ･ｲｷｨｮｴ＠

Motoren mit nicht durch 3 teilbaren Zylinderzahlen um so

in Erscheinung, ｳｴｲｫ･＠

je hoher dieAufladung wird. Aus diesem Grunde wurde nach Losungen /8.2/ gesucht, die diese Nachteile vermeiden, ohne dai3 man die Nachteile der Stau-Aufladung schlechteres Teillastverhalten und schlechtere Beschleunigung - in Kauf ｮｭｬｩ｣ｨ＠

nehmen mui3. Zu diesen Losungen gehoren a) der symmetrische Vierer-Stoi3 (4 Zylinder puffen in eine Auspuffleitung) bei durch 4 teilbaren Zylinderzahlen, b) der Pulse-Converter, c) das Multistoi3- Verfahren

Allen diesen Verfahren ist gemeinsam, dai3 der Abgasturbolader weniger Kammern besitzt, als bei der reinen Stoi3-Aufladung erforderlich ｷｲ･ｮＮ＠

Dadurch wer-

den erstens die Perioden vermieden, in denen die einzelnen Kammern des A TL zeitweise uberhaupt nicht durchstromt sind, und zweitens wird die durch den Arbeitskolben zu leistende Ausschubarbeit geringer. Da der Auspuffstoi3 jedes einzelnen Zylinders bei der geringeren Unterteilung des ｔｵｲ｢ｩｮ･ｺｳｴｯｭｧｨ＠

auf einen groi3eren Turbinenquerschnitt trifft, wird der Druck in der Auspuffleitung gerade beim Ausschubhub schneller abgebaut. Die zuerst ･ｲｷｨｮｴ＠

Tatsache ver-

bessert den Wirkungsgrad des Abgasturboladers, die zweite den des Motors, d. h., die geringere Ausschubarbeit erhoht etwas den Mitteldruck des Motors bei gleicher zugeftihrter Kraftstoffmenge. Ein Beispiel des Druckverlaufes in der Auspuffleitung fUr symmetrischen ViererStoi3 ist aus Bild 8.6 zu ersehen. Um die Storung durch den folgenden Auspuffstoi3 zu begrenzen, ist es ｺｷ･｣ｫｭｩＳｧＬ＠

15 ... 25 °KW n. OT. Es ｬｩＳｴ＠

das AuslaJ3ventil frtiher zu schliei3en, d. h. sich allerdings auch durch eine solche Steuerzeit nicht

vermeiden, dai3 der Druck in der Auspuffleitung noch bei geoffnetem Auslai3ventil etwas uber den Zylinderdruck ansteigt. In dem gezeigten FalI ist der Druck in der Auspuffleitung am Ende der Sptilperiode nur wenig hoher als der Druck im Zylinder. Die hierdurch bedingte Rucksptilung ist aber auch bei groi3erer Druckdifferenz wegen des kleinen Offnungsquerschnittes gering, wie sich durch Nachrechnung leicht nachweisen ｬｩＳｴＮ＠

Aui3erdem wird aus dem Auspuffstutzen in der Regel nicht Auspuffgas, 155

sondern Spiilluft mit Auspuffgas vermiseht zuriiekspiilt. Da der Ladedruek ｷｨﾭ

rend der Spiilperiode in der Regel hoher ist als der Druek im Zylinder, geht diese Riiekspiilung nieht bis in die Ladeluftleitung.

A.c. ｚｾＱＮ＠

E.b.

Zyl.1

A.S.

E.s.

Pz1 -+----.

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UT

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'1>-

UT

Bild 8.6 Beispiel fUr den Druekverlauf vor der Turbine P3 und in einem Zylinder Pz1 bei symmetrisehem Vierersto13

Die ersten Ausfiihrungen von Pulse-Convertern gehen auf Birmann zuriiek /8.3/. Aueh beim Pulse-Converter werden enge Auspuffleitungen mit der gleiehen ZylinderZusammenfassung wie beim reinen Sto13- Verfahren verwendet, diese fiihren aber nieht in getrennte Diisenkammern der Turbine, sondern sie vereinigen sieh vor der Turbine im Pulse-Converter, Bild 8.7. Dort wird die in den Auspuffsto13en enthaltene Druekenergie dureh Verengen der Leitung zum Teil in kinetisehe Energie verwandelt und soll in einem an die Einzelleitungen ansehlie13enden Diffusor in Druekenergie zuriiekverwandelt werden. Da die Stromung beim Diffusoreintritt den Quersehnitt nieht voll ausfUllt und der Wirkungsgrad des Diffusors deshalb sehr sehleeht ｷｲ･Ｌ＠

verziehtet man meist auf letzteren und hat hinter der Zunge,

die die Abgasleitungen trennt, nur ein kurzes Misehrohr, in dem die einzelnen

Bild 8.7 Skizze eines Pulse-Converters 156

Geschwindigkeitswellen ihren Impuls austauschen. Die Wirkung beruht daher weniger auf der Rlickwandlung von kinetischer in Druckenergie - es sei denn liber die Wirkung des Freistrahls -, sondern mehr auf einer Ejektorwirkung und auf dem Verhindern des Zurlicklaufens von Druckwellen in die Nachbarleitungen, die dort die Splilung storen wlirden. Infolge der vergleichmal3igten Beaufschlagung der Turbine wird deren Wirkungsgrad verbessert. Besonders vorteilhaft ist der PulseConverter bei 4-, 8- und 16-Zylindermotoren, bei denen je 2 Leitungen mit je 2 Auspuffstol3en symmetrischen Abstandes in einem Pulse-Converter zusammengefal3t werden. Aber auch 5-Zylindermotoren mit der Zusammenfassung von drei Einzelleitungen (2 + 2 + 1 Zylinder) in einem Pulse-Converter oder 7 -Zylindermotoren mit der Zusammenfassung von je zwei Einzelleitungen (einmal2 + 2, einmal 2 + 1 Zylinder) in je einem Pulse-Converter und zwei getrennten Dlisenkammern machen davon mit Vorteil Gebrauch.

Die Multistol3-Aufladung hat zum ZieI, Vorteile der Stol3aufladung mit denen der Stauaufladung moglichst zu vereinigen und de ren Nachteile abzuschwachen. Dieses Verfahren ist in den letzten Jahren haufig beschrieben worden /8.4 ...,8.10/ und wird auch vielfach angewandt. Es besteht im wesentlichen darin, dal3 die Einzelleitungen von der Stol3aufladung mit den entsprechenden Zylinderanschllissen beibehalten, aber samtliche Leitungen im "Multi-Pulse-Converter" zusammengefal3t werden, der gegebenenfalls auch im Turbineneintrittsgehause integriert sein kann. Ein Schema der LeitungsfUhrung geht aus dem Bild 8. 8 e hervor, in welchem Bild die verschiedenen Verfahren der LeitungsfUhrung und Zylinderzusammenfassung fUr einen 8-Zylindermotor einander gegenlibergestellt sind. Mit der Multistol3-Aufladung wird praktisch der gleiche Vollastwirkungsgrad erreicht wie mit der Stau-Aufladung, die Teillast und die Beschleunigung sind damit etwas besser, ohne aber die Werte der Stol3aufladung zu erreichen. Die Tabelle 8.1 mit einer Gegenliberstellung der Vor- und Nachteile der verschiedenen Verfahren ist der Literaturstelle /8.8/ entnommen, wobei sich allerdings je nach Abstimmung gewisse Unterschiede ergeben konnen und man auch bei mancher Bewertung anderer Auffassung sein kann, wie zum Beispiel eine interne Beurteilung von BBC, Baden, nach dem gleichen Schema beweist. So ist die Vollastsplilung beim Zweierstol3 sicher schlechter als beim Dreierstol3 (langsameres Abklingen des Druckberges in der Auspuffleitung beim Zweierstol3), und der spezifische Vollastkraftstoffverbrauch ist beim Dreierstol3 nicht schlechter als beim Pulse-Converter. 157

Auch dlirfte bei richtiger Abstimmung wohl kaum ein Unterschied im Vollastkraftstoffverbrauch zwischen Multistoi3- und Stauverfahren bestehen. Tabelle 8.1

Vor- und Nachteile der verschiedenen Aufladesysteme bei ViertaktHochauflademotoren. la: Zweierstoi3; 1b: Dreierstoi3; 2: PulseConverter; 3: Multistoi3verfahren; 4: Stauverfahren; ohne Klammer: Bewertung nach Literaturstelle /8. 8/ mit Klammer: Bewertung nach BBC, Baden Die Bewertung reicht von ausgezeichnet (+++) bis sehr schlecht (---) la

1b

2

3

4

1.

Vollast -Splilung

+++ (+)

+++ (+++)

++ (++)

+ (++)

+ (+)

2.

Teillast-Splilung

+++ (+++)

+++ (+++)

+ (+)

(++)

(- -)

3.

Ladedruck und Auspuffventiltemperatur bei Teillast ( Propellerbetrieb)

+++ (+++)

+++ (++)

+ (+)

( -)

(- --)

4.

Lastannahme bzw. Beschleunigung

+++ (+++)

+++ (+++)

++ (++)

+ (+)

(- --)

+ (+++)

+ (+++)

+ (++)

+ (+)

(+)

( --)

(++)

+ (++)

++ (+++)

+ (+++)

( --)

( -)

+ (+)

++ (+)

++ (+)

(- --)

(- -)

+ (+)

++ (++)

+++ (+++)

(- --)

(- -)

-

(- --)

+ (++)

++ (++)

(+)

(++)

(++)

(+)

+ (+++)

5.

Kraftstoffverbrauch bei Teillast

6.

bei Vollast

7.

Anpassung des ATL und Eignung fUr hohe Druckｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

8.

9. 10.

Schaufels chwingun gen Eignung fUr beliebige Zylinderzahl Konstruktionseinfachheit

In den Literaturstellen /8.8 und 8.10/ ist ein "Modular-Pulse-Converter" beschrieben, der praktisch aus einer Stauleitung ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

kleinen Quer-

schnitts besteht, in die die Leitungen von den einzelnen Zylinderkopfen mit Verengung und in Stromungsrichtung zur Turbine einmlinden. Damit soll die Rlickwirkung der Auspuffstoi3e auf Nachbarzylinder vermindert und liber eine "Freistrahl-Diffusorwirkung" auch ein gewisser Druckrlickgewinn erzeugt werden. Eine

158

1ihnliche Wirkung wird aber wohl auch erreicht, wenn man den Auspuff der einzelnen Zylinder liber gerade und lange Diffusoren in die Sammelleitung einmlinden laEt, Bild 12.31, wodurch auch die DruckstoEe

werden und ein Druckｧ･､ｭｰｦｴ＠

rlickgewinn aus den starken Geschwindigkeitswellen erreicht wird. Bild 8. 8 Leitungsanordnungen fUr einen 8-Zylinder-Reihenmotor; a: ZweierstoE; b: ViererstoE; c: ViererstoE; d: Pulse-Converter; e: MultistoE; f: Stauaufladung

8 lylinder Reihe, lundfolge 1-4-7-6-8-5-2-3

ｬｾｦｴＡｉｔ｣ｰ＠

W Ｇｾｔｬ￮ｐ＠

IT]

01

Ｇｾｔｃｐｴ＠ L ｾ＠

ｉｾｦＥＡＺ￮ｬ＠ ＧＭｌＺ｡｟＠

=tia!ｾｩｬ＠

I []

Ｇｾ￮ＪＡｉﾱｗｊ＠ IWPPTTTTtrrJ

bl

e)

d)

-1

fi

8.2. Dos Beschleunigungsverhalten Der bei der mechanischen Aufladung mit der Motorwelle verbundene Lader liefert immer den zu der betreffenden Motordrehzahl gehorenden Ladedruck. Hier gibt es kein Nachhinken der Laderdrehzahl hinter der Motordrehzahl.

159

Der Abgasturbolader dagegen ist mit dem Motor nur durch Leitungen verbunden, seine Drehzahl und dam it der Ladedruck sind nicht von der Motordrehzahl, sondern in erster Linie von der Motorleistung

Im Leerlauf, insbesondere im klei｡｢ｨｮｧｩＮ＠

nen Leerlauf (d. h. Leerlauf bei niedrigster Motordrehzahl) ist der Ladedruck sehr klein. Wenn in diesem Zustand plotzlich eine hohere Leistung verlangt wird, muJ3 der Abgasturbolader erst uber eine vergroJ3erte Abgasmenge und eine hohere Auspufftemperatur auf hohere Drehzahl gebracht werden, die Luftlieferung hinkt der Leistungsanforderung nach. Bezuglich der Beschleunigung konnen drei ｇｲｵｮ､ｦｬ･＠

unterschieden werden /8. 11/.

siehe Bild 8.9 und Bild 8.10. In den Bildern 8.9 und 8.10 sind verschiedene ubliche

ｂ･ｬ｡ｳｴｵｮｧｦ＠

schematisch in das

- Volumenstrom-Kennfeld eingetragen. Hierin bedeuten nM 1 die niedrigste, n M2 die hochste ｺｵｬｳｩｧ･＠ Motordrehzahl. Der Punkt A entspricht dann dem Betriebspunkt bei kleinem Leerlauf, der Punkt edem Leerlauf bei voller ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

Motordrehzahl, B dem hochsten Drehmoment bei niedriger und D dem hochsten Drehmoment bei voller Motordrehzahl. Die dick ausgezogenen Linien entsprechen den verschiedenen ｂ･ｴｲｩ｢ｳｺｵｮ､＠

(konstante Motordrehzahl, konstantes Dreh-

moment) im Beharrungszustand, die strichpunktierten den ｮ､･ｲｵｧ＠

auJ3erhalb

des Beharrungszustandes. Im Beschleunigungsfall 1 wurde von Leerlauf auf Vollast beschleunigt werden, und zwar von A nach B bei der niedrigen und von C nach D bei der hohen Motordrehzahl. Der zuletzt genannte Fall kann zum Beispiel bei Generatorantrieb vorkommen.

Bild 8.9 Beschleunigungsｦｬ･＠ 1 (von Leerlauf auf Volllast bei konstanter Motordrehzahl) und II (hochstes Drehmoment bei ｶ･ｲｮ､ｬｩ｣ｨ＠ Motordrehzahl) im Kennfeld (schematisch)

160

Besehleunigungsfall II von B naeh D heif3t Erh6hung der Mvtordrehzahl bei vollem bzw. hohem Drehmoment. Da hierbei auf der einen Seite der Ladedruek, d. h . die Abgasturboladerdrehzahl, sehon erh6ht ist, und da auf der anderen Seite nieht nur der Abgasturbolader, sondern aueh das Triebwerk des Motors mit dem Triebwerk der

Arbeitsmasehine zu besehleunigen sind - was aueh Zeit erfordert -, ｡ｮｧ･ｨｴ＠

ist dies offenbar der fur den Abgasturbolader am wenigsten kritisehe Besehleunigungsfall. Im Fall III wird von dem niedrigen Leerlauf auf volles Drehmoment bei voller Drehzahl besehleunigt (Fahrzeug, Sehiff), was die ｳｴｲｫ･＠

ｄｲ･ｨｺ｡ｬｮ､ｵｧ＠

--

des Abgasturboladers erfordert.

..........

......

"-

ci:

'---N

a. II

ci:

ＢＭｾ＠

"

UJ

a. ------

Bild 8.10 Besehleunigungsfall III (vom niedrigen Leerlauf auf volles Drehmoment bei voller Motordrehzahl im Kennfeld (sehematiseh) Um die ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

ｮｨ･ｲ＠

zu studieren, wurde bei einem mittelsehnellaufenden

Dieselmotor mit Gleiehstrom-Generator die Belastung dureh Einlegen eines Sehalters p16tzlieh von Leerlauf auf volle Belastung gesteigert. In Bild 8. 11 sind - der Belastungsvorgang ist von reehts naeh links zu 1esen - eine Zeitmarke, dartiber

Laderdrehzahl

W1V NVVVV\NVWVV\N l' Spannung

J

J

［ＺＮＬＧＢ

1l S'eom eTo'p"," --,--,--,-,--,--,.....J.. ｉ Ｚ ｾ ＺＮＬ

｜ｾ ＮＺＬ＠

".l,::::::::::::::.,.::,.::::::::::::::::::::::::::::::,::

Bild 8.11 Strom-, Spannungs- und Laderdrehzahlverlauf bei p16tzlieher Belastungssteigerung 161

der Strom mit iiberlagerter Totpunktmarke, dann die Spannung und ganz oben ein Signal fUr die Laderdrehzahl aufgetragen. Beim Einlegen des Schalters steigt der Strom sofort auf den vollen Wert an, die Spannung sinkt infolge Drehzahleinbruchs des Motors etwas ab. In Bild 8.12 ist neben Strom, Spannung und Zeitmarke auch der Druckverlauf in der Auspuffleitung aufgezeichnet. Man erkennt, daf3 die Druckamplituden nach Einschalten der Belastung nach einer gewissen Verzogerung - die durch die Reaktion des Fiillungsreglers bedingt ist, der die Fiillung erst nach einem bestimmten Drehzahlabfall auf voll ziehen kann - sofort auf einen hohen Wert ansteigen und sich in diesem Fall auch nach langerer Zeit kaum mehr andern.

ＭＫｲＮｔｾ

Ｍ ｾ Ｍ

ｴＭｾＮ

ｾ

Ｎｾ

Ｍｾ

Spannung

Bild 8. 12 Druckverlauf in der Auspuffleitung bei plOtzlicher Belastungssteigerung In Bild 8.13 ist eines der Oszillogramme ausgewertet. Die Stromstarke 1 steigt nach Einschalten der Belastung sogar mit einem gewissen Uberschwingen sofort auf den vollen Wert an, das anfangliche Leistungsdefizit wird aus dem Schwungmoment der sich drehenden Massen gedeckt. Dadurch sinkt die Motordrehzahl um etwa 40 min -1 ab, mittlerer Druck vor Turbine und Laderdrehzahl beginnen erst nach einem Verzug ｾ＠

t, der in diesem Fall rd. 0, 3 s betrug, zu steigen. Obwohl

die volle Laderdrehzahl bis dahin noch lange nicht erreicht ist, beginnt die Motordrehzahl schon nach 1 s zu steigen, d. h., in diesem Augenblick ist bereits ein Uberschuf3drehmoment iiber das vom Generator abverlangte vorhanden. Es dauert

162

aber etwa 3 s bis die der Vollast entsprechende Motordrehzahl, rd. 6 s bis die volle Laderdrehzahl erreicht ist.

3000

15000

"-

1

A 2500

10000

Ｍｾｴ＠

V

nM ,5000 420'-

400

ｉ｜ｾ＠

O 380,-

ｾ＠

min

-1

V-

/

V

ｮ＠

2000

1

PA

1,6

Vｾ＠

ｾ＠

,4t

../

/ 3

2

4

!

6

5

Zeit-

1000

PA

nM

O

1500

bar 1

\

t

1,2

500

1,o

O

!

5

7

:Bild 8. 13 Verlauf von ｓｴｲｯｭｳｫ･＠ 1, Laderdrehzahl n , mittlerem Druck in der Auspuffleitung p und Motordreh'Iahl n bei ｰｬｴｺｩ｣ｨ･ｲ＠ Belastung eines Dieselm6\ors zum Antrieb eineW Generators Dieses ausgesprochen gtinstige Verhalten in der Beschleunigung damit zusammen, dal3 der Motor

ｨｮｧｴ＠

nattirlich

niedrig aufgeladen war. Das Vollｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

lastdrehmoment des Dieselmotors entsprach nur einem mittleren Nutzdruck von 9 bar, der nichtaufgeladene Motor hat einen solchen von 6, 5 bar, also nur eine Aufladung von rd. 38

0/0. Wie aus dem

8.14 hervorgeht, kann der ｮ｣ｨｳｴ･ｂｩｬ､＠

nichtaufgeladene Motor aber bereits einen mittleren Nutzdruck von rd. 7,9 bar erzeugen, wenn auch mit ･ｲｨｴｭ＠

Kraftstoffverbrauch,

Auspufftemperatur ･ｲｨｴ＠

und gegebenenfalls rul3endem Auspuff. Wenn der Regler das voll gezogen hat, besteht anfangs - d. h. bei noch nicht nur ein Leistungsdefizit entsprechend 9 - 7,9 gung des Laders ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

=

･ｲｨｴ＠

ｆｴｩｬｵｮｧｳ･＠

auf Laderdrehzahl -

1, 1 bar, das bei der Beschleuni-

schnell aufgeholt wird. Da der Ftillungsanschlag

auf eine Kraftstoffeinspritzung entsprechend p

e

::::; 10 bar eingestellt war, steht dann

fUr die weitere Beschleunigung auf die Vollastdrehzahl ein gewisser Uberschul3 zur VerfUgung.

163

800

ac 1- ___

tA

200

o

i

Lader ausgebaut mit Aufladung

V

/ .... Ｏｾ＠

I

2

4

V

/

.... '

,

,

I

....

!

6

Bild 8. 14 Kraftstoffverbrauch B, spezifischer Verbrauch b und mittlere ａｵｳｰｦｴ･ｭｲ｡ｾ＠ tA eines Dieselmotors mit AbgasturboAufladung (gestrichelt) und mit ausgebautem Lader

I

8 bar 10

Pe-

Als Anhaltspunkt Hil3t sich sagen, dal3 die Beschleunigung eines abgasturbo-aufgeladenen Viertakt-Dieselmotors noch zufriedenstellend ist, wenn das Triigheitsmoment des Abgasturbolader-Laufzeuges klein und der mittlere effektive Druck des Dieselmotors nicht hoher als Pe

= 10 bar ist.

Mit einem kurzen Rauchstol3 mul3 man

allerdings rechnen, wenn nicht - etwas auf Kosten der Beschleunigung - eine ladedruckabhiingige Fullungsbegrenzung gemacht wird, siehe z. B. /8.12/ und Bild 8.18. Zur Beurteilung des Beschleunigungsverhaltens verschiedener Abgasturbolader ist ein Vergleichswert geeignet, der auf folgendem Wege gewonnen werden kann: Die Drehzahlbeschleunigung hiingt vom polaren Massentriigheitsmoment des Laufzeuges

0 T und dem Uberschul3drehmoment ｾｍｔ＠

der Abgasturbine uber dem

Leistungsbedarf des Laders ab:

､ｮ＠

=

dt

_,_

2Tt

ｬＱｍ＠

(8.1)

Ｐ ＠

Die im Laufzeug gespeicherte kinetische Energie Ek bei der Drehzahl n Tb bzw. Winkelgeschwindigkeit

Wb

ist E

k

164

= Ｐ ＠

Wb2 •

2

(8.2)

Der Ful3zeiger b so11 anzeigen, dal3 diejenige Winkelgeschwindigkeit einzusetzen ist, die zum Erreichen einer gewunschten Farderhahe (hSL)b

, auf die man sich beim

Vergleich verschieden ausgefUhrter und verschieden grol3er Laufzeuge festlegen mul3, notwendig ist. Die Zeitdauer fUr eine Beschleunigung aus dem Stillstand wurde man durch Division von Ek durch das Integral des Uberschul3momentes bis zum Erreichen der Winkelgeschwindigkeit von

W= O

Wb

erhalten. In der Regel geht allerdings die Beschleunigung nicht

aus, sondern von einer Laderdrehzahl, die durch die Ausgangsbelastung

gegeben ist, von der die Beschleunigung beginnt. Das Integral des Uberschul3momentes ist nicht ohne weiteres bekannt, die Beschleunigung des

konnte man alｌｵｦ･ｲｳ＠

lerdings uber das Ungleichgewicht von Turbinen- und Laderleistung schrittweise uber die ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ･＠

Prozel3rechnung in

von der schrittweise vermehrａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠

ten Kraftstoffzufuhr berechnen. Das bedeutet einen erheblichen Rechenaufwand. Fur den Vergleich verschiedener Konstruktionen solI daher ein Beschleunigungskennwert B wie folgt definiert werden:

(8.3)

Im

steht die im ｚｨｬ･ｲ＠

beim Vergleichszustand b gespeicherte kinetische ｌｵｦ･ｲ＠

Energie, im Nenner der Durchsatz durch den Lader und die isentrope Farderhahe als Mal3stab fUr das bis zum Zustand b zur Verfugung stehende Uberschul3moment. Aul3erdem ist der Gruppenwirkungsgrad 1] L 1]T noch enthalten, denn je besser dieser Wirkungsgrad bei einer bestimmten zur VerfUgung stehenden Gasenergie ｷｲ･Ｌ＠

desto schneller ｷｲ･＠

Die Dimension von Gl. (8.3) ist

die Beschleunigung. N'm 5 2 _1_ _ -::-_ _-'5_2_ _ = 5 m3

kg

•

N'm

sf1l3Tg Je gral3er der Kennwert B ist, desto schlechter ist die Beschleunigung. Obwohl bei bei B die Dimension Zeit herauskommt, mul3 darauf hingewiesen werden, dal3 dieser Vergleichswert wegen der oben gegebenen Definition nicht der ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ･ｮ＠

Be-

schleunigungszeit gleichzusetzen ist.

Im Interesse einer schne11en Beschleunigung des Laufzeuges so11 El klein, ferner

165

h sL

fiir eine gegebene Winkel- bzw. Umfangsgeschwindigkeit so grol3 wie ｭｧｬｩ｣ｨ＠

sein (hohe Druckziffer). Fiir eine gegebene ｒ｡､ｧｲｬＳ･＠

soll

VI

grol3, d. h. die

Lieferziffer solI grol3 sein. 5 1 ist 8 T ｾ＠ D . W - 15 und V 1 ｾ＠ wird der Beschleunigungs - Vergleichswert

2 D . Fiir gleiche

Bei geometrischer ｨｮｬｩ｣ｫ･ｴ＠ ｆｲ､･ｨ＠

d. h. bei ｧｲｬＳ･ｮ＠

fiir ｧｲｬＳ･＠ ｒ､･ｲｮ＠

matisch ｨ･ｲＬ＠

Motoren wird die Beschleunigungszeit auto-

sofern die Rotoren geometrisch ｨｮｬｩ｣＠

ausgefiihrt werden. Mit Riick-

sicht auf die Beschleunigung ist es u. U. giinstiger, mehrere kleine Lader zu verwenden, als einen grol3en. Das polare

0 T wird auch bei gleicher ｍ｡ｳ･ｮｴｲｧｨｩｭｯ＠

ｇｲｬＳ･＠

durch die

Konstruktion stark beeinflul3t. In Bild 8.15 ist der Vergleichswert B fiir folgende Laufzeugkonstruktionen aufgetragen:

15

t 10

B

5

o

ｾＮｊ＠

._---e

",'"

•

1 __

5

I

------- _1

'" 2

'""

ｾＭＳ＠

1,0

0,5

1.5

m3/s

2,0

ÎI ---Bild 8. 15

ａ｢ｧ｡ｳｴｵｲｩｮ･ｬｦ＠

Beschleunigungskennwerte B fiir verschiedener Konstruktion. 1: Axialturbine, Aul3enlager, Laderrad aus Stahl; 2: Axialturbine, Innenlager, Laderrad aus Leichtmetall; 3: Radialturbine, Innenlager, Laderrad aus Leichtmetall

1. Aul3enlagerung, Laderrad aus Stahl mit ｲｩ｣ｫｷｴｳｧ･ｭｮ＠

Schaufeln und

Axialturbine. Die Aul3enlagerung hat ein schweres Laufzeug zur Folge, das Laderrad aus Stahl hat hohes ｔｲｧｨ･ｩｴｳｭｯｮＬ＠

die ｲｩ｣ｫｷｴｳｧ･ｭｮ＠

Schaufeln geben niedrige

Druckziffer und die Axialturbine erfordert eine schwere Turbinenscheibe.

166

2. Innenlagerung, Laderrad aus Leichtmetall, gerader Schaufelaustritt, Axialturbine. Die Innenlagerung gibt ein wesentlich leichteres Laufzeug, das Leichtmetalladerrad hat kleines ｔｲｧｨ･ｩｴｳｭｯｮＬ＠

der gerade Schaufelaustritt gibt hohere Druck-

ziffer. 3. Innenlagerung, Laderrad aus Leichtmetall, gerader Schaufelaustritt, Radialturbine. Die Radialturbine ｉｬＳｴ＠ niedrigeres

sich mit dtinnen ｗ｡ｮ､ｳｴｲｫ･＠

ausftihren, daher hat sie ein

als die Axialturbine. ｍ｡ｳ･ｮｴｲｧｨｩｭｯ＠

Der Verlauf der gestrichelten und ausgezogenen Linie ren keineswegs geometrisch ｨｮｬｩ｣＠

erkennen, dal3 die RotoｉｬＳｴ＠

waren, d. h., dal3 Scheiben- und Schaufeldicken

nicht proportional mit dem Durchmesser gewachsen sind. Zur Aufladung von Motoren fUr Stral3enfahrzeuge kommt praktisch nur eine Konstruktion nach Pkt. 3 in Betracht, die in bezug auf das Beschleunigungsverhalten den anderen Konstruktionen merklich tiberlegen ist. Aul3erdem hat bei den kleinen Abtnessungen dieser Aufladegruppen die Radialturbine einen wesentlich besseren Wirkungsgrad als die Axialturbine. Das Nachhinken des Abgasturboladers bei plOtzlicher Leistungsanforderung so ｳｴｲｫ･＠

um ｦｈｴ＠

ins Gewicht, je hoher der Aufladegrad des Motors ist. Wenn zum Bei-

spiel der mittlere effektive Druck eines Viertakt-Dieselmotors fUr Vollast 14 bar betragt und der Motor unaufgeladen, d. h. bei dem niedrigen Ladedruck des Leerlaufes maximal - ohne zu rauchen - 7 bar abgeben konnte, wtirde das Leistungsdefizit bei plOtzlicher Einschaltung der Vollast 14 - 7 dieser Voraussetzung das ｆｴｩｬｵｮｧｳ･＠

=

7 bar betragen. Wenn unter

sofort auf voll gezogen werden wtirde,

ware die eingespritzte Kraftstoffmenge vieI grol3er, als bei der im Zylinder vorhandenen Luftmenge verbrannt werden kann, der Auspuff wtirde kohlschwarz rauchen. Um das zu verhindern, mul3 langsamer FtiHung gegeben werden. Am besten ist es, die Ftillung ｡｢ｨｮｧｩ＠

vom Ladedruck oder von der Laderdrehzahl zu begren-

zen. Durch den begrenzten Leistungstiberschul3 der Turbine tiber die Verdichterleistung dauert es eine gewisse - von der Konstruktion und der Motorgrol3e ｡｢ｨｮﾭ

gige - Zeit, bis tiberhaupt die Vollast in Anspruch genommen werden kann. Bei Generatoranlagen kann man sich durch Einbau grol3er Schwungmassen etwas helfen, um den Drehzahleinbruch bei plOtzlicher Lastaufschaltung ･ｲｴｧｬｩ｣ｨ＠

zu halten.

167

Im folgenden werden Beispiele fiir das Beschleunigungsverhalten eines hochaufgeladenen Viertakt-Dieselmotors und eines grol3en Zweitakt-Dieselmotors mit rd. 4000 kW bzw. rd. 11 000 kW gebracht. In Bild 8. 16 sind vergleichsweise Beschleunigungszeiten eines hochaufgeladenen Viertaktmotors mit Stol3- (schwarze Balken) und Stau-Aufladung (weil3e Balken) aufgetragen. Der Motor war hierbei durch eine Wasserbremse abgebremst, deren Leistungsaufnahme auf einen mittleren Nutzdruck des Motors von 16 bar bei 400 mirt eingestellt war. Durch Zuriicknahme der Einspritzmenge bei ｵｮｶ･ｲ､ｴ＠

-1

Fiil-

lung der Wasserbremse wurden Drehzahl und Leistung erniedrigt. Ausgehend von den Drehzahlen 245, 175 und 135 min -1 mit MitteIdriicken etwa entsprechend der

ｾ＠ 2 bar) wurde p15tzlich volle Fiillung gegeben e und die Zeit gemessen, bis die volle Leistung entsprechend der Bremseneinstellung Pe = 16 bar und 400 min -1 erreicht wurde. Das dauert ausgehend von 135 min -1 bei Propellerkurve (bei 135 min -1 p

Stol3-Aufladung 25 s und bei Stau-Aufladung 90 s. Wiihrend der BeschIeunigung war die Auspuffarbe schwarz, eine

Fiillungsbegrenzung war nicht ｬ｡､･ｲｵ｣ｫ｢ｨｮｧｩ＠

angewandt worden. Aus anderen Versuchen ist zu entnehmen, dal3 die Beschleunigungszeit sich nicht vieI

d. h. nicht nennenswert grol3er wird, wenn immer ｮ､･ｲｴＬ＠

nur so vieI Kraftstoff eingespritzt wird, wie an der Rul3grenze verbrannt werden kann. Der zu vieI eingespritzte Kraftstoff fiihrt wegen Luftmangels nur zu schwarzem Auspuff, ohne dal3 er zu einer MehrIeistung und damit zu einer besseren BeschIeunigung ｢･ｩｴｲｧＮ＠

1

---100 O

-

=

m

ｾ＠ ｾ＠

W

ｾ＠

Stofl-Aufladung Stau Aufladung

00

m

Beschleunigungszeit t - -

ｾｳｏ＠

Bild 8.16 Vergleich der BeschIeunigungszeiten bei Stol3- und Stau-Aufladung fUr einen mittelschnellaufenden DieseImotor, Belastung nach Propellercharakteristik bis zum Erreichen des Vollastpunktes p = 16 bar und 400 min -1, rd. 4000 kW e 168

Um zu zeigen, dal3 die Beschleunigung um so langsamer geht, je ｧｲｬＳ･＠ und je

der Motor

die durch diesen Motor zu beschleunigenden Massen sind, ist in ｧｲｬＳ･＠

Bild 8. 17 die Hochfahrkurve eines grol3en Zweitaktmotors wiedergegeben, der in ein Schiff mit direktem Propellerantrieb eingebaut ist. Es handelt sich hierbei um ein Aufladeverfahren mit Staubetrieb der Abgasturbine und Zusatzluftlieferung durch Kolbenunterseitenpumpen, wobei diese Zusatzluft bei niedriger Last injektorartig in den Lader eingefiihrt wird, bei ｨ･ｲ＠

Last aber parallel zum ATL direkt in die

Aufladeleitung. Bei Stau-Aufladung liefert die Abgasturbine im Teillastgebiet nur wenig Energie, ohne die Hilfsluft der Unterseiten zur Spiilung notwendige positive

es hier nicht ｷｲ･＠

ｭｧｬｩ｣ｨＬ＠

das

zu erzeugen. Die EinfUhrung dieser Luft ｓｰｩｬｧ･ｦ＠

in den Lader bei Teillast ist notwendig, um Pumpen des A TL zu vermeiden. Der Druckabfall p

nach 115 s ist auf das Umschalten von Injektor- auf Parallelbetrieb us zurtickzufUhren, siehe auch Kap. 12.4.2. 10000

100

. -1

mln

min- 1

80

8000

t 60

nM

1.0

1.000

20

2000

O 2,2

O

bar

t 1,8 P

1,1.

1,0

I

O

I

20

1.0

60

80

t-

100

I

120 s 11.0

Bild 8. 17 Verlauf von Motordrehzahl n , Laderdrehzahl n , Druck vor den Einlal3schliNen PE und Druck vor 1ier Injektordiise p (durch Unterseitenpumpen erzeugt) bei einem iriisSchiff eingebauten langsamlaufenden Zweitakt-Dieselmotor mit rd. 11 000 kW Einesteils wegen der grol3en Massen des ａｔｌＭｵｦ･ｲｳ＠

- es wurden 2 ATL mit

eir. ro Laderrad-Durchmesser von 760 mm verwendet - anderenteils wegen der bei Stau-Aufladung sehr geringen Uberschul3energie der Abgasturbine geht die Beschleunigung sehr langsam, es dauert 2 1/2 Minuten, bis rd. 80

% der Motorleistung 169

(Drehzahl nach Propeller-Charakteristik) erreicht sind. Von da bis zur Vollast geht allerdings die Beschleunigung wesentlich schneller. Grundsatzlich ist die Sto13-Aufladung fiir die Beschleunigung des Abgasturboladers wesentlich giinstiger als die Stau-Aufladung, da bei ersterer mit der Fiillungsgabe ein gro13eres Uberschu13drehmoment an der Turbine zur Verfiigung steht. Bei der Sto13-Aufladung wird der mit der gro13eren eingespritzten Kraftstoffmenge verstarkte Auspuffsto13 in der engen Leitung unmittelbar als Druck- und Geschwindigkeitswelle zur Turbine transportiert, im Auspuffsammler nur ｡ｬｭｨｩ｣＠

ｷｨｲ･ｮ､＠

bei der Stau-Aufladung der Druck

ansteigt, was um so langer dauert, je gro13er

das Volumen des Auspuffsammlers ist. Besondere Ma13nahmen zur Verbesserung des Beschleunigungsverhaltens abgasturbo-aufgeladener Motoren werden in einem eigenen Kap. 8.4 besprochen, da diese in der Regel mit der Verbesserung des Drehmomentverhaltens konform gehen.

8.3. Dos Drehmomentverholten von Motoren mit Abgosturboloder Fiir den Motorbetrieb mit konstanter Drehzahl (Generatorantrieb) oder nach Propellergesetzma13igkeit (Festpropeller bei Schiffen) bestehen hinsichtlich der Zusammenarbeit des Abgasturboladers mit dem Motor keine Schwierigkeiten, der Abgasturbo.lader regelt sich selbst und der ben6tigte Ladedruck ist - im Beharrungszustand immer sichergestellt. In vielen Fallen wird aber ein hohes Drehmoment auch bei niedrigen Motordrehzahlen verlangt, wie zum Beispiel beim Fahrzeugantrieb oder bei Mehrmotoren-Getriebe-Anlagen fiir Schiffe, wenn zum Beispiel einer von zwei Motoren ausfallt oder au13er Betrieb gesetzt wird. Solange die Aufladegrade noch ma13ig waren, z. B. mittlere Nutzdriicke von 9 ... 10 bar bei Viertakt-Dieselmotoren, war auch das Drehmomentverhalten dieser Motoren noch befriedigend. Je hoher aber der Aufladegrad wird, desto ungiinstiger ist auch das Drehmomentverhalten abgasturbo-aufgeladener Motoren. Am ungiinstigsten verhalten sich Motoren mit Stau-Aufladung, wie aus einer Betrachtung der beiden Hauptgleichungen(6. 5)und(6. 6)aus dem Kap. 6.3.2 bzw. des Diagrammes Bild 6.111eicht festgestellt werden kann. Wenn angenommen wird, da13 bei einem Viertaktmotor zum Beispiel der Durchsatz

mT

bei halber Motor-

drehzahl auf die Halfte sinkt, wiirde der Wert IJi T P 3 aus Gl. (6.7) auch halb so 170

gro/3 werden, wenn a A Teq und T 3 unverandert bleiben. Damit sinkt aber das Druckverhaltnis in der Turbine auf rd. 1/4, womit sich auch das Druckverhaltnis im Lader auf rd. 1/4 vermindern wurde. Bei Viertaktmotoren mit Ventiluberschneidung tritt eine gewisse Verbesserung des Drehmomentverhaltens dadurch ein, da/3 bei halber Motordrehzahl der Durchsatz gro/3er als die Halfte des Vollastdurchsatzes ist, womit der Ladedruck nicht so stark abfallt wie oben angenommen. Am starksten wird aber das Drehmomentverhalten durch die Sto/3aufladung beeinflu/3t. Bei der niedrigen Motordrehzahl bleibt mehr Zeit zwischen den einzelnen Auspuffsto/3en, bei der unveranderten Bemessung der Abgasturbine bilden sich tiefere und langere Drucktaler aus, da die Gasmenge des einzelnen Auspuffsto/3es und Ausschubvorganges mehr Zeit zum Abflu/3 durch die Turbine hat, bis der nachste Auspuffsto/3 kommt. Je mehr sich aber das Drucktal im Druckverlauf P3 dem Druck p 4 niihert, desto kleiner wird der Beiwert a fUr den pulsierenden Durchflu/3 und desto gro/3er wird /3 fUr die pulsierende Energie. Ein kleineres a entspricht einer scheinbaren Verengung der Turbine, ein gro/3eres /3 einer scheinbaren Verbesserung des Turbinenwirkungsgrades. Beide Einflusse wirken sich in der Richtung aus, da/3 der Ladedruck bei Sto/3aufladung langst nicht so stark mit der Drehzahl abfallt wie bei Stau-Aufladung. Die wichtigsten Moglichkeiten zur Verbesserung des Drehmomentverhaltens abgasturbo-aufgeladener Motoren sind etwa folgende: 1. Sto/3-Aufladung, in Verbindung mit geeigneter Auslegung der Auspuffleitung

(kleiner Querschnitt, kleine ｌｮｧ･＠

und damit kleines Volumen).

Die Sto/3-Aufladung wirkt uber die Beiwerte a und /3 auf das Drehmomentverhalten ein, wie vorher besprochen. 2. Auslegung des Abgasturbolader-Kennfeldes.

Lader und Abgasturbine mussen so bemess"en werden, da/3 die optimalen Wirkungsgrade 11 L und l1 T bei dem Luftdurchsatz fUr niedrige Motordrehzahlen, d. h. beim Betriebspunkt M d fUr rd. 55 ... 60"/0 der Vollastdrehzahlliegen. max Bei den Luftdurchsatzen bzw. Betriebspunkten fUr volle Motordrehzahl fiihrt der Abgasturbolader in einem Bereich schlechten Wirkungsgrades, was dem Ansteigen des Ladedruckes auf Grund des vermehrten Durchsatzes entgegenwirkt. Diese Auslegung wird in der Regel noch mit der Ma/3nahme verbunden, da/3 bei hoher Motordrehzahl der Ladedruck nicht ausgenutzt, d. h. weniger Kraftstoff 171

eingespritzt wird, als an sich zum Erreichen einer moglichst hohen Leistung zulassig ware. 3. Abblasen von Abgas vor der Turbine oder von Luft nach dem Lader bei hohen Motordrehzahlen. Diese Mal3nahme verschlechtert durch Verkleinern des Verhaltnisses rhT/rh L die Abgasturbolader-Bilanz. Es wird dadurch verhindert, dal3 der Abgasturbolader bei hohen Motordrehzahlen eine unzulassig hohe Drehzahl erreicht, da er ja nach Pkt. 2 so ausgelegt ist, dal3 er schon fUr mittlere Motordrehzahlen einen hohen Ladedruck liefert. Das Abblasen von Abgas ist thermodynamisch glinstiger als das von Luft, aber in der Ausfiihrung etwas komplizierter. Beides wirkt sich liber eine (scheinbare) Verschlechterung des Abgasturbolader-Wirkungsgrades aus. Die Mal3nahmen 1 und 2 in Verbindung mit einer entsprechenden Regelung der Einspritzmenge genligen schon, ein mit fallender Motordrehzahl ansteigendes Drehmoment zu erzeugen, siehe Bild 8. 18. Der Motor, dessen Betriebskurven

ｬｦｾｉｈ＠

I t Pe

180 kW

120 80

Pe ,.".

140 100

172

Ｘ＿ｴｩｾｭＡ＠

./'

..-

./

-----

240

9

PS

200 160

-:71

120

I

I

1000

1400

I

I

1800 min-1 2200 nM-

Bild 8.18 Drehmoment M Leistung Pe, spezifischer d' Kraftstoffverbrauch b e und Rul3wert R nach Bosch-Rauchgastester vom Lkw-Dieselmotor Volvo TD 96/8.12/ an der Flillungsbegrenzung .

dort wiedergegeben sind, ist mit einer vom Ladedruck ｡｢ｨｮｧｩ･＠

Ftillungsbegren-

zung ausgertistet, die die Einspritzmenge bei Motordrehzahlen unterhalb 1200 min- 1 begrenzt /8.12/ Ohne diese Begrenzung wtirden die gestrichelten Werte erreicht, d. h. ein Rul3wert von rd. 4 nach Bosch-Rauchgastester (40 '10) wtirde tiberschritten werden. Bei Verzicht auf die maximale Leistung kann ein noch besseres Drehmomentverhalten erzielt werden, Bild 8.19/8.13/. Allerdings ｢･ｴｲｧ＠

hier der mittlere effek-

tive Druck bei voller Motordrehzahl nur 9 kp/cm 2 , was immerhin einen Verzicht auf 10 ... 15 '10 der vollen Leistung bedeutet, die bei anderer Auslegung der Einspritzung wahrscheinlich ohne weiteres zu erreichen ｷｲ･Ｎ＠

Andere Moglichkeiten zur Verbesserung des Drehmomentverhaltens, die etwas aufwendiger sind, werden zusammen mit dem Beschleunigungsproblem ｩｭｮ｣ｨｳｴ･＠

Kapitel besprochen.

t

bar

1300

N·m

1100 Mdl000

/

..........

.......

..........

800 180

Pe

kW 160 ｾ＠

150 140 130 120

t

Md

""'"

900

t

,

/ V

....-

/'

130 15 kp·m 14 13 P 110 12 e 100 11 90 10 80 9

"'" -.......

Pe

........

240

PS

........

220 200

L

180 -

I

!

1000

1400

!

160

n:ｾＱＵＰ＠

1800 min-1 2200

nM - -

h

Bild 8. 19 Betriebswerte des Lkw-Dieselmotors Mack ENDT 675 an der Ftillungsbegrenzung /8. 13/

173

8.4. Besondere MaOnahmen zur Verbesserung der Beschleunigung und des Drehmomentverhaltens abgasturbo -aufgeladener Motoren Im folgenden werden einige Moglichkeiten - ohne Anspruch auf Vollstandigkeit zur Verbesserung von Beschleunigung und Drehmoment ｡ｵｦｧ･ｺｨｬｴ＠

und kurz be-

sprochen, die allerdings einen - unterschiedlich grol3en - Aufwand erfordern und daher zum Teil nur beschrankt zur Anwendung gekommen sind. 8.4.1

Regeleingriffe am Abgasturbolader 1. 1 Leitschaufelverstellung am Verdichter 1. 2 Leitschaufe1verstellung an der Turbine 1. 3 Verengen der Zustromspira1e 1. 4 Abb1asen von Luft oder Abgas

8.4.2

Umschalten der Auspuffgase von mehreren Auspuffleitungsstrangen auf ein Dusensegment oder auf die Turbine nur eines Abgasturbo1aders, falls der Motor mit 2 oder mehreren Aufladegruppen ausgerustet ist.

8.4.3 Abgestimmte Saugleitung in Verbindung mit ATL nach eser 8.4.4 Anwendung eines fremd- oder vom Motor angetriebenen Zusatzverdichters 4.1 dem Verdichter des Abgasturboladers vor- oder nachgeschaltet, 4.2 dem Verdichter des Abgasturbo1aders parallelgeschaltet. EinfUhren der Parallelluft 4.2.1 uber Injektor in die Lade1uftleitung, 4.2.2 auf das Verdichterlaufrad, 4.2.3 in den Diffusor des Verdichters. 4.3 Mechanischer Verdichter, umschaltbar von der Reihenschaltung zum ATL auf parallele LuftzufUhrung. 8.4.5

Zusatzantrieb des ATL 5. 1 mechanisch vom Motor aus uber eine Uberholkupplung, 5.2 durch Elektromotor gleichfalls uber Uberholkupplung, 5.3 olhydraulisch uber ein auf der Welle des ATL sitzendes Peltonrad, 5.4 durch Umblasen und Aufheizen der Umblaseluft uber eine Brennkammer.

174

B. 4.6

Zufilllren von Druckluft aus einem Speicher 6.1 in die Ladeluftleitung, 6.2 in die Ansaugleitung des ATL mit Ruckschlagklappe, 6.3 in einen Auspuffleitungsstrang oder in ein getrenntes Dusensegment, 6.4 direkt in den Zylinder uber ein gesteuertes Ventil (Zuladung). Eine Anwendung dieser Methoden richtet sich nach den speziellen Anforderungen, d. h. danach, ob die Beschleunigungshilfe nur in grol3en Zeitabstanden oder fUr standig wechselnde Fahrzustande benotigt wird, aul3erdem danach, was fUr einen zusatzlichen Aufwand man sich erlauben kann.

8.4. 7 Kombinierte Aufladung, Abgasturbolader mit Resonanzaufladung 8. 4. 8 Klassifizierung und Beurteilung der Beschleunigungshilfen Eine Klassifizierung solI wie folgt vorgenommen werden: 8.1 die Beschleunigungshilfe ist im wesentlichen nur zum Anfahren, d. h. bei schneller Belastung des Motors aus dem Leerlauf heraus notwendig und wird nur mit bestimmten zeitlichen Abstanden angewandt; 8.2

die Beschleunigungshilfe wird in kurzen Abstanden, d. h. beliebig oft benotigt, so11 aber mit geringstem Raumaufwand nachtraglich eingebaut werden konnen;

8. 3

die Beschleunigungshilfe wird in kurzen Zeitabstanden beni:itigt, ein gewisser zusatzlicher Raum- und Bauaufwand ist aber zulassig.

zu 8. 1 Beschleunigungshilfen mit grol3eren zeitlichen Abstanden der Anwendung . Zunachst mul3 festgehalten werden, dal3 sich die ZufUhrung fremdverdichteter Luft - sei es als einmaliger Luftstol3 zum Beschleunigen oder kontinuierlich - para11el zum Abgasturbolader, also direkt in die Ladeluftleitung, bei Zweitakt- und Viertaktmot oren verschieden auswirkt. Dies kann aus der unterschiedlichen Lage der Drehzahlkennlinien im Druck- Volumenstrom-Kennfeld (s. Kap. 5) unschwer abgelesen werden. In Bild 8.20 ist die Pumpgrenze des Abgasturboladers und die Durchsatzkennlinie eines Zweitaktmotors einschliel3lich dahintergeschalteter Abgasturbine (die von der Motordrehzahl unabhangig ist) aufgetragen, im Bild 8. 21 das gleiche fUr einen Viertaktmotor mit den Drehzahllinien n M1 , n M2 und n M3 • Die Strecken a sollen den

175

vom Abgasturbolader gef6rderten Volumenstrom, die Strecken b den Fremdluftstrom angeben. B 1 und B 2 sind Betriebspunkte im Druck- Volumen-Kennfeld des Motors, ersterer bei niedrigem, letzterer bei hohem Ladedruck. Al und A 2 die dazugeh6renden, wegen der Pumpgrenze aber nicht in allen ｆｬ･ｮ＠

ｷｲ･ｮ＠

verwirklich-

baren Betriebspunkte im Laderkennfeld. Man erkennt, da!3 der Zweitaktmotor bei hohem

(hoher Mitteldruck) die F6rderung einer gewissen Luftmenge ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

entsprechend der Strecke b 2 parallel zum A TL ｺｵｬＡＳｴＬ＠

bei abnehmendem ｷｨｲ･ｮ､＠

v, Bild 8.20 Pumpgrenze des Laders und Motorbetriebslinie beim Zweitaktmotor (schematisch)

ＱＭＰＲＧｾ

-li" UJ a. 11

li"

---cr ｏＧＺ｢Ｌ＠

.-

./ . / . A,

. 8,

v,

Bild 8.21 Pumpgrenze des Laders und Motorbetriebslinien beim Viertaktmotor (schematisch)

176

wegen des immer kleiner werdenden Abstandes zwischen Motorｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

Durchsatzlinie und Pumpgrenze unbedingt einmal der Punkt kommen muE, in dem der ATL durch die Fremdluft ins Pumpgebiet gedruckt wird. Bei Viertaktmotoren sind die eine

gerade umgekehrt. Hier wird bei niedrigem ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭｅｧ＠

pen vertragen, ｷｨｲ･ｮ､＠

ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

groEe Parallelluftmenge entsprechend b 1 vom A TL ohne Pumbei hohem ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ ein Parallelluftzusatz den Lader

gerade in dem Gebiet der mittleren Motordrehzahlen ins Pumpgebiet drucken wurde, in dem der Parallelluftzusatz zur Verbesserung des Drehmomentes notig ｷｲ･Ｎ＠

Aus diesem Grunde ist es bei Viertaktmotoren am gunstigsten, den zum Beschleuni gen benutzten LuftstoE nach 8.4.6.1 aus dem Speicher direkt in die Ladeluftleitung zu schicken. Im Gegensatz zum Zweitaktmotor ist - da dieser LuftstoE in der Regel zeitlich

ist - ein Pumpen des Laders kaum zu befUrchten. ｢･ｳ｣ｨｲｮｫｴ＠

Hierbei steht den Arbeitszylindern sofort eine dem Druckaufbau in der Ladeluftleitung entsprechende Luftmenge zur VerfUgung, d. h., die Einspritzmenge kann gleichzeitig mit dem LuftstoE erhoht werden, ohne daE der Auspuff wegen Luftmangels ruEt. Uber die bedeutend groEere UberschuEleistung der Turbine im Vergleich zum Verfahren ohne Zusatzluft - vom Lader wird ja nur ein Teil der gesamten Luftmenge verdichtet, die durch den Motor und dam it durch die Turbine stromt beschleunigt der Abgasturbolader wesentlich schneller, und es scheint, daE das Verfahren mit gutem Erfolg auch bei Motoren mit hohen Mitteldrucken angewandt werden kann. Die GroEe des Speichers richtet sich nach der MotorgroEe bzw. Motorleistung und dem Speicherdruck; die GroEe des Kompressors, durch den der Speicher kontinuierlich aufgeladen wird, ｨｮｧｴ＠

auf3er von der Motorleistung auch von der ｈｵｦｩｧｫ･ｴ＠

ab, mit der die Beschleunigungshilfen in Anspruch genommen werden. Mit Rucksicht auf die KompressorgroEe und Kompressorleistung - dam it der Speicher nicht zu groE wird, muE die Luft mit hohem Druck gespeichert werden - darf eine Beschleunigungshilfe dieser Art nicht zu nur mit ａ｢ｳｴｮ､･＠

ｨｵｦｩｧ＠

in Anspruch genommen werden, d. h.

von einigen Minuten.

Das Verfahren nach 8.4.6.2 ist aufwendiger, da eine groEere Luftmenge und Ruckschlagklappen an der Ansaugleitung des Laders benotigt werden, es kommt daher praktisch nur fUr Zweitaktmotoren in Betracht. Das Verfahren nach 8.4.6.3 ist nicht so wirkungsvoll, da die zugefUhrte Luft nicht unmittelbar fUr die Verbren-

177

nung genutzt wird, sondern erst liber ihre Arbeitsleistung in der Turbine die vergrof3erte Ladeluftmenge erzeugen muf3. Das Verfahren nach 8.4.6.4 wird neuerdings zur Aufnahme von LaststQf3en bei mit turboaufgeladenen Dieselmotoren angewandt /8. 14/. Die ｇ･ｮｲ｡ｴｯｳｺ＠

ZufUhrung von Luft aus einem Speicher liber Luftanlaf3ventile, die allerdings fUr eine optimale Wirkung anders gesteuert werden mlissen als bei dem Anlassen, ermoglichen die Aufnahme eines Laststof3es von 95 wobei die Drehzahl nicht mehr als 7

% der Nennleistung (p = 16 bar),

% gegenliber der N enndrehzahl

e

｡｢ｦｬｴＮ＠

Der

Aufwand solI gering sein, allerdings ist der Verbrauch an hochgeｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･＠

spannter Luft nicht gerade klein, weshalb solche Manover mit Rlicksicht auf die Bemessung der

nicht zu ｓｰ･ｩ｣ｨｲｧｦＳ＠

aufeinander folgen dlirfen. ｨｵｦｩｧ＠

Zu 8. 2 Beschleunigungshilfen mit kleinem Aufwand, beliebig wiederholbar HierfUr kommen in erster Linie die Beschleunigungshilfen liber den Regeleingriff am Abgasturbolader nach Pkt. 8.4.1 in Betracht, in zweiter Linie das Verfahren mit Umschalten der Auspuffgase nach Pkt. 8.4.2. Die Hauptwirkung der Verstellschaufeln am Verdichter liegt in der Verschiebung des Kennfeldes und da insbesondere der Pumpgrenze. Dies kann in manchen von Bedeutung sein. Ein Erhohen des Ladedruckes bei einem gegebenen ｆｬ･ｮ＠

Motor-Betriebspunkt ist nur dann moglich, wenn durch die Verstellung dieser Betriebspunkt auf einen besseren Laderwirkungsgrad im Kennfeld zu liegen kommt. Soviel bisher aus der Literatur bekanntgeworden ist, scheint dieser zuletzt genannte Einfluf3 bei der Dralldrossel am Verdichter-Eintritt /8.15/ gering zu sein, auch die Verstellung des Nachleitapparates /8.16/ hat im wesentlichen nur hinsichtlich Verschieben der Pumpgrenze Bedeutung. Leitschaufelverstellung an der Turbine bzw. Verengen der Zustromspirale sollen fUr einen gegebenen Durchsatz ein grol3eres ｇ･ｦｬ＠

erzeugen, damit steigen die

Turbinenleistung, die Turbinendrehzahl und schliel3lich der Ladedruck. Solche konstrukti ven Regeleingriffe sind im Prinzip wirksamer, aber auch kons truktiv schwieriger als am Verdichter. Obwohl schon frlihzeitig beschrieben /8.17; 8.18/, sind erfolgreiche AusfUhrungen fUr den Fahrzeugmotor bis jetzt noch nicht bekanntgeworden. Das ｨｮｧｴ＠

zum grof3en Teil damit zusammen, dal3 die Leitschau-

feln mit Spiel eingebaut werden mlissen, damit sie im heif3en Zustand nicht klemmen; die Leitschaufeln werden 178

ｷｲｭ･＠

als die Ringe, in denen sie gelagert sind.

Gerade im zugedrehten Zustand, d. h. bei dem engen Querschnitt fUr niedrige Motordrehzahlen, wird die Stromung im Leitkanal durch das Leckgas im Spalt empfindlich gestort. Dadurch tritt ein Wirkungsgradverlust ein, der den Gewinn an Turbinenleistung mindestens zum Teil wieder zunichte macht. Bei Radialturbinen ist die Aussicht auf einen Gewinn besser, da die notwendigen Umlenkungen durch die Schaufeln geringer sind. Durch entsprechende Bemessung kann man bei Radialturbinen auch ohne Leitschaufeln die richtige Anstromung erreichen und durch ｖ･ｲｮ､＠

des Zustromquerschnittes variieren. Dennoch steht eine

erfolgreiche praktische Anwendung noch aus, obwohl dieses Verfahren auch schon frUhzeitig beschrieben und als in der Entwicklung befindlich

wurde ･ｲｷｨｮｴ＠

/8.18/. Vielleicht stehen auch KostengrUnde einer praktischen EinfUhrung entgegen. Auch bei Konstruktionen, bei denen nicht die einzelnen Schaufeln, sondern Segmente verstellt wurden /8.19/, waren die Erfolge geringer als erwartet. In den Segmenten waren zur Verminderung der Anzahl der Spalte jeweils mehrere Schaufeln zu Gruppen zusammengefa13t. Es sind auch Leitapparate erprobt worden, bei denen zur Verkleinerung des DUsenquerschnittes einzelne DUsen ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ＠

ab-

gedeckt wurden. Diese Methode hat zu keinem Erfolg gefUhrt, da durch das Abdecken (Teilbeaufschlagung) der Wirkungsgrad verschlechtert wird. Im Gegensatz zu den kleinen ATL der Fahrzeugmotoren sind verstellbare Leitapparate bei den Axialturbinen grol3er Abgasturbolader sowohl fUr einstufige als auch fUr zweistufige AusfUhrungen bereits verwirklicht, bei letzteren fUr die Hochdruckstufe, siehe Kap. 10. Von den Regeleingriffen an den kleinen Abgasturboladern der Fahrzeugmotoren bringt das Abblasen bei

geringem Bauaufwand eine gute Wirkung, ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＱＳｧ＠

wobei das vom Ladedruck gesteuerte Abblasen von Abgas am vorteilhaftesten ist. Bei diesem Verfahren wird der Abgasturbolader von vornherein auf den kleinen Durchsatz der Teildrehzahl ausgelegt. Er kann fUr diesen Betriebszustand optimal gestaltet werden, ｷｨｲ･ｮ､＠

man mit den zugedrehten Leitschaufeln nach

Pkt. 8.4. 1. 2 diesen Optimalzustand nicht erreicht. Bei hohen ｄｵｲ｣ｨｳｴｺ･ｮ＠

wird

abgeblasen, damit kein zu hoher Ladedruck und keine zu hohe Laderdrehzahl auftreten. Dieses Abblasen entspricht zwar einer Verschlechterung des Abgasturbolader- Wirkungsgrades, man kann sich diese Verschlechterung aber um so eher erlauben, je mehr man zugunsten der Drehmomentcharakteristik auf die sonst 179

erreichbare Hochstleistung verzichtet, womit auch eine Uberbeanspruchung von Motor und A TL vermieden wird. Das Abblasen von Abgas zum Verbessern von Drehmoment und Beschleunigung aufgeladener Motoren, Bild 8.22, ist schon ofter beschrieben und angewandt worden /8.17; 8.18; 8.20; 8.21/, heute arbeiten praktisch alle Pkw-Motoren mit dieser Regelung, siehe Kap. 11. Bei abgasturbo-aufgeladenen Motoren fUr

Bild 8.22 Regelschema mit einer Auspuff-Abblaseregelung mit Steuerung des Abblaseventils durch den Ladedruck Rennwagen werden manchmal ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ＠

zur Abblase-Regelung noch Drossel-

klappen unmittelbar vor und hinter dem Lader angewandt, Bild 8.23 /8.20/, die beim Wegnehmen von Gas geschlossen werden und damit die Verdichterleistung stark verkleinern, womit der Rotor fUr den

kurz darauf folgenden Beｮ｣ｨｳｴ･Ｌ＠

schleunigungsvorgang besser in Schwung gehalten wird. Der Aufwand nach dem Verfahren 8.4.2 - Umschalten der Auspuffgase -

das

im Prinzip schon in der deutschen Patentschrift DPS 850965 beschrieben wurde, ist wohl etwas hoher als der fUr die Abblaseregelung. Sofern nur ein einziger Abgasturbolader mit Sto13aufladung, d. h. mit unterteiltem ｚｵｳｴｲｯｭｧ･ｨ＠

(je

ein Dlisensegment von je einer Zylindergruppe beaufschlagt) verwendet wird, mli13ten bei Teillast die gesamten Auspuffgase auf ein Dlisensegment geleitet werden. Der Erfolg wird dadurch ｢･ｩｮｴｲ｣ｨｧＬ＠

da13 die Turbine dann mit reiner

Teilbeaufschlagung, d. h. mit schlechtem Wirkungsgrad arbeitet. Wenn der Motor von vornherein mit zwei oder mehreren Abgasturboladern ausgerlistet ist, zum 180

=Luft eingesprit zter KrcftSloff = = $ > verdcmpfter Krcttstotf ｾ＠ Auspuff

Bild 8.23 Schema einer Regelung mit Drosselklappen vor und hinter dem Lader zur Verminderung des Drehzahlabfalles bei ｓ｣ｨ｡ｬｴｶｯｲｧｮ･＠

Beispiel mit je einem fiir eine Zylinderreihe von V -Motoren, fiihrt das Umschalten zur sogenannten Registeraufladung, bei der im untersten Lastgebiet nur ein A TL arbeitet, und dann je nach Last ein oder mehrere ATL parallel dazugeschaltet werden. Damit sind die Erfolgsaussichten gut. Bei der M. A. N. wurde das Verfahren einmal im Hinblick darauf untersucht, dal3 bei Ausfall eines ATL bei einem mit zwei ATL ausgerlisteten Schiffsmotor der Motor eine moglichst hohe Leistung abgeben sollte. Der nicht in Betrieb befindliche ATL wurde abgasund luftseitig abgeschaltet, bei halber Motordrehzahl konnte dabei der volle Mitteldruck von 16 bar gefahren werden. Bild 8.24 zeigt eine Versuchsanlage mit Register-Aufladung der Firma Klockner-Humboldt-Deutz AG, die in /8.22/ ｮｨ･ｲ＠

beschrieben ist. Bild 8.25

gibt den Verlauf des Drehmoments im Vergleich zum Saugmotor und einfach aufgeladenen Motor wieder, wobei es wohl ｧｲｵｮ､ｳｴｺｬｩ｣ｨ＠

nicht schwierig sein

dlirfte, durch andere ATL-Auslegung auch hohere Mitteldrlicke (insbesondere im mittleren Drehzahlbereich) zu erreichen. In der deutschen Patentschrift Nr. 2537863 ist eine der Moglichkeiten zur Steuerung der Schaltelemente aufgezeigt. Wenn das Problem des Umschaltens ohne Einbrliche in den Laderpump-

181

Bild 8.24 Versuchsanlage zur Registeraufladung von KHD /8.22/

14 bar 13 12 11

110 Pe 9

8 7

6 5

[

1000

,

,

[

,

I

1500

,

2000

nM -

,

I

,

,

2500 min-1

Bild 8. 25 Vergleich der Drehmomentkurven von aufgeladenen Motoren; - - - Motor der Serie erhohte Aufladung Register-Aufladung /8.22/

bereich erfolgreich gelost wird, ist die Registeraufladung sicher eine gute Methode zum Fahren hoher Drehmomente bei niedriger Drehzahl. In der Literaturstelle /8.22/ ist auch das Hintereinanderschalten von zwei Abgasturboladern zum Erreichen einer besseren Drehmoment-Charakteristik beschrieben. Zu diesem Zweck mu/3 die Hochdruckturbine bei hohen Motordrehzahlen bzw. zu hohen Ladedrlicken durch ein Bypa/3ventil umgangen werden. Die dort wiedergegebene Drehmomentkurve fUr einen Lkw-Motor (mit Ladeluftklihlung) ergibt einen hochsten Mitteldruck von 16 bar bei 1400 min -1 und einen solchen von 11 bar bei 2500 min- 1 . 182

Es sei hier auch die Verbindung des Abgasturbola ders mit einem abgestimmten Saugsystem nach Pkt. 8.4.7 ･ｲｷｨｮｴＬ＠

liber die zuerst von eser /8.23/ berichtet

wurde. Das auf eine Resonanz bei niedrigen Motordrehzahlen abgestimmte Saugsystem erhoht den Liefergrad und den Ladedruck im Teildrehzahlgebiet, setzt aber beides bei voller Motordrehzahl herab. Das Drehmomentverhalten wird dadurch verbessert,

auch die Beschleunigung, da die Resonanz schnell ｡ｵｾ･ｲ､ｭ＠

anspringt. Das Schema und einige Versuchsergebnisse gehen aus den Bildern 8.26 und 8.27 hervor. Nach den in /8.23/ mitgeteilten Versuchsergebnissen ist

Bild 8.26 Schema der kombinierten Aufladung nach eser

1,8

t1,7

,---'-- Aufi a dung na dlCser , -

- - - Turboaufladung ).ge5

1,6

1--- ro--/

).905

1,5

1,4 1,3

-'

,..--

..........

--

",

.................

,ｾ＠ .. .....

.....

..........

1,2

g

:Bild 8. 27 Betriebswerte eines Lkw-Dieselmotors mit Aufladung nach eser. Ages: GesamtluftverｨｬｴｮｩｳＬ＠ tA: Auspufftemperatur, Pe: mittlerer Nutzdruck, be: spezifischer Kraftstoffverbrauch 183

die Anhebung des Lade- und Mitteldruckes bei mittleren Motordrehzahlen trotz des bei voller Motordrehzahl auf 9, 6 bar beschri:inkten Mitteldrucks nicht allzu hoch. In neuerer Zeit wurde diese sogenannte kombinierte Aufladung von mehreren Firmen wieder aufgegriffen und verbessert. Ausflihrungsbeispiele siehe Kap. 11 und 12. Zu 8.3

ｓｴｮ､ｩｧ＠ bereite Beschleunigungshilfen mit erh6htem Bauaufwand

Diese Verfahren laufen darauf hinaus, da13 die Leistung zur Verdichtung der Ladeluft nicht nur den Auspuffgasen entnommen wird, sondern da13 hierfUr

oder ｳｴｮ､ｩｧ＠

zeitweise auch andere Energiequellen eingesetzt werden. Solche Ma13nahmen sind insbesondere bei Zweitaktmotoren notwendig, bei denen der Abgasturbolader das fUr die Spiilung notwendige positive Turbine) nicht bei allen ｂ･ｴｲｩ｢ｳｺｵｮ､＠

ｓｰｩｬｧ･ｦ＠

(Ladedruck h6her als Druck vor liefern kann. Einige der hierfUr einge-

setzten Ma13nahmen werden im Zusammenhang mit den besonderen Problemen der Zweitaktaufladung besprochen. Alle diese Ma13nahmen lassen sich aber auch fUr Viertaktmotoren zur Verbesserung von Beschleunigung und Drehmoment anwenden. In diesem Zusammenhang sei das Nachschalten eines mechanisch vom Motor angetriebenen Verdichters in Reihe mit dem Lader der Aufladegruppe ･ｲｷｨｮｴＮ＠

Bei zu

niedriger Auspuffenergie ubernimmt der mechanische Lader die Verdichtung der Ladeluft, mit steigender Leistung des Motors nimmt der Anteil der Verdichtungsleistung durch den Abgasturbolader immer mehr zu, der Anteil des mechanischen Laders immer mehr ab. Ein Ausfiihrungsbeispiel zu einem Fahrzeugmotor ist in Kap. 12.1. ･ｲｷｨｮｴＮ＠

Eine elegante Methode, die allerdings auch einen gewissen Zusatzaufwand erfordert, ist der Antrieb der Abgasturboladerwelle uber ein Getriebe und einen Freilauf von der Motorwelle aus, wie sie zum Beispiel bei den Zweitakt-Lok-Motoren von General-Motors EMD 567 bzw. EMD 645 angewandt wird, Bilder 8.28 und 8.29 /8.24/. Bei niedrigen Motorleistungen, bei denen die Auspuffenergie unzureichend ist, wird die Abgasturboladerwelle vom Motor aus angetrieben. Mit steigender Motorleistung ubernimmt die Abgasturbine einen immer steigenden Anteil der Laderleistung, bis sie schlie13lich allein zur Deckung der Laderleistung ausreicht. In diesem Fall16st sich der mechanische Antrieb uber den Freilauf.

184

Sild 8.28 Lokomotiv-Zweitakt-Dieselmotor mit AbgasturboAufladung, Electromotive Division von GMC, Typ 567 D

TURBINE · i\USPUFF

Bild 8.2 9 Abgasturbolader mit mechanischem Antrieb zum j\Iotor nach Bild 8 . 28

TURBINE - EINTRITI

--1 I

MOTOR GENERATOR

Durch Umblasen, d. i. das HerumfUhren eines Teils der vom Lader gelieferten Luft um den Motor zur Turbine und Aufheizen dieser Umblaseluft auf die Auspuff185

temperatur nach Pkt. 8.4.5.4, ist es moglich, den Abgasturbolader

von ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

der Motordrehzahl in dem dem Vollastpunkt des Motors entsprechenden Betriebspunkt zu halten, d. h. einen hohen Ladedruck im ganzen Betriebsbereich sicherzustellen. Da das Aufheizen uber einen

von den Abgasen hinter der ｗｲｭ･ｴ｡ｵｳ｣ｨ＠

Turbine nicht fUr die erforderliche Temperatur ausreicht, hat die ｗｲｭ･ｺｵｦｨ＠

uber eine Brennkammer zu erfolgen. Bei Zweitaktmotoren kann man wegen der von der Motordrehzahl

Durchsatzlinie, d. h. grol3ere durchgespulte Luftｵｮ｡｢ｨｧｩ･＠

menge bei niedrigen Drehzahlen, auf das Umblasen verzichten und kann sich auf das Aufheizen ｢･ｳ｣ｨｲｮｫＮ＠

Durch eine Uberschlagsrechnung ｬＳｴ＠

sich leicht feststellen, dal3 das zu einer merk-

lichen Erhohung des Kraftstoffverbrauches fUhrt. Es werde angenommen, dal3 der Motor einen Luftdurchsatz von 6 kg/kW'h im Vollastpunkt (Fahrzeug-Dieselmotor) besitzt. Bei halber Motordrehzahl und gleichem Ladedruck sollen rd. 60

% hiervon

durch den Motor gehen (bei Ventiluberschneidung wird bei niedriger Motordrehzahl ein relativ hoherer Anteil durchgespult), 40

%, d. s. rd. 2,4 kg/kW'h, mussen um-

geblasen werden. Zur Aufheizung dieser 2,4 kg um 550

°e

werden rd. 1466 kJ

=

35 g Kraftstoff j eder vom Motor erzeugten kW' h benotigt. Bei einem Kraftstoffverbrauch von 220 g/kW'h (162 g/PS'h) ist das ein ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･ｲ＠

Verbrauch von 16

%.

Dies ist natUrlich eine erhebliche Verbrauchssteigerung, wenn sie in einem grol3en Betriebsbereich in Anspruch genommen werden mul3, d. h., wenn der Motor in Teildrehzahlbereichen ｦｨｲｴＮ＠

ｨｵｦｩｧ＠

Die Verbrauchssteigerung wurde sich etwas vermin-

dern, wenn man bei Teillast mit einem niedrigen Ladedruck auskommt. Trotz solcher Verbrauchssteigerungen werden neuerdings solche Verfahren mit Umblasen und

uber eine Brennkammer angewandt, siehe Kap. 9.7. ｗｲｭ･ｺｵｦｨ＠

8.5. Dos

ｈｨ･ｮｶｲｯｬｴ＠

Bei nichtaufgeladenen und mechanisch aufgeladenen Motoren geht man allgemein von der Voraussetzung aus, dal3 der indizierte mittlere Druck bzw. die indizierte Leistung (bei konstanter Drehzahl) der Luftmenge im Zylinder proportional ist, d. h., dal3 das ｌｵｦｴＭｋｲ｡ｳｯｶ･ｨｬｮｩ＠

grad vom Druck ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

ｵｮｶ･ｲ､ｴ＠

gehalten wird. Da der Liefer-

ist, mit der Temperatur aber etwas ansteigt (siehe

Kap. 3.4) und da bei feuchter Luft der Wasserdampfgehalt zu berucksichtigen ist, sehen die Umrechnungsformeln /8.25/ vor, dal3 die indizierte Leistung dem um den Teildruck des Wasserdampfes verminderten Aul3endruck direkt proportional und der 186

0,7ten Potenz der Au13entemperatur umgekehrt

ist. Diese Potenz ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｧ｣＠

beriicksichtigt den mit steigender Temperatur wachsenden Liefergrad. Bei Motoren mit Abgasturbo-Aufladung ｨｮｧｴ＠

die Ladungsmenge nicht unmittelbar

vom Au13enzustand, sondern davon ab, wie der Abgasturbolader auf saugzustand und

Anｧ･ｮ､ｲｴ＠

Leistung reagiert, d. h., mit was fiir einem Zustand er ｧ･ｮ､ｲｴ＠

die Luft bzw. das Gemisch dem Motor vor dem Einla13 zur Verfiigung stellt. Das Problem der Leistungsumrechnung wird noch dadurch etwas verwickelter, da13 aufgeladene Dieselmotoren

mit reichlichem Verbrennungsluftiiberschu13 gefahｨｵｦｩｧ＠

ren werden, so da13 die Leistungsgrenze nicht durch das und durch die von diesem

im Zylinder ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

Auspufftriibung, sondern durch andere Faktoren ｡｢ｨｮｧｩ･＠

gebildet werden kann. Diese Faktoren ｫｮ･＠

sein: Die Laderdrehzahl, der ｨ｣ｳｴ･＠

Gasdruck im Zylinder, die Auspufftemperatur (z. B. mit Riicksicht auf die thermische Beanspruchung der Ausla13ventile oder der Turbinenschaufeln) oder die thermische Belastung der Bauteile, die den Verbrennungsraum bilden. In der Regel wird bei der Ausgangsleistung unter Normbedingungen nur bei einem der Faktoren der fernt. Die

･ｲｷｨｮｴ＠

Grenzwert erreicht, andere sind noch vom Grenzwert entｺｵｬｳｩｧ･＠

Leistung bei Aufstellbedingungen mu13 so ｺｵｬｳｩｧ･＠

bei keinem dieser Faktoren die ｺｵｬｳｩｧ･＠

werden, da13 ｧ･ｷｨｬｴ＠

Grenze iiberschritten wird.

Die durch den aufgeladenen Motor bei abnehmendem Au13endruck erreichbare Lei stung kann auch durch die Auslegung des Abgasturboladers beeinflu13t werden. Wenn zum Beispiel durch entsprechende Anpassung des A TL

mit Ｈｈｨ･ｮｬ｡､ｲ＠

ｨ･ｲｭ＠

Ladeluftkiihlung) dafiir gesorgt wird, da13 der Zustand der Luft vor ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＬ＠

dem Einla13 bei dem niedrigeren Au13endruck gleich ist wie bei dem Ausgangszustand unter Normbedingungen, braucht iiberhaupt kein Leistungsabzug mit zunehmender ｈｨ･＠

gemacht zu werden. In diesem Fan bleibt ｮｭｬｩ｣ｨ＠ linder praktisch

die Ladungsmenge im Zy-

und auch der Gesamtluftdurchsatz durch den Motor ｵｮｶ･ｲ､ｴ＠

- der die Auspufftemperatur beeinflu13t - wird bei dem niedrigeren Au13endruck nicht niedriger. Durch die Tatsachen, da13 die Leistung des abgasturbo-aufgeladenen Motors durch verschiedene Faktoren begrenzt sein kann, da13 sich der Gleichgewichtszustand des ATL ｡｢ｨｮｧｩ＠

von dem Au13enzustand und dem

Betriebsｧ･ｷｨｬｴｮ＠

punkt des Motors einstellt und da13 schlie13lich der Abgasturbolader den Betriebsbedingungen in verschiedener Weise (z. B. Diisenringverengung oder kleinerer ATL) angepa13t werden kann, ist das Problem der Leistungsfestsetzung in ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠

von

187

Auf3endruck und -temperatur sehr komplex. Das geht schon aus der Vielzahl der Veroffentlichungen uber experimentelle und rechnerische Untersuchungen hervor. ｇｲｵｮ､ｳｴｺｬｩ｣ｨ＠

sich heute mit der in 6. 3. 6 beschriebenen Rechenmethode die ｬｦＳｴ＠

bei

Auf3enbedingungen vom Motor erreichbare Leistung an den Belastungsｧ･ｮ､ｲｴ＠

grenzen mit genugender Genauigkeit bestimmen. Tabelle 8.1 zeigt ein Beispiel einer solchen Rechnung fUr einen abgasturbo-aufgeladenen Dieselmotor mit Ladeluftkiihlung, der im Ausgangszustand einen mittleren effektiven Druck von 12,43 bar besitzt /8.26/. In Spalte 1 der Tabelle 8.1 sind die wichtigsten Daten, und zwar Mef3werte fUr den Ausgangszustand bei einem Auf3endruck 0,981 bar und einer Ansaugtemperatur von 301 K aufgetragen. Die Werte der ubrigen Spalten 2 bis 7 sind Rechenergebnisse, die mit

geometrischen Daten des Motors und des Abgasturboladers ｵｮｶ･ｲ､ｴ＠

und mit einem aus den Mef3werten der Spalte 1 abgeleiteten Brennverlauf gewonnen wurden. Fur alle diese Spalten gilt der Auf3endruck PO = 0,674 bar entsprechend einer Seehohe von rd. 3500 m. Die Ansaugtemperatur wurde fUr alle Beispiele unmit T O = 301 K angenommen, da durch die Rechenbeispiele nur der Einｶ･ｲｮ､ｴ＠

fluf3 des Auf3endruckes herausgestellt werden sollte. Fur die Berechnung der Werte in Spalte 2 bis 4 wird die gleiche im Ausgangszustand zugefUhrt (QB

=

wie ｗｲｭ･ｮｧ＠

konstant, Zeile 14), der Wirkungsgrad des

Abgasturboladers 'TJ TL (Zeile 10) wurde bei einem Ausgangswert von 51, 1 48, 5 bis 53, 5 % variiert. Fur die

% von

QB = konstant, die sowohl ｒ･ｧｬｳｴｺｭｦＳｩｫ＠

bei Straf3enfahrzeugen als auch bei Traktionsmotoren uberwiegend angewandt wird, ist Voraussetzung, daf3 der Motor hinsichtlich Abgasturboladerdrehzahl, Auspufftemperatur,

und Luftuberschuf3 (Abstand von der Ruf3grenze) bei ｗｲｭ･｢ｬ｡ｳｴｵｮｧ＠

der Ausgangsleistung noch Reserven besitzt, denn die Laderdrehzahl n die Eintrittstemperatur in die Turbine T 3 (Zeile 11) und die (Zeile 15) steigen, das ｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｬｦｴｶｨｩ＠

ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

L

(Zeile 9), QW

"A

(Zeile 16) nimmt bei diesen z Voraussetzungen ab. Gleichzeitig ｦｬｴ＠ auch der Spitzendruck im Zylinder p zmax (Zeile 18), der Motor wird also mechanisch entlastet. Der Einfluf3 des Abgasturbolader-Wirkungsgrades auf die Ergebnisse ist mit Ausnahme auf die Auspufftemperatur unbedeutend, die Leistung nimmt bei dem um 31,5 % niedrigeren Auf3endruck nur um 2,5 ... 1,5

188

% ab.

Spalte 5 gibt die Rechenwerte fUr unveranderte Warmebelastung, ausgedruckt durch QW = konstant, wieder, der Abgasturboladerwirkungsgrad ist unverandert angenommen. Die Leistung sinkt in diesem Fall bei dem um 31,5 % verminderten Au/3endruck um 8,5 % auf 91, 5 % der Ausgangsleistung, was durch entsprechende Verminderung der Einspritzmenge QB erreicht wird. Laderdrehzahl und Auspufftemperatur steigen gegenuber dem Ausgangszustand an, Verbrennungsluftverhaltnis und Spitzendruck nehmen ab. Fur die Rechenwerte in Spalten 6 und 7 wurde gleiches Druckverhaltnis wie im Ausgangszustand angenommen, d. h. konstante Laderdrehzahl. Da in diesem Fall - bei gleicher Ansaugtemperatur - auch der Volumenstrom durch den Motor nahezu konstant bleibt, arbeitet der Abgasturbolader sowohl verdichter- als auch turbinenseitig im gleichen Punkt des Kennfeldes. Nur fUr diese Regelgesetzma/3igkeit ist also - ohne Kenntnis des Abgasturbolader-Kennfeldes und der Lage des Betriebspunktes - die Annahme gleichbleibenden Abgasturbolader- Wirkungsgrades berechtigt. Wegen der Gleichgewichtsbilanz von Turbinen- und Verdichterleistung mu/3 auch die Turbinen-Eintrittstemperatur etwa in gleicher H6he liegen wie im Ausgangszustand, kleinere Unterschiede sind durch sekundare Einflusse bedingt, z. B. etwas unterschiedliche Auswirkung der pulsierenden Beaufschlagung bei dem verschiedenen Druckniveau. Die Spalten 6 und 7 unterscheiden sich nur durch den Einspritz - bzw. Zundzeitpunkt. Wahrend fUr 6 der Einspritzzeitpunkt gleich ist wie im Ausgangszustand 1 und nur der Brennverlauf nach gewissen Gesetzma/3igkeiten /8.27/ dem niedrigeren Druckniveau angepa/3t wurde, ist zur Berechnung der Werte in Spalte 7 ein um 2 °KW frUherer Einspritzbeginn angenommen worden. Fur 6 ergibt sich eine Leistungsminderung um 27,7 auf 72,3

0/0, fUr 7 eine solche um 25, O auf 75 0/0, die Leistungs-

minderung ist also deutlich niedriger als der Dichte-Abfall der Au/3enluft um 31,5

0/0. Der indizierte Mitteldruck faHt fUr den zuletzt genannten Leistungspunkt

gar nur um 22,5

0/0. Da/3 die Leistung fUr gleichen Volumenstrom durch den Motor

und gleichen Betriebspunkt des Abgasturboladers nicht der Dichte der Au/3enluft proportional ist, hangt damit zusammen, da/3 sich die Aufteilung der Warmeverluste in Wandwarme und Abgaswarme bei dem veranderten Druckniveau (QW ........ p 0,78) verschiebt. Da das Verhaltnis Wandwarme zu Kraftstoffwarme bei dem niedrigeren Druck ansteigt, kann zum Erreichen gleicher Auspufftemperatur (gleiches

189

Tabelle 8.1

Beispiele der Umrechnung von Motorendaten auf geanderten Umgebungsdruck bei konstanter Motordrehzahl und konstanter Ansaugtemperatur 301 K. Viertaktmotor mit LLK Ausgangszust.

FalI Nr.

1

1 Barometer-Druck

Po

bar

0,981

2 Druck vor Lader

P1

bar

0,961

3 Druck nach Lader

bar

2,026

4 Druck vor Motor

P2 p

bar

1,987

5 Druckverhaltnis im Lader

TI

2,108

6 Verdichterarbeit

h sL

7 Volumenstrom bei Ansaugzustand

V

kJ/kg 3 m /s

71,17

8 Massenstrom durch Lader

m

kg/s

0,0309

9 Turboladerdrehzahl 10 ATL-Gesamtwirkungsgrad

nL

min

-1

1,606

22150

%

51, 1

K

760 1,740

11 Temperatur vor Turbine

11 ATL T3

12 Druck vor Turbine

P3

bar

13 Druck nach Turbine

P4

bar

0,966 37,04

14 zugefiihrte Kraftstoffenergie

QB

kJ/A

15 an Brennraumwand abgef. Energie

Qw

kJ/A

16 Verbrennungsluftverhaltnis

X

17 max. Gastemperatur im Zylinder

T

18 max. Gasdruck im Zylinder

sp sp

1,991

z

zmax

3,96

K

1666

bar

83,7

19 innere Arbeit des Motors

Pzmax W.

kJ/A

20 indizierter Wirkungsgrad

11 i

%

43,9

21 mittlerer indizierter Druck

Pi

bar

14,26

l1m

%

86,6

23 mittlerer effektiver Druck

Pe

bar

12,35

24 Hohenleistung zu Ausgangsleistung

a

22 mechanischer Wirkungsgrad

1

25 spezifischer Kraftstoffverbrauch bei Hohenleistung zu dem bei Ausgangsleistung

+) 190

FalI 6 und FalI 7 unterscheiden sich voneinander durch den Einspritzzeitpunkt

sp

16,26

1 1

1]ATL ｶ･ｲｮ､ｬｩ｣ｨ＠

1] A TL "'" konst

QB wie in Fall 1

QW wie in Fall 1

n L wie in Fall 1

2

3

4

5

6

+)

7 +)

0,674

0,674

0,674

0,674

0,674

0,674

0,654

0,651

0,649

0,655

0,660

0,660

1,708

1, 773

1,841

1,689

1,389

1, 389

1,668

1,729

1,800

1, 651

1, 363

1,363

2,611

2,724

2,837

2,579

2,105

2,105

94,47

99, 13

103,94

92,21

71, 17

71, 17

1,975

2,059

2,140

1,965

1, 618

1, 618

O, 0259

0,0270

O, 0281

O, 0258

0,0213

0,0213

27300

27300

27300

25900

22150

22150

48, 5

51, 1

53,5

51, 1

51, 5

51, 5

841

814

798

805

768

766

1,470

1,504

1, 539

1,439

1, 175

1, 175

0,689

0,691

0,693

0,688

O, 684

O, 684

37,04

37,04

37,04

34,80

27,49

27,86

4,28

4,21

4,13

3,96

3, 17

3,31

1,668

1,727

1,798

1, 761

1,825

1,798

1836

1799

1762

1736

1786

1817

74,9

76,6

78,5

72,6

65,5

69,5

15,89

15,98

16,07

15,03

12, 17

12,55

42,9

43, 1

43,3

43, 2

44,3

45, O

13,94

14,02

14,09

13, 18

10,70

11,04

86,4

86,4

86,5

85,8

83,5

83,9

12,04

12,11

12, 19

11,31

8, 93

9,26

0,975

0,980

0,985

0,915

0,723

0,750

1,025

1, 021

1,015

1,025

1,027

1,007

191

ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

zu ａｵｳｰｦｷｲｭ･＠

werden, als dem

relativ mehr Kraftstoff eingespritzt ｋｲ｡ｦｴｳｯｷｭ･Ｉ＠

entspricht. ｄｩ｣ｨｴ･ｶｲｬｮｳ＠

Es muJ3 festgehalten werden, daJ3 bei dieser ｒ･ｧｬｳｴｺｭｊＳｩｫ＠

"gleiches Lader-

die Laderdrehzahl und die Auspufftemperatur ｵｮｶ･ｲ､ｴ＠ ､ｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＢ＠

nahezu

bIei ben, der Spitzendruck im Zylinder und die ｵｮｶ･ｲ､ｴ＠

den niedriger. Der Abgasturbolader ist demnach bei dieser

oder werｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

ｒ･ｧｬｳｴｺｭｊＳｩｫ＠

gleich, der Motor sowohl mechanisch als auch thermisch niedriger belastet. Nur das

wird etwas kleiner, was aber in der Regel kein Hinｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｬｦｴｶｨｩ＠

derungsgrund fUr eine solche

ist, da dieses bei aufgeladenen ｒ･ｧｬｳｴｺｭｊＳｩｫ＠

Dieselmotoren nicht an der Grenze liegt. In dem

･ｲｷｨｮｴ＠

Beispiel ist mit

"li.

z l, 798 (Spalte 7, Zeile 16) auch fUr den niedrigen AuJ3enluftdruck noch geniigend

LuftiiberschuJ3 vorhanden. Da die schrittweise KreisprozeJ3rechnung nach obigen Beispielen aufwendig ist und da derartige Rechenprogramme nicht allgemein zur VerfUgung stehen, wird von dem CIMAC (Conseil International des Machines

a Combustion)

folgende FormeI fUr

aufgeladene Viertaktmotoren sowohl zur Korrektur von Priifstandsergebnissen auf den Normalzustand als auch zur Umrechnung der Leistung fiir ｧ･ｮ､ｲｴ＠

Aufstell-

bedingungen empfohlen /8.28/.

p.

C1

=

=

C1

Pr ,

(8.4)

K-o.7 (l-Kl(_l_-l) 'IImr

I

( P. -041. Ps )m (Tr)" (Ter)q Pr -o 4lr Psr Tx Tex .

K

Hierin bedeuten:

a

Leistungsfaktor

a

Feuchtigkeitsfaktor

P

effektive Leistung

P.

1

192

indizierte Leistung

(8.5)

(8.6)

absoluter Druck der Au13enluft

p

des Wasserdampfes ｓｴｩｧｵｮｳ､ｲ｣ｫ＠

absolute Temperatur der Au13enluft

T T

absolute Temperatur des Ki.ihlmittels am Eintritt zum Ladeluftkuhler

c

relati ve Feuchtigkeit in 0/0 mechanischer Wirkungsgrad des Motors bei Referenzbedingungen

" mr

lndices r

Referenzzustand, der entweder der Normzustand oder ein vom Hersteller anzugebender Ersatzzustand sein kann, bei dem der Motor seine volle Listenleistung abgeben kann

x

beliebiger Zustand

Fur die Exponenten wurden folgende Zahlenwerte festgelegt:

Tabelle 8. II

Exponenten fUr Druck- und ｔ･ｭｰｲ｡ｴｵＭａ｢ｨｮｧｩｫ＠

m

n

Aufgeladener Viertakt-Dieselmotor ohne Ladeluftkuhler

0,7

2,

Aufgeladener Viertakt-Dieselmotor mit Ladeluftki.ihler

0,7

1, 2

q

° 1,

°

Fur die Berechnung des spezifischen Kraftstoffverbrauches wurde die vereinfachende Annahme zugrunde gelegt, da13 der auf die indizierte Leistung bezogene Verbrauch sich nicht ｮ､･ｲｴＬ＠

was allerdings nur ｡ｮｧ･ｨｲｴ＠

gilt. Damit ｮ､･ｲｴ＠

sich

der auf die effektive Leistung bezogene Verbrauch umgekehrt wie der mechanische Wirkungsgrad, der aus den Gleichungen 8.4 ... 8.6 wie folgt abgeleitet werden kann: 1)mr 1)mx

(8.7)

(8.8) 193

Die Exponenten der Tabelle 8. II gelten fUr eine bei Normbedingungen und Aufstellbedingungen unveranderte MotorausfUhrung und sie wurden so gewahlt, daf3 in beiden Fallen etwa dieselbe Auspufftemperatur (Eintrittstemperatur in die Turbine) erreicht wird. Dies ergibt - mit Ausnahme des Verbrennungsluftverhaltnisses - die starkste Leistungsreduktion mit abnehmendem Druck bzw. zunehmenden Temperaturen, so daf3 man bei Anwendung dieser FormeI nicht auf die Kenntnis angewiesen ist, welcher Faktor die Ausgangsleistung des betreffenden Motors bei Normbedingungen begrenzt.

Die fast immer gegebene Tatsache, daf3 bei aufgeladenen Dieselmotoren das Verbrennungsluftverhaltnis nicht an der zulassigen Grenze liegt, erlaubt, daf3 der Einfluf3 der Feuchtigkeit vernachlassigt, der Faktor a also gleich null gesetzt wird. Wenn bei dem in Frage stehenden Motor die Auspufftemperatur - bzw. auch die Laderdrehzahl, sofern eine ｮ､･ｲｵｧ＠

des Auf3endruckes betrachtet wird - noch

Steigerungen zulassen, wird der Leistungsabzug mit obi ger FormeI nicht vom Normzustand aus, sondern von einem Ersatzzustand aus berechnet, bei dem die zulassige Auspufftemperatur bzw. die zulassige Laderdrehzahl erreicht ist. Nach empirischen Ergebnissen /8.29; 8.30/ konnen fUr gleiche zugefUhrte Kraftstoffmenge (Regelstange der Einspritzpumpe am Anschlag) die ｮ､･ｲｵｧ＠ der wichtigsten leistungsbegrenzenden Betriebswerte nach Tabelle 8. III angenommen werden. Der CIMAC-Arbeitsgruppe 'Aufladung' war es nicht gelungen, fUr aufgeladene Gasmotoren (dasselbe wUrde auch fUr Benzin-Ottomotoren gelten) und fUr Zweitaktmotoren eine ahnlich einfache Umrechnungsformel zu ermitteln wie fUr aufgeladene Viertakt-Dieselmotoren. Der Grund liegt bei Zweitakt-Dieselmotoren in deren starkerer Abhangigkeit von der FUhrung des Verfahrens, der Aufladehohe und dem ATL-Wirkungsgrad, bei Gas- und Benzinmotoren in dem Problem des Klopfens. Die CIMAC-Arbeitsgruppe 'Aufladung' hat daher einen anderen Weg vorgeschlagen, bei dem auf die Angabe einer starren Umrechnungsformel verzichtet und statt dessen die Angabe einiger die Beanspruchung kennzeichnender Prozef3daten sowohl fUr die N ennleistung bei N ormhohe als auch fUr die Aufstellleistung bei Aufstellbedingungen verlangt wird /8. 31/. Die kennzeichnenden Prozef3daten fUr letztere konnen einschlief31ich des Kraftstoffverbrauchs Uber die inzwischen stark verbesserten Prozef3rechnungen mit grof3er Genauigkeit gewonnen werden. 194

Tabelle 8. III

Richtwerte fUr ｮ､･ｲｵｧ＠ einiger Betriebsdaten von aufgeladenen Viertakt-Dieselmotoren bei ｮ､･ｲｵｧ＠ des Aul3enzustandes der Luft bei konstanter Einspritzmenge

mittlerer Nutzdruck

je 1000 m gral3erer Rahe bei gleicher

}

ｦｬＱｴ＠

spezifischer Verbrauch

steigt

Laderdrehzahl

steigt

1. .. 2 % 6 ... 8

%

Zunddruck ｦｬＱｴ＠

3 ... 4

%

VerbrennungsluftverｦｬＱｴ＠

6 ... 7

%

Temperatur vor Turbine

steigt

30 ... 40

°c

o.LLK

steigt

15 ... 20

°c

m.LLK

ｨｬｴｮｩｳ＠

Aul3entemperatur

thermische Belastung

steigt

o.LLK ｳｴｲｫ･＠

steigt leicht

ｦｬＱｴ＠

mittlerer Nutzdruck

je 10

°c haherer

Ansaugtemperatur bei gleichem Ansaugdruck

)

m.LLK

0,5 ... 1 %

spezifischer Verbrauch

steigt

Laderdrehzahl

steigt leicht

o.LLK

ral1t leicht

m.LLK

Zunddruck ｦｬＱｴ＠

1,5 ... 2 %

VerbrennungsluftverｦｬＱｴ＠

3 ... 4 %

ｨｬｴｮｩｳ＠

Temperatur vor Turbine

steigt steigt

ｾ＠

thermische Belastung

steigt

20

°c

6 ... 10 ｳｴｲｫ･＠

steigt leicht

o.LLK

°c

m.LLK o.LLK m.LLK

195

8.6. EinfluO der Auflodung ouf die Abgosemission 8.6.1 Dieselmotoren Das unterschiedliche Verhalten von Motoren ohne, mit mechanischer und mit Abgasturbo-Aufladung ist in erster Linie auf den Unterschied im Luft-Kraftstoff- ｖ･ｲｨｬｴﾭ nis zuruckzufUhren. Motoren mit mechanischer Aufladung haben im Teillastgebiet hoheren Verbrennungsluftuberschul3 als nicht aufgeladene, bei hoherer Last einander ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

verhalten sich umgekehrt. Hier ist das

ｷｨｲ･ｮ､＠

sich die Luft-

Motoren mit Abgasturbo-Aufladung ｮｨ･ｲＮ＠ ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

im niedrigen Teillastgebiet

wenig unterschiedlich, mit steigender Leistung nimmt der Verbrennungsluftliberschul3 bei nichtaufgeladenen Motoren schnell, bei abgasturbo-aufgeladenen nur langsam ab. Leider sind Veroffentlichungen, in denen Zahlenwerte uber die Abgasemission desselben Motors ohne und mit Aufladung gebracht werden, zur Zeit noch sehr ｳｰｲｬｩ｣ｨＮ＠

Fur die Rul3emission von Dieselmotoren gibt es ei ne deutliche Grenze des minimal das vom Gemischbildungsverfahren und

ｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｬｦｴｶｨｩＬ＠ ｺ

der Zylindergrol3e ｡｢ｨｮｧｴＮ＠

Die Leistung des nichtaufgeladenen und des mechanisch

aufgeladenen Motors wird in der Regel durch Erreichen dieser Grenze bestimmt, d. h., die Einspritzmenge je Arbeitsspiel wird auf diese Grenze eingestellt. Wenn durch ｵｬＳ･ｲ＠

ｕｭｳｴｮ､･Ｌ＠

z. B. hohere Ansaugtemperatur oder geringerer Luftdruck

(Gebirge), dieser Grenzwert uberschritten wird, oder wenn durch innere ｕｭｳｴｮ､･Ｌ＠

z. B. verschmutzte oder verschlissene Einspritzdusen oder Einspritzpumpen, die Gemischbildung gestort wird, ist rul3ender Auspuff die Folge. Dagegen kann man sich eigentlich nur durch genugenden Sicherheitsabstand von der Rul3grenze bei Einstellung der maximalen Einspritzmenge (Fullungsanschlag) schutzen. Dieselmotoren mit Abgasturbolader fahren in der Regel nicht an der Rul3grenze, sondern an der Grenze der thermischen oder mechanischen Belastung bestimmter Bauteile. Die auf die Leistung bezogene Rul3menge ist wegen des hoheren Luftuberschusses von vornherein geringer. Eine Abnahme der Aul3enluftdichte hat hohere Auspufftemperatur zur Folge, auf die der Abgasturbolader mit hoherer Drehzahl, d. h. Steigerung des Ladedruckes reagiert. Auch kleinere Storungen in der Einspritzung werden z. T. uber die Erhohung des Kraftstoffverbrauches mit hoherer Auspufftemperatur und damit hoherer Laderdrehzahl ausgeglichen. Diesem deut-

196

lichen Vorteil des abgasturbo-aufgeladenen Motors im hohen Lastgebiet steht der Nachteil in der Beschleunigungsphase gegeniiber, in der durch Luftmangel starkes Rul3en auftreten kann, siehe Kap. 8.2. Beim Fahrzeugmotor sollte daher ein solcher Zustand auf jeden Fall durch eine ladedruckabhangige Fiillungsbegrenzung vermieden werden, auch wenn dies etwas auf Kosten der Beschleunigung geht. Auch die auf die Leistung bezogene CO-, C H - und NO -Emission wird mit der x y x Aufladung kleiner, letztere allerdings meist nur dann, wenn durch eine Ladeluftkiihlung der hohere Luftiiberschul3 nicht durch hohere Kreisprozel3-Temperaturen kompensiert oder iiberkompensiert wird. Bild 8.30 gibt ein Beispiel fUr Mel3ergebnisse von einem luftgekiihlten Fahrzeug-Dieselmotor ohne und mit Aufladung wieder /8.32/. Danach sinkt die CO-Emission durch die Aufladung auf etwas mehr als die Halfte, sogar fast unabhangig von der eingestellten Hochstlast; die NO -Emission x wird beim aufgeladenen Motor ohne LLK etwas hoher als beim nichtaufgeladenen, beim Motor mit LLK sinkt sie auf etwa 3/4. Auch die C H -Emission ist bei Aufx

y

ladung und Ladeluftkiihlung nur etwas mehr als halb so grol3 wie ohne Aufladung .

uur__s_o",ugmotore_n_ __

Leistung:

8. 6. 2

100 %

123%

oufgelodene Motoren

.Bild 8.30 Einflul3 der Aufladung auf die Abgasemission eines luftgekiihlten LastwagenDieselmotors. 1: ohne Aufladung; 2: mit Aufladung; 3 und 4: mit Aufladung und Ladeluftkiihlung /8.32/

154%

Ottomotoren

Bei Ottomotoren ist bekanntlich das zulassige Luftverhaltnis durch Ziindgrenzen starker eingeengt, siehe Kap. 3.2, Bild 3.4. Mit Riicksicht auf die erzielbare Leistung arbeiten Otto-Motoren haufig im Luftmangelgebiet mit A.

etwas unter 1. z Das konnte man sich friiher bei Ottomotoren erlauben, da hierbei im Gegensatz zu

Dieselmotoren infolge des ganz anderen Gemischbildungsvorganges nicht Rul3, 197

sondern das unsichtbare, aber giftige CO und gleichfalls kaum sichtbare unverbrannte Kohlenwasserstoffe emittiert wurden. Im Zusammenhang mit der Umweltgesetzgebung ist eine solche Betriebsweise nicht mehr zulassig. Die zur Umsetzung von CO und CHim Auspuffsystem nachgeschalteten thermischen und katalytischen x y Reaktoren erfordern ein noch fetteres Gemisch als ublich und fiihren damit zu h6herem Kraftstoffverbrauch und neben dem Installations- und Wartungsaufwand zu einer Verteuerung des Betriebes. Andere M6glichkeiten der Verminderung der Schadstoffemission liegen in der Abmagerung des Gemisches, d. h.

Wahl von Verbrennungsluftverhaltnissen A. z

deutlich uber 1 (Verminderung der CO- und C H -Emis sion) und in der Spatzundung

x y

(Verminderung der NO -Emission durch niedrigere Verbrennungstemperaturen).

x

Beide Ma!3nahmen haben eine merkliche Erniedrigung der Spitzenleistung zur Folge, auch eventuell nachgeschaltete Reaktoren verzehren etwas Leistung. Die Anwendung des Abgasturboladers solI hier in erster Linie diesen Leistungsabfall kompensieren. Der abgasturbo-aufgeladene Motor gibt dann die gleiche, bzw. sogar eine etwas h6here Leistung als der nichtabgasverbesserte nichtaufgeladene Motor mit einer Abgasemission, die sogar noch etwas gunstiger sein kann als die des abgasverbesserten nichtaufgeladenen Motors. Leider liegen im Schrifttum uber das tatsachlich Erreichte nur wenig exakte Angaben vor. Zum Teil wird angegeben /8.33/, da/3 bei Ottomotoren mit Abgasturbo-Aufladung in Verbindung mit thermischen Abgasreaktoren eine bedeutende Verbesserung des Abgasverhaltens erreicht werden kann, allerdings unter Inkaufnahme der Erh6hung des Kraftstoffverbrauches, da mit reichem Gemisch gefahren werden mu!3te. Andere Autoren /8.34/ weisen auf eine betrachtliche Verbrauchsverbesserung des aufgeladenen Motors im Vergleich zu einem gleichstarken Saugmotor gr6!3eren Zylinderinhaltes hin, wobei die Abgasemission nur wenig verandert war. Offensichtlich kommt es bei Ottomotoren stark auf die jeweilige Abstimmung an. Wenn demnach bei den ublichen Ottomotoren die Aufladung nur einen indirekten Einflu!3 auf das Abgasverhalten hat - namlich Leistungssteigerung des durch Ma!3nahmen zur Abgasverbesserung in seiner Leistung verminderten Motors -, ist doch im allgemeinen die auf die Leistung bezogene Schadstoffemission auch des aufgeladenen Ottomotors besser als die des Saugmotors, siehe Beispiele in Kap. 11.

198

8.7. Der Einflun der Auflodung ouf die mechonische und thermische Beonspruchung 8.7.1

Einflihrung

Jede Leistungssteigerung, sei es durch zahl,

des Mitteldrucks oder der Drehｅｲｨ･ｮ＠

die auf bestimmte Bauteile wirkenden ｶ･ｲｧｦＳｴ＠

und auch den ｋｲｦｴ･＠

mefluf3 in die Wandungen des Verbrennungsraum s, im folgenden kurz genannt. Diese

ｗｲﾭ

ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

Belastung muf3 mit Rlicksicht auf die Betriebssicherheit ･ｩＺｨｴ＠

durch konstruktive Maf3nahmen aufgefangen werden. Der schied in der Wirkung der

Unterｧｲｵｮ､ｳｴｺｬｩ｣ｨ･＠

der Drehzahl oder des Mitteldrucks ist schon ｅｲｨｵｮｧ＠

im Kap. 1 angeschnitten worden.

8.7.2

Die mechanische Belastung

Wenn der Ladedruck steigt, steigen auch Kompressionsdruck und Zlinddruck. Sofern die Anforderungen des Kaltstarts nicht dagegensprechen, kann das Verdes aufgeladenen Dieselmotors auf Grund der ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶ･ｲｬ＠

Laｨ･ｲｮ＠

dungsdichte und -temperatur (auch bei Motoren mit Ladeluftklihlung) im Vergleich zum Saugmotor erniedrigt werden. ａ｢ｨｮｧｩ＠

von der

und dem Vertl'enｍｯｴｲｧｦＳ･＠

nungsverfahren hat das bis zu einem gewissen Punkt keine Verschlechterung des Wirkungsgrades zur Folge, da die dichtere Luft und der etwas nungsraum bessere Bedingungen zur Verbrennung einer

VerbrenｧｲｦＳ･＠

ｧｲｦＳ･ｮ＠

Kraftstoffmenge

bieten. Die durch die Verdichtungserniedrigung verminderten Gasdrlicke verkleinern die Reibungsarbeit und wirken damit der Wirkungsgradverschlechterung entgegen. Ottomotoren verlangen bei

Ladedruck eine Erniedrigung der Kompres･ｲｨｴｭ＠

sion, um Klopfen zu vermeiden, und damit ist ein Verschlechtern des thermischen Wirkungsgrades nicht zu umgehen. Die notwendige Erniedrigung ist ohne Ladeluftklihlung

als mit dieser. Der Druckanstieg vom Kompressionsdruck ｧｲｦＳ･＠

zum Zlinddruck ｷ｣ｨｳｴ＠

weniger als proportional mit dem Ladedruck, so daf3 der

ZUnddruck in der Regellangsamer ansteigt als der Ladedruck. Die Beziehung zwischen mittlerem Nutzdruck p

e

und ZUnddruck p

zmax

eines

Dieselmotors kann durch die empirische Formel P

zmax

=ap

e

+b

(8. 9)

199

beschrieben werden, bei der die Konstanten a und b von der Motorgr6Lle, dem Verbrennungsverfahren und der Drehzahl ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

Auf jeden FalI nimmt das ｡｢ｨｮｧ･Ｎ＠

/p = a + b/p ab, wenn der Mitteldruck durch Aufladung gezmax e e steigert wird. Werte von a = 5 und b = 25 bar waren noch vor einigen Jahren P

fUr mittelschnellaufende Dieselmotoren iiblich. Tafel 8. II gibt einige korrespondierende Werte nach dieser FormeI wieder. Tafel 8. II

Beziehung zwischen Ziirrddruck p und Mitteldruck p zmax e bei einem mittelschnellaufenden Viertaktdieselmotor nach der Gl. (8. 9) mit a = 5 und b = 25

Pe bar

Pzmax bar

6

55

9,2

aufgeladen

10

75

7,5

aufgeladen mit

15

100

6,6

La deluftkiihlung

18

115

6,4

20

120

6,2

unaufgeladen

Das ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

p

zmax

/p

nimmt demnach mit steigendem Aufladedruck ab.

e

Mit Riicksicht auf die durch die Olpreiserh6hung gestiegene Bedeutung des Wirkungsgrades kann man heute vielfach ein ｳｴｲｫ･＠

Anheben des Ziinddrucks

mit dem Mitteldruck als in der Tabelle 8. II angegeben beobachten. So findet man zum Beispiel in /8.35/ bei einem mittelschnellaufenden Viertaktdieselmotor mit 400 mm Bohrung einen Ziinddruck von rd. 130 bar fUr p

e

= 18 bar

und einen solchen von 150 bar fUr ein p

von rd. 22 bar. Das ｢･ｳｴｩｧ＠ die weiter e unten gemachten AusfUhrungen, daLl die Beherrschung der kurzzeitig auftretenden hohen Ziinddriicke keine alIzu groLlen konstruktiven Schwierigkeiten zu verursachen scheint. Da die Ziinddriicke durch ｮ､･ｲ＠

des ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬﾭ

nisses und des Einspritzzeitpunktes bei Dieselmotoren, bzw. des Ziindzeitpunktes bei Ottomotoren, in weiten Grenzen darauf verzichtet, andere ｇ･ｳｴｺｭｌｬｩｧｫｮ＠

ｧ･ｮ､ｲｴ＠

werden k6nnen, wird hier fUr das Ansteigen des Ziirrddrucks

mit der Aufladung durch andere Werte von a und b anzugeben.

200

Um bei hochaufgeladenen Dieselmotoren den Zlinddruck zu beschranken, wird neuerdings bei sehr hohen Aufladegraden das ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

so weit

erniedrigt, dal3 eine merkliche Verschlechterung des Wirkungsgrades eintritt und Hilfsma13nahmen zum Erleichtern des Anspringens angewandt werden mlissen /8.36; 8.37/. Der mit der Aufladung steigende Zlinddruck erfordert das VersHirken gewisser Bauteile, was hier nicht im einzelnen besprochen werden so11. Es ist aber festzuhalten, dal3 sowohl Gewicht als auch Raumaufwand mit wachsendem Mitteldruck des Motors unter der Voraussetzung weniger schne11 wachsen als die Leistung, da13 der Zylinderabstand (Abstand der Zylinder-Mittelachsen) nicht oder nicht nennenswert vergrol3ert wird. Ein kleiner Zylinderabstand ist stets wlinschenswert, um die Verformung des Motorgeste11s kleinzuhalten; Steifigkeit ist fUr hochaufgeladene Motoren ebenso wichtig wie die Begrenzung von Spannungen. Das am meisten durch die hoheren Gasdrlicke beeinflul3te Bauteil ist wahrscheinlich die Kurbelwelle, da nicht nur das durchgeleitete Drehmoment, sondern auch die Biegungsmomente und die Schwingungserregung wachsen. Die Genauigkeit der Vorausberechnung der Spannungen ist durch neuere Veroffentlichungen liber den Formfaktor in Abhangigkeit von der Gestaltung wesentlich verbessert worden. Wenn der Zylinderabstand nicht nennenswert vergro13ert werden so11, mlissen die hoheren ｇ｡ｳｫｲｦｴ･＠

durch grol3ere Durchmesser der Lagerzapfen, nicht

durch breitere Lager aufgefangen werden. Eine Verdickung der Kurbelwange wird sich nicht immer umgehen lassen, wenn auch das kleine Hub-Bohrungsder modernen hochaufgeladenen Motoren diese Forderung mildert. ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

Mit Vergro13erung der Lagerzapfendurchmesser wird auch die Uberdeckung zwischen Kurbel- und Grundlagerzapfen vergro13ert, was auch ohne Verdickung die Spannungen in der Wange herabsetzt. Da13 die Lager gro13eren Durchmessers auch ohne Verbreiterung fUr die erhohten ｇ｡ｳｫｲｦｴ･＠

meist genligend

sind, bedarf einer Begrilndung. Die Wirkung ｴｲ｡ｧｦｨｩ＠

der hochsten Gasdrlicke, die nur spiel auftreten, wird ｨｵｦｩｧ＠ ｬｩ｢･ｲｳ｣ｨｴｺＮ＠

ｷｨｲ･ｮ､＠

einer kurzen Periode im ArbeitsBild 8.31, entnommen aus /8.38/,

gibt die Verlagerungsbahn des Kurbelzapfen-Mittelpunkts eines Viertaktdieselmotors mit 230 mm Bohrung und einer Drehzahl von 1500 min -1 wieder. Der

201

Abstand zwischen der Verlagerungsbahn und dem ｵｬＺ･ｲｮ＠

Kreis stellt die Dicke

des Schmierspalts zwischen Lagerzapfen und dem unverformten zylindrischen Lager dar. Wenn der kleinste Abstand, d. i. die Dicke des Schmierfilms, unter den Wert der ｏ｢･ｲｦｬ｣ｨｮ｡ｵｩｧｫｴ＠

sinkt, besteht Gefahr des Fressens oder

eines erhohten Verschleil:les. Bild 8.31 Verlagerungsbahn des Kurbelzapfens eines Motors mit 230 mm s, Bohrung; v m = 11,5 p = 14 bar 18. 381 e

mi

360·

Die Punkte O o und 720 o ｬｮｧｳ＠

der Verlagerungsbahn stellen den Zlindtotpunkt

dar. Es gibt vier Punkte, bei denen die Filmdicke kritisch

werden kann; bei

Punkt I, der unmittelbar dem Zlindtotpunkt folgt und der dem hochsten Gasdruck im Zylinder entspricht, ist der Spalt zwischen Zapfen und Schale noch etwas grol:ler als bei den Punkten II und IV, die etwa 90 o hinter dem unteren Totpunkt liegen. ｗｨｲ･ｮ､＠

der Periode, die dem Ladungswechseltotpunkt folgt (360 o bis III),

entsteht der kleinste Spalt auf der entgegengesetzten Lagerseite. Der Verschleil:l ist nicht nur durch den kleinsten Schmierspalt, sondern auch durch die Dauer der Periode mit kleinstem Schmierspalt bestimmt. Es kann aus der Verlagerungsbahn des Bildes 8.31 gefolgert werden, dal:l in dem vorliegenden Fall die des Lagers 202

ｳｴｲｫ･＠

ｍ｡ｳ･ｮｫｲｦｴ＠

fUr die Betriebssicherheit und den Verschleil:l verantwortlich sind als die ｇ｡ｳｫｲｦｴ･Ｌ＠

eine gewisse Erhohung

der letzteren also keine ｳｴｲｫ･＠

des Lagers bringen wlirde. Diese ｇ･ｦｨｲ､ｵｮｧ＠

SchluiHolgerung wird durch die Beobachtung

dai3 der Verschleii3 der ｢･ｳｴｩｧＬ＠

Kurbelzapfen bei Viertaktmotoren auf der Innenseite (d. h. der nach dem Wellenmittelpunkt zu gelegenen Seite) groi3er ist als auf der Aui3enseite. eines Arbeitsspiels des Viertaktmotors bewirken die

ｗｨｲ･ｮ､＠

dreimal eine ｍ｡ｳ･ｮｫｲｦｴ＠

Verkleinerung des Schmierspalts auf der Zapfen-Innenseite, der um die Wirkung der Massenkraft verminderte Zlinddruck nur einmal auf der Zapfen-Aui3enseite. Das Beispiel Bild 8. 31 gilt fUr eine mittlere Kolbengeschwindigkeit von 11,5

mi s,

was fUr einen Dieselmotor dieser Groi3e relativ hoch ist. Bei kleineren mittleren Kolbengeschwindigkeiten werden die flui3 der ｇ｡ｳｫｲｦｴ･＠

ｍ｡ｳ･ｮｫｲｦｴ＠

kleiner und der relative Ein-

steigt. Der Einflui3 der Drehzahl wird weiter unten besprochen.

Bild 8.32, das der Literaturstelle /8.39/ entnommen ist, gibt die Verlagerungsbahn des Kurbelzapfens eines langsamlaufenden Zweitakt -Groi3motors mit vm = 6,5 m/ s wieder. Obwohl die mittlere Kolbengeschwindigkeit klein ist, sind doch

die hin- und hergehenden Massen, die aus Kreuzkopf, Kolbenstange und Stahlkolben

Bild 8.32 Verlagerungsbahn des Kurbelzapfens eines langsamlaufenden Kreuzkopf -Zweitaktmotors; v = 6,5 m/s, p = 10,7 bar' /8.39/ e

UT

bestehen, groi3. Auch hier tritt der kleinste Schmierspalt nicht zwischen 20 o und 30 °KW nach OT auf, wo die ｇ｡ｳｫｲｦｴ･＠ (180 o) und 280 °KW, wo die ｍ｡ｳ･ｮｫｲｦｴ＠

am hochsten sind, sondern zwischen DT am groi3ten sind.

Diese Beispiele beziehen sich auf das Treibstangenlager. Die Verlagerungsbahn 203

der Grundlager sieht anders aus, unter bestimmten Umstanden kann die Lagerbelastung bei gedriickter Drehzahl und vollem Drehmoment kritisch werden. M6hlenkamp hat in seiner Dissertation /8.40/ die spezifische Lagerbelastung, elen H6chstdruck im Schmierfilm, die Verlagerungsbahn von Kurbel- und Grundlagerzapfen und die Verschleil3werte fUr einen aufgeladenen Motor mit einer Nenndrehzahl von 1500 min

-1

berechnet, und zwar fUr verschiedene Belastungsbe-

din gun gen , insbesondere fUr gedriickte Drehzahl bei vollem Drehmoment. Die Berechnungen zeigen, daJ3 bei einer Einspritzmenge je Arbeitsspiel, die einem Mitteldruck von 15,4 bar bei Nenndrehzahl entspricht, der kleinste Schmierspalt sowohl fUr das Treibstangenlager als auch fUr das am h6chsten belastete Grundlager mit abnehmender Drehzahl zunachst gr6J3er wird, aber dann bei weiterer Drehzahlverminderung abnimmt. Aber selbst bei der niedrigsten berechneten Drehzahl ist dieser Schmierspalt immer noch gr6J3er als bei der Nenndrehzahl mit voller Drehzahl. Die berechneten Verschleil3raten sind am gr6J3ten bei der Nennleistung. Obwohl der relative EinfluJ3 der Massenkrafte bei niedriger Drehzahl kleiner ist als bei hoher, kann daraus geschlossen werden, daJ3 der hohe Ziinddruck des aufgeladenen Motors in der Regel keine entsprechende Verbreiterung der Lager verlangt, die Vergr6J3erung der Zapfendurchmesser und gegebenenfalls der Wangendicke reichen meist dazu aus, Lagerbelastung und Kurbelwellenbeanspruchung zu beherrschen. Die Gestaltung von Motorgestell, Zylinderkopf, Zylinderbiichse, Treibstange u. a. kann hier nicht besprochen werden. Wenn man auch nicht der Notwendigkeit enthoben ist, die tatsachlichen Beanspruchungen im konkreten Fall nachzupriifen, ist hier nur die Feststellung wichtig, daJ3 die Aufladung zu sehr hohen lVIittel- und Ziinddriicken mit keiner oder mit einer nur maJ3igen Vergr6J3erung des Zylinderabstands auskommt; sie kann sich etwa im Rahmen der sowieso notwendigen Vergr6J3erung der Wandstarken von Gestell, ZylinderbUchse und Zylinderkopf halten, d. h., sie muJ3 innerhalb der anderen konstruktiven Bedingungen ausgewogen sein. Wenn dieser Rahmen iiberschritten werden wiirde, muJ3 - teilweise auf Kosten des Wirkungsgrades - von der Verdichtungserniedrigung /8.36; 8. 37/ Gebrauch gemacht werden. Sofern man den Zylinderabstand nur mit Riicksicht auf den Ziinddruck starker wachsen lieJ3e als die Leistung, hatte die weitere Erh6hung der Aufladung ihren Sinn verloren.

204

8.7.3

Die thermische Belastung

Allgemeine Aussagen liber den Einfluf3 der Aufladung konnen nur in bezug auf den

in die Brennraumwandungen ｗｲｭ･ｩｮｦ｡ｬ＠

da die ｮ､･ｲｵｧ＠

gemacht werden, Ｈｗ｡ｮ､ｷｲｭ･Ｉ＠

der Bauteiltemperaturen und -beanspruchungen auf3er von dem auch von der baulichen Gestaltung und der Klihlung

ｗｲｭ･ｩｮｦ｡ｬ＠

Woschni /8.41; 8.42/ ist die ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

Nach ｡｢ｨｮｧ･Ｎ＠

im Verbrennungsmotor der 0, 78sten

Potenz des Druckes proportional. Wenn angenommen wird, daf3 der mittlere Nutzdruck dem Ladedruck proportional ist, gilt diese zwischen Mitteldruck und den Gasdrlicken im Zylinder periode,

die ｷ｣ｨｳｴ＠

der die ｷｨｲ･ｮ､＠

ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

in

nicht ｐｲｯｰｴｩｮ｡ｬ＠ ｷｨｲ･ｮ､＠

der Verbrennungs-

am hochsten sind. Deshalb ｗｲｭ･ｬｩ｢ｧ｡ｮｳｺｨ＠

vom Mitteldruck mit einer kleineren ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠

Potenz als 0,78. Eichelberg und Pflaum /7.7/ haben bei der Untersuchung des hochaufgeladenen M. A. N. -Dieselmotors K 6 V 30/45 festgestellt, daf3 bei Steigerung des Mitteldrucks auf das Dreifache die

verdoppelt wird, das ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

entspricht der 0, 63sten Potenz des Mitteldrucks. Heute kann der ｗｲｭ･ｦｬｵＳ＠

in die Wandungen ziemlich gen au vorausberechnet werden, insbesondere unter Benlitzung der oben genannten

Methoden von Woschni. Diese Verfahren wurden

zwar fUr Dieselmotoren entwickelt, aber sie sind nach neueren VerOffentlichungen auch fUr Ottomotoren geeignet /8.43/. In Bild 8.33 ist die Temperatur in der Mitte der Kolbenkrone eines nicht geklihlten Leichtmetallkolbens von einem aufgeladenen Dieselmotor mit 180 mm Bohrung aufgetragen. Bei 1600 min -1 steigt Pe 300 r-r_ _----r_ _ _, -_ _,---_--?"l13.7

11.8 9.8

ＲＶＰｾＭ｟Ｋ］ＸＵ＠

bar

ＱＸＰｾＭ｟Ｋ＠

140 I - + - - - - - - t - - - - - j f - - - - t - - - - - - - i Bild 8.33 Temperatur in Kolbenbodenmitte eines ungeklihlten Leichtmetallkolbens von 180 mm Durchmesser eines aufgeladenen Dieselmotors /7.6/ ＱＰｾＭ｟Ｋｔ＠

1600

800 n M-

205

die Temperatur von 264 auf 303

°e,

wenn der Mitteldruck von 7, 85 auf 13,7 bar

angehoben wird. Derselbe Anstieg ergibt sich bei Steigerung der Drehzahl von 1200 auf 1600 min -1 bei dem konstanten Mitteldruck von 13,7 bar, d. h., die steigt in diesem Fall mit dem Mitteldruck etwas langsamer an als ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

mit der Drehzahl. Ein

kleiner Temperaturanstieg mit dem Mitｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

teldruck wird auch an dem geklihlten zweiteiligen Kolben mit Stahlkrone des M. A. N. -Motors 6V52/55 beobachtet, Bild 8.34.

300

·e 250

200

t

t

150

100

Bild 8.34 Temperaturen in einem gekiihlten, zweiteiligen Kolben eines mittelschnellaufenden Dieselmotors von 520 mm Durchmesser /8.39/

50

O

8

10

12

p.-

16 bar 18

14

In der Tabelle 7. IV waren schon Beispiele liber den Einf1ul3 der Ladelufttemperatur auf die

und ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

gegeben worden. :Bild 8.35 zeigt die Beziehung zwischen ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

fUr konstante Einspritzmenge bei unｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｬｦｴｶｨｩ＠

Drehzahl, d. i. ｶ･ｲｮ､ｴ＠

druck und damit das

fUr konstante Leistung. Wenn der Lade｡ｮｧ･ｨｲｴ＠

erhoht werden, nimmt die ｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｶｨｬｴｩ＠

ｗ｡ｮ､ｷｲｭ･＠

ab, und zwar steiler wenn der Zlinddruck dabei steigt. Der indizierte Wirkungsｾ＠

grad ist in jedem Fall besser. Diese Mal3nahmen konnen sich auf die mechanische Belastung einerseits und thermische andererseits, te ils gegensinnig (Verbrenteils gleichsinnig ｮｵｧｳｬｦｴｶ･ｲｨｩＩＬ＠

Ｈｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬＬ＠

Zlindbeginn)

auswirken. In der Literaturstelle /8.36/ wird angegeben, dal3 bei dem Diesel206

motor SEMT -Pielstick PA 6 V 280 die im Kilhlwasser abgefUhrte Warmemenge bei gleicher Leistung um 21

% sinkt, wenn das Verdichtungsverhaltnis von 12,5 auf

8,5 erniedrigt wird.

t

130 bar

Pmax 110

t Q

Bild 8.35 Wandwarme Q , Ladedruck PE und indizieJfer Wirkungsgraa 1]. als Funktion des ｖ･ｲ｢ｮｵｾｳｬｦｴｕ｣ｨﾭ ses A fUr konstante Einspritzv menge; - - - konst. Einspritzbeginn - - - - - - konst. Zilnddruck p max

w

100 20

%

--

Pmax

_.

ｾ＠

.:b.""="_

-

1'""""'"

-:.

Qw

-1--

15

1.5

I

I

1.6

1.7

1.8

I

I

I

I

1.9

2.0

2.1

2.2

Xv - -

Es ist nicht zu umgehen, da13 die Wandwarme mit steigender Aufladung ｨ･ｲ＠

wird.

Dem mu13 durch die konstruktive Gestaltung Rechnung getragen werden. FUr sehr hohe Aufladegrade werden Zylinderkopf, Zylinderbilchse und Kolben, insbesondere bei gro13en Matoren, so kanstruiert, da13 das Kilhlmittel nahe an die Brennraumlnnenwand herangefiihrt wird, und die Krafte durch die weiter au13en liegenden,

ｬｩｮ､･ｲｫｰｦ＠

gut gekilhlten Teile aufgenammen werden (strang back design), Beispiele van Zyund Zylinderbilchsen mit Kilhlbahrungen nahe der lnnenwand sind verschiedentlich beschrieben warden /8.44; 8.45; 8.46/. Die Au13enwand ist hierbei steif und bleibt verhaltnisma13ig kiihl und damit frei van thermischen Spannungen.

207

9. Abwandlungen van Aufladeverfahren 9.1. Die Nachladung Dieses Verfahren hat heute unter dem Aspekt der Abgasturbo-Aufladung nur historisches Interesse. Der stets mit Hilfe eines mechanisch angetriebenen Laders bewirkten Nachladung liegt der Gedanke zu Grunde, in den durch den Ansaughub (Viertakt) oder durch ubliche Sptilung mit niedrigem Sptildruck (Zweitakt) geftillten Zylinder ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ＠

etwas heher verdichtete Luft oder Ladung kurz vor Kompres-

sionsbeginn hineinzudrucken. Hierbei - und darin liegt der Vorteil - braucht nur ein Teil der Ladung auf ein heheres Druckniveau verdichtet zu werden, womit im Vergleich zur Aufladung an Laderleistung gespart werden kann. Die Nachladung wurde bei grol3en Zweitakt-Dieselmotoren in der Form angewandt, in der uber den ublichen ｓｰｴｩｬｫ｡ｮ･＠

sogenannte

angeordnet waren. ｎ｡｣ｨｬ､･ｫｮ＠

Diese waren mit der Spulluftleitung uber Ruckschlagventile verbunden, um ein Ruckschlagen der Auspuffgase im Expansionshub zu vermeiden, Bild 9. 1. Zum

Bild 9.1

Gesteuerte bei einem grol3en ZweitaktDieselmotor, Bauart Gebr. Sulzer, Winterthur ｎ｡｣ｨｬ､･ｫｮ＠

208

Nachladen wurde der Druck in den

liber ein gesteuertes Ventil um ｎ｡｣ｨｬ､･ｫｮ＠

0, 3 ... 0, 4 bar uber den Druck in den ｓｰｕｬｫ｡ｮ･＠

erhoht /9. 1/.

Bei Viertaktmotoren hat die Nachladung insbesondere fUr Grol3gasmaschinen (Gichtgasmaschinen in Ruttenwerken) eine Rolle gespielt. Bild 9.2 zeigt eine Dreikanal-Steuerung fUr eine Gichtgasmaschine der M. A. N., Bild 9.3 das Steuerschema hierzu. Vor Ende des Ausschubhubes offnet das Einlal3ventil, wobei aber ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

nur die Verbindung zu dem Kanal freigegeben wird, in dem sich Luft mit

einem Uberdruck vonO, 2 ... 0, 3 bar uber dem ｡ｴｭｯｳｰｨｲｩ｣･ｮ＠

Druck befindet.

Diese Luft spult, da ja das Auslal3ventil noch offen ist, die Restgase aus dem Zylinder hinaus. Bei steigendem Rub des Einlal3ventils wird uber den mitbewegten Schieber die Verbindung zu dem unter Uberdruck stehenden Kanal geschlossen, die Verbindung zu den unter ｡ｴｭｯｳｰｨｲｩ｣･＠

Druck stehenden Luft- und ｇ｡ｳｫｮｬ･＠

geoffnet. Beim Saughub wird Luft und Gas in den Zylinder gesaugt. Am Ende des Saughubes werden diese Verbindungen mit dem abnehmenden Ventilhub geschlossen, die Verbindung zum Uberdruckkanal wird geoffnet. Dadurch stromt Luft hoheren Druckes in den Zylinder ein, es wird nachgeladen.

Bild 9.2 DreikanaI - Steuerung fUr eine Viertakt - Grol3gasmaschine mit RestgasausspUlung und achladung, Bauart M . A . N . 209

Der Erfolg dieser Spiilung und Nachladung war gut, 30

% Leistungssteigerung

waren mit einem geringen Leistungs-Aufwand fUr die Luftverdichtung moglich. Da die mit Zylinder-Durchmessern bis zu 1500 mm ausgefiihrten Grol3gasmaschinen V c: (Vh + V c ) rd. 1:4 hatten, war die Restgasmenge grol3; durch deren Ausspiilung wurde allein schon ein merkein sehr niedriges

d. h.

ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬＬ＠

licher Leistungsgewinn erzielt. Aul3erdem war es wegen des grol3en Kompressionsraumes moglich, grol3e Ventile unterzubringen, die Drosselverluste waren zusammen mit der niedrigen Kolbengeschwindigkeit gering. Damit konnte auch der

ｷｨｲ･ｮ､＠

kurzen Nachladezeit geniigend Luft in den Zylinder gebracht ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

werden. Bei schnellaufenden Motoren hoheren

sind die Aussichｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

ten eines solchen Verfahrens schlecht. Es ist schwierig, genugend grol3e Ventilquerschnitte fUr ein Zusatzventil unterzubringen, dieses Ventil darf nur kurzzeitig

Expansianshub

Verdichtungshub

Saughub

Ausschubhub

ansaugen van gasrelchem Gemisch spulen

1----------1

nachladen

DT

UT

Bild 9. 3

OT

UT

OT

Steuerschema zum Motor nach Bild 9.2

offnen und damit werden auch die Zeitquerschnitte klein. Die starke Drosselung erfordert ein hohes Druckniveau fUr die Spiil- und Nachladeluft, womit der Aufwand an Verdichtungsarbeit trotz kleiner zu verdichtender Menge hoch wird. Diese Griinde sind wahrscheinlich dafUr mal3gebend, dal3 ei ne erfolgreiche Ausfiihrung der Nachladung bei modernen Motoren nicht bekanntgeworden ist, obwohl der Gedanke auf Verwirklichung eines so1chen Verfahrens manchmal wieder aufgetaucht ist. Heute ist man in der Lage, mit Hilfe von Ladungswechsel- bzw. ganzen Kreisprozel3rechnun gen nachzuweisen, was man von solchen Verfahren im speziellen Fall erwarten kann und was nicht..

210

9.2. Die Auspuffabtrennung Diesem Verfahren, das insbesondere fUr Zweitaktmotoren konzipiert wurde, liegt der Gedanke zu Grunde, nur die Vorauspuffenergie mit einem wesentlich hoheren Druckniveau als bei der Abgasturbo-Aufladung iiblich ist, zur Arbeitsleistung in der Turbine heranzuziehen, d. h. von dem Ausschubvorgang (Viertakt) oder dem Spiilvorgang (Zweitakt) abzutrennen. Die durch Ausschieben oder Spiilen aus dem Zylinder zu entfernenden Verbrennungsgase werden nicht durch die Turbine geleitet. Bei diesem Verfahren wird zwar das Gefiille in der Turbine, d. h. die auf die Mengeneinheit bezogene Enthalpie gro13er, aber der Massenstrom durch die Turbine rUT wird kleiner, in der Regel sogar wesentlich kleiner als der Massenstrom durch den Lader

mL .

Dazu kommt noch, da13 mit dem notwendigen Umschalten von Auspuffen

auf Spiilen Zeitquerschnitt verlorengeht, d. h., die Drosselverluste sind hoher. Das wurde bei der BefUrwortung solcher Verfahren hiiufig iibersehen. Ob eine Vorauspuffabtrennung Aussicht auf Gewinn hat, hiingt entscheidend davon ab, ob zusiitzliche Querschnitte geniigender Gro13e fUr den Vorauspuff im Zylinderkopf oder Zylindermantel untergebracht werden konnen. Auch hier kann die Kreisproze13rechnung eine Aussage iiber den moglichen Erfolg oder Nichterfolg bei der spe2!iellen Konstruktion machen. Versuche zur Ausniitzung der Vorauspuffenergie bei Zweitaktmotoren haben keinen befriedigenden Energiegewinn gebracht /9.2/. Uber das Ergebnis eines Rechenbeispiels fUr Viertaktmotoren mit 2 Abgasturbinen verschiedenen Eintrittsdrukkes siehe unter Kap. 7.5. Eine praktische Bedeutung hat die Vorauspuffabtrennung bisher nicht erlangt.

9.3. Die TurbokUhlung 9.3. 1 Die Turbokiihlung von Viertakt-Dieselmotoren Wie in Kap. 7.4 dargelegt, kann die Leistung des aufgeladenen Motors durch die Ladeluftkiihlung nicht unbetriichtlich gesteigert werden. Die Grenze des erreichbaren Minimums der Ladelufttemperatur ist durch die Kiihlmitteltemperatur gegeben. Aus praktischen und wirtschaftlichen Griinden (Kiihlergro13e) liegt im Vollastpunkt die Ladelufttemperatur stets merklich hoher als die Eintrittstemperatur des Kiihlmittels in den Ladeluftkiihler.

211

Der starke Einflu13 der Ladelufttemperatur auf die Leistung legt den Gedanken nahe, die Temperatur des Killllmittels fUr die Ladeluft durch einen besonderen ｋｬｴ･ｫｲｩｳﾭ

lauf moglichst niedrig zu halten. Solche Verfahren, sowohl in Verbindung mit einer (wobei der Energieaufwand fUr die ａ｢ｳｯｲｰｴｩｮＭｋｬ･ｭ｡｣ｨ＠

den ｋｬｴ･ｲｺｵｧｮ＠

Auspuffgasen oder dem Killllwasser entnommen werden wurde) als auch in Verbindung mit einer

sind ofters vorgeschlagen worden. In ｋｯｭｰｲ･ｳｩｮＭｬｴ｡｣ｨ＠

der Schrifttumsstelle /9.3/ sind die auf die Leistungssteigerung bezogenen lichen Kosten und der ｳｩｯｮＭｋｬｴ･ｭ｡｣ｨ＠

ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･＠

ｺｵｳｴﾭ

Gewichtsaufwand eines Kreislaufes mit Kompres-

fUr bestimmte Annahmen berechnet worden. Wenn auch die

berechneten Zahlenwerte mit 7, 6 ... 10,95 i../PS (1959) und 5,12 ... 7,12 kg/PS etwas niedriger liegen als die Leistungskosten und das Leistungsgewicht (letzteres allerdings nur fUr langsam- und mittelschnellaufende Motoren) des aufgeladenen Motors selbst, scheint der apparative Aufwand diesen Weg der Leistungssteigerung doch nicht zu lohnen /9.4/. Auch die Turbokillllung bietet die Moglichkeit, die durch die Killllmitteltemperatur gegebene Grenze zu unterschreiten /9.5/. Das Schema der Turbokillllung, bei der ein zweiter Abgasturbolader als sogenannte Turbokillllgruppe TKG hinter dem Abgasturbolader A TL geschaltet ist, geht aus Bild 9.4 hervor. Um die bereits frilller getroffene Festlegung der Bezeichnungen fUr die ｚｵｳｴｮ､･＠

bei Lader- und Turbinen-

o

sl

K,

I

LK

4

t

ATL

Bild 9.4 Aufgeladener Motor mit Turbokillllung. TA:Turbine, LA: Lader des Abgasturboladers ATL; LK: Lader; TK: Turbine der Turbokillllgruppe TKG; K1' K2 : Killller

212

8

TK

Eintritt sowie -Austritt beibehalten zu konnen, folgt die Numerierung der Zustiinde in diesem Bild nicht konsequent der Stromungsrichtung. Die im Lader LA verdichtete Luft wird, gegebenenfalls nach Zwischenkiihlung durch den Kiihler K1' im Lader LK der Turbokiihlgruppe TKG weiter verdichtet. Dieser Lader wird durch die Turbine TK der Kiihlgruppe angetrieben, in der die Luft nach Durchstromen eines Kiihlers K 2 expandiert. Leistungsgleichgewicht in der Kiihlgruppe tritt, da sich die Eintrittstemperaturen in den Lader (Zustand 5) und in die Turbine (Zustand 7) nur wenig voneinander unterscheiden, nur dann ein, wenn das Expansionsverhiiltnis in der Turbine TK erheblich grof3er ist als das Druckverhiiltnis im Lader LK. Das Druckverhiiltnis in der Turbine muf3 z. B. rd. doppelt so hoch sein als das Druckverhiiltnis im Lader, wenn der Gesamtwirkungsgrad der Turbokiihlgruppe 50 % betriigt. Das erfordert, daf3 der Druck nach dem Lader LA (Zustand 2) erheblich hoher liegt als der Ladedruck bei Eintritt in den Zylinder (Zustand 8). Dieser hohere Druck nach dem Lader LA kann wiederum nur durch ein grof3eres Gefiille in der Turbine TA erreicht werden, d. h. durch stiirkeres Aufstauen der Auspuffgase im Vergleich zu dem ublichen Aufladeverfahren mit Abgasturbolader und Ladeluftkiihlung. Zur Ermittlung der Temperatursenkung durch die Turbokiihlgruppe dient das Diagramm Bild 9.5, das fUr eine Ansaugtemperatur t 1 = 20 °C, einen Wirkungsgrad des Abgasturboladers 'Tl A TL = O, 60 und einen Wirkungsgrad der Turbokiihlgruppe 'TlTKG = O, 55 berechnet worden ist. Die Gleichgewichtsbilanz fUr die beiden Turbomaschinen wird nach der Abgasturbolader-Hauptgleichung, Kapitel 6. 3, Gl. (6.5) ermittelt. Die Benutzung des Diagrammes solI an Hand des gestrichelt eingezeichneten Beispiels dargelegt werden. Fur ein Druckverhiiltnis in der Abgasturbine TA von P3/ P 4

=

2, O und eine Auspufftemperatur von 923 K (650 °C) erhiilt man ein Druck-

verhiiltnis im Lader LA von P2/ P 1 = 2,90. Der Druckverlust im Kiihler K 1 wird vernachliissigt, so daf3 P5/ P 1 = P2/ P 1 ist. Wird der Ladedruck P8 2, 4mal so hoch wie der Ansaugdruck P1 angenommen, dann betriigt der Quotient aus Druckverhiiltnis im Lader LK und Druckverhiiltnis in der Turbine TK Tt LK / Tt TK = 0,83. Setzt man auf3erdem voraus, daf3 die Temperaturen T 5 und T 7 gleich sind, ergibt sich das Druckverhiiltnis in der Turbine TK zu P7/ P 8

=

1,48 und damit das des Laders

LK der Turbokiihlgruppe zu P6/ P 5 = 1,23. Rechnet man mit einer Ruckkiihlung der Luft im Kiihler K 2 auf t 7 = 55 °c (Kiihlmittel-Eintrittstemperatur 40 ... 45 °C), so 213

ＭＬｾＲｰ＠

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-+----+---'t 2.2 +--+---+---+ ｾＭＫ

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t 1.8 ＫＭｴｾ

Bild 9. 5 Diagramm zur Ermittlung der Temperatursenkung in einer Kiihlturbine. Wirkungsgrad des Abgasturboladers 1]ATL = 0,60; Wirkungsgrad der TurboKiihlgruppe 1] TKG = 0, 55; innerer isentrope r WlrKungsgrad der Kiihlturbine 1] sT = 0,785; T 1 = 293 K

betragt die Temperatursenkung in der Kiihlturbine t 7 - t 8 = 28 K. Damit wird die Ladelufttemperatur ta = 55 o - 28 o = 27 °c, die nunmehr erheblich niedriger liegt als die Kiihlmitteltemperatur von 40 ... 45 °C. Die in der Kiihlturbine erreichbare Temperatursenkung ist um so hoher, je hoher der Druck vor der Turbokiihlgruppe iiber dem Ladedruck liegt. Der Erfolg der Turbokiihlung hangt also davon ab, wie weit die Leistung des Abgasturboladers durch Erhohen des Gefalles in der Turbine TA erhoht werden kann, ohne daf3 das hohere Aufstauen der Auspuffgase hinter dem Motor den durch die kaltere und damit vergrof3erte Luftladung erzielten Gewinn wieder zunichte macht. In den Rechnungen nach der Schrifttumsstelle /9.6/ wurde das Verfahren mit Turbokiihlgruppe jeweils mit dem entsprechenden Verfahren des abgasturbo-aufgeladenen Motors mit Ladeluftkiihlung unter gleichen Voraussetzungen verglichen. Gleiche Voraussetzungen heif3t zum Beispiel, gleicher Ladedruck und damit auch etwa gleiches Druckniveau im Zylinder als Maf3stab fUr die mechanischen Beanspruchungen, gleiches Verbrennungsluftverhaltnis, gleicher Wirkungsgrad des ATL und gleiche 214

KUhlmitteltemperatur fUr die Ladeluftkiihler. Vereinfachende Annahmen bzw. ein vereinfachter Rechnungsgang wirken sich auf den Vergleich von TurbokUhlverfahren mit dem iiblichen Aufladeverfahren nur wenig aus. Durch das h6here Aufstauen der Auspuffgase beim TurbokUhlproze13 wird ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

die Spiilung behindert, mit weiter steigendem Druck P3 aber auch die Ladungsmenge verkleinert, was beides der Ladungserh6hung iiber die durch die TurbokUhlung erniedrigte Ladelufttemperatur entgegenwirkt. Ab einer bestimmten Aufstauh6he wird keine Steigerung der Ladungsmenge und damit auch keine Leistungssteigerung mehr zu erreichen sein. Die Riickwirkung des erh6hten Aufstauens auf die Frischladung im Zylinder ｨｮｧｴ＠

auch von dem Auspuffsystem ab, in der Rechnung

wurde Stof3-Aufladung angenommen. In Bild 9.6 ist die Steigerung des mittleren Nutzdruckes des Verfahrens mit Turbokiihlung p

gegeniiber dem Verfahren mit Ladeluftkiihlung p O iiber dem Drucke e Auspuffdruck zu Ladedruck PA/PE fUr ein bestimmtes Beispiel aufgetra-

ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

gen. Die Kurven beginnen mit p /p O = 1, d. h. mit dem ladeluftgekiihlten Motor e e ohne bzw. wirkungsloser KUhlgruppe. Mit steigendem Druck PA nimmt die Leistungssteigerung durch Turbokiihlung bis etwa PA/PE = 0,97 zu, mit noch h6hE.cem Aufstauen nimmt der Leistungsgewinn wieder ab. In dem Beispiel nach Bild 9.6 ist der Ladedruck mit PE = 2,5 kp/cm 2 (2,45 bar) konstant gelassen, ebenso die Temperatur nach den Ladeluftkiihlern mit 40

°c

(313 K) und der Gesamtwirkungsgrad

des ATL mit 1]ATL = 0,6. Es wurden fUr die TurbokUhlung zwei Ladeluftkiihler eingesetzt, wie im Schema Bild 9.4 gezeigt. Der LadeluftkUhler Kl vor der TurbokUhlgruppe ist nicht unbedingt notwendig. Sein Weglassen verschlechtert allerdings etwas den Erfolg der Turbokiihlung, da der Lader LK der KUhlgruppe dann Luft mit h6herer Eintrittstemperatur zu verdichten hat, was in die Leistungsbilanz eingeht. Die Rechnung nach Bild 9.6 wurde fUr 3

A , ｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｬｦｴｶｨｩ＠

z

mit 1,5; 1,7 und 2, O durchgefUhrt, die maximale Leistungssteigerung knapp 10

｢･ｴｲｧ＠

ｮｭｬｩ｣ｨ＠

nur

0/0. Der Kraftstoffverbrauch ist fUr das Verfahren mit Turbokiihlung wegen

der ungiinstigeren Ladungswechselschleife bei dem h6heren Aufstauen geringfUgig h6her. In den Rechnungen nach /9.6/ wurden neben dem ｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｬｦｴｶｨﾭ nis A

auch noch der Ladedruck, der Wirkungsgrad der Turbomaschinen, die z Anzahl der KUhler und die H6he der Lufttemperatur nach den Kiihlern (die von der Temperatur des Kiihlmittels ｡｢ｨｮｧｩ＠

ist, z. B. Entnahme des Kiihlwassers

aus dem Netz oder RiickkUhlung durch Radiatoren) variiert. Wie aus Bild 9.7 her215

vorgeht, ist der Einflul3 des Abgasturbolader- und des Kiihlgruppen-Wirkungsgrades (letzterer wurde wegen der kleineren Abmessungen um 5 Punkte kleiner angenommen als der des ATL) sehr grol3, mit 'TI ATL = 0,7 - welcher Wert z. Z. allerdings nur durch einen zweistufigen Abgasturbolader mit Zwischenkiihlung realisierbar erscheint, Kap. 10.4 - k6nnte eine Leistungssteigerung um 16

%

durch die Turbokiihlung erreicht werden. 1.12.-----,-----,----,---,---,--------,

t

1.101--+---1---1----::-'------:-=--17"""=--1

Pe 1.08 Peo 1.061----f----I-------j,ES = 180, 160, 140 und 120 °KW angenommen.

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28

mm

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s.

160 °KW 240

4>-Bild 9. 13 mit ｶ･ｲｮ､ｬｩ｣ｨ＠

Ventilhub h des Ausla13ventils und des Einla13ventils Sch'iie13winkeln

Der Druckverlauf im Zylinder unter der Voraussetzung gleichen Kompressionsdruckes - d. h. entsprechend h6herer Ladedruck bei frUherem Schlie13en - und der dazugeh6rende Temperaturverlauf fUr die verschiedenen Schlie13zeitpunkte geht aus Bild 9.14 hervor. Die fur einen Ladedruck P2 = 2,3 kp/cm 2 (2,26 bar), einen Abgasturbolader-Wirkungsgrad ll ATL = O, 6 und eine Ladelufttemperatur tE

=

60 °c berechneten Betriebsdaten in ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠

vom Schlie13zeitpunkt des

Einla13ventils zeigt Bild 9.15. Man erkennt, da13 eine Leistungssteigerung an der "':: 10,6 bar auf rd. 14,5 bar, d. i. um rd. 36 % m6glich ist. e Allerdings ｷ｣ｨｳｴ＠ hierbei der H6chstdruck im Zylinder p von 84 auf 11 bar, zmax der notwendige Ladedruck PE von 2,26 auf 4,5 bar und die Auspufftemperatur um Klopfgrenze von p

rd. 50 °c. Der ｗｲｭ･ｶ｢｡ｵ｣ｨ＠

°

wird um rd. 5

% besser. Nach den ･ｲｷｨｮｴ＠

Rechenergebnissen lassen sich mit dem Millerverfahren bei Gasmotoren Leistungssteigerungen um 25 ..• 40 % erreichen, wobei die erreichbare H6he vom Ladedruck, der Ladelufttemperatur nach KUhler, dem Abgasturbolader-Wirkungsgrad u. a. Mit diesen Ergebnissen schneidet das Millerverfahren besser ab als die ｡｢ｨｮｧｴＮ＠

226

TurbokUhlung. AuEerdem ist dieses Verfahren einfacher, insbesondere bei Anwendung fUr Gasmotoren, die mit Ziindkerzenziindung nach dem Ottoverfahren arbeiten. Das Millerverfahren benotigt im Gegensatz zur TurbokUhlung nur einen Abgasturbolader, wenn man sich mit den Leistungssteigerungen begniigt, die mit den einstufig erzeugbaren Druckverhaltnissen erreicht werden konnen. Da ferner die Ziindung bei Ottogasmotoren nicht von der Kompressionstemperatur und damit vom Verdichtungsverhaltnis abhangt, braucht man hier keinen im Betrieb verstellba ren SchlieEwinkel fUr das EinlaEventil wie bei Dieselmotoren, sondern dieses kann auf einen frUhen SchlieEbeginn, z. B. 40 °KW v. DT fest eingestellt werden.

ＴＰｲｔＭＬｾ＠

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5.0 ba r

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.... 140 .. ｾ＠ 1 - - 160r - - 180 235

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°KW 260

Bild 9.14 Temperaturverlauf Tund Druckverlauf p im Zylinder am Ende des EinlaEhubls und zu Beginn der ｾ･ｲＭ dichtung fUr verschiedene SchlieEwinkel 4>E des EinlaEventils und verschiedene EinlaEdriicke p ; ｰｾＮ＠ ist ｾ＠ E so zugeordnet, daE der Verdichtungsdru6k gleich wird . s.

Das Millerverfahren ist bei Gasmotoren mit gutem Erfolg praktisch angewandt worden, siehe zum Beispiel /9. 10; 9. 13/, und bringt Leistungssteigerungen in einer Hohe, die - im Gegensatz zur Anwendung dieses Verfahrens auf Dieselmotoren - groE im Verhaltnis zum Aufwand sind. Es kann daraus geschlossen werden, daE dieses Verfahren auch bei den mit fliissigen Kraftstoffen betriebenen Ottomotoren Vorteile bringen wiirde, wenn bei solchen Motoren die Aufladung in Verbindung mit der LadeluftkUhlung Eingang finden sollte.

227

t Az

t

2,4

2,2_1 2,0 9400 kW·h kJ

I

qe 9000

880060

40

20

n.UT _

O 'Pe.s. -

40 o KW60

20

v. UT

Bild 9.15 Berechnungsergebnisse fUr einige Hauptdaten in ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠ vom Schlie13winkel des Einla13ventils. P : mittlerer Nutz4'E ､ｲｵ｣ｾ［＠ PE: Druck vor EinlaJfventil; PA: Druck nach Ausla13ventil; TUT: Temperatur im unteren Totpunkt; P : Druckmaximum im Zylinder; tA: AuspufitSWteratur; qe: ｗｲｭ･ｶ｢｡ｵ｣ｨ［＠ Az : ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠ im Zylinder

228

9.5. Die zweistufige Aufladung Unter zweistufiger Aufladung versteht man

einer von Syassen gegebenen ｧ･ｭｦＳ＠

Definition /9.14/ das Hintereinanderschalten von zwei Abgasturboladern mit ZwischenkUhlung zwischen den beiden Ladern, ｷｨｲ･ｮ､＠

die Anordnung von je

zwei Lader- und Turbinenstufen auf derselben Welle als zweistufige Aufladegruppe bezeichnet wird. Die Hauptvorteile einer zweistufigen Aufladung gegenUber einer zweistufigen Aufladegruppe sind ein breiteres Kennfeld und ein besserer Gesamtwirkungsgrad. Da die zweistufige Aufladegruppe in der Regel eine Sonderkonstruktion darstellen wird, ergibt sich wahrscheinlich auch ein h6herer Preis gegenUber zwei einstufigen Abgasturboladern, die unter BerUcksichtigung des grof3en Bedarfs fUr aufgeladene Motoren in grof3er StUckzahl hergestellt werden. Nachteilig bei der zweistufigen Aufladung ist der h6here Raumaufwand. GegenUber der einstufigen Aufladung bringt die zweistufige Aufladung folgende Vorteile:

1.

Bedeutend h6heres Ladedruckniveau und damit die M6glichkeit der Verwirklichung h6herer mittlerer effektiver DrUcke.

2.

Besserer Wirkungsgrad selbst bei gleichem Ladedruck, da die Wirkungsgrade des Laders und der Turbine mit steigender F6rderh6he bzw. steigendem ｇ･ｦｬ＠

abnehmen. Der Wirkungsgrad wird durch ZwischenkUhlung weiter

gesteigert. 3.

Breiteres Kennfeld und damit bessere Anpassungsm6glichkeit an den gewiinschten Betriebsbereich des Motors.

In der Regel wird man eine zweistufige Aufladung auf optimale ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

bei

Vollast, d. h. einen m6glichst hohen Mitteldruck bei hoher Drehzahl auslegen, der einstufig nicht befriedigend erreicht werden k6nnte. Eine solche Auslegung hat auch gewisse Nachteile, und zwar ein schlechteres Beschleunigungs- und ein schlechteres Teillastverhalten /9.15/. Schlechtere Beschleunigung und schlechteres Teillastverhalten sind allerdings allgemeine Begleiterscheinungen des h6heren Vollastmitteldruckes. Die schlechtere Beschleunigung mit der zweistufigen Aufladung liegt daran, daf3 durch die gleiche Energie in den Auspuffgasen (bei 229

gleichem Mitteldruck) zwei ｌｵｦ･ｲ＠

der Abgasturbolader beschleunigt werden

mlissen, auf die sich das vorhandene ｇ･ｦｬ＠

aufteilt. Nach /9.16/ erreichte

ein bestimmter Motor den Mitteldruck von 16,3 bar bei 1000 min -1 mit einstufiger Aufladung in 11 s und mit zweistufiger in 18,5 s. Zur Verbesserung der Beschleunigung und des Teillastverhaltens gibt es verschiedene Methoden, u. a. die Anwendung von Verstellschaufeln fUr die erste Turbinenstufe, siehe Kap. 10.4. N eben einem h6heren Aufwand an Raum und Gewicht erfordert die zweistufige Aufladung

auch Mehrkosten. Obwohl Versuchsergebnisse mit ｳ･ｬ｢ｴｶｲｮ､ｩ｣ｨ＠

der zweistufigen Aufladung sowohl fUr Viertakt als auch fUr Zweitakt-Dieselmotoren schon 1965 ver6ffentlicht worden waren /9.17; 9.18/, lie13 die praktische Anwendung lange auf sich warten, da ein merklicher Sprung in der Leistungssteigerung notwendig ist, um zu lohnen. Nach einem Bericht von IshikawajimaHarima-Heavy-Industries /9.19/ wllrde die Leistung eines SEMT-PielstickDieselmotors 12 PC2 -5 -BTC (BTC: bas taux compression) durch die zweistufige Aufladung um 30

% gesteigert, in derselben Gr613enordnung lagen auch die zu-

Kosten fUr den zweiten Abgasturbolader und Klihler samt Rohrleitungen ｳｴｺｬｩ｣ｨ･ｮ＠

und auch fUr

Einrichtungen zum Erleichtern des Anspringens wegen ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･＠

der niedrigen Kompression. Wenn auch durch den Zusammenbau der beiden Laufzeuge in einem ｇ･ｨｵｳ＠

(SAS-Prinzip der M.A.N., siehe /10.7/ und Kap. 10)

an Platz und an Leitungen und demnach auch an Kosten gespart wird, ist doch auch hier eine erhebliche Leistungssteigerung gegenliber der einstufigen Aufladung notwendig, um da13 auch ren nicht

ｫｯｮｵｲ･ｺｦｨｩｧ＠

zu sein. Es mu13 berlicksichtigt werden, und Wirkungsgrad einstufiger Lader in den letzten Jah-

ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

gesteigert wurden, siehe Kap. 10, wodurch auch einstuｵｮ｢･ｴｲ｣ｨｬｩ＠

fig h6here Mitteldrlicke erreicht werden k6nnen als noch vor wenigen Jahren. Zu den Ma13nahmen, bei den mit der zweistufigen Aufladung erreichbaren hohen Mitteldrlicken die mechanische und thermische Belastung zu begrenzen, geh6ren u. a. das bereits ･ｲｷｨｮｴ＠

Miilerverfahren, die Verdichtungserniedrigung in Ver-

bindung mit einer Anla13hilfe und das Hyperbar-Verfahren, fUr we1che Verfahren die zweistufige Aufladung in erster Linie in Betracht kommt. ｗｨｲ･ｮ､＠

beim

Millerverfahren keine Verschlechterung des Wirkungsgrades eintritt, mu13 man bei den beiden anderen Verfahren mit einer Erh6hung des Kraftstoffverbrauches rechnen. Aus folgenden Grlinden lohnt sich die zweistufige Aufladung bei den gro13en Zwei230

taktmotoren frUher, d. h. mit einem kleineren Sprung in der Leistungs- bzw. Mitteldrucksteigerung als bei Viertaktmotoren. - Gewicht, Raumaufwand und Kosten der zweiten Aufladegruppe samt dem Zubeh6r fallen bei den langsamlaufenden Grol3motoren weniger ins Gewicht. - Da der Luftdurchsatz des Zweitaktmotors sich ｨｬｴＬ＠

ｨｮｬｩ｣＠

wie bei einer DUse ver-

macht das Teillastverhalten geringere Schwierigkeiten.

- Bei diesen Motoren ist in der Regel z. Z. noch die ZUnddrucksteigerung mit einem kleineren konstruktiven Aufwand aufzufangen. - Der Abgasturbolader-Wirkungsgrad geht - wegen der Notwendigkeit eines ausreichenden

ｓｰｕｬｧ･ｦｳ＠

ｳｴｲｫ･＠

in die erreichbare Leistung ein.

- Der Kraftstoffverbrauch nimmt mit steigendem ATL-Wirkungsgrad ｳｴｲｫ･＠

ab

als bei Viertaktmotoren. So ist es

da!3 die erste praktische Ausfiihrung einer zweistufigen ｶ･ｲｳｴｮ､ｬｩ｣ｨＬ＠

Aufladung an einem Zweitaktdieselmotor /9.20; 9.21/ verwirklicht wurde. Weitere Ausfiihrungsbeispiele siehe Kap. 12. Wenn man auf einen hohen Mitteldruck bei voller Motordrehzahl von vornherein verzichtet, ｬＳｴ＠

sich die zweistufige Aufladung auch auf ein gutes Teillast- uncl

ｷｨｮｴ＠

Drehmomentverhalten auslegen, wie bereits im Kap. 8.4 unter Punkt 8.2 erwurde /8.22/.

9.6. Die Comprex-Aufladung

Die in den Abschnitten 8.2 und 8.3 des Kap. 8 ･ｲｷｨｮｴ＠

ｕｮｺｵｬｧｩ｣ｨｫ･ｴ＠

des

Abgasturboladers hinsichtlich schneller Beschleunigung und auch hinsichtlich des erreichbaren Drehmomentverhaltens bilden den Anlal3, dal3 man sich mit der Entwicklung anderer Aufladeverfahren befal3t, die diese Nachteile nicht haben.

Die von der Firma Brown Boveri AG, Baden, eingefUhrte Bezeichnung Comprex /9.22/ wird fUr eine gasdynamische Druckwellenmaschine angewandt, in der - wie beim Abgasturbolader, aber auf einem ｧｮｺｬｩ｣ｨ＠

anderen Prinzip - die Energie der

Auspuffgase hinter dem Ausla!3 zur Verdichtung der Ladeluft benutzt wird. Das Wort solI bezeichnen, da!3 es sich um eine Maschine handelt, die Kompression und Expansion in sich vereinigt. 231

Die Wirkungsweise dieser Maschine beruht darauf, dal3 eine durch eine Leitung laufende Druckwelle an einem offenen Ende negativ - d. h. als Unterdruckwelle reflektiert wird, an einem geschlossenen Ende aber als Druckwelle und umgekehrt, dal3 eine Saugwelle am offenen Ende als Druckwelle und am geschlossenen wiederum als Saugwelle reflektiert wird. Die Aufladeeinr ichtung Comprex besteht aus einem Zellenrad R, Bild 9.16, mit auf dem Umfang angeordneten, stirnseitig offenen Querschnitt. Das Zellenrad ist in einem

mit trapezfOrmigem ｋ｡ｮｬ･＠

gelagert und von einem Mantei ｇ･ｨｵｳ＠

berUhrungsfrei umschlossen. Es wird uber einen Keilriemen vom Motor aus angetrieben . Die Antriebsleistung ist jedoch gering, es mussen nur Lager- und Ventilationsverluste uberwunden werden. Die Luft- und seiten des

munden an den Stirnｇ｡ｳｫｮｬ･＠

und zwar Niederdruckluft NDL und Hochdruckluft HDL auf ｇ･ｨｵｳＬ＠

der einen, Hochdruckgas HDG und Niederdruckgas NDG auf der anderen Stirnseite.

Bild 9. 16 Schematischer Aufbau der Comprex-Aufladung. R: Zellenrad; HDG: Hochdruckgas; HDL: Hochdruckluft; NDG: Niederdruckgas; NDL: Niederdruckluft

ｾ＠

_ komprimlerte Luft \ Eintnt! In den Motor

-L HOL NOL

NOG

Ausputf expondiert \ ouf Umgebungsdrud< '-.-NOG

Die Verdichtungsenergie fUr die Aufladeluft wird dem Auspuffgas entnommen. Der Verdichtungs- und Entspannungsprozel3 vollzieht sich unter dem Einflul3 von Druckund Saugwellen in den Zellen des ｌｵｦ･ｲｳＬ＠

die sich an den feststehenden Zu- und

fUr die beiden Stromungsmedien vorbei bewegen. Die ａ｢ｦｕｨｲｵｮｧｳｫ｡ｬ･＠

ｖｯｲｧｮ･＠

im Zellenrad werden am besten an Hand einer Abwicklung des Zellenradumfanges ･ｲｫｬｴＬ＠

Bild 9.17, das der BBC-Druckschrift SK-TLT 55057/1D entnommen ist.

Die Zu- und

232

ａ｢ｦｕｨｲｫ｡ｮｬ･＠

des stillstehenden ｇ･ｨｵｳ＠

sind eingezeichnet.

Der gasdynamische Zyklus beginnt unten bei 1. An dieser Stelle sind die Zellen mit Frischluft von

gefiillt, durch die lotrechten Striche solI anａｴｭｯｳｰｨｲ･ｮ､ｵ｣ｫ＠

gezeigt werden, da13 sich das Gas an dieser Stelle in Ruhe befindet. Die Auspuffgase vom Motor M werden in dem Abgasaufnehmer A gesammelt und stromen dann mit konstantem Druck bei HDG dem Zellenrad zu. Sobald durch die Drehung des ｌｵｦ･ｲｳ＠

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1,0

1,5

5

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Bild 9. 21 Ansprechen eines Fahrzeugdieselmotors mit ATL bei platzlicher Belastung; F: Regelstange, p: mittl. Nutzdruck, n M : Motordrehzahl, PE: Druck vor Einlal1, R: ｒ｡ｵｾｨｷ･ｲｴ＠ (Bosch) /9. 24/

1,0

S 0,8 UJ

a.

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40 20

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O

t

R

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1,0

1,5

O

Bild 9.22 Ansprechen des gleichen Motors wie in Bild 9.21 mit Comprex-Aufladung. Bezeichnungen wie in Bild 9. 21

zum ATL zu verringern. Bei der Kostenfrage mu/3 man den Vergleich auf die Gesamtanlage beziehen, die zum Beispiel beim Comprex ein einfacheres Getriebe mit geringerer Gangzahl erlaubt. In /9.24/ sind Fahrvergleiche eines Lkw einerseits mit ATL und 10-Gang-Getriebe, und desselben Lkw andererseits mit Comprex, sowohl mit 10- als auch mit 5 -Gang-Getriebe wiedergegeben, siehe Tabelle 9. II. Aus diesem Vergleich geht eine Uberlegenheit des Fahrzeugs mit Comprex und 5-Gang-Getriebe liber das mit Abgasturbolader und 10-Gang-Getriebe hervor. Es wird wahrscheinlich so sein, da/3 das Comprex- Verfahren vorzugsweise in solche Anwendungsgebiete eindringt, bei denen es die besonderen Vorzlige der schnellen Beschleunigung ausspielen kann, d. h. bei Motoren mit besonders

238

ｨｵｦｩｧ･ｮ＠

Lastwechseln wie Zllm Beispiel fUr Erdbewegungsmaschinen.

Tabelle 9. II

Vergleich der Ergebnisse von StraEen-Tests mit einem Lkw der Firma Saurer AG mit Motor Typ D 2 KT mit Abgasturbolader und 10-Gang-Getriebe (ATL-10) und mit Comprex mit 10-Gang-Getriebe (Compr. -10) und 5-Gang-Getriebe (Compr. -5) /9.24/ StraEen in Deutschland

Die Werte mit ATL-10 si.nd gleich 100 % gesetzt

StraEen in der Schweiz

Compr. -10 Compr. -5 0/0 0/0

Compr. -10 Compr. -5 0/0 0/0

104,5

102,2

107

110

mittlerer Kraftstoffverbrauch

95,7

97,1

96

96

ｓ｣ｨ｡ｬｴｵｦｩｧｫ･＠

62

52

84

65

mittlere Motordrehzahl

94,6

93,4

mittlere Geschwindigkeit

keine Angaben

9.7. Dos Hyperbor-Verfohren Den freilaufenden Abgasturbolader kann man auch als eine Gasturbine ohne Leistungserzeugung auffassen, fUr die der Verbrennungsmotor die Brennkammer bildet. In neuerer Zeit ist unter dem Namen Hyperbar-Aufladung ein Verfahren bekanntgeworden /9.25; 9.26/, bei dem der Abgasturbine neben den Auspuffgasen des Verbrennungsmotors auch Luft aus dem Lader direkt zugefi.ihrt wird, die durch Kraftstoffverbrennung in einer Brennkammer aufgeheizt wird. Solche Gedanken zur ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･ｮ＠

Anwendung einer Brennkammer sind an sich niclit

neu, doch wurde bei frillleren Vorschlagen die Brennkammer entweder nur zur Uberbriickung von Betriebszustanden eingesetzt, in denen der Abgasturbine durch die Auspuffgase zu wenig Energie (zu niedrige Abgastemperatur) zugefi.ihrt wurde, oder bei denen von der Abgasturbine zusatzliche Nutzleistung entnommen wurde /9.27/. Wie aus Bild 9. 23 hervorgeht, teilt sich bei der Hyperbar-Aufladung der vom Lader geforderte Luftstrom in die dem Motor zugefilllrte Ladeluft und in die um den Motor herumgefilllrte (umgeblasene) Zusatzluft, die mit den Auspuffgasen vermischt, in einer Brennkammer aufgeheizt und der Abgasturbine zugefilllrt wird. Die Hyperbar-Aufladung ist durch folgende Merkmale gekennzeichnet:

1. Der Dieselmotor hat ein niedriges Verdichtungsverhaltnis (E::::: 1:7), um trotz des hohen Ladedruckes den Druck im Zylinder zu begrenzen. 239

2. Der Abgasturbolader hat ein sehr hohes ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

(bis 5:1, gegebenen-

falls in 2 Stufen) und kann durch einen Elektro-Motor gestartet werden. Durch Umblasen der Luft um den Motor und durch Einspritzen von Kraftstoff in die Brennkammer kann er auch bei stehendem Verbrennungsmotor hochgefahren und in Betrieb gehalten werden.

Bild 9.23 Schema der Hyperbar-Aufladung. 1: Abgasturbolader; 2: Startmotor; 3: LadeluftkUhler; 4: BypassLeitung; 5: Kraftstoffpumpe; 6: Regler; 7: Mischzone Auspuffgase und UmfUhrungsluft; 8: Brennkammer mit 9: Ziindanlage und Flammenkontrolle 3. Zum Starten des Verbrennungsmotors wird der Ladeluftkiihler umgangen und die Luft (wegen des niedrigen

im Zylinder) vorgeｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

heizt. Im Betrieb ist Vorheizung wegen der Aufheizung durch die hohe Verdichtung im Lader nicht notwendig, es wird im Gegenteil die Ladeluft gekiihlt. 4. Die Kraftstoffeinspritzung in die Brennkammer und das Umblasen wird nach gewissen vorgegebenen

geregelt, Bild 9. 24. Eine kleine Ziindｇ･ｳｴｺｭｦＳｩｧｫｮ＠

flamme brennt in der Brennkammer ｳｴｮ､ｩｧＮ＠

Als Vorteile des Verfahrens werden angegeben: Hoher mittlerer Nutzdruck bis zu 30 bar bei auf 140 bar begrenztem Hochstdruck im Zylinder (p

/p ｾ＠ 4, 65), hohe Leistungsdichte, ｭｦＳｩｧ･＠ thermische Belastung zmax e (vermutlich wegen der niedrigen Motorverdichtung in Verbindung mit hoher Laderverdichtung und niedriger Ladelufttemperatur), gutes Drehmoment- und Beschleunigungsverhalten, da der Ladedruck auch bei niedriger Last hochgehalten wird. 240

Bild 9. 24 Leistungskurven des Dieselmotors Poyaud Typ 6 L 520 (6 Zylinder, 135 mm Bohrung, 122 mm Hub) mit Hyperbar-Aufladung. A: Auslegungspunkt. 1: Laufgebiet nur mit ATL und Ziindflamme. II: Laufgebiet mit Umblasen und Brenner zum Ermoglichen der 8elbstziindung im Motor. III: Laufgebiet mit Umblasen und Brenner zum Ermoglichen hohen Ladedruckes und hohen Drehmomentes.

Pe

100

Nachteilig ist der hohere Kraftstoffverbrauch im ganzen Lastbereich, der wegen des niedrigen

auch in den Bereichen wesent1ich hoher ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

liegt als bei iiblicher Aufladung, in denen die Brennkammer aul3er ｔｴｩｧｫ･＠

ist,

bzw. in denen nur die Ziindflamme brennt. Das Optimum wird mit 231 g(kW' h (170 g(P8'h) bzw. 227 g(kW·h (167 g(P8.h) fUr einen grol3eren Motor angegeben, Bild 9.24, liegt also selbst im Optimum, in dem die Brennkammer nicht in Tatigkeit ist, rd. 20 g(kW'h hoher als bei iiblichen aufgeladenen Motoren. Weitere Literaturangaben liber das Hyperbarverfahren siehe u. a. /8.37; 9.28; 9.29; 9.30(. In (9. 28( werden Versuchsergebnisse mit dem Hyperbar-Verfahren an einem Zweitakt-Einzylindermotor beschrieben, in /9.30( solche mit einem durch Hyperbar-Aufladung auf 590 kW Leistung gesteigerten 8-Zylinder-Motor Poyaud 520 V 8-83 mit 14 1 Hubraum, der in einem Triebwagen der franzosis chen 8taatsbahn eingebaut war. Verglichen mit einem ｭｬＳｩｧ＠

aufgeladenen Motor (Mittel-

druck 9 bar ohne LLK) eines anderen Typs ergibt sich mit dem Hyperbarmotor ein Gewichtsvorteil auf weniger als 1(3 mit entsprechend verringerten Einbaumal3en und ein Nachteil im Kraftstoffverbrauch von 19 g(kW·h. Die im MotorkUhlwasser und im LLK abgefUhrte ｗｲｭ･＠

des Hyperbarmotors ist fast genau 241

gleich der des Vergleichsmotors ohne LLK. Es wird in /9.30/ darauf hingewiesen, da/3 das Hyperbar-Verfahren sowohl bezliglich Raumaufwand als auch Gewicht und Kraftstoffverbrauch eine Mittelstellung zwischen aufgeladenem Dieselmotor und Gasturbine einnimmt.

9.8. Die Differential-Verbundaufladung Dieses nur fUr Fahrzeugantrieb in Betracht kommende Verfahren beruht auf einer Leistungsverzweigung liber ein Differential oder liber ein Planetengetriebe, wobei ein Ast die Treibrader, der andere einen Verdichter bzw. Lader antreibt. Die hierbei auf Treibrader und Verdichter aufgebrachten Drehmomente stehen in einem festen, durch die Ubersetzung gegebenen Verhaltnis. Die Absicht besteht darin, eine der Zugkraft-Hyperbel ahnliche Charakteristik zu erreichen. Wenn das Fahrzeug steht, ist die Abtriebsdrehzahl auf die Fahrachse Null und bei einer bestimmten Motordrehzahl wird der Lader mit einer sehr hohen Drehzahl angetrieben, nimmt daher auch ein hohes Moment auf, womit wiederum auch ein hohes Moment auf die Treibachse abgegeben wird. Zusatzlich kann der Motor in diesem Zustand (h6chste Laderdrehzahl) auch seine h6chste Leistung erreichen. Wenn die Geschwindigkeit des Fahrzeugs zunimmt, nimmt die Laderdrehzahl ab und damit werden auch die von Laderwelle und Treibachse aufgenommenen Drehmomente und - infolge der verringerten Aufladung - ebenso die Motorleistung kleiner. Theoretisch ist ein Endpunkt bei hoher Fahrgeschwindigkeit denkbar, bei der die Laderdrehzahl so klein wird, da/3 das von der Laderwelle aufgenommene und liber die Verzweigung auch auf die Treibachse abgegebene Drehmoment zum Vortrieb nicht mehr ausreicht. Dieser Gedanke der Leistungsverzweigung wurde von Rupp schon 1935 im DRP Nr. 632622 ausgesprochen, und zwar in Verbindung mit einem Kolbenverdichter. Einen ｨｮｬｩ｣･＠

Gedanken, aber diesmal in Verbindung mit ·einer Brennkammer

und einer Abgasturbine, hat Geislinger in seiner "Thermolokomotive" zu verwirklichen versucht /9.27/. Vor und nach 1960 hat die Firma Perkins Ltd. auf Grund von Vorschlagen und Patenten von Glamann Versuche mit der Differential-Aufladung durchgefUhrt /9.31; 9.32/, ohne da/3 es zu einer praktischen EinfUhrung karn. In neuerer Zeit hat sich insbesondere Wallace mit einer Differen242

tial-Verbund-Aufladung befa13t /9.33; 9.34/, die dadurch gekennzeichnet ist, da13 ein Teil der vom Verdichter gemrderten Luft bei bestimmten Betriebszuｳｴｮ､･＠

im Bypa13 um den Motor herumgefUhrt und mit den Auspuffgasen ver-

mischt werden kann, wobei beide in einer Nutzturbine Leistung erzeugen, die direkt an die Treibachse abgegeben wird, Bild 9.25. Damit der Verdichter auch

Bild 9.25 Schema der DifferentialVerbundaufladung nach Wa11ace /9.33; 9.34/ 1: Motor; 2: Planetengetriebe; 3: ｐｬ｡ｮ･ｴｲｧ［＠ 4: Lader; 5: Luftverteiler; 6: Ladeluftklihler; 7: Umluftregelventil; 8: Brennkammer; 9: Abgasturbine mit Leitschaufelverstellung

rr-----

B

I

I I

I I

I I I

4

Motor

7

I I

I

6 LLK

I

ｾ＠

ｌｾＰ］Ｍ

JI

2 5

bei niedriger Drehzahl (hohe Drehzahl der Treibachse) noch ein nennenswertes Drehmoment aufnehmen kann, wird ein solcher nach

(Lysholm) ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

verwendet. Au13erdem hat die Abgasturbine Verstellschaufeln, um das ｇ･ｦｬ＠

besser an die durch die Fahrzeuggeschwindigkeit gegebene Drehzahl anpassen zu k6nnen. In /9.34/ ist ein rechnerischer Vergleich der drei Verfahren zweistufige Aufladung, Hyperbar - Verfahren und Differential-Verbundverfahren fUr einen Fahrzeugmotor durchgefUhrt, der gute qualitative und quantitative Ubereinstimmung mit bekanntgewordenen experimente11en Ergebnissen zeigen sol1. Nach den dortigen Ergebnissen erreicht man mit der Differential- Verbundaufladung die beste

= 34 bar fUr Abtriebsdrehzahl O und p e = 13 bar fUr e Abtriebsdrehzahl 2500 min -1), fUr Hyperbar-Aufladung ist das p zwischen e 1000 und 2500 min -1 mit 21 bar etwa konstant, bei zweistufiger Aufladung hat Drehmomentkurve (p

das p ein Maximum von 21 bar bei 1500 min -1 und ｦＱｴ＠ nach niedrigen Drehe zahlen rasch, nach hohen Drehzahlen langsamer ab. Der Wirkungsgrad ist bei der zweistufigen Aufladung am besten (36 % im Bestpunkt), beim Differentialverbundmotor am schlechtesten (33 % einschlie13lich Getriebe bis zum ａ｢ｴｲｩ･ｾＩＬ＠ das Hyperbar-Verfahren liegt mit 34

% im Bestpunkt dazwischen. 243

10. Konstruktionsmerkmale von Abgasturboladern Da die Probleme der Zusammenarbeit zwischen Lader und Motor den Hauptinhalt des Buches bilden, konnen hier nur einige der wichtigsten Konstruktionsmerkmale angesprochenwerden.

10.1.

ｌｵｦ･ｲ＠

10. 1. 1

Stufenzahl

Obwohl zu Beginn der Hochaufladung - das sind

uber ｌ｡､･ｲｵ｣ｫｶｨｬｴｮｩｳ＠

rd. 2,5 - zweistufige Bauarten angewandt wurden /10.1; 10.2/, weil man das Risiko der fUr eine Stufe notwendigen Umfangsgeschwindigkeiten scheute, werden Abgasturbolader heute

einstufig ausgefUhrt. ｧｲｵｮ､ｳｴｺｬｩ｣ｨ＠

ｌ｡､･ｲｵ｣ｫｶｨｬｴｮｩｳ＠

bis 4,5 - ausreichend fUr mittlere Nutzdrlicke bis rd. 25 bar bei Viertakt- und bis rd. 16 bar bei Zweitakt-Dieselmotoren - werden heute schon

in ｳ･ｲｩｮｭｬＺｧ＠

einer Stufe ausgefUhrt /10.3; 10.8/. Bei sehr hohen

die mit einstufigen Ladern nicht oder nicht ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＬ＠

mit befriedigenden

erreicht werden, zieht man es vor, 2 Abｂ･ｴｲｩ｢ｳｶｨｬｮ＠

gasturbolader verschiedener Grol:le - wegen des verschiedenen Volumendurchsatzes bei unterschiedlichem Druckniveau - sowohl luftseitig als abgasseitig hintereinander zu schalten. Zwei verschiedene Abgasturbolader sind in der Regel nicht teurer als ein zweistufiger Abgasturbolader in einem

allerdings raumaufwendiger. ｇ･ｨｵｳＬ＠

Zwei Abgasturbolader ergeben ferner - wegen der besseren

ａｮｰ｡ｳｵｧｦｨｩｫ･ｴ＠

einen breiteren Betriebsbereich als ein zweistufiges Laufzeug mit einer Welle, da u/ c o bei beiden optimal ｧ･ｷｨｬｴ＠ 10.1.2

Bauarten der

werden kann, siehe Kap. 9.5.

ｒ､･ｲ＠

Obwohl auch Axialverdichter fUr Aufladegruppen vereinzelt ausgefUhrt wurden, kommt mit Rlicksicht auf Kosten und Raumaufwand praktisch nur der Radialverdichter in Betracht. Hier hat sich aus Festigkeitsgrlinden die halboffene Bauweise durchgesetzt, Bilder 10.2; 10.3; 10.5. rechte Schaufelaustritt wegen der ｺｵｬｳｩｧ･ｮ＠

ｗｨｲ･ｮ､＠

bis vor wenigen Jahren der senkhoheren Umfangsgeschwindigkeit und

der hoheren Druckziffer bevorzugt wurde, kommt neuerdings die krlimmte Schaufel wieder 244

ｶ･ｲｳｴｫ＠

zur Anwendung. ｒｬｩ｣ｫｷｲｴｳｧ･ｭ＠

ｲｬｩ｣ｫｷｴｳｧ･ﾭ

Schau-

Bild 10.1 ｌｵｦ･ｲ＠ Radialtu rbine

mit

Bild 10.2 ｌｵｦ･ｲ＠ Axialturbine

mit

feln - vorzugsweise mit Schaufelaustrittswinkeln 13 2 = 70 o, s. Bild 4.8 - geben ein breiteres Kennfeld mit einem verkleinerten Pumpbereich und ermoglichen auch etwas bessere Wirkungsgrade. Die Forderung nach verbreitertem Kennfeld wurde eigentlich von zwei Seiten an die Lader-Entwicklung herangetragen. Bei den hohen die hochaufgeladene Dieselmotoren benotigen, wird das Kennｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳＬ＠

feld bei geradem Schaufelaustritt sehr schmal, der Bereich des optimalen Wirkungsgrades ist ｨｵｦｩｧ＠

klein und liegt nahe an der Pumpgrenze. Damit kann das Hochfah-

ren Schwierigkeiten machen, oder es ist der Wirkungsgrad gerade bei den hohen ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

fiir die hohe Leistung nicht optimal. Bei ihrer Serie VTR "4"

hat die Firma Brown, Boveri & Cie, Baden, ein Laderrad mit ｲｬｩ｣ｫｷｴｳｧ･ｭﾭ

ten Schaufeln eingesetzt, Bild 10.3, mit dem das beachtlich hohe ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

245

Tt

L = 4,5 und ein breites Feld guten Wirkungsgrades erreicht werden, Bild 10 . 4,

/10.3/. Es gibt zwar in der Luftfahrt Verdichter mit noch wesent1ich hoheren in einer Stufe, die Kennfelder sind aber so schmal, dal3 sie ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

fUr ATL praktisch unbrauchbar sind.

aufrad aus Titan mit Schaufeln und Vorsatzrad aus Stahl zu den BECA TL cler Reihe VTR "4" Bilcl 10 . 3 ｲｕ｣ｫｷｴｳｧ･ｬｩｭｮ＠

TL*

I

4.0

3.0 ＱＭｴｉＫ＼＾ＢｨＧ､Ｗﾫｪｾ｟＠

2.0 ｉＭｴｾｖ＠

'-1---+--1---1

-'il 20

246

30

40

60

80

100

120

140

Bild 10.4 Verclichterkennfeld z um BBC-Turbolader VTR 454 /10.3/

Trotz des hohen infolge der

ist die ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

dieses neuen A TL ｇ･ｲｵｳ｣ｨ｡｢ｴｬｮｧ＠

Schaufeln und durch verbesserte ｲｕ｣ｫｷｴｳｧ･ｭｮ＠

ｓ｣ｨ｡ｬ､ｲｮｰｦｵｧ＠

geringer als bei frUheren AusfUhrungen / 10. 3/ . Die Aufladung von Automobilmotoren stellt wegen des gro/3en Drehzahlbereiches dieser Motoren besonders hohe Anforderungen an die Breite des Kennfeldes, ohne da/3 hierbei so hohe ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

verwirklicht werden mUssen, wie bei der

oben genannten Hochaufladung. Auch hier hat diese Forderung zu krUmmten Schaufeln gefUhrt. In Bild 10.5 ist der

ｲｕ｣ｫｷｴｳｧ･ﾭ

eines Abgasturboladers ｌｵｦ･ｲ＠

der Firma KUhnle, Kopp und Ka usch AG , Frankenthal, zu sehen, in Bild 10.6 ein Kennfeld, aus dem der Vergleich des neuen Rades mit ｲｕ｣ｫｷｴｳｧ･ｭｮ＠

Schaufeln mit dem eines frUheren Rades mit geradem Schaufelaustritt hervorgeht. Bei der H6he des Wirkungsgrades im Vergleich zu Bild 10.4 ist z u beachten, da/3 es sich bei A TL fUr Fahrzeugmotoren um sehr kleine Raddurchmesser bis herunter zu rd. 60 mm und Drehzahlen bis 150000 min -1 handelt.

Bild 10.5 Foto eines ｌｵｦ･ｲｳ＠ aus einem Abgasturbolader der Firma KUhnle, Kopp und Kausch (KKK) mit Radialturbine und Laderrad mit ｲｕ｣ｫｷｴｳｧ･ﾭ krUmmten Schaufeln 247

0,10

0.05

Bei den ｔｵｲ｢ｩｮ･､＠

0,15

0,20

0,25 m3fs 0,30

V,·VTe/T, --

finden wir sowohl die axiale, Bild 10.2, als auch die ra-

diale Bauweise, Bilder 10.1 und 10.5. Bei letzterem, das Beispiel zeigt einen KKK-Turbolader Typ K 26, ist die Radrilckwand der Turbine zwischen den Schaufeln ausgeschnitten, um das

zu verkleinern, was ja bei A TL fUr ｔｲｧｨ･ｩｴｳｭｯｮ＠

Fahrzeugmotoren besonders wichtig ist. Dieses Ausschneiden hat beim Turbinenrad keinen nachteiligen EinfluJ3 auf den Wirkungsgrad,

es sich beim Verｷｨｲ･ｮ､＠

dichterrad nachteilig auswirken wilrde. Bei kleinen Abmessungen werden die Schaufeln von Axialturbinen niedrig, der EinfluJ3 des Spaltes und der Randzone macht sich ｳｴｲｫ･＠

bemerkbar, was sich nach-

teilig auf den Wirkungsgrad auswirkt. Mit abnehmenden Durchmessern fur kleine wird die Radialturbine im Wirkungsgrad immer ｄｵｲ｣ｨｳｴｺ･＠

ｳｴｲｫ･＠

uberlegen. Wei-

tere Grunde, warum man Radialturbinen nur bei kleinen Abmessungen findet, sind Herstellungs- und Festigkeitsprobleme. Radialturbinen mussen aus hochwarmfestem Material im GenauguJ3verfahren (Wachs- bzw. Kunststoffausschmelzverfahren) gegossen werden, was teure Formen zur Herstellung der Kunststoffmodelle erfor248

dert. Dies lohnt sich nur bei groJ3en Stuckzahlen, die eher bei kleinen Abmessungen erreicht werden. Bei groJ3en Abmessungen ist es ferner schwieriger, ein gleichGuJ3gefUge zu erreichen, auJ3erdem geben die groJ3eren TemperaturunterｭｊＳｩｧ･ｳ＠

schiede zwischen Schaufeln und Nabe bei groJ3eren Abmessungen (groJ3ere flieJ3wege) erhohte

ｗｲｭ･ﾭ

Die moglichen Stuckgewichte sind ferner ｗｲｭ･ｳｰ｡ｮｵｧＮ＠

durch Form- und GieJ3technik des Vakuumgusses begrenzt. Im Durchmesserbereich unter 160 mm finden wir heute nur Radialturbinen, im Bereich uber 300 mm nur Axialturbinen. Dazwischen gibt es beide AusfUhrungen. 10.1. 3 Material und Herstellung der ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴＭｒ＠

Fur die erreichbare Umfangsgeschwindigkeit ist von der Materialseite her die sogenannte Ｑｓｴｲ･｣ｫｬｮｧＢ＠

maJ3gebend, das ist der Quotient aus Streckgrenze und

spezifischem Gewicht. Man kann sich diese GroJ3e durch einen frei und lotrecht Draht vorgestellt denken, bei dem unter dem Eigengewicht die Streckｨｮｧ･､＠

grenze erreicht werden wurde. Fur die Streckgrenze wird bei Turbinen und Verdichtern die Zeitdehngrenze fUr O, 2 % Dehnung ( CT O 2) unter der entsprechenden Belastung mit 10 3 bzw. 10 4 Stunden eingesetzt. ｓｯｬｾｮｧ･＠ ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ von rd. 4 nicht uberschritten werden, kann man bei den Materialien der Verdichterdie Zeitdehngrenze bei Raumtemperatur einsetzen. Tabelle 10.1 zeigt verｲ､･＠

gleichsweise die maJ3gebenden Materialeigenschaften einiger Aluminium-Legierungen im Vergleich zu legiertem Stahl und Titan. Die Ｑｓｴｲ･｣ｫｬｮｧ＠

ist fUr Alu-Legierungen gunstig, zugleich haben diese Legie-

rungen den Vorteilleichterer Bearbeitbarkeit und eines - zumindest im Vergleich zu Titanlegierungen - gunstigeren Preises. Alu-Legierungen sind daher der bevorzugte Baustoff fUr

Diese ｌ｡､･ｲＮ＠

ｒ､･ｲ＠

haben auch ein geringes ｔｲｧｨ･ｩｴｳﾭ

moment (Beschleunigung!). Die billigste Herstellungsart der

ist das GieJ3en. Fortschritte in der ｌ｡､･ｲ＠

GuJ3legierung (z. B. llAlufont") und in der GieJ3technik (Gipsmodelle) haben es ermoglicht, GuJ3legierungen bis zu 500

mi s

Umfangsgeschwindigkeit einzusetzen,

die Berstgeschwindigkeiten bei Probeschleuderung solcher ｒ､･ｲ＠

betragen 700

mi s

und daruber.

249

Bei geschmiedetem Material mussen die Rader aus dem Vollen

werden ｧ･ｦｲｳｴ＠

oder sie werden auch zweiteilig ausgefUhrt, wobei der Radialteil im Gesenk geschlagen und der Vorsatzlaufer mit den gekriimmten Schaufeln entweder gefrast oder genaugegossen wird. Es wird behauptet, dal3 diese Herstellungsmethode bei entsprechenden Fertigungseinrichtungen nicht oder nicht nennenswert teurer sein so11 als das Giel3en. In bezug auf die Biegewechselfestigkeit (Schwingungen) sind die geschmiedeten Legierungen von Vorteil, auch in bezug auf die Strecklange, wenn moderne Werkstoffe (z. B.

Tabelle 10.1

Perunal B) in Betracht gezogen werden.

Eigenschaften von Werkstoffen fUr Verdichterrader

Markenname bzw. Bezeichnung

O"a

N/mm

65

0"0,2

2

N/mm

2

0"0,2

ｾ＠

9-9 3

km

0/0

kg/dm

1

2,65

8,3

Silumin Gamma gegossen

260

220

Silumin Gamma geschmiedet

350-370

270-280

2-4

2,65

10,2-10,6

Alufont 47 (Alusuisse) gegoss.

350-420

270-280

3

2,75

9,8-10,2

400

8

2,85

14

600

15

7,8

7,7

800

15

7,8

10,3

Perunal B geschmiedet Stahl G-X22CrMoV121 gegossen

900

Stahl DMV 83 geschmiedet, vergutet Titan L33(Krupp) geschmiedet

900

840

10

4,43

19

Titan Leg. 6AL 4V

1000-1250

800-1000

5-15

4,43

18,1-22,6

250

Fur hohe Druckverhaltnisse in einer Stufe, d. h. etwa uber 4, mul3 man, da die Festigkeit der Alu-Legierungen bei Materialtemperaturen uber 150 ... 200

°c

schon

nachlal3t, zu anderen Materialien greifen, d. h. zu Stahl oder Titan. Das Verdichterrad nach Bild 10.3 ist aus Titan gefertigt, da hier neben der hohen Umfangsgeschwindigkeit auch Festigkeitsprobleme mit den riickwartsgekriimmten Schaufeln auftreten. Der Vorsatzlaufer ist aus geschmiedetem Leichtmetall. Die Herstellungskosten des Titanrades sind natiirlich hoch, aber es wird argumentiert, dal3 mit Abgasturboladern solcher einstufiger Bauart die zweistufige Aufladung (die noch wesentlich teurer ware) bis zu einer gewissen

ersetzt werden ａｵｦｬ｡､･ｨ＠

kann. Die kleinen Abgasturbolader fUr Fahrzeugmotoren sind auf niedrigste Herstellungskosten angewiesen. Hier kommt fUr die Radherstellung nur das Giel3en ohne weitere Bearbeitung der Kanale in Betracht. Dies ist durch Fortschritte in der Technologie und auch im Material ｭｧｬｩ｣ｨＮ＠

So ist zum Beispiel das Verdichterrad nach

Bild 10.5 aus einer Alu-Legierung in einer Gipsform gegossen, die nach einem Gummimodell des Rades hergestellt wird. Das Gummimodell erlaubt ein Herausdrehen aus der Form auch bei den riickwartsgekriimmten Schaufeln und eine vielmalige Verwendung des Modells. 10. 1.4 Material und Herstellung der Turbinenrader Fur die Herstellung der Turbinenrader radialer Bauart kommt nur der Genaugul3 in Betracht, da ein Frasen bei dem schwerbearbeitbaren hochwarmfesten Material vieI zu teuer ware. Hochwarmfeste Legierungen lassen sich alle giel3en, Tabelle 10. II gibt einige Beispiele solcher Legierungen. Axialturbinenrader werden nur in den seltensten Fallen in einem StUck gegossen, die ubliche Herstellung ist eine geschmiedete Turbinenscheibe und getrennt hergestellte Schaufeln. Da die Schaufeln

Temperaturen annehmen als die Scheiｨ･ｲ＠

ben, konnen beide aus verschiedenem Material hergestellt werden, z. B. die Scheibe aus 13 %igem Chrom-Stahl oder aus Chrom-Nickel-Stahl1613, die Schaufeln aus Nimonic 80A. Bei der Materialauswahl wird man sich nach der zu erwartenden Eintrittstemperatur der Auspuffgase richten, die je nach Motor und Verwendungszweck in weiten Grenzen schwankt. So werden bei grol3en Zweitakt-Dieselmotoren Auspufftemperaturen von 450

°c

(723 K) selten und 500

°c

(773 K) praktisch 251

Warmfestigkeit einiger Werkstoffe fUr

Tabelle 10. II

1

t 26

tZ

'l>vz

22

.........

ｾ＠ ｾ＠

340

...-V

...............

ｾ＠

kW

220

Pe

g/kW·h

Bild 11.4 Einflu/3 der Ladelufttemperatur auf ｺｵｬｳｩｧ･ｮ＠ Zlindwinkel 4>vZ' auf Leistung Pe und spez. Kraftstoffverbrauch be' Aus /11.8/ Bild 3

8

E ___

>

"'" "" /

ｾ＠

190

ｾ＠

280 60

I

I

70

80

I

90

Ladelufttemperatur

100

267

besonders im Fahrzeugmotor mit einem

Aufwand verbunden, doch ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･ｮ＠

nimmt die Erkenntnis zu, da/3 man sich diesen Aufwand beim Pkw-Ottomotor leisten sollte und mit Rlicksicht auf die erzielbare Leistungssteigerung, auf die thermische Standfestigkeit, auf Verbrauch und Abgasemission auch leisten kann, sofern nicht zwingende Grlinde dagegen sprechen. Solche Grlinde konnen sein: Platzmangel fUr einen vernlinftigen, d. h. wirksamen Einbau des LLK bei dem vorhandenen Fahrzeug, da in der Regel der Auflademotor in das gleiche Fahrzeug hineinpassen mu/3 wie der Saugmotor, ferner die Unwirksamkeit eines nur vom Fahrtwind beaufschlagten LLK bei

mit hoher Leistung und niedriger Geschwinｆ｡ｨｲｺｵｳｴｮ､･＠

digkeit (z. B. Pa/3fahrten mit

Trotz dieser Gegengrlinde kann nicht ａｮｨｧ･ｬ｡ｳｴＩＮ＠

deutlich genug auf die durch viele Versuche da/3 die im LLK abgefUhrte

Regel hingewiesen werden, ｢･ｳｴｩｧ＠

im Motorklihlwasser nicht mehr abgefUhrt zu ｗｲｭ･＠

werden braucht, d. h., da/3 die Summe von

aus LLK und Motorblock bei ｗｲｭ･＠

gleicher Leistung etwa gleich ist. Bei Neuauslegung kann es u. U. glinstiger sein, den LLK selbst etwas auf Kosten des Motorwasser-Klihlers zu vergro/3ern, wobei natlirlich die Klihlwirkung bei allen

sichergestellt sein mu/3. Dies ｆ｡ｨｲｺｵｳｴｮ､･＠

ist zum Beispiel durch ein thermisch gesteuertes elektrisch angetriebenes Klihlmoglich. Die bereits im LLK abgefUhrte ｧ･｢ｬｳ＠

ｗｲｭ･＠

wirkt sich glinstig auf

Klopfgrenze und thermische Beanspruchung und damit auf erreichbare Leistung und Betriebssicherheit aus. Zur DurchfUhrung der Ladeluftklihlung stehen vier Systeme zur Diskussion. 1. Ladeluft-Wasserklihler im Klihlwasserkreislauf des Motors. 2. Ladeluft-Wasserklihler mit eigenem Klihlwasserkreislauf. 3. Ladeluft-Luftklihler, letzterer vor oder neben dem Wasserklihler des Motors. 4. Ladeluft-Luftklihler mit eigenem

das von einer mit Ladeluft ｋｬｩｨｧ･｢ｳＬ＠

beaufschlagten Luftturbine angetrieben wird, Bild 11. 5 Flir die Beurteilung des Klihlsystems sind Wirksamkeit, Gro/3e und Gewicht, Unterbringungsmoglichkeit, Kosten, ｚｵｶ･ｲＱｳｩｧｫｴＬ＠

Wartungsaufwand und Lei-

stungsverbrauch fUr die Klihlung ma/3gebend. Am einfachsten ist die Klihlung nach 1, aber auch am wenigsten wirksam, selbst wenn das Klihlwasser vom Wasserklihler ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

in den Ladeluftklihler, dann in einen etwa vorhandenen 01-

klihler und erst dann in die

268

ｋｬｩｨｷ｡ｳ･ｲｵｭ＠

des Motors geleitet wird.

Bild 11. 5 Ladeluft-LuftkUhler nach Pkt. 4, System Garrett

2

4

3

5

1: Auspuffleitung 2: Abgasturbolader 3: Druckluftleitung 4: ｋｕｨｬｧ･｢ｳ＠ 5: Ubergang zum LLK 6: Austritt der KUhlluft 7: LadeluftkUhler 8: Luftaustritt aus LLK

7

8

Nach Untersuchungen an einem aufgeladenen Lkw-Dieselmotor /11. 5/ ist das System 3 bezUglich des

Wirkung zu Aufwand am gUnstigsten, dann ｖ･ｲｨＱｴｮｩｳ＠

kommt das System 4, das allerdings manchmal, insbesondere bei einem nachｴｲｧｬｩ｣ｨ･ｮ＠

Einbau in ein vorhandenes Fahrzeug, Vorteile bezUglich der Unter-

bringungsm6glichkeit bieten kann. Mit RUcksicht auf die komplexen ｚｵｳ｡ｭ･ｮｨｧ＠

zwischen Klopfen und VorzUn-

dung, Gemischzusammensetzung, Ladeluftdruck, Ladungs- und Zylindertemperatur und des EinfluJ3es dieser Variablen auf Leistung, Verbrauch und Abgasemission ist beim aufgeladenen Motor eine optimale Einstellung von Gemischzu-

ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠

sammensetzung und ZUndzeitpunkt besonders wichtig. Bild 11. 6 gibt die bekannte des Kraftstoffverbrauchs bei Vollast vom LuftUberschuJ3 bei einer um 4 °KW von der Klopfgrenze entfernten Einstellung des ZUndzeitpunktes wieder. Der Verbrauch reagiert empfindlich auf Abweichungen und zwar durch ｵｮｶｯｬｳｴﾭ

dige Verbrennung im fetten und zu langsame Verbrennung im mageren Bereich. Da die Abgasgesetzgebungen in den USA und in Europa verschieden sind (in den USA sind sie wesentlich ｳ｣ｨｲｦ･＠

und haben vor allen Dingen niedrigere NO x

Grenzwerte) und da die Forderungen nach optimaler Abgasemission und optimalem Verbrauch sich nicht befriedigend vereinigen lassen, siehe Bild 11.7, werden die nach den USA gelieferten Wagen anders ausgerUst et als die fUr den ･ｵｲｯｰＭ

269

Bild 11. 6 brauch in

Vollastkraftstoffvervom Luftｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠ Az im Zylinder bei 4 °KW Abstand von der Klopfgrenze. Aus /11. 2/ Bild 9

140

ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠

%

I

130

t

be

120

\

\

110

100

0,6

/'

1,2

1,0

0,8

/ Il 1,4

AzBild 11. 7 Vergleich des Strekkenverbrauchs b in Abhangigkeit von der Fahrgeschwindigkeit v von etwa gleichstarken Saug- (gestrichelt) und Auflademotoren bei Abstimmung auf optimalen Verbrauch (ausgezogen, ohne Katalysator) und optimales Abgas (strichpunktiert, mit Katalysator). Aus /11. 6/ Bild 7

I

18

100 km 16

/

120

140 km/h

ｩｾＯ＠

/.'1/

/.

12

b

ＯｾＮＧＱ＠

1'·

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10

ｾＡＯＮ［＠

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8

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V- I

14

t

ｉｾＢＯ＠

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ｾ＠

6 4

I

40

60

80

100

v-

!

ischen Markt. Die Motoren fUr die USA erhalten in der Regel einen DreiwegeKatalysator hinter der Abgasturbine, ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ＠

eine Sauerstoffsonde (Lambda-

Sonde /11. 7/) im Abgasstrom. Diese regelt die Kraftstoffzufuhr mit einer nur sehr geringen Toleranz auf das st6chiometrische die ｳ｣ｨ､ｬｩ･ｮ＠

ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

ein, da hierbei

Abgasemissionen mit Hilfe des Katalysators unter den gesetzlich

vorgeschriebenen Grenzwerten gehalten werden k6nnen. Die USA- Versionen 270

werden meist mit einer etwas geringeren Spitzenleistung verkauft. Flir den zur Zeit gliltigen Europatest kommt man ohne Katalysator aus, aber auch hier muJ3 einer Abstimmung auf guten Verbrauch und gute Abgasemission ein besonderes Augenmerk gewidmet werden. Da sichergestellt sein muJ3, daJ3 der Motor bei allen Betriebsbedingungen nicht klopft, muJ3 bei den liblichen nur von Last (Unterdruck) und Drehzahl (Fliehkraft) abhangigen Zlindverstellern ein nicht zu kleiner Sicherheitsabstand von der Klopfgrenze eingehalten werden. Dieser Sicherheitsabstand kann bei einer elektronischen Steuerung (/11. 8; 11. 9; 11. 10/) kleiner sein, da eine solche Steuerung auch andere EinfluJ3graJ3en wie Motor- und Lufttemperatur erfaJ3t. Ein Mikrocomputer errechnet hierbei nach den von MeJ3flihlern gemessenen EinfluJ3graJ3en die optimale Kraftstoffzufuhr und den optimalen Zlindzeitpunkt und stellt sie nach einem eingegebenen, d. h. auf Grund von Prlifstandsergebnissen vorprogrammierten Kennfeld ein. Da es hierbei auch maglich ist, bei Teillasten im mageren Bereich zu fahren, wird hierdurch Kraftstoff eingespart und die Schadstoffemission verringert. Solche Regelungen sind natlirlich auch fUr Saugmotoren geeignet, aber fUr aufgeladene Motoren mit den starker variablen Betriebsbedingungen, z. B. dem graJ3eren Bereich zwischen Leerlauf- und Vollasteinstellung besonders nlitzlich. An weiteren Verbesserungen in Richtung auf eine geschlossene Regelung des wegen der komplexen Zusammenｨｮｧ･＠

recht schwierigen Problems einer Optimierung von Ottomotoren wird noch gearbeitet /11. 11/ . 11. 1. 2

Probleme der thermischen Beanspruchung

Die mit den hohen Auspufftemperaturen verbundenen Temperaturbeanspruchungen des Turbinenrades werden mit den modernen, hochwarmfesten Werkstoffen zufriedenstellend beherrscht. Die Auspufftemperaturen sind zwar bei Ottomotoren sehr hoch und betrachtlich haher als bei Dieselmotoren, aber die Abgase sind sauerstoffarm und wirken damit weniger korrosiv. Ein Leitrad ist bei den kleinen Radialturbinen in der Regel nicht vorhanden, die richtige Anstramung der Laufschaufeln wird durch die entsprechende Bemessung der Zustramspirale sichergestellt. Schwierigkeiten mit den hohen Temperaturen treten eher am Turbinengehause, an den Auspuffleitungen (Krlimmern) und am Abblaseventil auf. Eine ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ･＠

Trennung der Zylindergruppen bis zum Laufrad, d. h. die reine StoJ3aufladung, gelingt wegen der hohen Abgastemperaturen des Ottomotors noch nicht. Zustram-

271

mit doppeltem Eintritt haben noch keine genligende Standfestigkeit ｧ･ｨｵｳ＠

merisse) /11.

6/,

Ｈｗｲﾭ

und Zungen, die die beiden Teilstrome bis ｚｷｩｳ｣ｨ･ｮ､＠

nahe an das Laufrad trennen wlirden, brennen ab /11.12/, da bei diesen ｗｮ､･＠ jede Klih1ungsmoglichkeit fehlt. Aus diesem Grunde arbeiten Abgasturbo1ader fUr Pkw-Ottomotoren z. Z. immer mit Vollbeaufsch1agung der Turbine. Soweit der vorhandene P1atz eine gruppenweise Zusammenfassung in Einzelleitungen mit dem erforderlichen Zlindabstand ｺｵｬＱＳｴＬ＠

ist allerdings eine Trennung der einze1-

nen Zylinder gruppen bis kurz vor Turbineneintritt vorteilhaft /11. 2; 11. 19/ . Fu13end auf Entwicklungen fUr die Fahrzeuggasturbine wird auch an der Entwicklung keramischer Bauteile fUr den A TL gearbeitet, um die hohen Temperaturen besser beherrschen zu konnen. Keramische

zum Beispie1 wlirden ｚｵｳｴｲｯｭｧ･ｨ＠

wahrscheinlich die reine Sto13aufladung ermoglichen. Ein konischer Diffusor unmittelbar hinter der Abgasturbine verbessert deren Wirkungsgrad /11.

6/ .

Zur Beherrschung des erhohten

natrium-

ｗｲｭ･ｩｮｦ｡ｬｳ＠

im Motor werden ｨｵｦｩｧ＠

geklihlte Ventile (Ottomotor), eine 6lklih1ung des Ko1bens durch Anspritzen aus einer feststehenden Dlise und gegebenenfalls eine vergro13erte Wasserpumpe zur Erhohung des Wasserum1aufs angewandt.

11. 1. 3

Regelungsprobleme

Im Gegensatz zum Dieselmotor arbeitet der Ottomotor mit ｑｵ｡ｮｴｩｳｲ･ｧＱＬ＠

d. h., er benotigt eine Drosse1klappe zur Regelung der Ladungsmenge. Die Drosselklappe kann vor oder nach dem Lader angebracht werden, beides hat Vor- und Nachteile. Die Drosselk1appe vor dem Lader hat den Vorteil, da13 der Lader durch das plotzliche Schlie13en der Klappe beim Schalten bzw. beim Schubbetrieb nicht ins Pumpen kommen kann. Bei ganz oder teilweise geschlossener Drosselklappe verdichtet ferner der Lader von einem niedrigeren Druckniveau aus, womit einerseits bei gleichem Massendurchsatz durch den Verdichter der Betriebspunkt weiter rechts im Kennfeld zu liegen kommt, andererseits die Leistungsg1eichheit zwischen Lader und Turbine bei einer hoheren Laderdrehzah1 erreicht wird. Bild 11. 8 zeigt die Drehzahldifferenz des Laders bei Anordnung der Drosselk1appe vor und hinter dem Verdichter. Im ersteren Fall hat der Lader eine hohere Ausgangsdrehzahl und spricht beim Besch1eunigen besser an. FUr Motoren mit Vergaser hat die Drosselklappe vor dem Lader folgende Vorteile:

272

Es kann das gleiche System benutzt werden wie beim Saugmotor, man ist frei in der Auswahl die Abstimmung des Vergasers ist einfacher der Kraftstoff wird durch die Verwirbelung im Lader die Verdampfung des Kraftstoffs ｴｲｧ＠

verteilt ｧｬ･ｩ｣ｨｭｂｲ＠

zur Ladeluftkiihlung bei.

90000

min- 1 80000

70000

t

60000

nL 50000

40000

30000

20000

10000 2000

3000

4000 nM -

min- 1

5000

Bild 11. 8 Drehzahldifferenz des Laders bei Anordnung der Drosselklappe vor (obere Kurven) oder nach (untere Kurven) dem Lader in ａ｢ｨｮｧｩｫ･ｴ＠ von Last und Drehzahl. Aus /11.2/ Bild 40

Nachteilig bei der Drosselklappe vor dem Lader ist, daB dieser absolut oldicht sein muJ3, damit nicht durch den Unterdruck bei Ladereintritt

cn angesaugt wird.

Das wiirde zu Olverlust, Verschmutzung und insbesondere zu einem Anstieg der unverbrannten Kohlenwasserstoffe im Abgas fUhren, da dieses mit der Luft angesaugte OI nicht ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ＠

verbrennt. Oldichtheit an der Laderwelle wird durch

Kohle-Schleifringe erreicht, die allerdings wieder den Nachteil eines gewissen VerschleiBes und einer geringen Erhohung der Reibung haben. Wenn ein Vergaser hinter dem Lader angewandt wird, muB dieser druckfest und in der Regel in Zweistufenbauart ausgefUhrt sein, da die Anpassung sonst Schwierigkeiten macht. Die Drosselklappe nach dem Lader erlaubt fUr den ATL die praktisch verschleiB-

273

freien Labyrinth-Dichtungen. Damit der Lader beim Schliel3en der Drosse1k1appe nicht ins Pumpen kommt, braucht man ｨｵｦｩｧ＠

ein Teillast-Abblaseventil (Umluft-

ventil), das einen Teil der verdichteten Luft in die Ansaugleitung zurilckfUhrt . Die Einleitung mul3 so erfolgen, dal3 eine eventuelle Luftmengenmessung nicht gestort wird, Bild 11. 9. Ofters wird auch noch ein ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･ｲ＠

Unterdruckbe-

grenzer fUr Schiebebetrieb angewandt, der das Nachzilnden des schlechtzilndenden mageren Gemisches im Auspuff verhindert. Den Unterdruckbegrenzer kann man sich sparen, wenn, wie z. B . bei elektronischer Regelung des Zilndzeitpunktes, die Zilndung im Schiebebetrieb stark nach frilh verlegt wird.

24

1

Bild 11. 9 Schema der Luft- und Abgasfilhrung bei Drosselung nach dem Lader am Porsche 924 Turbo 1: Luftfilter; 2: Gemischregler; 3: Saugleitung; 4: Turbolader (Verdichter); 5: Umluftventil; 6: Druckleitung; Ｗ ｾ＠ Drosselklappe; 8: Luftverteiler; 9: Kraftstoffeinspritzleitung; 10: Abgaskrilmmer; 11: Turbolader (Turbine); 12: Abgasleitung; 13: ｖｯｲｳ｣ｨ｡ｬ､ｭｰｦ･［＠ 14: ｎ｡｣ｨｳｬ､ｭｰｦ･ｲ［＠ 15: Bypal3ventil; 16: Steuerdruckleitung (Umluftventil); 17: Entlilftungsleitung; 18: Steuerdruckleitung (Abblaseventil); 19: Zusatzluftschieber; 20: Unterdruckbegrenzungsventil; 21: Leitung z. Zusatzluftsch. u. Unterdruckbegrenzer; 22: Verbindungsleitung; 23: Steuerunterdruckleitung; 24: Ladedruckkontrollschalter /11. 12/ Das Umluftventil, das meist in den ATL integriert wird, Bild 11. 10, ist nach Hiereth /11. 2; 11. 4/ dann nicht notwendig, wenn das Auspuffabblaseventil von 274

7

Bild 11. 10 Abgasturbolader von KKK Typ K 26 mit im ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｧｵｳ＠ integriertem Umluftventil. 1: Lufteintritt; 2: Verdichterrad; 3: ｌｵｦ･ｲｷｬ［＠ 4: ｔｵｲ｢ｩｮ･ｧｨｳ［＠ 5: Turbinenrad; 6: Gleitlager; 7: Luftaustritt; 8: Umluftventil /11. 12/ dem Druck vor der Drosselklappe gesteuert wird, Bild 11. 11. Allerdings ｨｮｧｴ＠

die Moglichkeit dieser Einsparung wohl nicht allein von einer solchen Ansteuerung, sondern auch vom Verdichterkennfeld (Pumpgrenze) und der Ausfiihrung der Aufladeleitun g ab.

4

Bild 11. 11 Schaltung der Ladedruckregelung bei Anordnung der Drosselklappe hinter dem Lader. Aus /11.2/ Bild 36 . 1: Motor; 2: Abgasturbolader; 3: Abgasabblaseventil; 4: Ladeluftklihler; 5: Filter ; 6: Auspuffkrlimmer; 7: Saugrohr; 8: Drosselklappe

275

Mit dem Bild 11. 11 ist schon die bei Pkw-Motoren unbedingt notwendige Regelung der Abgasturbine angesprochen. Wie bereits ･ｲｷｨｮｴＬ＠

stellt das Automobil beson-

ders hohe Anforderungen an das Drehmomentverhalten und das Ansprechen des Motors, auBerdem an den Drehzahlbereich und damit an ein besonders breites Druck-Volumen-Kennfeld des Laders. Die grundsatzlichen Schwierigkeiten, die der Abgasturbolader fUr Beschleunigung und Drehmomentverhalten mit sich bringt, und die Moglichkeiten zu deren Beherrschung sind bereits in den Kapiteln 8.2, 8.3 und 8.4 angesprochen. Da kleine ATL mit veranderlicher Geometrie anscheinend noch nicht befriedigend funktionieren oder vielleicht auch zu teuer waren, arbeiten alle auf dem Markt befindlichen Pkw-Motoren mit Abblaseregelung an der Turbine. HierfUr muB der ATL auf den fUr eine mittlere Motordrehzahl geltenden Durchsatz ausgelegt sein, Lader und insbesondere die Turbine sind wesentlich kleiner, als zum Erreichen einer Hochstleistung bei voller Motordrehzahl glinstig ware. Ein kleiner Turbinenquerschnitt ist nicht nur mit Rlicksicht auf das Drehmomentverhalten, sondern auch auf die Beschleunigung notwendig. Der EinfluB des Turbinenquerschnittes auf den Druckaufbau vor dem Motor ist erheblich /11.2/. Bei voller Motorleistung wlirde ein ungeregelter ATL dieser Auslegung eine zu hohe Laderdrehzahl und einen zu hohen Ladedruck mit den nachteiligen Folgen fUr Lader- und Motorbeanspruchung erzeugen. Von den verschiedenen Abblasemoglichkeiten, wie Abblasen von Luft ab einem bestimmten Ladedruck, Abblasen von Abgas gesteuert vom Auspuffdruck oder gesteuert vom Ladedruck ist erstere weitgehend verlassen. Wie in Veroffentlichungen, u. a. in /11. 2/, ｮｨ･ｲ＠

ausge-

flihrt, ist das Abblasen von Abgas thermodynamisch glinstiger, weil dann die Auspuffgase bei voller Motordrehzahl und -leistung weniger hoch hinter dem Motor aufgestaut werden als bei Abblasen von Luft. Der Aufstau des Auspuffs hinter dem Motor - bei Abblaseregelung ist der Druck hinter dem Motor fUr hohe Drehzahlen meist hoher als der Ladedruck - vergroBert die Ausschubarbeit und vermindert durch hoheren Restgasanteil die Flillung des Zylinders. Dadurch wird der Kraftstoffverbrauch erhoht. Bei der Abgas-Abblaseregelung kann die Turbine von vornherein wegen des kleineren Durchsatzes kleiner ausgefiihrt werden als beim Abb1asen von Luft, was einen besseren Wirkungsgrad bei kleinem Durchsatz und damit ein besseres Ansprechen ergibt. Zusatzlich wird auch haufig die Turbinenbeschauflung mit 276

einer unsymmetrischen Wirkungsgradkurve iiber u/ C o ausgelegt, d. h. verschoben nach besserem Wirkungsgrad fiir kleinen Durchsatz. Das Abgas-Abblaseventil - auch waste gate oder Bypaf3ventil genannt - kann entweder in den ATL integriert sein oder es wird getrennt angeeigneter Stelle in die Auspuffleitung eingebaut. Garrett-AiResearch hat fiir die Steuerung des Ventils zwei verschiedene Ausfiihrungen, Bild Il. 12, und zwar fiir trockene Luft im Lader (Dieselmotoren, Ottomotoren mit Kraftstoffeinspritzung vor das Einlaf3ventil) und fiir Ausfiihrungen mit dem Vergaser vor dem Lader / Il. 13/. Im ersten FalI sitzt auch die Steuerdose fiir das Bypaf3ventil am ｔｵｲ｢ｩｮ･ｧｨｳ＠

bzw. ist

mit dem Ventil zusammengebaut, im zweiten Fa11 sitzt sie getrennt vom Ventil am ｌ｡､･ｲｧｨｵｳＮ＠

Bild Il. 12 a und b Abgasturbolader von Garrett-AiResearch mit integriertem Abgas -Abblaseventil ("waste gate") mit Anzapfen der Steuerluft an der Spirale. Links Ausfiihrung fiir trockene Luft, rechts fiir nasse, d. h. mit Kraftstoff angereicherte Luft

Da die Membran im Abblaseventil (Viton) thermisch ｢･ｳ｣ｨｲｮｫｴ＠

belastbar ist,

so11 das Ventil - ob integriert oder nicht - im Kiihlluftstrom des Ventilators liegen, und es ist ｺｷ･｣ｫｭｦＳｩｧ＠

auch mit Kiihlrippen zu versehen. Auf3erdem kann

es niitzlich sein, die Membran durch einen kleinen Luftstrom zu kiihlen, sofern die von der Steuerluft abgezweigte Kiihlluftmenge die Gemischregelung nicht beeinfluf3t und sofern sie trocken, d. h. noch nicht mit Kraftstoff beladen ist. Diese Kiih11uft wird zum Beispiel bei Dieselmotoren durch eine Bohrung im Ventilschaft

277

auf die Niederdruckseite geleitet lUld zusammen mit den Abgasleckagen entlang dem Ventilschaft durch eine entsprechende BohrlUlg auf das Druckniveau hinter der Turbine entlUftet, Bild 11. 13.

Bild 11. 13 Schnitt durch ein Abgas -Abblaseventil mit KUhlbohrlUlgen, AusfUhrung Garrett

Bild 11. 14 Vom Auspuffdruck P3 gesteuertes Abgas -Abblaseventil mit zuｳｴｺｬｩ｣ｨ･ｲ＠ Aufgabe des statischen Drukkes am Ladereintritt P1 t' AusfUhrung Audi 200 s

Der getrennte Einbau des Abblaseventils bietet den Vorteil, es gUnstiger im KUhlluftstrom des Ventilators unterzubringen lUld so zur thermischen Entlastung beizutragen. Das Abblaseventil kann statt vom Ladedruck auch vom Auspuffdruck angesteuert werden. Es ist dann allerdings fUr eine ｬｮｧ･ｲ＠

Steuerleitung zu sorgen,

damit sich das Abgas auf dem Wege zur Membran genUgend abkUhlt. Da die Durchstromung minimal ist - es sind ja nur Leckagen zu decken -, ist eine solche AbkUhllUlg der Auspuffgase leicht moglich. Bild 11. 14 zeigt ein solches vom Auspuffdruck gesteuertes Abblaseventil, bei dem der Steuerdruck gegen die Federkraft in derselben Richtung wirkt wie der Auspuffdruck. Bei dieser fUr den aufgeladenen FUnf-Zylindermotor des Audi 200 verwendeten AusfUhrung /11. 19/ wird der statische Druck vor Verdichter-Eintritt oben auf die Membran geｺｵｳｴｬｩ｣ｨ＠

schaltet, der bei gleichbleibendem Gesamtdruck, d. h. AuBendruck, mit steigendem Luftdurchsatz abnimmt lUld daher dem Ladedruck eine Charakteristik nach Bild 11. 15 gibt, d. h., ihn mit steigender Motordrehzahl wieder abnehmen

278

ｬｂｴＮ＠

Bild 11. 15 Ladedruckverlauf beim Audi 200

ba r

I'r--..

0,8

"

,,"urbo - Europa

0,4

r- - .......

I 0,2

"

1/

\

"-

'-.

Turbo - USA

1',....

/

V o Der hochste Ladedruck wird dabei

2000

4000

nM - -

6000 min-1

nur im Gebiet des hochsten Drehｴ｡ｳ｣ｨｬｩ＠

moments erzeugt. Einen mit fallender Drehzahl ansteigenden Ladedruck kann man auch mit den auf eine niedrige Motordrehzahl abgestimmten Schwingrohren zwischen Lader und Motorzylindern

zur Abblaseregelung erreichen. ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ＠

11.2. Dieselmotoren Wegen der peratur,

･ｲｷｨｮｴ＠

Unterschiede - keine Klopfgrenze, niedrigere Auspufftem- ist die Aufladung von Pkw-Dieselmotoren im Ver-

ｑｵ｡ｬｩｴｳｲ･ｧｮ＠

gleich zu Ottomotoren ｢･ｴｲ｣ｨｬｩ＠

er1eichtert. In bezug auf ATL-Auslegung und

-Regelung gelten dieselben Prinzipien wie fUr Ottomotoren. Wegen der niedrigeren Auspufftemperatur kann bei geeigneter Zylinderzusammenfassung von der Stof3aufladung Gebrauch gemacht werden. Infolge des grof3en Drehzahlbereiches benotigt man auch hier eine Abblaseregelung. Da man mit Rlicksicht auf Kos ten, LeitungsfUhrung und Unterbringung in der Regel nur ein Abblaseventil verwendet, werden die getrennten Auspuffstrome meist doch vor der Turbine zusammengefaf3t, d. h., die Turbine arbeitet mit Vollbeaufschlagung. Wenn es in erster Linie auf ein gutes Drehmomentverhalten und nicht auf das Erreichen einer Hochstleistung ankommt, kann auf die Ladeluftklihlung verzichtet werden. Um bei ｆ｡ｨｲｺｵｳｴｮ､･＠

mit niedrigem Ladedruck ruf3enden Auspuff zu vermeiden,

werden die Einspritzpumpen mit einem ｬ｡､･ｲｵ｣ｫ｢ｨｮｧｩ＠

Flillungsanschlag (LDA)

279

versehen, den man auch vom Absolutdruck steuern kann (ALDA), wenn auf die mit steigender Hohe abnehmende Luftdichte Rlicksicht genommen werden soll.

11. 3. Die Vorteile der Aufladung bei Automobilmotoren Es werden hier die gleichen Vorteile in Anspruch genommen, die allgemein fUr die Aufladung gelten: Geringeres Gewicht und kleinerer umbauter Raum fUr gleiche Leistung im Vergleich zum Saugmotor, geringerer Leistungspreis, besserer Wirkungsgrad insbesondere bei Dieselmotoren, gro13erer Leistungsbereich mit demselben Motortyp, kleinere Klihler fUr gleiche Leistung, bessere ｇ･ｲ｡ｵｳ｣ｨ､ｭｰｦｮｧ＠

und geringe Schadstoffemission. Die beiden zuerst genannten Faktoren fielen anfangs am starksten ins Gewicht, weshalb aufgeladene Motoren zunachst bei Rennund Sportfahrzeugen eingesetzt wurden. Ein kleiner A TL mit Drehzahlen bis zu 150000 min -1 fUr eine aufgeladene Motorleistung bis rd. 110 kW, das entspricht einer Leistungssteigerung von rd. 40 kW, hat eine Masse von 6 kg. Er wird direkt an die Auspuffleitung angebaut, braucht also keine Konsole. Trotz zusatzlichem Abblaseventil und den zusatzlichen Luft- und Abgasleitungen ist das Verhaltnis von Mehrleistung zu Mehrmasse wesentlich glinstiger als das Verhaltnis Leistung zu Masse beim Saugmotor. Das Volkswagenwerk gibt an /11. 14/, da13 die Leistungsmasse eines 1, 5-Liter-Dieselmotors ohne Aufladung mit 37 kW rd. 3 kg/kW betragt, die des Motors in aufgeladener Version mit 55 kW nur 2,4 kg/kW,

wobei letzterer einen ATL mit integriertem Abblaseventil besitzt, aber keine Ladeluftklihlung. Angaben liber die Kostenersparnis lassen sich naturgema13 schwerer machen. Die kleinen ATL sind durch die Massenfabrikation an sich sehr billig, aber die notwendigen ｌ･ｩｴｵｮｧｳ､ｲＬ＠ Kolben) und gegebenenfalls ｮ､･ｲｵｧ＠

ｮ､･ｲｵｧ＠

am Motor (z. B. Olanspritzung der am Motorraum beeinflussen die Herstellungs-

kosten. Dem heute zu beobachtenden starkeren Eindringen des ATL in das Gebrauchsfahrzeug wurde insbesondere durch die Abgasgesetze und die Energiekrise Auftrieb gegeben. Die Ma13nahmen zur Begrenzung der schadlichen Abgasemission durch Abmagern und Spatzlindung bedingen einen Leistungsabfall, der durch die Abgasturbo-Aufladung mehr als wettgemacht wird, so da13 auf den Einbau teurerer Modelle mit vergro13ertem Hubraum verzichtet werden kann. Auch sparsamer Betrieb 280

verlangt das Vermeiden des Fahrens im fetten Gemischbereich, d. i. ein Verzicht auf die damit erreichbare Hochstleistung. Dal3 auch aufgeladene Ottomotoren verbrauchsglinstiger sein konnen als gleichstarke Saugmotoren, liegt

an der verminderten Reibung des kleineren Motors, ｨ｡ｵｰｴｳ｣ｬｩ＠

was sich insbesondere im unteren Leistungsbereich auswirkt, Bild 11. 16. Dal3 der Auflademotor bei Vollast nicht immer einen besseren Verbrauch hat als der leistungsgleiche Saugmotor, ist dadurch bedingt, dal3 bei der derzeit liblichen Regelung ein Kompromil3 zwischen Vollastverbrauch und Ansprechen gemacht werden mul3. Eine kleine Abgasturbine bzw. ein enges

verbessert das Anｚｵｳｴｲｯｭｧ･ｨ＠

sprechen, verschlechtert aber den Vollastverbrauch. Bei Teillast ist der leistungsgleiche aufgeladene Motor auf jeden Fall glinstiger, ob auch bei Vollast, dem

ｨｮｧｴ＠

von

Kompromil3 ab. ｧ･ｷｨｬｴｮ＠

30 _l_ 100km

25

Saugmotor Auflademotor

15

10

5

Bild 11. 16 Vergleich des Streckenverbrauchs b von etwa gleichstarken Saug- und Auflademotoren bei konstanter Fahrgeschwindigkeit v. Aus /11.2/ Bild 52

ＴｾＭ［ＺｂＧＰＱＲＶｫｭｬｨＡｏ＠

v-

Mal3gebend fUr die Wirtschaftlichkeit ist der Stral3enverbrauch und fUr die Abgasemission der vorgeschriebene Test. Beide sind in der Regel fUr den Auflademotor besser, wofUr als Beispiele ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

nur die Tabellen 11. 1 und 11. II gelten sollen.

Bild 11. 17 schliel3lich gibt den Verbrauchsvergleich zwischen zwei Otto -Saugmotoren verschiedener Leistung mit einem Saug- und einem Auflade -Dieselmotor im gleichen Fahrzeug wieder. Es zeigt sich, dal3 bei dem Turbodiesel insbesondere bei den hoheren Geschwindigkeiten die Verbrauchswerte ｳｴｲｫ･＠

von denen

des Saugmotors abweichen. 281

Tabelle 11. 1

Verg1eich des Kraftstoff-Streckenverbrauchs 1eistungsg1eicher Saug- und Auflade-Ottomotoren. Aus 111.21 Saugmotor

Strecken

Auflademotor

Bezeichnung

Nr.

km

Liter

Innenstadt 1 Person Spitze 50 km/h

1.4

88

17,58

19,9

15,60

17,7

Auflenstadt 1 Person Spitze 50 km/h

1.1

100

17,92

17,9

15,91

15,9

Stadt 1.4 auf Versuchsbahn 1 Person Spitze 50 km/h

4.3

80

15,00

18,7

13,06

16,3

Schwarzwa1d zul. Ges. -Gew.

6.0

340

50,05

14,7

46,90

13,7

Tabelle 11. II

1/100 km

Liter

Verg1eich der Abgas-Emissionswerte von 1eistungsg1eichen Saug- und Auflade -Ottomotoren im Europa-Test ohne Reaktor, und im CVS-Test. Aus 111. 21 Saugmotor

Auflademotor

CVS HC

gl mi 1 e

4,46

3,05

CO

g/mile

22,08

15,71

NO

gl mile

5,71

3,86

KV

1/100 km

19,9

16,71

Europa

282

1/100 km

HC

gl Test

CO

gl Test

116,921

68,930

NO

g/Test

8,015

5,049

KV

g/Test

5,32

4,709

Bild 11.17 Vergleich des Strekkenverbrauchs b von Diesel-, Turbodiesel- und 2 Ottomotoren im gleichen Fahrzeug bei konstanter Fahrgeschindigkeit v. Aus /11. 14/ Bild 6

[

14

100 km 12

la

t

8

b

6 4

2

o

40

60

80

v ____

120

Bild 11. 7 zeigte bereits den deutlichen Unterschied im Kraftstoffverbrauch des Ottomotors bei Optimierung auf guten Verbrauch oder auf gute Abgasemission. Selbst der auf gute Abgasemission optimierte Motor hatte insbesondere bei niedrigen Lasten einen noch etwas besseren Verbrauch. Die Tabelle 11. III zeigt erdaJ3 selbst ohne Katalysator (d. h. verbrauchsoptimiert) zumindest die ｧｮｺ･､Ｌ＠

CO-Emistlion des aufgeladenen Motors besser ist als die des Saugmotors. Die hohe RC-Emission war in diesem Fall auf Olundichtheit des Laders zuriickzufiihren. Tabelle 11. III

Vergleich der Abgasemission von Saug- und Auflademotoren in g/Test (ECE). Aus /11. 6/

Saugmotor

Auflademotor mit

CO

92

RC

6,2

NO

x

Grenzwert

ohne Katalysator

ECE

15,2

40,6

122

0,6

17,8

8,6

2,6

7,7

14

283

Aueh in der

bringt, wie mehrfaeh beriehtet wird, der aufgeｇ･ｲｵｳｨｭｩｯｮ＠

ladene Motor keine Naehteile, sondern im Gegenteil gewisse Vorteile lieh im

da die Turbine ａｵｳｰｦｧ･ｲｨＬ＠

ｨ｡ｵｰｴｳ･ﾭ

auf die an sieh sehwerer zu ､ｭｰｦ･ｮ＠

niedrigen Frequenzen wirkt. Man kann daher den Auspuffsehall､ｭｰｦ･ｮ＠

u. U. vereinfaehen, d. h. ､ｭｰｦ･ｲ＠

maehen. ｷｩ､･ｲｳｴ｡ｮｭ＠

Was die Besehleunigung anlangt, kommt es hier nieht auf den Vergleieh des Auflademotors mit dem Saugmotor des gleiehen Typs an, ｬ･ｩｳｴｵｮｧｲｫ＠

sondern auf den Vergleieh gleiehstarker Motoren im gleiehen Fahrzeug. Das Naehhinken des Ladedrueks beim Turbomotor Die Sehnelligkeit des Druekaufbaus

ｬｦＳｴ＠

sieh ja nieht ganz vermeiden.

stark von der Turbinenauslegung, d. i. ｨｮｧｴ＠

dem Turbinenquersehnitt und dem polaren

des ｍ｡ｳ･ｮｴｲｧｨｩｭｯ＠

ｌｵｦ･ｲｳ＠

ab. Naeh Hiereth /11. 2/ wlirde man eine Verzogerung des Anspreehens dann nieht starend empfinden, wenn der Druekaufbau weniger als 0,5 s beansprueht. Der Besehleunigungsvergleieh von etwa leistungsgleiehen Saug- und Auflademotoren mit Durehsehalten der Bild 11.18.

ｇｮｧ･＠

fUr letzteren nieht unglinstig aus, ｦｬｴ＠

Naeh /11. 8/ kann der verzogerte Druekaufbau und damit der etwas

verzogerte volle Leistungseinsatz aueh vorteilhaft sein, da dann bei leistungsstarken Wagen weniger Gefahr eines Durehdrehens der ａｮｴｲｩ･｢ｳ､＠

fahren besteht. Wahrseheinlieh ist, daf3 sieh der Fahrer auf das etwas

beim Anｶ･ｲｮﾭ

derte Fahrverhalten des Turbomotors einstellen muf3, und daf3 bei entspreehender Einstellung Naehteile daraus nieht entstehen. 200

ｾ＠

km/h

Bild 11. 18 Besehleunigungsvergleieh etwa leistungsgleieher Saugund Auflade -Ottomotoren beim Durehsehalten der ｇｮｧ･Ｎ＠ Aus /11. 2/ Bild 51

ｾ＠ ｾＭ

/.//'

V II J

100

fi

50

- - Auflademotor - - Saugmotor

'/

V'

o

284

10

20

t-

30

5

40

Dai3 mit einem aufgeladenen Dieselmotor aui3erordentlich gute Werte in bezug auf Verbrauch, Abgas- und

erreicht werden konnen, hat die ｇ･ｲｵｳ｣ｨｭｩｯｮ＠

Volkswagenwerk AG durch ein Experimentierfahrzeug bewiesen /11. 15/, bei dem das Verbrennungsverfahren auf niedrige Schadstoffemission optimiert, die Stickoxide durch AbgasrUckfUhrung vermindert und der Motor gekapselt war. Der praktischen Anwendung eines derart optimierten Motors stehen allerdings nach Angabe zur Zeit noch erhebliche Produktionsmehrkosten entgegen.

11.4. Ausflihrungsbeispiele 11. 4. 1

Ottomotoren

Von den vielen bereits auf dem Markt oder in Entwicklung befindlichen Turbomotoren konnen hier nur wenige Beispiele gebracht und nur kurz beschrieben werden, wobei bevorzugt auf ･ｵｲｯｰｩｳ｣ｨ＠

Hersteller und auf solche hingewiesen

wird, Uber die technische Veroffentlichungen vorliegen. ｎｨ･ｲ＠

Einzelheiten sind

aus den angegebenen Veroffentlichungen zu entnehmen. Die Firma Dr. h. c. Ferdinand Porsche AG startete ihre Turbomotoren-Entwicklung ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

fUr Rennwagen. HierfUr ist schon in der ersten Auflage dieses

Buches mit dem Typ 917 ein Beispiel angegeben. Bei seiner EinfUhrung im Jahre 1975 wurde der Porsche 924 mit einem wassergekUhlten 2-Liter-Saugmotor von 92 kW Leistung ausgerUstet /11. 12/, der Wunsch nach hoherer Leistung fUhrte zu dem 924-Turbo, Bild 11.19, der in zwei Versionen geliefert wird, und zwar fUr Europa mit 125 kW (Superbenzin) und fUr die USA mit den strengeren Abgasvorschriften mit 110 kW fUr unverbleites Normalbenzin und einen Katalysator im Abgasstrom. Der Abgasturbolader Typ KKK-K 26 besitzt ein integriertes Umluftventil, Bild 11. 10, und ein getrenntes Abgas -Abblaseventil. Die Mehrleistung von 33 kW wird durch eine Mehrmasse (ATL mit Umluftventil, Abblaseventil, ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･＠

Leitungen, kein LadeluftkUhler) von 29 kg erreicht.

Auf der Basis des luftgekUhlten Sechs-Zylinder-Boxermotors Typ 911 wurden sogenannte Produktionsrennwagen Typ 935 mit 2857 cm 3 Hubraum und 441 kW und Typ 936 mit 2142 cm 3 Hubraumund 382kW entwickelt /11.16/. Beide Motoren haben je einen ATL fUr jede Zylinderseite, Bild 11. 20, wobei die Turbine demnach im Dreier-Stoi3verfahren mit Vollbeaufschlagung arbeitet. Beide

285

Motoren haben LadeluftkUhlung, der Typ 935 einen Luft-Wasser-, der Typ 936 einen Luft-Luft-KUhler. Bild 11 . 19 Vic)"zyLincl r Typ Porsche 924 Turbo, links das 1\ bgas - \bblascvcn tiI

Bild Il. 20 Scchszylind rmotor Typ Porsche 935 mit LaclcluftkLihlung

Auf dem ･ｵｲｯｰｩｳ｣ｨｮ＠

Markt brachte die schwedische Firma Saab als erste einen

aufgeladenen Ottomotor fUr ein Gebrauchsfahrzeug heraus. Der Saab 99 -turbo 3 bzw. 900-turbo hat einen 4-Zylindermotor mit 1985 cm Hubraum und ein Ver-

､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶ･ｲｬ＠

von

E:

= 7,2: 1; er leistet 106 kW bei 5000 min -1, siehe

Bild 11. 21 /11.17/. Das hochste Drehmoment und

ｦｬｴ＠

｢･ｴｲｧ＠

255 N'm bei 3000 min- 1

bis 5500 min -1 auf 190 N· m ab. Der Motor verwendet einen Garrett-

AiResearch-Abgasturbolader mit integriertem Abblaseventil, das vom Auspuff-

286

Bild 11. 21 VierzylinderOttomotor Typ Saab 900turbo

druck gesteuert wird. Die vier Zylinder haben eine gemeinsame Auspuffleitung, d. h. Stau-Aufladung. Der hochste Ladeliberdruck ｢･ｴｲｧ＠

0,7 bar, der Tur-bo-

motor ist mit natriumgeklihlten Ventilen und mechanischer Kraftstoff-Einspritzung (Bosch -K-J etronic) ausgerlistet. Auf der IAA Frankfurt 1979 haben sowohl die Bayerischen Motorenwerke AG als auch Audi NSU Auto-Union AG ihre aufgeladenen Modelle ausgestellt, deren Verkauf fUr 1980 freigegeben ist. Bei dem BMW -Motor handelt es sich um einen Sechszylinder-Motor mit 3, 2 1 Hubvolumen, Bild Il. 22 /11. 18/, der eine Hochstleistung von 185 kW Ｈ･ｵｲｯｰｩｳ｣ｨ＠

Markt ohne Reaktor) bei einer Drehzahl von ｢･ｴｲｧ＠ 380 N'm bei 2600 min- 1

5200 min- 1 bringt. Das hochste Drehmoment

und bei der Nennleistungsdrehzahl 340 N' m. Die Auspuffleitung ist gemeinsam

Bild 11.22 3,2-LiterBMW Sechszylinder-Ottomotor mit Abgasturbo -Auflad ung / Il. 18/

287

fiir alle 6 Zylinder, der KKK-Abgasturbolader hat das Bypa!3ventil nicht integriert, sondern dieses sitzt besser geklihlt auf der Auspuffleitung und wird von dem an der Spirale entnommenen statischen Ladedruck gesteuert. Die Ladeluft wird von dem nach unten gerichteten Austrittsstutzen zu einem vom Fahrtwind beaufschlagten Ladeluftklihler gefiihrt und geht von da liber die Drosselklappe in den Luftverteiler und von dort liber 6 gleich lange Schwingrohre in die einzelnen Zylinder. Zur Vermeidung von PumpstO!3en ist vor der Drosselklappe ein Umluftventil angebracht. Das Schema der Luft- und Abgasfiihrung geht aus Bild 11. 23 hervor. Die Temperatursenkung der Ladeluft ｢･ｴｲｧ＠

im Bereich

Fahrgeschwinｨ･ｲ＠

digkeiten liber 40 °C. Die Lage der Betriebspunkte im Verdichterkennfeld ist aus Bild 11. 24 zu entnehmen, der Ladeliberdruck bei 185 kW ｢･ｴｲｧ＠

nur 0,5 bar.

Bild 11. 23 Schema der Luft und Abgasfiihrung des BMW - Motors /11. 18/. 1: Luftfilter; 2: Luftmengenmesser; 3: Lader; 4: Ladeluftklihler; 5: Drosselklappe; 6: Luftverteiler; 7: Auspuffkrlimmer; 8: Abgasturbine; 9: Auspuffrohre; 10: waste gate; 11: Steuerleitung; 12: Bypa!31eitung; 13: Umluftventil; 14: UmluftBypa!3

Der Motor ist mit einer Bosch-L-Jetronic-Einspritzanlage ausgerlistet, der fiir den aufgeladenen Motor drei ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･＠

Funktionen libertragen sind: Die Dreh-

zahlbegrenzung durch Abschalten der Offnungsimpulse fUr die Einspritzventile, Abschalten der Einspritzventile im Schiebebetrieb bis herunter zu einer Drehzahl von 1200 min -1 zum Verhindern der Nachzlindungen im Auspuff (Auspuffblubbern) und schlie!31ich eine Sicherheitsschaltung durch Abschalten der Einspritzventile im Falle eines liberh6hten Ladedrucks. 288

Bild 11. 24 Laderkennfeld des Abgasturboladers KKK K 27 mit der Betriebslinie des BMW-Motors /11.18/

2,

:s:o

..li:

u

:J 2. .... "O "CI

;§

1,8 1,6

1,4

o

0.20I ｾＮｦｯ＠ ｾｉｳ＠ 0,,30 I , . 0,20 m·,rr;raPo/fl kg/S 0,35 Volumen-. Massenstrom

Einen perspektivischen Motorschnitt durch den aufgeladenen FUnfzylinder-Motor des Audi 200 zeigt Bild 11. 25 /11. 19/. Bis auf wenige Ausnahmen sind die Ein-

Bild 11. 25 Perspektivischer Schnitt des aufgeladenen FUnfzylindermotors Audi 200 /11.19/ 289

zelteile dieses 2,144 -Liter-Motors mit dem Saugmotor identisch. Das Kurbelbraucht einige ｧ･ｨｵｳ＠

ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ･＠

Bearbeitungen, u. a. fUr die Aufnahme von

Olspritzdiisen zur Spritzkiihlung an den Kolben, der Kolben hat eine zur Verwirklichung des ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

von

t = 7 : 1 vergrof3erte Mulde und fUr

den Auslaf3 werden natrium -gekiihlte Ventile verwendet. Die Auspuffleitung, Bild 11. 26, ist ein Guf3stiick aus austenitischem Kugelgraphitguf3 mit einem zuｳｴｺｬｩ｣ｨ･ｮ＠

Flansch fUr das Bypaf3ventil und getrennten Einzelleitungen fUr die Zy-

linder 1, 2 + 5 und 3 + 4. Bei der Ausbildung der Kriimmer muf3te auf die ｗｲｭ･ﾭ

dehnung Riicksicht genommen werden. Die Trennung der Leitungen geht bis unmittelbar vor den Eintritt in den ATL, die Leitungen werden kurz vor dem Austrittsflansch verengt, man kann also hier von einem "Pulse -Converter" fUr drei Einzelleitungen sprechen. Der Abgasturbolader ist vom Typ KKK K 26, ein Ladeluftkiihler ist nicht vorhanden, und es wird auch kein Umluftventil benotigt. Der Motor ist mit einer kontinuierlich arbeitenden Kraftstoffeinspritzung (Bosch-K J etronic) ausgeriistet.

Bild 11. 26 Auspuffleitung zum Motor Audi 200 /11. 19/

Das getrennt auf der Auspuffleitung sitzende Bypaf3ventil, Bild 11. 14, wurde ebenso wie seine Steuerung und der Ladedruckverlauf, Bild 11. 15, bereits in Kap. 11. 1. 3 beschrieben. Wie iiblich ist die USA-Version wegen des bleifreien Benzins und der strengeren Abgasvorschriften anders ausgelegt als die EuropaVersion, erstere hat Lambda-Sonde und Katalysator und eine niedrigere Begrenzung des Ladedrucks. Eine Gegeniiberstellung der wichtigsten Daten der beiden Versionen zeigt Tabelle 11. IV.

290

Tabelle Il. IV

Teehnisehe Daten des Audi-Filnfzylinder-Turbomotors

Version

Europa

Hubraum

mm 3 em

N ennleistung

kW

HUb/Bohrung

-1

bei Motordrehzahl

min

max. Drehmoment

N·m -1 min

bei Motordrehzahl

USA 86,4/79,5 2144

125

100

5200

5400

265

202

3200

3000 7: 1

ｖ･ｲ､ｩｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

max. Ladeilberdruek

bar

Kraftstoff Motormasse troeken samt Kuppl., Anlasser usw.

0,82

0,38

Super

unleaded Regular

186,4

Der einzige bisher bekanntgewordene Pkw-Ottomotor mit kombinierter Aufladung ist der im Hause ALPINA Burkard Bovensiepen KG, Buehloe, umgerilstete BMW3-Liter-Seehszylindermotor, der die beaehtliehe Leistung von 221 kW erreieht, das sind praktiseh 100 PS je Liter Hubraum /11. 8; 11. 20/. Die Anordnung der Resonanzrohre und ａｵｳｧｬ･ｩｨ｢ｴｲ＠

geht gut aus dem Bild 11. 27 hervor.

Bild 11. 27 Anordnung des Resonanzansaugsystems am ALPINA-Turbomotor B7 /11. 20/

291

Es wird ein Abgasturbolader von KKK Typ K 27 mit getrenntem Abgasbypal3ventil angewandt, bei dem die thermischen Probleme einfacher zu beherrschen sind. Abweichend von den Ublichen AusfUhrungen ist die Luftmengenmessung fUr die Einspritzanlage hinter dem Lader angeordnet, um den Druckverlust auf der Saugseite moglichst gering zu halten. Auf Drosselung reagiert der Lader 220 kW 200

/ ---

180

L40

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120

1/ /

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100

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80 60 40

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160

Bild 11. 28 Leistungs- und Drehmomentverlauf des ALPINA-Turbomotors nach Bild 11. 27 /11. 20/

V

- - Ladedruck 0,90 bar - - - Ladedruck 0,55 bar

auf ｳｴｲｫ･＠

I

o

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Il

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500

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I

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200 J

6000 min-1

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40 - - Schwingrohransaugsystem - - - Resonanzansaugsystem

5

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30

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4.GJn9

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20

10

Bild 11. 29 Vergleich der Fahrzeugbeschleunigung des BMW -ALPINA B 7 Turbo mit Schwingrohr- (ausgezogen) und Resonanzansaugsystem (gestrichelt) /11.20/ 292

-{/

o

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2000

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nM-

4000 mln 1 5000

der Saugseite als auf der Druekseite, au13erdem gibt die diehtere Luft hinter dem Lader von vornherein gro13ere ｖ･ｲｳｴｬｫｦ＠

fUr die Stauseheibe oder Klappe.

Bild 11. 28 gibt den Leistungs- und Drehmomentverlauf des 3,0-Liter-ALPINATurbomotors einerseits mit Sehwingsaugrohransaugsystem und andererseits mit Resonanzansaugsystem wieder, Bild 11. 29 den Vergleieh der Fahrzeugbesehleunigung mit beiden Systemen.

11. 4. 2

Dieselmotoren

Obwohl, wie sehon ･ｲｷｨｮｴＬ＠

die Aufladung von Pkw-Dieselmotoren weniger

Sehwierigkeiten maeht als die von Ottomotoren und obwohl in den USA die Aufladung bei Diesel-Rennmotoren sehon frlihzeitig angewandt wurde, geht ihre EinfUhrung im Gebrauehsfahrzeug nur relativ langsam vor sieh. Bild 11. 30 zeigt den Daimler -Benz -Motor Typ OM 617 A/Il. 21/ fUr den Mereedes-Benz 300 SD. Dieser Motortyp ist die aufgeladene Version des Typs OM 617, ein Flinfzylindermotor mit 91 mm Bohrung und 92,4 mm Hub, was einen Hubraum von 3005 em 3 ergibt. Die Leistung des Saugmotors ist dureh die Aufladung von 59 kW bei 4000 min -

1

. -1

auf 85 kW bei 4200 mm

ohne LLK gesteigert. Im Vergleieh zum Luftfilter fallen die ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

kleinen Abmessungen des Abgasturboladers auf. Bild 11. 30 Aufgeladener MereedesBenz -Flinfzylinder -Dieselmotor OM 617 A /11.22/

Der gleiehe Motor wurde mit Ladeluftklihlung als "Rekordmotor" in einem Versuehsfahrzeug C 111 III eingesetzt, mit dem zum Beweis der Betriebssieherheit des Motors eine Reihe von Dauer-Weltrekorden aufgestellt wurde /11. 22; 11. 23/. 293

Der Leistungs- und der Drehmomentverlauf der drei Versionen OM 617 Saugmotor, OM 617 A Turbomotor und OM 617 A Rekordmotor gehen aus dem Bild 11. 31 hervor. Der Motor hat eine gemeinsame Auspuffleitung fUr die fUnf Zylinder, da diese Zylinderzahl fUr Stof3aufladung von vornherein ungiinstig ist. Der Serienmotor hat ein in den Abgasturbolader Garrett-AiResearch Typ TO 3 integriertes Abgas -Abblaseventil,

der mit Ladeluftkiihler ausgeriistete ｷｨｲ･ｮ､＠

Rekordmotor mit Riicksicht auf die hohe Leistung mit einer anderen ATL-Spezifikation auf das Bypaf3ventil verzichtet. Der Unterschied in der Leistung und Bild 11. 31 Verlauf der Leistungsund Drehmomentkurven der Dieselmotoren OM 617 (gestricheltl, OM 617 A (strichpunktiert) und OM 617 A-Rekord (ausgezogen) 111.221

140 kW

J

120 100

/

t 80 P

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60 /'

40 20

1/

ｬＯｾ＠

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-'- 1-.-

--

1-- 1-

400 N·m

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V f-- 1-- t-_ L- I--

r-.. 1'...

350 300

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.............. 200 150 1-- ..........

100

1000

2000

3000 nM

I

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4000

min- 1

-

insbesondere im Drehmomentverhalten ist im Bild 11. 31 deutlich zu sehen. rend das

beim Serienmotor durch das Abblasen auf 1, 75 beｌ｡､･ｲｵ｣ｫｶｨｬｴｮｩｳ＠

grenzt ist, erreicht das ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

beim Rekordmotor den Wert von 3,3.

Der Verzicht auf das Abblasen ermoglicht es, dieses einem ｔｵｲ｢ｩｮ･Ｍｄ｣ｫｶｨｬｴｳ＠

ｗｨﾭ

P3 /P 4 = 2,7

ｌ｡､･ｲｵ｣ｫｶｨｬｴｮｩｳ＠

mit

zu erhalten, Bild 11. 32. Der

Kraftstoffverbrauch ist nach allen Tests mit dem Turbomotor deutlich besser als mit dem Saugmotor, ebenso CO und RC -Emission 111. 21/. Die leicht h6here NO -Emis sion konnte wahrscheinlich durch Ladeluftkiihlung unter den Wert des x

Saugmotors gedriickt werden, siehe Kap. 8. 6. 1 und Bild 8. 30.

294

Bild 11. 32 ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ und Temperaturen am Abgasturbolader des Motors OM 617 A-Rekord. P2/ Pl··· ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ am Lader, P3/ P4· .. ｄｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠ a. d. Turbine, t2 ... Ladelufttemperatur hinter dem Klihler /11. 22/

3, S ./

3,0 2,S

/

2,0

1,5

y

.-::. ｾ＠

1,0

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0V

/

V

V

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50

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i-" V .,,/' ........: /

/

--

Der Motortyp OM 617 A-Turbo wurde ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠

2000

t,-

SOO

300

,

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t,

o 1000

700

t4

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100

°C

..... t 3

:/

ｾ＠

PiP4 ｾ＠

t3 ; t 4 900

--:/

jti

p,/p, ｾ＠

3000 nM -

4000

SOOOmin-1

nur fUr den USA-Markt zur Ver-

fUgung geste11t, ist aber ab 1980 auch auf dem iibrigen Markt zum Verkauf frelgegeben. Obwohl der 1,5 -Liter-Golfdiesel der Volkswagen-Auto-Union AG noch nicht in Serie hergeste11t wird, sol1 er hier ･ｲｷｨｮｴ＠

werden, da Berichte mit ausfUhr-

lichen und bemerkenswerten Erprobungsergebnissen liber ihn vorliegen und da es sich, soweit bekannt, um den zur Zeit kleinsten aufgeladenen Dieselmotor mit der relativ hochsten Literleistung handelt. Die existierenden Fahrzeuge mit aufgeladenen Motoren waren bisher immer Forschungskonzepte, die in Zusammenarbeit mit dem Department of Transportation (DOT) in den USA oder dem Bundesministerium fUr Forschung und Technologie (BMFT) in der Bundesrepublik Deutschland zur Demonstration der technischen Moglichkeiten erste11t wurden. Neben den bereits ･ｲｷｨｮｴ＠

Veroffentlichungen /11.14; 11.15/ liegt ein Be-

richt des US-Department of Transportation vor /11. 24/, nach dem einige Prototypen von VW -Dieselmotoren ohne und rr.:t Abgasturbo-Aufladung in Wagen verschiedener

d. h. verschiedenen Gewichts, eingehend auf Verbrauch, ｇｲｯｾ･Ｌ＠

Abgasemission, ｇ･ｲｵｳ｣ｨＬ＠

Spitzengeschwindigkeit, Beschleunigung u. a. unter-

sucht wurden. 295

Bild 11. 33 Ansicht des GolfTurbo-Diesehnotors von VW

Der Vierzylinder-Wirbelkammermotor, Bild 11. 33, mit 76 mm Bohrung und 80 mm Rub ｾ｡ｴ＠

einen Garrett-AiResearch-Turbolader des Typs T 3 mit inte-

griertem BypaJ3ventil. Die Leistung des Motors

55 kW, ist also gegen｢･ｴｲｧ＠

Uber dem Saugmotor mit seinen 50 PS (37 kW) um 50 % gesteigert. FUr strenge Abgasvorschriften, z. B. den in den USA ab 1980 geltenden NO -Grenzwert von x

1 g/Meile, wird die Leistung etwas herabgesetzt, da Abgasrezirkulation angewendet werden muJ3. In ｅｲｧｮｺｵ＠

zu einigen schon gemachten Angaben gibt

die Tabelle 11. V die wichtigsten Kenndaten eines VW -Golf mit Abgasrezirkulation und gekapseltem Motor wieder. Inwieweit der NO -Grenzwert statt mit Abx

gasrezirkulation, die bekanntlich auch Nachteile hinsichtlich Verbrauch und COEmission hat, auch mit einer wirksamen Ladeluftkilhlung erreicht werden konnte, ist offen. Zu den heute bereits auf dem Markt befindlichen aufgeladenen Motoren gehort der Turbodiesel XD 2 S von Peugeot, Bild 11. 34. Der Vierzylindermotor (94 mm 3 Bohrung, 83 mm Rub, 2304 cm Rubraum) hat eine Leistung von 59 kW bei 4150 min -1, dabei ein Drehmoment von 120 N· m und ein maximales Drehmoment von 180 N · m bei 2000 min -1, das ist rd. 50

% mehr als bei der vollen Motor-

drehzahl/11.25/. Der Motor ist mit einem Garrett-AiResearch-ATL vom Typ T 03 aufgeladen, der Ladedruck ist durch ein in die Turbine integriertes BypaJ3ventil auf 0 , 6 bar Uberdruck begrenzt. Alle Peugeot-Diesehnotoren sind mit dem Wirbelkammer-Verbrennungsverfahren Ricardo-Comet MK 5 ausgerUstet.

296

Tabelle 11. V

Kenndaten des VW -Golf -Diesel-Konzeptfahrzeugs, mit Turbolader, gekapselt und AbgasrilckfUhrung. Aus /11. 14/ Bild 11. 7

Motor

Wirbelkammer-Dieselmotor, V h = 1 , 5 1, Abgasturbo-Aufladung mit waste gate

Leistung

Pe = 51,5 kW bei 5000 min- 1 , Leistungsmasse: 2,52 kg/kW -1 Mdmax = 125 N· m bei 3000 min Hochstgeschwihdigkeit ｶｭｾ＠ = 160 km/h Beschleunigung 0 ... 100 kmJh: 13,5 s

Emission

US g/mile ECE g/Test Kraftstoff verbrauch 1/100 km

Gerausch

US

comp. 4,7

ISO-R 362 71 dB (A)

HC

CO

NO

Partikel

0,11

0,8

0,9

0,24

0,6

2,33

2,95

0,6

x

ECE

DIN

6,4

6,3

SAE J 958 A 66 dB (A)

Leerlauf 59 dB (A)

Ansicht des Peugeot- Turbo -Dieselmotors XD 2 S /11.25/ Bild 11. 34

297

Die Firma Stabilimenti Meccanica VM in Cento, Italien, die vorher vorwiegend Industrie-Dieselmotoren baute, hat eine Serie HR-H mit 4, 5 und 6-ZylinderDieselmotoren zwischen 1995 und 3589 cm 3 Hubraum entwickelt, die

ｳｭｴｬｩ｣ｨ＠

von vornherein in der aufgeladenen Version HT vorwiegend z um Einbau im Pkw vorgesehen sind /11. 26/, Der kleinste Vierzylinder-Turbo-Diesel 488 HT mit 88 mm Bohrung und 1995 cm 3 Hubraum leistet 63 kW bei 4300 min- 1 (max, Drehmoment 260 N , m bei 2500 min -1), Die Motoren haben KKK-Abgasturbolader mit integriertem Bypai3ventil und Bosch- Verteiler-Einspritzpumpen, Eine Ansicht des Motors HR 488 HT, der zum Einbau in den Pkw "Alfetta" von Alfa Romeo bestimmt ist, zeigt das Bild 11. 35.

Bild 11. 35 Ansicht des VM- TurboDieselmotors 488 HT mit KKKAbgasturbolader Typ K 24 /11. 26/

Es sind noch weitere aufgeladene Dieselmotoren fUr Pkw in Entwicklung, u. a. bei Bayerische Motorenwerke AG, die sowohl ein eigenes Baumuster mit 2,4 als auch eines in Zusammenarbeit mit Steyr-Daimler-Puch AG und der Anstalt fUr Verbrennungsmotoren Prof. List (AVL) entwickeln /11. 27/.

298

1

12. Ausfuhrungsbeispiele aufgeladener Dieselmotoren 12.1. Lastwagen - Dieselmotoren Seit der ersten Auflage dieses Buches hat die Abgasturbo-Aufladung von LkwMotoren erheblich zugenommen. Obzwar die mechanische Aufladung in der Praxis ganz verlassen ist, sei der Vollhalber noch ein frliheres Beispiel ｳｴｮ､ｩｧｫ･＠

･ｲｷｨｮｴＬ＠

wobei sich die Gelegenheit

ergibt, die Entwicklung der Aufladung von Lkw-Dieselmotoren im Laufe der Jahre an den Modellen einer Firma darzustellen. Aus den im Kap. 6.2 beschriebenen Grlinden kommt fUr eine mechanische Aufladung von Stra/3enfahrzeugen - wenn man nicht

noch ein regelbares Getriebe zwischen Motorwelle und Laｺｵｳｴｬｩ｣ｨ＠

der schalten will - nur ein Lader nach der ｖ･ｲ､ｮｧ｢｡ｵｴ＠

in Betracht. Die

Adolph Saurer AG, Arbon, hatte Dieselmotoren mit einem liber einen Keilriemen angetriebenen Schraubenlader in gro/3erer Stuckzahl gebaut /12. 1/. Der Keilriemenantrieb wurde ｳｰｴ･ｲ＠

durch ein Zahnrad-Getriebe ersetzt, siehe Bild 12.1,

wobei schlie/31ich sogar eine Fllissigkeitskupplung zwischen Getriebe und Lader

Bild 12. 1 Saurer-Dieselmotor Typ D 1 KL mit mechanisch angetriebenem Schraubenlader

299

geschaltet wurde.

Aus Bild 12.2 ist zu erkennen. da13 der aufgeladene Motor

Typ D 1 KL zwar nur rd. 19 % mehr leistet als der unaufgeladene Motor Typ D 1 K. da13 aber der Anstieg des Drehmoments mit fallender Motordrehzahl wesentlich giinstiger ist. da offensichtlich der hohe Ladedruck bei hohen Motordrehzahlen nicht voll ausgeniitzt wird. Bei dem Vergleich der Spitzenleistungen ist noch zu beachten. da13 der aufgeladene Motor - vermutlich zur Beschrankung der Triebwerksbelastung - einen um 2 mm kleineren Zylinderdurchmesser besa13 und da13 fUr den nicht aufgeladenen Motor eihe h6here Motordrehzahl zugelassen wurde. 1100

t

N·m 1000

.......

v

Md 900

-ｾＭ

.....

1-

...-

V V

kW 180

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120

J

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60 800

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140

80

1.5

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V

160

bar 1.6

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200

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800

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ｾ＠

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-

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9 k W·h 240

-1---- t 220

be

200 I

I

!

1200

1600

2000

!

Bild 12.2 Leistung und Kraftstoffverbrauch des Saurermotors Typ D1K ohne Aufladung (130 mm Bohrung. gestrichelt) und Typ D 1 KL mit Aufladung (128 mm Bohrung. ausgezogen)

min-I

nM -

Die im Vergleich zu Motoren gr613erer Leistung anfangs nur z6gernde Einfiihrung der Abgasturbo-Aufladung bei Lkw-Motoren war nicht nur auf Nachteile im Beschleunigungsverhalten zuriickzufiihren. Es hat langer gedauert. bis Abgasturbolader kleiner Abmessungen mit geniigend hohem Wirkungsgrad zur VerfUgung standen. der Schritt zu dem notwendigen breiten Kennfeld mit guten Wirkungsgraden auch bei kleinem Durchsatz. d. h. niedrigen Motordrehzahlen. wurde sogar erst vor wenigen Jahren vollzogen. siehe Kap. 10.1. 2. Bei der Leistungsklasse der Lkw-Motoren war friiher die durch Aufladung erreichbare Senkung des auf die Leistung bezogenen Aufwandes an Raum. Gewicht und Herstellungs-

300

kosten nicht so gro/3 wie bei Motoren gro/3erer Leistung. Au/3erdem spielt bei Lkw -Motoren die Wirksamkeit des Motors als Motorbremse eine Rolle, die bei Motoren mit ATL nicht so gut ist wie bei Saugm otoren. Nachdem die Saurer AG die Abgasturbo -Aufladung schon frUher an mehreren Motorenmustern erprobt hatte, wurde der Motor D 1 KL mit Schraubenlader im Jahre 1972 endgUltig durch den Motor D 1 KT mit Abgasturbolader ersetzt, Bild 12.3 . Die im ｖ･ｲｨＱｴｮｩｳ＠

zum Motor kleinen Abmessungen des ATL, der

keine Konsole benotigt und einfach an der Auspuffleitung befestigt wird, sind im

Bild 12.3

Saurer-Dieselmotor Typ D 1 KT mit Abgasturbolader

Bild besonders deutlich zu erkennen. Die Vorteile des Motors mit ATL sind wesentlich hohere Leistung und besserer Kraftstoffverbrauch, Bild 12 . 4, Wegfall des mechanischen Ubersetzungsgetriebes zum Laderantrieb und niedrigere Kosten fUr die Aufladeeinrichtung. Der frUhere Nachteil in bezug auf die Beschleunigung ist durch die modernen Abgasturbolader zusammengeschrumpft, ein Nachteil in der Motorbremswirkung bleibt bestehen. Aus zwei GrUnden verzichtet man bei Lkw-Motoren in der Regel auf eine Abblaseregelung: Erstens ist der Drehzahlbereich kleiner als bei Pkw-Motoren, siehe

301

Bild 12.4 Leistung und Kraftstoffverbrauch des Saurer-Lkw-Dieselmotors mit mechanischer Aufladung (D1KL, ausgezogen) und Abgasturbo -Aufladung (D1KT, gestrichelt)

220 kW

200 180

-- K

/ 1/

",1

160

t 140

!

p.

120 100 80

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It

ｾＯＢ＠ Pe

1(

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-

1400

1800

min- I 2200

Bild 12.7 Vergleich der Liefergradkurven fUr Abgasturbo(gestrichelt) und kombinierte Aufladung (ausge z ogen)

Bild 12.8 DAF - Lkw-Dieselmotor Typ DKS 1160 E mit Ab gasturboAufladung und Ladeluftklihlung

Klihlung, der Ventilator mu/3 zum Uberwinden des gro/3eren Widerstandes der beiden im Luftstrom hintereinandergeschalteten Klihler ｶ･ｲｳｴｫ＠

werden. Die

Leistung des Sechszylinder-11, 6-Liter-Motors (130 mm Bohrung, 146 mm Hub)

304

｢･ｴｲｧ＠

bei 1800 min -1 206 kW mit einem Drehmoment von 1093 N· m, das h6chste

Drehm oment ist 1260 N· m bei 1300 min -1, der niedrigste Kraftstoffverbrauch 207 g/kW.h. Auch die Firma Daim1er-Benz AG verwendet bei ihrem aufge1adenen AchtzylinderV -Motor Typ OM 422 LA die Lade1uftklih1ung mit einem dem Wasserklih1er vorgebauten Lade1uftklih1er, der allerdings eine etwas k1einere

besitzt a1s ｓｴｩｲｮｦｬ｣ｨ･＠

ersterer, Bild 12.9. Der Motor (direkte Einspritzung, 14,62 1 Hubraum, 128 mm Bohrung, 142 mm Hub) hat je einen KKK-Abgasturbolader Typ K 27 fUr -1 jede Zylinderreihe, eine H6chstleistung von 276 kW bei 2300 min (M d 1160 N·m) und ein h6chstes Drehmoment von 1550 N·m (p

= 13,32 bar) bei e 1200 min -1. Die Lade1ufttemperatur wird durch die Klih1ung beim h6chsten Dreh-

moment um etwa 38

°e,

bei h6chster Leistung um rd. 60

°e

gesenkt. Statt der

KKK-A TL k6nnen auch entsprechende Gr613en von Garrett-AiResearch verwendet werden.

Bild 12.9 Daim1er-Benz-Lkw-Diese1motor Typ OM 422 mit AbgasturboAufladung und Lade1uftklih1ung Die M. A. N. -Nlirnberg hatte ihren Sechszylinder-Reihenmotor Typ 2566 M 305

(125 mm Bohrung, 155 mm Hub, 11,413 1 Hubvolumen, M-Verfahren), der als Saugmotor 177 kW bei 2200 min -1 leistete, in einer ersten Entwicklungsstufe auf 206 kW bei der gleichen Motordrehzahl aufgeladen. Neben der Leistungssteigerung wurde auch eine Verbesserung des Kraftstoffverbrauchs, vor allem durch flachere Verbrauchskurven liber einen grof.leren Leistungsbereich erzielt /12.5/. Flir die aufgeladene Version wurden einige ｮ､･ｲｵｧ＠ z . B. Herabsetzen des ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

am Motor vorgenommen, von 18:1 auf 17:1, Vergro-

f.lern der Ventilliberschneidung mit kleinen Taschen im Kolbenboden, Anpassen des Drallkanals, Vergrof.lern des Sitzwinkels der Einlaf.lventile von 90 o auf 120 o zur Verminderung des Verschleif.les, grof.lere Pumpenstempel, geklihlte Kolben durch eingegossenen Ringkanal in Hohe der Kolbenringe . Zur weiteren Leistungssteigerung wurde die kombinierte Aufladung und Ladeluftklihlung angewandt, siehe Schema Bild 12.10. Der Motor ist ausflihrlich in /12.5/ beschrieben. Auch hier

Resonanzbeholfer

Zyl 1-2-3

Zyl. 4-5-6 ｾＹｬ･｣ｨｳ｢ｯｴｲ＠

.--Kuhlluff __ Wasserkuhler Lodeluffkuhler Luffer

Bild 12.10 Schema der kombinierten Aufladung mit Ladeluftklihlung zum M.A.N. -Lkw-Dieselmotor Typ D2566MK

sitzt der Ladeluftklihler vor dem Wasserklihler, bemerkenswert ist das kleine Volumen des ａｵｳｧｬ･ｩ｣ｨ｢ｴｲ＠

der Resonanzaufladung. In dieser Ausrlistung

hat der Motor eine Hochstleistung von 235 kW, die zwischen 2200 und 1600 min- 1

306

ＱＵｩ］ｾｲＺｬｒ＠

Bild 12. 11 Leistungs und Kraftstoffverbrauchskennfeld zum M. A. N. -Motor Typ D2566MK

bar ＱＴｾＭＮ＠

ＱＳｾＭＮＫＪｲｈ＠ ｾ＠

E a. .x

260kW ＱＲｾｌＭ＠

240 ＱＭｐｦＧｯＯＫｃｾ＠

u

: o

ｾ＠ >

...

220 ＱＰｾＭＫ｟ｴｈ＠

200 ＹｾＭ＠

...

8 +!n----+---"t.....--""'ot'"

...

6 ＭｉｾＫＺ［ｯＡ

ｾ＠

ｾ＠ ｾ＠

:v

180 160

ＷｾＬｌＮＪＭＫＴｲ］ｬＧｴ＠

140 120 100 80 60

1000

1400

1800 min- 1 2200

Motordrehzahl

nur geringfUgig

Bild 12. 11. Der Ladeluftklih ler bewirkt bei einer Auf3en｡｢ｦＱｴＬ＠

temperatur von 25

n

°c

bei Vo11ast eine Abklihlung der Ladeluft von 120 auf 50

°c.

Das Verbrauchsoptimum liegt bei 208 g/kW' h. Das h6chste Drehmoment von 1350 N·m, das dem hohen Mitteldruck von 14,8 bar entspricht, kann zwischen 1600 und 1300 min- 1 konstantgehalten werden. Dank der kombinierten Aufladung, die auf ein Maximum des Liefergrades bei 1200 min -1 bemessen ist, spricht der Motor auch bei niedriger Motordrehzahl gut anJ so daf3 der ｬ｡､･ｲｵ｣ｫ｢ｨｮｧｩ＠

Fli11ungsanschlag (LDA) schon ab 1200 min -1 die volle Flillung freigeben kann. Ein Unterschied in der Beschleunigung im Vergleich zum etwa gleichstarken Saugmotor sol1 nicht mehr zu bemerken sein, der Straf3enverbrauch im gleichen Fahrzeug (38-t-Zug) ist mit dem Turbo-Diesel bei sogar etwas h6herer Durchschnittsgeschwindigkeit um rd.

10 % niedriger. Sofern der Lader bei Normzu-

stand noch eine Drehzahlreserve besitzt und der Motor auch thermisch nicht liberlastet ist (Ladeluftklihlung), ist fUr Dieselmotoren eine vom Absolutdruck

307

｡｢ｨｮｧｩ･＠

Ftillungsbegrenzung (ALDA) nicht notwendig, die Motorleistung ｦｬｴ＠

dann mit steigender Au13endruck durch

kaum ab, der Abgasturbolader gleicht den geringeren ｓ･ｨ＠

Drehzahl automatisch aus. ｨ･ｲ＠

Bild 12.12 Mack-Dieselmotor Typ ENDT 676 Maxidyn mit Garrett-AiResearchTurbolader und Luft-Luft-LKK mit eigenem Ventilator Einen durch ein eigenes ｋｴｩｨｬｧ･｢ｳ＠

beaufschlagten Ladeluftktihler verwendet

der Mack-Dieselmotor Typ ENDT 676 Maxidyn, Bild 12.12 /12.6/. Die Luftturbine, die das ｋｕｨｬｧ･｢ｳ＠

antreibt, verbraucht bei Vollast rd. 5

% der Lade-

luft. Bei diesem Motor wurde von vornherein auf einen gro13en Drehmomentanstieg mit fallender Drehzahl Wert gelegt, Bild 12.13, was allerdings etwas auf Kosten des Kraftstoffverbrauchs bei hohen Motordrehzahlen geht. Nach einer ｳｰｴ･ｲｮ＠

VerOffentlichung /12.7/ erreicht dieser Motor sogar einen Mitteldruck

von 12,75 bar bei 2200 min -1 und von 19,6 bar bei 1000 min -1. Obwohl der Zweitakt-Fahrzeugmotor zur Aufladung nicht so gut geeignet ist wie der Viertaktmotor, findet man vereinzelt auch einen Lkw -Zweitakt-Dieselmotor mit Abgasturbolader, der einem mechanischen Lader vorgeschaltet ist /12.8/ ,

308

Bild 12.13 Leistungskurven des Motors nach Bild 12.12

18 bar

/ ｾ＠

16

t

Pe

K

V

14

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12 10

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kW·h

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200

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V

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V

1

1600

140

I

2000 min- 1

n M-

Bild 12.14 Lkw-ZweitaktDieselmotor mit mechanischem Rootslader und Abgasturbolader in Serienschaltung, Detroit-Allison -Diesel Typ 8V -92T

309

Die Leistungssteigerung durch den Abgasturbolader spiel nur 13

% (p

e

｢･ｴｲｧ＠

fUr das gezeigte Bei-

= 7,6 bar gegenilber 6,7 bar), der Hauptvorteil des Abgas-

turboladers liegt in diesem Fall in der Verbesserung des Kraftstoffverbrauchs . ATL und mechanischer Lader sind ｮｭｬｩ｣ｨ＠

so ausgelegt, da!3 bei hoheren Motor-

leistungen die Leistungsaufnahme des mechanischen Laders stark zurilckgeht. Das hat eine Verminderung des Kraftstoffverbrauchs um rd. 60;0 zur Folge, allerdings ist dieser bei dem Zweitaktmotor mit rd.

230 g/kW . h im Vergleich zu

gleich gro!3en bzw . gleich starken Viertakt-Dieselmotoren mit ATL immer noch relativ hoch. Eine Ansicht dieses Motors mit mechanischer und AbgasturboAufladung zeigt Bild 12.14 /12 . 8/. Schlie!31ich ist in Bild 12 . 15 noch ein luftgekilhlter Lkw - Dieselmotor mit Abgasturbo-Aufladung /12. 9/ zu sehen, und zwar der T y p BF 8 L 413 F

d er Fa.

KlOckner-Humboldt-Deutz-AG. Der 8-Zylinder-Motor hat in der zivilen Version ohne LLK (fUr ｍｩｬｴｲｦ｡ｨｺ･ｵｧ＠

wird er zur ｂ･ｳ｣ｨｲｮｫｵｧ＠

der Schmieroltempe-

Bild 12.15 Luftgekilhlter KHD-Lkw-Viertakt-Dieselmotor Typ BF8L413F mit Aufladung und Ladeluftkilhlung 310

ratur mit LLK geliefert) eine Leistung von 235 kW (8,84 bar) bei 2500 min -1. Der 6-Zylinder-Reihenmotor der gleichen Baureihe, Typ BF 6 L413 FRC, leistet mit LLK 199 kW (9,98 bar) bei 2500 min

-1

und hat einen maximalen mittleren

Nutzdruck von 12,48 bar bei 1650 min -1.

12.2.

Dieselmotoren fUr Schienenfahrzeug und Schiffsantrieb

Ottomotoren gibt es in der Zugforderung nicht, bzw. nicht mehr. Praktisch alle Dieselmotoren fUr Schienenfahrzeuge und Schiffe haben Abgasturbo-Aufladung. Die folgenden Beispiele betreffen Motoren, die vorwiegend in der ZugfOrderung eingesetzt sind, aber auch in Schiffen und schnellen Booten. Bei Dieselmotoren mit hoher und mittlerer Drehzahl ist das Zweitaktverfahren stark in den Hintergrund getreten . Von den Zweitaktmotoren fUr Lokomotiven haben die Baureihen der G. M. C. -Electromotive Division, LaGrange, Illinois, besondere Bedeutung erlangt, sie nahmen lange die beherrschende Stellung bei amerikanischen Diesel-Lokomotiven ein. Die mit GleichstromspUlung

Bild 12.16 Sechzehnzylinder-Zweitakt-Lokomotiv-Dieselmotor Typ 16-645E 5, Electromotive Division, LaGrange, Illinois

311

(4 parallel ｢･ｴｩｧ＠

Ausla13ventile im Zylinderkopf) arbeitenden Baumuster

645 E haben - ebenso wie der ｖｯｲｧｮ･ｴｹｰ＠

EMD-567 E, s. Kap. 8.4, S. 184/185 -

mechanisch von der Kurbelwelle aus liber Getriebe und Freilauf angetriebene Abgasturbolader. Die Hauptdaten des Motors Typ EMD-645 E sind: Zylinder1" abmessungen 9 16 x 10" (230 x 254 mm), Drehzahl 900 min -1 , Pe = 9,9 bar. Der 16-Zylindermotor 16-645 E 5, Bild 12.16, leistet rd.

2500 kW, auch die

neueren Varianten der Serie EB sind in der Leistung nicht gesteigert, der Kraftstoffverbrauch ist verbessert /12.10/. Aus den folgenden Beispielen fUr Viertaktmotoren sollen einerseits die zur Zeit verwirklichten sehr hohen mittleren Nutzdrlicke, andererseits die Anordnungen der Abgasturbolader hervorgehen. Das Baumuster 7 FDL von General Electric Co. , Erie, Pa., /12.11/ leistet bei einer Drehzahl von 1050 min -1

in der 16-Zylin-

Bild 12.17 Sechzehnzylinder-Viertakt-Dieselmotor Typ 7 FDL von General Electric Co., Erie, Pa.

312

derausftihrung, Bild 12.17, 2980 kW.

Mit den Zylinderabmessungen 9" x 10,5"

(228 x 267 mm) entspricht dies einem mittleren Nutzdruck von 19,5 bar. Bei fast gleicher Bohrung ist die Zylinderleistung ｢･ｴｲ｣ｨｬｩ＠

hoher als bei dem

oben genannten Zweitaktmotor, was auf den doppelt so hohen Mitteldruck und die hohere mittlere Kolbengeschwindigkeit des Viertaktmotors (v

m

= 9,35

gegenliber 7,63 m/s) zurlickzufUhren ist. Wegen des mit wachsendem Splilwiderstand wachsenden Kraftstoffverbrauchs ist die mittlere Kolbengeschwindigkeit beim Zweitaktverfahren aufladen ｬＱＳｴＬ＠

ｳｴｲｫ･＠

｢･ｳ｣ｨｲｮｫｴＮ＠

Da sich der Viertaktmotor leichter

bringt das Zweitaktverfahren bei Motoren dieses Drehzahlbereichs

keinen Vorteil in der Zylinderleistung - wie aus dem obigen Beispiel hervorgeht -, und auch keinen Vorteil im Raum - und Gewichtsaufwand. In bezug auf Beherrschung der thermischen Beanspruchung ist das Viertaktverfahren liberlegen. Der oben genannte Lokomotivmotor von General Electric Co. wird im Stauverfahren aufgeladen, da das eine einfachere Auspuffleitung, Bild 12.18, mit gro13erer Betriebssicherheit ergibt. Die schlechtere Beschleunigung des Motors wird in Kauf genommen, da die Zeitdauer bis zum Erreichen der Vollast bei der Betriebsweise in den USA (lange, schwere Zlige, gro13e Strecken mit seltenem Halt) keine Rolle spielt.

Bild 12.18

Sammelauspuffleitung zum Motor Bild 12.17 /12 . 11/

Da13 auch die zweistufige Aufladung bei schnellaufenden Hochleistungsmotoren Eingang gefunden hat, geht aus dem folgenden Beispiel hervor. Um die Leistung ihres Motors B 230 . 2055 zu steigern, hat Grandi Motori Trieste (GMT) eine zweistufige Abgasturbo-Aufladung fUr diesen Motor eingeftihrt und gleichzeitig das Millerverfahren (siehe Kap. fUr die nur wenig ｧ･ｮ､ｲｴ＠

9.4) angewandt /12.12/, um die Zlinddrlicke

Konstruktion in Grenzen zu halten. Die Verstellung

der Steuerzeit des Einla13ventils von der Start- und Niedriglast -Stellung ( E = 11, 8) auf die Vollastleistung ( E = 8,5) wird durch einen exzentrisch gelagerten Hebel 313

vorgenommen, wobei durch Verdrehen des Exzenters eine Rolle zwischen Steuernocken und Ventilstol3el verschoben wird. Der 20-Zylinder-Motor mit den Zylin-

Bild 12.19 Querschnitt durch den Zwanzig-Zylinder-Viertakt-Dieselmotor von GMT, Typ B 230

derabmessungen 230 x 270 mm hat eine maximale Dauerleistung von 5037 kW (253,7 kW/Zyl.) bei 1200min- 1 , waseinemmittlerenNutzdruckvon 22,62 bar entspricht. Im Versuch wurde ein p

von 24,5 bar gefahren, der ZUnddruck war e hierbei nur 127 bar, die Eintrittstemperatur in die Turbine 600 0 C und das Lade4,9. Der einstufig aufgeladene Motor hatte ein Pe von 16,58 bar, ､ｲｵ｣ｫｶ･ｨｬｴｮｩｳ＠

Bild 12.19. Der Motor Typ V 538 TB der Motoren- und Turbinen-Union (MTU), Friedrichshafen, der als V -Motor mit 12,

16 und 20 Zylindern gebaut und vorwiegend in

schnellen Booten eingesetzt wird, ist durch Anordnung des oder der Abgasturbolader im V mit lotrechter Welle gekennzeichnet, Bild 12.20. Diese Anordnung ermoglicht besonders kurze Auspuffleitungen kleinen Volumens, was fUr das Stol3verfahren gUnstig ist. In der 16 -Zylinder-AusfUhrung leistet der Motor mit seinen Zylinderabmessungen 185 x 200 mm im Maximum 3000 kW bei 1900 min- 1

314

= 22 bar); mit einer Masse von 6700 kg ergibt dies eine Leistungsmasse von e 2,23 kg/kW /12.13/.

(p

Die Zylinder der Doppe1baureihe der MTU V 956/1163

/12.14/ haben gleiche

Bild 12.20 Sechzehnzylinder-Viertakt-Dieselmotor Typ 16 V 538 TB der MTU Friedrichshafen Bohrung von 230 mm, aber verschiedenen Rub und verschiedene Drehzahlen und zwar 230 mm Rub und 1500 min -1 (Typ 956) und 280 mm Rub und 1200 bis 1300 min -1 (Typ 1163). Der 12-Zylindermotor Typ 12 V 956 hat im Lokbetrieb

= 17,2 bar) und in e 20,5 bar) bei der gleichen

eine UIC-Nennleistung von 2460 kW bei 1500 min -1 (p schnellen Schiffen eine solche von 2940 kW (p

=

e Drehzahl. Das Bild 12.21 zeigt den 20-Zylindermotor Typ 20 V 956 TB, das

optisch auch dem Typ 20 V 1163 TB entspricht, da sich die Aul3enabmessungen durch den vergrol3erten Rub nur wenig ｮ､･ｲ＠

/12. 14/. Der Motor 20 V 956 TB

hat im Schiffsantrieb eine Rochstleistung von 4900 kW bei 1500 min -1 (Pe 20,5 bar), der Motor 20 V 1163 eine solche von 5200 kW bei 1300 min -1 (p

e

20,6 bar). Die Leistungsmasse liegt mit 3,26 kg/kW fUr einen Motor dieser Leistung bemerkenswert niedrig.

315

Bild 12.21

Zwanzig-Zylinder-Viertakt-Dieselmotor der MTU, Typ 20V956TB

Der auch noch zum Einbau in schwere Diesellokomotiven geeignete Motor mit den grof3ten Zylinderabmessungen (280 mm Bohrung und 290 mm Hub) ist der Typ SEMT-Pielstick PA 6 V 280, Bild 12.22. Bei einer Dreh z ahl von 1050 min- 1 leistet er 294 kW/Zyl. entsprechend 18,8 bar, das sind 5300 kW beim 18Zylindermotor. Weitere Anwendungsgebiete sind Schiffsantrieb und ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

Krafterzeugung /12. 15/. Der Motor wird u. a. von der Firma K16ckner-HumboldtDeutz AG in Lizenz gebaut /12.16/. Im Versuch wurde der Motor mit herabgesetztem ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ＠

schon mit einer Zylinderleistung von 367 kW be-

trieben /8.36/, das ergibt fUr 18 Zylinder 6600 kW.

12.3. Mittelschnellaufende Dieselmotoren fUr Schiftsantrieb und ｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠ Krafterzeugung Die grof3e Zahl von Baumustern in diesem Drehzahlgebiet - die Zusammenstellung in /12.17/ zum Beispiel weist 157 verschiedene Motorenmuster aus - und die laufend vergrof3erten Leistungseinheiten weisen auf die wachsende Bedeutung dieser Motorengattung hin. Fur den Schiffsantrieb ｨｮｧｴ＠ das damit zusammen, da/3 Mehr- und Einmotorenanlagen mit diesen Motorgrof3en trotz des benotigten Sammel- bzw. Untersetzungsgetriebes leichter, raumsparender und auch billiger 316

Bild 12.22 Querschnitt durch den Viertakt-Dieselmotor SEMT-Pielstick, Typ PA6V280

sind als langsamlaufende

gleicher Leistung, ohne ｇｲｯｾｭｴ･ｮ＠

zahl der Anlage - die den Wartungsaufwand bestimmt - zu ｧｲｯｾ＠ Bei

､｡ｾ＠

die Zylinderwird /12. 18/.

Anlagen ermoglicht die hohere Drehzahl dieser Motoren die Verｳｴ｡ｩｯｮｲ･＠

wendung von kleineren und billigeren Generatoren. Dazu kommt noch, ､｡ｾ＠

mittel-

schnellaufende Motoren SchwerOl verarbeiten konnen. Das Vordringen der mittelschnellaufenden Motoren ｨｮｧｴ＠

ohne Zweifel auch mit der Aufladung zusammen,

die die fUr diese Zwecke notwendige Leistungsdichte erst ermoglicht. Das Zweitaktverfahren ist auf diesem Sektor ren werden im ter oder im ｍｵｬｴｩｳｯｾｶ･ｲｦ｡ｨｮ＠

ｓｴｯｾｶ･ｲｦ｡ｨｮＬ＠

ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ＠

verschwunden. Die Viertaktmoto-

bei manchen Zylinderzahlen auch mit Pulse -Converaufgeladen, siehe Kap. 8.1, aber auch die Stau-

aufladung hat hier Eingang gefunden.

317

Fur die folgenden Beispiele sind Muster verschiedener Leistungsgro13en ausgeDer sowohl in Reihen- als auch in V -Bauart hergestellte M. A. N. - VierｷｨｬｴＮ＠

takt-Dieselmotor V 32/36

/12.19/ hat 320 mm Bohrung und 360 mm Rub und

eine Zylinderleistung von 370 kW bei 750 min -1, das entspricht einem mittleren Nutzdruck von 20,3 bar . Bild 12.23 bringt einen Querschnitt durch den V -Motor. Interessant ist die Stauaufladung mit je einem durchgehenden Sammelrohr fUr jede Zylinderreihe, das direkt am Abgasturbolader befestigt ist und keine Ausdehnungsstucke besitzt. Die kreuzweise von den Zylinderkopfen zu den Abgasrohren verlaufenden Verbindungsstucke haben kardanische Kompensatoren, die besonders gro13e Auslenkungswege mit geringer Kraftwirkung zulassen. Die auf elastischen Stutzen gelagerten Abgasrohre sind vibrationsfrei. Die Luftsammelleitung wird durch den Aufnehmer im V gebildet, von dem Einzelleitungen gro13en Querschnittes zu den Zylindern fUhren. Lufteintritt in die und Abgasaustritt aus den Zylindern liegen auf derselben Seite, was eine besonders gute den Einspritzpumpen ermoglicht.

Bild 12.23 M. A. N. Viertakt -Dieselm otor Typ V32/36, 370 kW je Zylinder

318

ｚｵｧｮｬｩ｣ｨｫ･ｴ＠

zu

Der Motor Typ M 552AK der Maschinenbauanstalt Kiel (MaK), Bild 12.24, hat 450 mm Bohrung, 520 mm Rub und eine Zylinderleistung von 588 kW bei

Bild 12.24 MaK-Viertakt-Dieselmotor, Typ M552AK, 588 kW / Zyl.

.--------ｾＮＢ＠

=.=-:=-0=-=-=-

Bild 12.25 M.A.N.-ViertaktDieselmotor, Typ L52/52, 885 kW / Zylinder 319

500 min- 1 , entsprechend einem mittleren Nutzdruck von 17,1 bar /12.20/. Er wird gleichfalls als Reihen- und V -Motor gebaut und hat Sto13aufladung. Aus dem M. A. N. -Typ L/V 52/55, dem ersten mittelschnellaufenden Motor mit 1000 PS/Sylinder, ist durch Verkleinern des Hubes auf 520 mm der neue Typ L/V 52/52 mit quadratischem ｈｵ｢Ｍｂｯｨｲｮｧｳｶ･ｬｴｩ＠

entstanden /12.21/, der

eine Zylinderleistung von 885 kW besitzt, das ist ein Mitteldruck von p

=

e 18,7 bar bei 514 min -1. Auch diese Motoren haben Stauaufladung, einen Schnitt

durch den Reihenmotor zeigt das Bild 12.25. Als Vertreter von Motoren mit noch ｧｲＱＳ･ｭ＠

Zylinderdurchmesser und noch

Zylinderleistung seien die Baumuster SEMT-Pielstick-PC4-570 und ｨ･ｲ＠

Stork-Werkspoor (SWD) TM 620 gebracht. Der zuerst genannte Typ /12.22/ hat die Zylinderabmessung 570 x 620 mm, eine Zylinderleistung von 1100 kW

Bild 12.26 Querschnitt durch den Viertakt -Dieselrn otor Typ PC4V570 von SEMTPielstick, 1100 kW /Zylinder 320

(1500 PS) bei 400 min -1 entsprechend einem mittleren Nutzdruck von 20,9 bar, Bild 12 . 26. Ein 18-Zylindermotor dieses Baumusters leistet rd. 20000 kW /12.23/. Noch hohere Zylinderleistung hat der Typ TM 620 von SWD , der zuals Reihenmaschine, Bild 12 . 27 /12 . 24/, ｳｰｴ･ｲ＠ ｮ｣ｨｳｴ＠

auch als V -Maschine

eingefUhrt wurde /12.25/ . Er hat die Zylinderabmessungen 620 x 660 mm und

Bild 12.27 Viertakt-Dieselmotor von Stork-Werkspoor SWD, Typ 620, 1350 kW / Zylinder

eine Zylinderleistung von 1350 kW bei 425 min -1, was einen mittleren Nutzdruck von 19,34 bar ergibt . Er ist zur Zeit der mit der grol3ten Zylinderleistung in die Praxis eingefUhrte mittelschnellaufende Motor. Der mittelschnellaufende Motor mit den grol3ten Zylinderabmessungen, Typ V 65/65, wurde von M. A. N. und Sulzer gemeinsam entwickelt. Ein Zwolfzylindermotor dieses Typs wurde mit einer Zylinderleistung von 1475 kW auf dem Prilfstand vorgefUhrt, ｺｵｮ｣ｨｳｴ＠ sind aber nur 1325 kW/Zyl. bei 400 min- 1 (p

e

= 18,4 bar) vorgesehen /12.26/.

Bisher ist noch kein Motor dieses Typs

in die Praxis eingefUhrt.

321

12.4 Zweitakt-GroOdieselmotoren 12.4. 1 Besondere Probleme bei der Aufladung von Zweitakmotoren Abgasturbo-aufgeladene Zweitakt-Ottomotoren gibt es praktisch nicht. Wegen der ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭＳｧ＠

engen ZUndgrenzen wUrde hier eine Regelung besondere Schwierig-

keiten machen, da die Kraftstoffmenge nicht nur auf die vom Lader geforderte Luftmenge, sondern auch auf den vom ｓｰｬｩｧ･ｦｮ＠

Splilerfolg abgestimmt ｡｢ｨｮｧｩ･＠

werden mUl3te. Auf die wenigen Beispiele von Zweitakt-Dieselmotoren kleiner und mittlerer Grol3e mit Aufladung war in den Kapiteln 12.1 und 12.2 hingewiesen worden. Auf dem Gebiete der langsamlaufenden Dieselmotoren - das sind Motoren -1

mit rd. 80 ... 250 roin , die vorzugsweise fUr direkten Prope11erantrieb in Schiffen eingesetzt werden - nimmt das Zweitakt-Verfahren die beherrschende Ste11ung ein. Die Vorteile des Zweitaktverfahrens auf diesem Gebiet ｨｮｧ･＠

in erster Linie mit

der niedrigen mittleren Kolbengeschwindigkeit dieser fast stets mit Kreuzkopf ausgerUsteten Motoren zusammen, v

m

Uberschreitet hier selten 6, 5 m/ s.

Die grol3eren Schwierigkeiten, die die Abgasturbo-Aufladung von Zweitakt-Dieselmotoren bereitet, liegen einerseits darin, dal3 immer ein positives handen sein mul3 (P2

>

vorｓｰｬｩｧ･ｦＱ＠

P3)' andererseits darin, dal3 wegen des grol3eren Luftauf-

wandes (Splilung) die Abgastemperaturen und dam it die Abgasenergie beim Zweitaktverfahren niedriger sind. Vereinfachend - d. h. mit ses der unterschiedlichen spezifischen

bei Luft und Abgas ｗｲｭ･ｮ＠

der Abgasturboladerbilanz ableiten, dal3 das

des Einflusｖ･ｲｮ｡｣ｨｬｳｩｧｵ＠

ｖ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

ｬＳｴ＠

sich aus

der Eintrittstemperaturen

in Turbine und Lader T 3 /T 1 grol3er als 1/ ll T ll L 13 werden mul3, wenn P2 grol3er als P3 werden sol1. Fur Stau-Aufladung mit dem Stol3faktor 13 = 1 und einem angenommenen Gesamtwirkungsgrad des ATL von ll T ll L = 0,5 mul3te demnach T 3 > 2T 1 (z. B. 2· 293 K = 586 K =.. 313 °C) sein, wenn uberhaupt nur ein geringes ｓｰｬｩｧ･ｦＱ＠

er-

zeugt werden sol1. Ein solcher Gleichgewichtszustand zwischen Turbinen- und Verdichterleistung wird bei Dieselmotoren beim Anfahren und bei Tei11ast nicht erreicht. Da der Wirkungsgrad des ATL im Niedriglastgebiet in der Regel wesentlich niedriger als 0,5 ist, mul3te die Auspufftemperatur wesentlich hoher als 313

°c

In diesen Schwierigkeiten liegt es begrundet, dal3 die Abgasturbo-Aufladung bei Zweitaktmotoren vieI 322

ｳｰｴ･ｲ＠

eingefUhrt wurde als bei Viertaktmotoren.

sein.

Die reine Abgasturbo-Aufladung im ganzen Lastbereich ohne Zuhilfenahme einer Zusatzenergie ist bei Zweitaktmotoren nur in Verbindung mit dem Stol3verfahren moglich. Da der Auslal3 - sowohl bei schlitzgespUlten als auch bei ventilgesptilten Motoren - wesentlich schneller geoffnet werden mul3 als bei Viertaktmotoren, damit der Vorauspuff in der kurzen Zeit bis zum Offnen des Einlasses abgeschlossen ist, entstehen hier auch schon bei niedrigen Lasten Druckwellen hoher Amplitude in der Auspuffleitung, besonders wenn diese einen entsprechend kleinen Querschnitt besitzt. Das ergibt einen hohen Stol3faktor 13, der ein Vielfaches von 1 betragt. Auch ein kleines SpUlgefalle reicht bei niedrigen Motordrehzahlen schon aus, um einen ausreichenden Luftaufwand zur AusspUlung der Verbrennungsgase sicherzustellen. Die Tatsache, dal3 der Zweitaktmotor nur ei ne Betriebslinie unabhangig von der Motordrehzahl besitzt, darf nicht zu der Ansicht verleiten, dal3 man mit reiner Abgasturbo-Aufladung auch bei niedriger Motordrehzahl einen hohen Ladedruck, d. h. ein besseres Drehmomentverhalten erreichen kann als beim Viertaktmotor. Bei gleichem SpUlgefalle geht zwar bei hoher und niedriger Motordrehzahl die gleiche Luftmenge durch den Motor, siehe Kap. 5.1, diese teilt sich aber auf Zylinderluft und durchgesptilte Luft drehzahlabhangig verschieden auf. Bei gleichem Ladeluftzustand wtirde die Zylinderluftmenge etwa proportional dem sekundlichen Hubvolumen sein, d. h. bei halber Motordrehzahl nur etwa halb so grol3 (etwas mehr, da mit dem vergrol3erten Luftaufwand die AusspUlung besser wird) wie bei voller Motordrehzahl. Durch die grol3ere durchgesptilte Luftmenge wird die Auspufftemperatur erniedrigt, denn letzten Endes ware bei halber Motordrehzahl und gleichem Mitteldruck auch die eingespritzte Kraftstoffmenge nur halb so grol3 wie bei voller Motordrehzahl. Infolge der niedrigen Auspufftemperatur kann man daher mit reiner Abgasturbo-Aufladung auch im Stol3verfahren bei niedriger Motordrehzahl bei weitem nicht so hohe Ladedrticke erreichen wie mit hoher Motordrehzahl. Das wichtigste Anwendungsgebiet von Zweitakt-Grol3dieselmotoren ist der direkte Propellerantrieb in Schiffen mit Einmotoren-Anlagen, bei denen die Frage des Drehmomentverhaltens ebenso wie bei der stationaren Krafterzeugung keine ausschlaggebende Rolle spielt. Allerdings wird bei Festpropeller-Anlagen zur Beschleunigung ein tiber der Propellerkurve liegendes Drehmoment benotigt, ebenso bei Mehrmotoren-Anlagen in Schiffen, wenn ein Motor ausfallt. Aus Grtinden der Einfachheit in der Leitungsftihrung, der Moglichkeit der Verwendung kleinerer Abgasturbinen und der Tatsache des besseren Wirkungsgrades 323

bei hohen Aufladegraden werden die Zweitaktmotoren heute vielfach im Stauverfahren aufgeladen. Hier ist man fUr Anfahren und TeiUast auf eine Zusatzenergie in irgendeiner Form unbedingt angewiesen, die aber auch bei Stof3aufladung ｨｵｦｩｧ＠

zur Verbesserung des Betriebsverhaltens angewandt wurde. Die Wahl der Ubertragung der Hilfsenergie und die Art der Schaltung des gegebenenfaUs angewandten mechanisch angetriebenen Laders

zum ATL ergeben ｺｵｳｴｬｩ｣ｨ＠

eine grof3e Zahl von Variationsmoglichkeiten, die hier nicht ｶｯｬｳｴｮ､ｩｧ＠

aufgefiihrt

werden konnen. In den folgenden Beispielen sind einige typische Aufladeverfahren von Zweitaktmotoren

12.4.2

｡ｵｳｧ･ｷｨｬｴＮ＠

Typische Ausfiihrungsbeispiele

Die Entwicklung der langsamlaufenden Zweitaktmotoren in den letzten Jahren ist durch zwei Dinge gekennzeichnet: Durch die Einfiihrung von Langhubversionen und durch die

Anwendung der Stauaufladung. Beides ｶ･ｲｳｴｫ＠

ｨｮｧｴ＠

mit der ｢･ｴｲ｣ｨﾭ

lichen Verteuerung des Erdols zusammen. Die Langhubversionen wurden eingefUhrt, um den besseren Propulsionsgrad des Propellers bei niedrigeren Drehzahlen im Direktantrieb - mit Riicksicht auf den Kraftstoffverbrauch wurden auch die Schiffsgeschwindigkeiten herabgesetzt - ausniitzen zu konnen. Da auf3erdem der Kreuzkopf-Zweitaktmotor, insbesondere der ventillose, die immer schlechter werdenden Schwerole besser verarbeiten kann als der Tauchkolben-Viertaktmotor, findet man den direkten Propellerantrieb vermehrt bei Leistungen und Zylinderdurchmessern, fiir die noch vor einigen Jahren mittelschnellaufende Motoren mit Getriebe eingesetzt worden waren. Die Stauaufladung ermoglicht bei den allgemein gestiegenen mittleren Nutzdriicken bessere Wirkungsgrade und damit Kraftstoffersparnis. Bei Zweitaktmotoren liegt die Uberschneidung der Verbrauchskurven fUr Stau- und Stof3aufladung schon bei einem wesentlich kleineren Nutzmitteldruck als bei Viertaktmotoren, d. h., die Stauaufladung ergibt hier schon bei ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳｭｦＳｧ＠

niedrigerem p

e

einen besseren Verbrauch.

Burmeister & Wain, Kopenhagen, hat als erste Firma Langhubversionen ihrer Motoren eingefiihrt, aber verhaltnismal3ig spat auf Stauaufladung umgestellt. Die Motoren dieser Firma sind gleichstromgespiilt mit einem grol3en Auslal3ventil im Zylinderkopf, das hydraulisch gesteuert ist.

324

Bild 12.28 Zweitakt-LanghubDieselmotor von B & W, Typ L55GT

Ein Schnittbild durch einen B & W -Motor der neuen LGF-Baureihe zeigt Bild 12.28. Ende 1978 wurde der neue Langhubmotor 7 L 67 GFC auf dem Prlifstand vorgestellt /12.27/, de r mit den Zylinderabmessungen 670 x 1700 mm das beachtlich groJ3e ｈｵ｢ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

von 2,54 besitzt. Das L in der Typbezeichnung steht fUr Langhub

(long stroke), das C fUr Stauaufladung (constant pressure). Sowohl aus /12.27/ als auch aus weiteren Veroffentlichungen /12.28; 12.29/ geht hervor, daJ3 durch Langhub und Stauaufladung der Kraftstoffverbrauch ｢･ｴｲ｣ｨｬｩ＠

gesenkt werden

konnte, es wurde mit einem solchen Zweitaktmotor zum ersten Mal ein effektiver Wirkungsgrad liber 44

% erreicht, allerdings bei einem AuJ3enzustand von 20 °c

und 1013 mbar und 30

°c

Splillufttemperatur, was nicht den ISO - Bedingungen ent-

ｖｯｲｧ･｢ｬｳ＠

spricht. Zum Anfahren und bei niedriger Last wird ein elektrisch angetriebenes benlitzt. Grandi Motori Trieste (GMT) ist bei seinem Aufladesystem mit Hintereinanderschalten von Abgasturbolader (Stauaufladung) und mechanisch angetriebenen 325

Splilpumpen geblieben, das konstruktiv zwar etwas aufwendig ist, aber wenig Probleme bietet. Auch von GMT wurde eine Langhubversion eingeflihrt /12. 30/ , wobei wegen der Quersplilung das ｈｵ｢ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

2,08 (1250 zu 600 mm) nicht

so grol3 gemacht werden konnte, wie bei den gleichstromgesplilten B & W -Motoren. Der Motor Typ GMTB 600, Bild 12.29, hat eine hochste Dauerleistung von 993 bzw. 1100 kW/ Zyl. bei einer Drehzahl von 145 bzw. 160 min -1, was einem mittleren Nut zdruck von 11,8 bar entspricht. Ihren grol3ten Zweitaktmotor mit den zur Zeit liberhaupt grol3ten Zylinderabmessungen 1060 x 1900 mm hat GMT mit einstufigem Abgasturbolader auf dem Prlifstand mit einem mittleren Nutzdruck von 16,7 bar betrieben, das ergibt bei 106 min -1 eine Zylinderleistung von 4930 kW (6700 PS) / 12.31/. Das ist zur Zeit wohl die hochste Zylinderleistung liberhaupt, allerdings ist durch das Nachschalten der Kolbenpumpen der einstufige Abgasturbolader nicht unwesentlich unterstlitzt.

Bild 12.29 Zweitakt-Diesel motor von GMT, Typ B 600, 993 bzw. 1100 kW/Zylinder

326

Die Maschinenfabrik Augsburg-Nlirnberg AG hatte fUr ihre Zweitaktgro/3motoren verhaltnisma/3ig frlihzeitig die Stauaufladung und hierbei zum Ermoglichen des Anfahrens und der Niedriglast ursprlinglich das Parallel-Injektorverfahren /12 . 32/ angewandt. Mit Rlicksicht auf Vereinfachung und Ve rbrauchsverbesserung wurde aber schon 1973 das elektrisch angetriebene Vorgeblase eingefUhrt, Bild 12 . 30,

Bild 12.30 Prinzipskizze der Aufladung im Stauverfahren mit elektrisch angetriebenem Vorgeblase zu den M.A.N. KSZ bzw . KEZMotoren

das sich ab einem bestimmten Lastpunkt automatisch ausschaltet, und bei Absinken der Last unter diesen Punkt wieder einschaltet /12 . 33/ . Der Wegfall der Kolbenunterseiten als Hilfspumpen bringt nicht nur eine Vereinfachung, sondern vermindert auch betrachtlich die Verschmutzung durch Wegfall der von den Kolbenunterseiten gefOrderten, immer etwas olgeschwangerten Luft. Als Alternative zu dem Vorgeblase hat die M.A . N. in Zusammenarbeit mit der Firma Siemens AG einen Antrieb des Abgasturboladers durch einen direkt mit der ATL Welle gekuppelten Elektromotor entwickelt /12.34/. Der E-Motor wird - liber eine Leistungselektronik gesteuert - zum Start und fUr Teillastbetrieb zugeschaltet und lauft ab einem bestimmten Lastpunkt leer mit, ohne abgekuppelt zu werden. Das war durch Fortschritte im Bau von E-Motoren hoher Umfangsgeschwin digkeit moglich, ebenso haben Fortschritte in der Leistungselektronik die Steuerung erleichtert. Es wird berichtet, da/3 das sehr raumsparende System technisch einwandfrei arbeitet, da/3 der EinfUhrung aber die hohen Kosten entgegenstehen, die erst bei einer Serienfertigung in gro/3eren Stilckzahlen gesenkt werden konnten. Diese werden aber wiederum nur dann erreicht, wenn auch andere Anwendungsgebiete fUr dieses System erschlossen werden. Auch die M. A. N. ist dem Trend zu niedrigeren Drehzahlen gefolgt und hat Lang327

hubversionen eingefUhrt /12.35/, die mit der Buchstabengruppe KSZ-C/CL bzw. KEZ-C/CL bezeichnet werden. Die ｈｵ｢ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

dieser umkehrgesplilten

Motoren bewegen sich zwischen 2,02 und 2,14. Das E statt des Buchstabens S steht fUr elektronische Einspritzung, die vol! entwickelt ist und mit der Motoren in Auftrag, aber zur Zeit noch nicht im praktischen Einsatz sind . Alle Motoren werden jeweils bei gleicher Leistung mit zwei verschiedenen Drehzahlen geliefert, und zwar mit einer mittleren Kolbengeschwindigkeit von v

m

= 6,6 bis 6,7 m/s

und einem mittleren Nutzdruck von p

= 12 , 5 bis 13, O bar (Buchstabe C) und e einem v von 5,78 bis 6 m/ s und einem p von 14,3 bis 14,4 bar (Buchstam e ben CL).

Bild 12.31 Zweitakt-Dieselmotor von M. A. N., Typ KSZ 52/105 C/CL, 855 kW / Zylinder

Bild 12.31 zeigt den Querschnitt durch den Motor KSZ52/105 C/CL

/12.36/ mit

885 kW / Zyl. bei 165 bis 190 min -1. Typisch ist der lange Diffusor hinter den Auslal3schlitzen, der einerseits Druckrlickgewinn ergibt, andererseits die Drucksttil3e in der gemeinsamen Auspuffleitung und damit die Sttirung der Splilung bei

328

Nachbarzylindern mildert. Der Abgasturbolader wird in der Regel auf Motorstirnseite angeordnet, man ist bestrebt, mit RUcksicht auf den mit der GroBe zunehmenden ATL-Wirkungsgrad moglichst wenige, dafUr aber groBe Abgasturbolader anzuwenden. FUr bestimmte

werden Abgasturbolader mit ａｮｷ･､ｵｧｳｦｬ＠

Verstellschaufeln in der Turbine verwendet, siehe Kap. 10.4, die erlauben, daB die Motoren in einem sehr weiten Leistungsbereich mit genUgend hohem Ladedruck und gutem ATL-Wirkungsgrad, und damit mit niedrigem Kraftstoffverbrauch gefahren werden konnen /12.37/. Das ist notwendig geworden, da viele Schiffe heute mit RUcksicht auf den Kraftstoffverbrauch fUr lange Zeit in einem Leistungsbereich betrieben werden, der die frUher Ublichen 85

% der mcr-Leistung (maxi-

mal continuous rating) weit unterschreitet. Die gleichfalls mit UmkehrspUlung ausgerUsteten Zweitaktmotoren der Firma Gebrlider Sulzer AG, Winterthur, benlitzen auch bei ihrer neuen Baureihe der Langhubmotoren mit der Bezeichnung RLA die Mithilfe der Kolbenunterseiten /12.38/. Vor den EinlaBschlitzen der Zylinder befinden sich voneinander getrennte Kammern ｭｂｩｧ･ｮ＠

Volumens, die zu der Kolbenunterseite hin offen sind,

mit der gemeinsamen Ladeluftleitung aber liber Rlickschlagventile in Verbindung stehen. Diese Kammern fUllen sich liber die Rlickschlagventile mit dem in der Ladeluftleitung herrschenden Druck, im Grenzfall mit dem AuBendruck, solange der Abgasturbolader noch nicht in ｔｴｩｧｫ･＠

ist. Mit demselben Druck wird auch

der Zylinderraum unter dem Arbeitskolben bei Kolbenlage im oberen Totpunkt gefUllt. Durch den heruntergehenden Arbeitskolben wird, da sich die Rlickschlagventile schlieBen, der Druck in der Kammer erh6ht, bei Freigabe der Spillschlitze durch den Arbeitskolben stromt die Luft aus den Kammern in die Zylinder. Im Laufe des Splilvorgangs, wenn der Ladedruck den in den Kammern inzwischen abgesunkenen Druck liberschreitet, offnen sich die Rlickschlagventile und die Luft geht aus der Ladeluftleitung direkt in die Zylinder. Beim Start wirkt die Kolbenunterseitenpumpe allein, bei niedrigen Teillasten wird sie durch den ATL unterstlitzt, bei Vollast unterstlitzt die Kolbenunterseite die Luftlieferung des Abgasturboladers. Als Beispiel fUr die neue Baureihe ist in Bild 12.32 ein Querschnitt durch den Typ RLA 56 zu sehen, der mit den Zylinderabmessungen 560 x 1150 mm, also einem

ｈｵ｢ｶ･ｲｨｬｴｮｩｳ＠

von 2,05 und einer Drehzahl von 170 min -1 985 kW / Zyl.

leistet, was einem Pe von 12,3 bar entspricht /12.38/.

329

Bild 12.32 ZweitaktDieselmotor von Gebruder Sulzer AG, Typ RLA 56, 985 kW / Zylinder

Zum Schlu/3 sei noch ein Beispiel fUr einen Motor mit zweistufiger Aufladung gebracht, und zwar der Motor Typ UEC 52/105 E von Mitsubishi, Bild 12.33. Der Motor hat Gleichstromspulung mit 3 Ausla/3ventilen im Zylinderkopf und Sto/3aufladung der Hochdruckturbine. Mit den Zylinderabmessungen 520 x 1050 mm leistet der Motor 980 kW / Zyl. bei 175 min -1, das ist ein mittlerer Nutzdruck von 15,1 bar /12.39/. Auf die Moglichkeit des Antriebs des Abgasturboladers von der Kurbelwelle aus uber Getriebe und Freilauf wurde schon im Kap. 8.4 hingewiesen. Andere Verfahren zur Unterstutzung des Abgasturbolader-Betriebs bei Zweitaktmotoren /12.40/, wie zum Beispiel teilweise Serien-, teilweise Parallelschaltung von Kolbenunterseitenpumpen, hydraulischer (Olantrieb uber ein Peltonrad) oder pneumatischer Hilfsantrieb des Abgasturboladers (Luftzufuhr auf ein Dusensegment der Abgasturbine oder auf die Verdichterschaufeln geleitet) seien hier nicht

330

Bild 12.33 Zweitakt-Dieselmotor mit zweistufiger Aufladung von Mitsubishi, Typ VEC 52/105 E, 980 kW / Zylinder

beschrieben, da diese heute keine praktische Bedeutung mehr haben . Man ｮｨ･ｲ＠

strebt fUr Starten und Teillast moglichste Einfachheit an, und die bietet das elektrisch angetriebene ｖｯｲｧ･｢ｬｳＬ＠

das ab einer gewissen Laststufe abgeschaltet

wird.

331

12.5. Verbundverfahren, Treibgasverfahren Der

halber seien auch einige Beispiele von Verbund- und Treibgasｖｯｬｳｴｮ､ｩｧｫ･＠

motoren ･ｲｷｨｮｴＮ＠

Das Verbundverfahren ist

dadurch gekennzeichnet, da/3 Nutzlei､･ｦｩｮｴｯｳｧｭＯＳ＠

stung nicht nur durch die Expansion im Arbeitszylinder, sondern auch in einer zweiten Expansionsstufe erzeugt wird. Von Verbundmotoren sprechen wir ､･ｭｧＯＳ＠

dann, wenn die Abgasturbine oder eine der Abgasturbinen auch Leistung an die Kurbelwelle abgeben. Die markantesten Beispiele solcher Verbundmotoren kommen aus der Luftfahrt. Wegen der hohen Verdichtungs - bzw. ｅｮｴｳｰ｡ｵｧｶ･ｲｨｬｩ＠

in Lader und Tur-

bine (niedriger Au/3endruck) sind hier die Voraussetzungen fUr das Verbundverfahren besonders gunstig. Eines der ｬ･ｩｳｴｵｮｧｲｫ＠

im Ottoverfahren arbeitenden

Kolbentriebwerke war der Wright-Compound-Flugmotor von Curtiss Wright mit 18 Zylindern in Doppelstern-Anordnung, Bild 12.34, und einer Startleistung von 2420 kW (3292 PS) bei 2900 min- 1 . Bei diesem Motor wurde der Lader von der Kurbelwelle aus angetrieben, drei ｳｴ･ｲｮｦｭｩｧ＠

mit einem Winkelabstand von 120 o

angeordnete Abgasturbinen gaben ihre Leistung an die Kurbelwelle ab /12.41/ /12.42/. Dieses Triebwerk kam u. a. in Langstrecken- Verkehrsflugzeugen zum Einsatz, bis es - wie alle Kolbenflugmotoren hoher Leistung - durch das Strahltriebwerk ｡｢ｧ･ｬｳｴ＠

wurde.

Bild 12.34 18-Zylinder-Otto-Flugmotor in Sternbauart Typ Wright-Turbo-Compound 332

Ein von der Firma D. Napier and Son, Ltd., Acton, entwickelter Diesel-Flugmotor, der nicht mehr zum praktischen Einsatz kam, war der "Napier-Nomad", Bild 12.35 /12.41; 12 . 43; 12.44 / . Der im Zweitaktverfahren mit Umkehrspiilung arbeitende Motor hatte 12 Zylinder in Boxer-Anordnung, Bild 12.36, und wurde durch einen achtstufigen Axiallader gesplilt und aufgeladen, der von einer dreistufigen Abgasturbine angetrieben wurde. Die Welle des Abgasturboladers war liber ｚ｡ｨｮｲ､･＠

und ein stufenlos regelbares Reibradgetriebe (Beyergetriebe) mit der

Kurbelwelle verbunden.

Bild 12. 35

Bild 12.36

Ansicht des Diesel-Flugmotors Typ Napier-Nomad

Querschnitt durch den Motor Bild 11. 32 333

Bei niedrigen Lasten (niedrigen Propellerdrehzahlen) wurde die von der Abgasturbine nicht gedeckte Laderleistung der Kurbelwelle entnommen, bei hohen Leistungen wurde die Uberschu/31eistung der Abgasturbine in die Kurbelwelle eingespeist, Bild 12.37. Bei einer Gesamtleistung von 2200 kW (3000 PS) betriigt die Leistung der Abgasturbine rd. 1650 kW (2250 PS), der Uberschu/3 der Turbinenleistung uber die ｌ｡､･ｲｬｩｳｵｮｧ＠

rd. 16

% der Gesamtleistung. Der Kraftstoffverbrauch

Bild 12.37 Leistungskurven des Motors nach Bild 12.36 P ,. Lader leistung eL' Turbinenleistung P eT' P eD' Leistung des Dieselmotors Wellenleistung P eW' spez. Kraftstoffverbrauch b : e

2500

kW

PeW

2000

t1500

Per

Pel

P

1000

I

1000

I I !

1400

I

1800 min-1 2200 nM-

liegt mit 218 g/kW' h (161 g/ PS· h) in dem Leistungsbereich zwischen 2/3 und Vollast beachtenswert niedrig. Dieser niedrige Verbrauch hiitte diesem DieselFlugtriebwerk einige Chancen im Langstreckenflugzeug gegeben, wenn die leistungsstarken Kolbentriebwerke in der Luftfahrt nicht allgemein durch Gasturbinen, insbesondere in der Form des Strahltriebwerkes verdriingt worden wiiren.

Das Treibgasverfahren ist definitionsgemii/3 dadurch gekennzeichnet, da/3 die Nutzleistung nur der Abgasturbine entnommen wird, wiihrend die in den Zylindern des Motors entwickelte Leistung nur zum Antrieb des Laders dient. Die Maschineneinheit Motor und Lader wird Treibgaserzeuger genannt. Treibgaserzeuger arbeiten 334

meist im Zweitaktverfahren, weil sich hier wegen des hoheren Luftaufwandes das Leistungsgleichgewicht zwischen Arbeitszylinder und Kompressor (Lader) bei einem niedrigeren Ladedruck erreichen ｬｦＳｴ＠

als bei Viertaktmotoren. Wenn keine Kurbel-

welle vorhanden ist und die Arbeitskolben direkt mit den Kompressorkolben verbunden sind, sprechen wir von Freikolben-Treibgaserzeugern . Diese gibt es nur im Zwei taktverfahren. Von den vi elen Entwicklungen auf dem Gebiete des Freikolben-Treibgaserzeugers hat eigentlich nur der von der S. E. M. E. Ｈｓｯ｣ｩｾｴ･＠

d' Etudes Mecaniques et Ener-

getiques, Paris-Malmaison) mit Pescara-Patenten entwickelte Typ GS 34 grof3ere praktische Bedeutung erlangt, Bild 12.38. Die von einer Einheit dieses Typs gelieferte Gasmenge erzeugt in einer Gasturbine eine Nutzleistung von rd. 736 kW (1000 PS) /12.45; 12.46/.

Bild 12. 38

Freikolben-Treibgaserzeuger S. E. M. E.

Der Treibgaserzeuger Typ GS 34 wurde ｳｰｴ･ｲ＠

ＭｇｾＺｬＴ＠

von S. 1. G. M. A . (Societe Industrielle

Generale de Mecanique Applique Venissieux (Lyon) weiterentwickelt und gebaut, die die Bau- und Lizenzrechte von S. E. M. E. tibernommen hatte /12.47/ . In den Jahren bis etwa 1960 wurden zahlreiche Lizenzen vergeben; der Typ GS34 wurde etwa bis 1962 von mehreren Firmen gebaut und vorzugsweise in ortsfesten Anlagen und auch in Schiffen praktisch eingesetzt. Das Zusammenschalten von mehreren Einheiten auf ei ne Gasturbine ist ohne weiteres moglich. Da das Leitungsvolumen - die Gasturbine ist in der Regel nicht in unmittelbarer ｎｨ･＠

der Treibgaserzeuger aufgestellt - die stof3weise Gaslieferung 335

vergleichmal3igt, ist ein Arbeiten der Treibgaserzeuger mit genau gleicher Spielzahl und gleichmal3ig zueinander versetztem Phasenwinkel nicht notwendig. Fur Zwillingsanlagen wurden Steuerungen entwickelt, die eine um 180 o versetzte Phasenlage der im ubrigen

voneinander arbeitenden Treibgaserzeuger ｵｮ｡｢ｨｧｩ＠

sicherstellen. Folgende Hauptvorteile der Gasturbinen mit Freikolben-Treibgaserzeugern werden u. a. hervorgehoben:

1. Vollkommener Massenausgleich jeder einzelnen Einheit, daher einfache und billige Fundamente. 2. Gutes Drehmomentverhalten der Gasturbine mit bis zu 2,5facher Drehmomenterhehung bei stillstehender Turbinenwelle gegenuber dem Drehmoment bei voller Drehzahl. 3. Besserer Kraftstoffverbrauch als bei Gasturbinen-Anlagen mit Brennkammer, insbesondere auch bei kleineren Leistungen; kein ｗｲｭ･ｴ｡ｵｳ｣ｨ＠

notwendig.

4. Meglichkeit des Zusammenschaltens von beliebig vielen einzelnen Treibgaserzeugern auf eine Nutzturbine, damit sehr weiter Leistungsbereich mit demselben Treibgaserzeuger-Typ. 5. Kleineres Leistungsgewicht und kleinerer Raumaufwand als bei langsamlaufenden Grol3dieselmotoren. Diesen Vorteilen stehen einige Nachteile gegenuber: 1. Das Optimum des Kraftstoffverbrauches liegt deutlich heher als bei aufgeladenen Dieselmotoren gleicher Leistung. 2. Der Teillastverbrauch eines einzelnen Treibgaserzeugers ist wesentlich heher als der von Dieselmotoren, der Leerlaufverbrauch ist schlecht. Dieser Nachteil kann nur bei Anlagen mit mehreren Einheiten behoben werden, wenn mit abnehmender Last nacheinander einzelne Einheiten stillgesetzt und bei steigender Last entsprechend wieder zugeschaltet werden. 3. Der oben unter Pkt. 2 ･ｲｷｨｮｴ＠

Vorteil spielt nur beim Fahrzeugantrieb eine

Rolle. Gerade Fahrzeuge laufen aber laufbetrieb. Um den Verbrauch zu ｢･ｳ｣ｨｲｮｫＬ＠

ｨｵｦｩｧ＠

im Wechsellast- bzw. sogar Leermul3te man gerade hier eine

grol3ere Anzahl einzelner Treibgaserzeuger verwenden, die bei wechselnden Lasten wahlweise automatisch stillgesetzt und wieder gestartet werden mul3ten.

336

Das erfordert eine sehr komplizierte Regelung und verursacht einen hohen Anlaf31uftverbrauch. 4.

Der Vergleich des Raum- und Gewichtsaufwandes mit langsamlaufenden Grof3dieselmotoren ist nicht angemessen. Wenn Anlagen etwa gleichen Zylinderdurchmessers oder gleicher Spielzahl (Drehzahl) oder auch gleicher Zylinderleistung verglichen werden, schneidet die Freikolbenanlage hinsichtlich Raum- und Gewichtsaufwand keineswegs giinstiger ab als ein hochaufgeladener MehrzylinderDieselmotor. Dies

u. a. damit zusammen, daf3 der Auf3endurchmesser bei ｨｮｧｴ＠

den Treibgaserzeugern durch den Kompressorkolben bestimmt ist, der ein Mehrfaches des Durchmessers vom Arbeitskolben ger lassen sich daher

｢･ｴｲｧＮ＠

Mehrere Treibgaserzeu-

nicht so raumsparend aufstellen wie die in einem ｬｮｧｳｴ＠

Block vereinigten Zylinder des Dieselmotors. 5.

Die Freikolben-Treibgaserzeuger arbeiten mit hohen Aufladedriicken und hohen mittleren indizierten Driicken, was bei diesen Zweitaktzylindern in Verbindung mit dem Schwerolbetrieb ｨｵｦｩｧ＠

zu betrieblichen Schwierigkeiten gefiihrt hat.

Obwohl Kraftwerke bis zu 25000 kW mit 34 einzelnen Treibgaserzeugern des Typs GS 34 gebaut wurden /12.48/, haben die Bedeutung und der praktische Einsatz der Freikolbenanlagen stark nachge1assen, Neuentwicklungen auf diesem Gebiet werden kaum betrieben im Gegensatz zu den Dieselmotoren, die zu immer hoherer Leistungsdichte entwickelt werden. Da die Entwicklung und auch der Bau van neuen Treibgasanlagen in den letzten flinf Jahren ｴ｡ｳ｣ｨｬｩ＠

unbedeutend waren, kannten die Ausflihrungen zu diesem

Thema gegenliber der ersten Auflage ｵｮｶ･ｲ､ｴ＠

bleiben.

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a

a

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350

ｾ･ｳｴｲｧ｡､Ｌ＠

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/12.48/

25000 kW -Freikolben-Kraftstation. MTZ 22 (1961) S. 207/209

a

a Gas

351

Formelzeichen

Dimension

Bedeutung

A

2 2 m ; em ｆＱ･ｨＬ＠

b

g/kW'h

spezifiseher Kraftstoffverbraueh

e

m/s

Absolutgesehwindigkeit

h

J; J Ikg

Enthalpie

J/kg

isentrope Farderhahe bzw.

J/kg

unterer Heizwert

Zeiehen (lat. Buehst. )

h

s

H

u

ｋｯｬ｢･ｮｦｨ＠

ｇ･ｦｬ＠

Anzahl der Umdrehungen je Arbeitsspiel

L .

Mindestluftbedarf fUr vollstandige Verbrennung

mln

1

kg/kW' h

Luftverbraueh

M

N·m

Drehmoment

m

kg

Masse, Menge Mengenstrom

n

kg/s -1 .-1 s ; mm

Drehzahl

p

Watt; kW

Leistung

p

s

2

N/m ; bar

Druek

bar

mittlerer effekti ver Druek

J ｗｲｭ･ｮｧ＠

m;mm

Hub; Kolbenweg absolute Temperatur

T

Temperatur ab Eispunkt

t

s

Zeit

u

J/kg

innere Energie

u

m/s 3

Umfangsgesehwindigkeit

m

Volumen

m3 /s

Volumenstrom

m 3; 1; em 3

Hubvolumen eines Zylinders

m3

Verdiehtungsvolumen

v

m 3 /kg

spezifisehes Volumen

W

N·m; J

Arbeit

352

w

Relati vge schwindigkeit

m/s

Zylinderzahl

z

griechische Buchstaben o

Winkel

a

Beiwert fUr pulsierenden Durchflul3 Beiwert fUr pulsierende Energie Einlaufziffer ｖ･ｲ､ｩ｣ｨｴｵｮｧｳｶｬ［＠

E

Isentropen -Exponent ｌｵｦｴｶ･ｲｨｬｮｩｳ＠

Luftaufwand Liefergrad ｐｬ･ｵｳｴ｡ｮｧｶｲｨｩ＠

Dur chflul3bei we rt kg/m

w

3

Dichte

°KW

Kurbe 1winke 1

1/ s

Winkelge schwindigkeit

Indices e

effektiv

eq ｱｵｩ＠

valenter Quers chnitt

indiziert g

gesamt

s

isentrop

z

im Zylinder, Zylindermenge

A

Auslal3

B

Brennstoff

E

Einlal3

M

Motor

L

Lader; Luft

T

Turbine

353

Namensverzeichnis Alfa Romeo

General Electric Comp.

298

Alpina

291...293

Anglo Saxon Petr. Comp.

17

312, 313

Geislinger

242

Glamann

242

Audi

278, 279, 287... 291

GMC

184, 311

AVL

298

GMT

313, 314, 326

BBC

25, 26, 231. .. , 245••. , 256. ..

Birman BMW

287... , 291, 298

144, 325, 326 264 192, 194

Cser

174, 183

Curtis -W right

18, 19

KHD

181, 182, 247... 249, 258 259, 310, 311, 316

KKK

275, 285.•. 290, 298, 305

Laudahn

22 221

ｌｅｾｴｯｭ｢＠

Lysholm

58, 243

332

DAF Diesel

303, 304

Daimler, Gottlieb

11, 12

Daimler, Fa.

Mack Trucks Inc.

173, 308

MaK

318,319

M.A.N.

12 220, 293, 305

DeLaval Comp. Detroit Allison, Div. of GMC Diesel, Rudolf Electromotive Div. of GMC

Euler

Junkers

26

CIMAC

Eichelberg

230

20. .. 24, 26, 146

Chevrolet -C orvair

Daimler-Benz AG

254 310 13.•. 16 184, 185 311, 312 205 61, 62.

22, 137, 138, 144, 181, 205 206, 209, 230, 25& .. 263, 305... 307, 31& .. 321, 327, 328

Maybach, Wilhelm

12

"Megara" MS

17

Mercedes -Benz

293

Miller, Frank

221

Mitsubishi

73

Ford Cosworth

74 225

Garrett 269, 277, 278, 280, 294, 296, 308

354

330, 331 204

ｍｨｬ･ｮｫ｡ｭｰ＠

MTU Murray-Willat

Ferrari

F1lji DieSel Co. Ltd.

22 274, 284

IHHI

287... 290

Buchi -Syndikat B&W

Hiereth

156

Bosch, Robert GmbH Buchi, Alfred

"Hansastadt Danzig" MS

Napier and Son Ltd.

315, 316 18 333, 334

Perkins Ltd.

242

Pescara

335

Peugeot Pielstick

296, 297

siehe SEMT-Pielstick

Porsche

274, 285, 286 241

Pflaum

205 22

Pucher

111

Rateau

18, 19

Ricardo-Comet

296

Rupp

242

Saab

286, 287

Saurer, Adolph AG SEME SElVIT - Pielstick

235, 299... 304 335 207, 230, 316 317, 320, 321

Siemens AG

327

SIGMA

335

SLM

298

Stodola

Poyaud

"Preu13en" MS

Steyr -Daimler -Puch AG

26

Stork-Werkspoor Diesel Sulzer, Gebr. AG

320 321 20, 144, 321 329, 330

Syassen

229

VM

298

Volkswagenwerk AG

280, 285, 295... 297

Volvo AB

172

Vulkanwerft

22

Wallace

242

Wanscheidt

32

Werkspoor

17

Woschni

205

Wright

332

Zapf

44

Zeman

49

24. .. 26

Abklirzungen Alpina Audi . BBC . BMW B & W CIMAC Garrett GMC GMT IHRI KHD M.A.N. MaK. MTU. SEME SEMT SIGMA SLM VM

Alpina Burkard Bovensiepen KG Audi NSU Auto Union AG Brown, Boveri & Cie Bayerische Motorenwerke AG Burmeister & Wain Consei! International des Machines Combustion Garrett AiResearch Industrial Division General Motors Corp. Grandi Motori Trieste Ishikawashima Harima Heavy Industries Co., Ltd. K16ckner-Humboldt-Deutz AG Maschinenfabrik Augsburg-Nlirnberg AG Maschinenbauanstalt Kiel GmbH Motoren Turbinen Union GmbH ｓｯ｣ｩｅｾｴ･＠ d' Etudes Mecanique et Electric Societe d' Etudes des Machines Thermiques Societe Industrielle General de Mecanique Applique Schweizer Lokomotiv Fabrik Winterthur Stabilimenti Meccanica VM SpA

a

355

Stichwortverzeichnis Abblase-regelung -ventil

179,276,279,301 180,274 ... 286,292,294 172 ... 180,276

Abgas -abblasen

-emission 5,196 ... 198,266 ... 285 s. a. Schadstoffemission 294, 295 269,280

-gesetze, -vorschriften -rezirkulation -rUckfUhrung

285,296,297 9,72, 143 174

Auflade-arten -verfahren, Vergleich von Au13enlagerung ATL

Diffe ren tiaI ve rbunda uflad ung Diffusor

211 23,146 ...

20,122,155,276

Ausschubarbeit Automobilmotoren

264 ... 20,63,64 244, 333

Axial-Iader, -verdichter

87 •.. 98,166,167,245 ... 249

Be s chIeunigungs -hilfe

169,174 ... 178 184

-kennwert, vergIeichswert -verhalten

159 ... 174,236 ... 240 254,276,300

Betriebs - punktermittlung -verhalten des ATL

82 ... 103

Doppelspiralgehause

93,94

D rehkolben ve rdi chte r

10,56,58

-verlauf

Dreiersto13

170 ... 174, 264 276,279

101,102,111. .. 114,147 151,158,285 74, 180, 272 ... 275, 288 63 ...

-linie

Druck -Volumenstrom -Kennfeld 6.7.... 81 des Motors 160,176,265,276 DruckwelIenverfahren (ATL)

23

EinzeIrohr-Sto13aufladung

72 266

Endgemisch

95 ... 108,171

Energie-beiwert ATL

49,105

-bilanz Ersatz -querschnitt

47,48,81. .. 93,109

-winkeIquerschnitt

47

-zeitquerschnitt

47

Eulersche Turbinengleichung

61,62

Expansions-arbeit, isentrope

119,122

-temperatur

116,118 23,30,55

-verlust 4, 145

Blockheizkraftwerk Brenn -kammer

165 ...

242

60,65,174,263,272,329

Drossel-klappe 166,253, 254

-Ieitung, Unterteilung der

3,84,174,186,189 239 .•• 243 106 ••• 108, 188

BUchiaufladung

24 182,277,290,294,296

Charakteristikenverfahren

356

2,311,316

DieselIokomotive

7,9,72,125

Auspuff-abtrennung s. a. Vorauspuffabtrennung

Bypa13ventil

6,9,231...239

Drehmomentverhalten

abgestimmtes Saugsystem

-turbine

Comprex, -aufladung

75 111...114

FIugmotoren

12,18,19,264,332 ••. 334

Forderhohe, isentrope 29,34, 56 60 ... 63,109,121,165 Freikolbentreibgaserzeuger Fremdaufladung FUlI-grad, -volumen

335,337 9

41,57

Fiill- und Entleermethode

Gasturbine

106,108 111. .. 114 1...5,334

Gefalle, isentropes

122

Gemischheizwert

39

Gerausch-emission

284,285,295

Gesamtluftverhaltnis

32,38

Geschwindigkeitsdreiecke Gitterbeiwert

60, 62, 88 91

gleichwertige Offnung

48, 67, 70, 80 81,86

Hauptgleichung ATL

85, 213

Hohen verhalten

186 ... 195

Hubkolbenverdichter

10,56 ... 58,66

Hyperbarverfahren

230,239 ... 243

Impulsverfahren

83

Indikatordiagramm

16,17,27,28 40 .. .43,108 167,253,254,255

I=enlager A TL

-bauart, -konstruktion

10,56

-charakteristik

56,66

-leistung

27,30,34,80,81,83,121. .. 127

Lambda-Sonde

270,290

Leistungsumrechnung s. Hohenverhalten Lei ts chaufel ver ste llung s. verstellbare Leitschaufeln Leitungsunterteilung s. Auspuffleitung Liefergrad

12,35,38,40 ... 42,72,73 77,187

Luft-aufwand

38,48,69,124,126

-durchsatz

30 ... 35,48,54, 67

-verbrauch

124 ... 127,152,171,234

-verhaltnis

31. .. 38,104,134,187 196,197,218

Massen-, Mengenstrom

Mengenbeiwert fUr 86,95 ... 104 pulsierende Beaufschlagung 108,171 mechanische Aufladung 9 ... ,76 ... 125 ... 136,196,299 ... 302 Millerverfahren

Katalysator

270,271,283,285,290

Kennfeld, V-h- des 56 ... 59,64, 65, 246 Laders bzw. Verdichters 248,289 Klopfen, Klopf -verhalten -grenze

13,194, 199 264,266

134,217 ... 219,266 ... 271,279 258,273

Kohleringdichtung

kombinierte Aufladung 72,175,184 237,291,302 ... 307 Kompressor

12 ... 14

Kreisprozel3rechnung Kreuzkopfmotor Labyrinthdichtung Ladeluftklihler -klihlung Lader-arbeit

49,104,105,132 219,223,225 14,16,17,322,325 258,274

14,24,35,68,126 ... 136 182 ... ,211. .. 28,29,119,124,125

67,83 ... 211

221. .. 228, 230, 313

Minde stluftbedarf

31,35,38,134

Multistol3 -aufladung -verfahren

155 157 ... 159,317

N ach1ade schieber Nach1adung

53 208 ... 210

Nachleitapparat

62,65

Nachteile der Abgasturboaufladung Pu1se-Converter

9

155 ... 161,261,290,317

pulsierende Beaufschlagung 83 94 ... 104,108,153,189 Pumpgrenze Qualitatsre gelung Quantitatsregelung

63,64,175 ... 178 279 266,272

Radial-lader, -verdichter 10,18,25 60 ... 64,77,79,244

357

Radialturbine

88 ... 98,150,167,179,245 248,249,255,261

211...221

Turboklihlung

Regelungsprobleme

185, 186,240

Umblasen

174,178,179

Regeleingriff

258,259,274,275 285,288,290

Umluftventil

272 ... 181,182

Re gisterauflad ung Resonanz-aufladung -ansaugsystem

9,72,74, 174 183, 292,293, 306

Restgas-aussplilung

42,44, 141

Ventilliberschneidung 21,40 ... 45 69 ... 80,125,152,171. .. ,192 ...

Rootsverdichter

Verbund-motor, -verfahren 7,10,20 138,140 ... 143,332 ... 334

10,13,56,58,66

Verdichterkennfeld siehe Kennfeld

Schaufeln 60, 62 166,244 ... 248, 251

Saugsystem, abgestimmtes

32 ... 38 45,84,125,135 .•• ,188 ... ,206,224 ｖ･ｲ｢ｮｵｧｳｬｦｴｶｨｩ＠

20 ... 23,40 ... 44,115,118,123 140,141,157,209,276

ｲｩ｣ｫｷｴｳｧ･ｭ＠

80 ... 83,121,123,178

82,90,91

Reaktions grad

-menge

-leistung

-lader ｖ･ｲ､ｮｧＭ｢｡ｵｴＬ＠

Verlagerungsbahn

9,72

10,56 .•. 63 76 ... 79,299 201,202

Schadstoffe, -emission 5, 132 196 •.. 198, 271,280, 285

verstellbare Leitschaufeln 134,135 174, 178,230,260,261,329

Schraubenverdichter

Vierersto/3

Schwerolverbrennung

10,56 •.. 64 299,301

9

32,45,46

Spiilluftmenge Stau -aufladung -verfahren

10,26, 82, 83, 144 151. .. ,170 ...

Sto/3 -aufladung -verfahren

10,26,83 ... ,125 144 ... ,271...

221

Teilbeaufschlagung

98,149,153, 179

Treib gas verfahren

10,332 ... 337

Turbinen-arbeit, isentrope -ersatzquerschnitt

358

30,122

81. •. 93, 109, 132

8, 9,280 •.. 285

-zeitpunkt

46, 142 46,87,142 143 23,146 ... 151 189,200,266,269,274

Zweiersto/3 zweistufige Aufladung

10,56,60 .•. 64 77 ... 79,128

Supairthermalverfahren

Vorteile der Aufladung

Zlind-abstand

249,250

Stromungsbauart

141. •. 143,211

Zeitquerschnitt

2,264,332,334

ｓｴｲ･｣ｫｬｮｧ＠

Vorauspuffabtrennung

Winkelquerschnitt

1,4,5

Stirlingmotor Strahltriebwerk

Volumen-durchsatz, -strom 27,57 67 ... 71,189,244

9,72,74 292,293

Selb stauflad ung

98,272,279,285

Vollbeaufschlagung

3,317,325,337

Schwingsaugrohraufladung

155,156,159

101,113,114,150 151,158,159 225,229 ... 231 243,260,313

ｚｷｩ｣ｫ･ｬｦｨ＠

30,119,121,123 ｚｷｩｬｮｧｳＭ･ｨｵ＠

93,94 -motor

12, 13

CAl CJ1

ro

(1)