Aufladung von Verbrennungsmotoren: Grundlagen · Berechnungen · Ausführungen [3., völlig neu bearb. Aufl.] 978-3-540-15902-5, 978-3-662-05913-5

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Karl Zinner

Aufladung von Verbrennungsmotoren Grundlagen . Berechnungen . AusfLihrungen Dritte, vbllig neu bearbeitete Auflage

Mit 257 Abbildungen

Springer-Verlag Berlin Heidelberg GmbH 1985

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

ISBN 978-3-540-15902-5 ISBN 978-3-662-05913-5 (eBook) DOI 10.1007/978-3-662-05913-5 CIP'Kurzlilelaufnahme der Deulschen Bibliolhek. Zinner, Karl: Aufladung von Verbrennungsmoloren : Grundlagen, Berechnungen, Ausflihrungen 1 K. Zinner.3., vollig neu bearb. Aufl. Das Werk isI urheberrechllich geschUlzl. Die dadurch begrUndelen Rechle, insbesondere die der Uberselzung, des Nach· Wege drucks, der Enlnahme von Abbildungen, der Funksendung, der Wiedergabe auf pholomechanischem oder ｨｮｬｩ｣･ｭ＠ und der Speicherung in Dalenverarbeitungsanlagen bleiben , auch bei nur auszugsweiserVerwertung, vorbehallen. Die Ver· gUlungsansprUche des § 54, Abs. 2 UrhG werden durch die ,,yerwertungsgesellschaft Worl«, MUnchen, wahrgenommen. © by Springer'Verlag Berlin Heidelberg 1975, 1980 and 1985

Ursprunglich erschienen bei Springer-Verlag Berlin Heidelberg New York 1985 Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Handelsnamen, Warenbezeichnungen usw. in diesem Werk berechligl auch ohne besondere Kennzeichnung nichl zu der Annahme, da6 solche Namen im Sinne derWarenzeichen' und Markenschulz·Ge· und daher von jedermann benulzl werden dUrflen . selzgebung als trei zu belrachlen ｷｲ･ｮ＠

2362/3020·543210

Vorwort zur dritten Auflage

Seit dem Erscheinen der zweiten Auflage im Jahre 1980 hat die Entwicklung und Anwendung der Aufladung groBe Fortschritte gemacht, so daB eine Neubearbeitung des Buches zweckmaBig erschien, das sich nach wie vor in erster Linie an Konstrukteure, Entwicklungs- und Versuchsingenieure des Motorenbaues und an Studenten des Maschinenbaues wendet. Die Kapitel Ibis 5 und T eile des Kapitels 6 konnten, da sie sich mit den Grundlagen befassen, bis auf geringfUgige Korrekturen unverandert bleiben. In das Kapitel 6 wurde das Vierquadrantendiagramm neu aufgenommen, das Prof. Dr. Gustav Winkler, Dozent an der Fachhochschule Flensburg, aus dem bereits in den beiden ersten Auflagen erschienenen Diagramm zur Bestimmung des Betriebspunktes einstufiger Abgasturbolader weiterentwickelt hat, und das eine geschlossene Ermittlung des Gleichgewichtszustandes von

Motor

und

Abgasturbolader auch ohne Zuhilfenahme von Computer-Program men

gestattet. Damit wurde die Zielsetzung des Buches unterstrichen, die physikalischen Grundlagen des Zusammenwirkens der Kolbenmaschine Motor und der Stromungsmaschine Abgasturbolader verstandlich zu machen, was zur EinfUhrung in die vorliegende Materie besser geeignet ist als die Benutzung eines fertigen Computer-Programmes. Die Abschnitte 6.3.2, 6.3.3 und 6.3.5 wurden von Dr. Winkler verfaBt, dem ich fUr diese Mitarbeit bestens danke. In Kapitel 7 wurde der Abschnitt Uber den Abgasturbolader als Mittel zur Steigerung des Wirkungsgrades neu gefaBt und wesentlich erweitert, da das Erreichen von Wirkungsgraden von 52 % und wohl auch schon etwas darUber, eines der markantesten Merkmale der

Weiterentwicklung der Aufladung bei Dieselmotoren in den letzten Jahren ist.

Das Kapitel 8 wurde an die neuen Erkenntnisse angepaBt und in Kapitel 9 wurde der Abschnitt Uber das Druckwellenverfahren Comprex erweitert und ein Abschnitt tiber die Register-Aufladung neu aufgenommen, da beide Verfahren in das Stadium der praktischen Anwendung eingetreten sind. Auch in dem Abschnitt Uber das Hyperbar-Verfahren wurden neue Veroffentlichungen berUcksichtigt. Das Kapitel 10 wurde neu geschrieben, wobei insbesondere auf Bauarten kleiner Abgasturbolader fUr Fahrzeugmotoren eingegangen wurde. Da die Aufladung von Kraftfahrzeugmotoren groBe Fortschritte gemacht hat, wurde, sowohl den Pkw-Motoren als auch den Nutzfahrzeugmotoren je ein eigenes Kapitel gewidmet (J lund 12), wobei ebenso wie in dem neuen Kapitel 13, das sich mit aufgeladenen Dieselmotoren, auBer fUr Kraftfahrzeuge, befaBt, bei den AusfUhrungsbeispielen auf moderne Konstruktionen zurUckgegriffen wurde. 1m Kapitel 14 konnten die AusfUhrungen Uber das Verbund- und das T reibgasverfahren ungeandert bleiben, es wurde nur ein AusfUhrungsbeispiel Uber einen modernen Flugmotor neu aufgenommen.

v

Von den zahlreichen Veroffentlichungen Ober Aufladung und aufgeladene Motoren konnte in den Literaturverzeichnissen, die unmittelbar an jedes Kapitel angefOgt wurden, nur ein .Teil berOcksichtigt werden. Da in den Fachzeitschriften fast in jedem Monat ein neuer Hinweis auf Weiterentwicklungen erscheint und da zwischen dem Abfassen des Manuskriptes und der Drucklegung einige Monate vergehen, ist es meglich, daB einige Zahlenangaben Ober Leistung und Kraftstoffverbrauch der Motoren nicht dem neuesten Stand entsprechen. Versuchs-

und Rechenergebnisse

ohne

Quellenangabe stammen aus der M.A.N., der

ich fOr diese Hilfe sowie fOr die AusfOhrung von Fotoarbeiten zu Dank verpflichtet bin. AuBer von Herren aus der M.A.N. habe ich mich auch von Vertretern anderer Motoren oder Abgasturbolader bauenden Firmen beraten lassen, denen ich hiermit fOr ihre Informationen und fOr das ZurverfOgungstellen von Unterlagen gleichfalls danke. FOr das Lesen der Korrektur schulde ich Prof. DipJ.-Ing. Johannes Gerchen, gleichfalls Dozent an der Fachhochschule Flensburg, besonderen Dank. Stadtbergen, im Juli 1985

VI

Karl Zinner

INHAL TSVERZEICHNIS

o

Einleitung ............................................ , ............................................................... 1

Schrifttum zu Kapitel 0 •......•..............................................•................•................ 4 Begriffsbestimmungen und Uberblick uber die verschiedenen Aufladeverfahren ....... 5 2

Die Anfange der Aufladung ................................................................................... 9

2.1

Ottomotoren .•.......•......•......•.....•.•..........................•......••......•......•...........•........••. 9

2.2

Dieselmotoren ..•....•...........•.......•...••••.••........•..•.•....•..•......•....•.•....•...........•.....•... 12

2.3

Flugmotoren ......•............•.....................•....••..........•..•.•.....................•...•............. 16

2.4

Die Anfange der Abgasturbo-Aufladung .............•.••..••..............•.••.•....•...•..•.......... 18 Schrifttum zu Kapitel 2 ...................................................................................... 24

3

Grundlagen der Laderauslegung ........................................................................... 25

3.1

Die Berechnung der Laderleistung •.••••..••.............................•......•••........•..•••........ 25

3.2

Zusammenhang zwischen Luftdurchsatz und Motorleistung .•........•....••...........•.••.... 28

3.3

Zusammenhang zwischen Ladungsmenge im Zylinder und mittlerem indizierten Druck ............•...................•.....•....•....•...•..•.•.•..•......•..•....... 32

3.4

Der Liefergrad aufgeladener Viertaktmotoren .....••..........•.••.••.•.••...........•.•.•.......•. 37

3.5

Vereinfachte Berechnung der Spulluftmenge •................•..•..........•......•.......•....•.•..• 42

3.6

Die schrittweise Berechnung des Ladungswechselvorganges .•.•......•.•......•..•....•...•... 45 Schrifttum zu Kapitel 3 ......•...•..•.•.•.••....................•.......•....•.•........•...........•.••....• 50

4

Laderbauart und Ladercharakteristik ................................................................... 51

4.1

Einleitung ........•....•......•.............•....•..............•............•..•.............•.•..............•....• 51

4.2

Lader nach der Verdrangerbauart ............................•••••....•.•.............•......•.......•... 51

4.3

Lader nach der Stromungsbauart ...........................................•........•................•••• 55 Schrifttum zu Kapitel 4 ....•.........•.....••................•...........................•............•...... 61

5

Das Druck-Volumen-Kennfeld des Motors ............................................................. 62

5.1

Zweitaktmotor .•..•...•....•.••••..••........•.......•......•..•.......•..•......•.•........•....•....•........... 62

5.2

Viertaktmotor •.•..................................................•.••...........•....•.....•..•.....•..••.•....•. 64

6

Das Zusammenwirken des Laders mit dem Motor ............................................•.... 67

6.1

Das abgestimmte Saugsystem (dynamische Aufladung) ••...••••••...•.•.•••••....••.••........•. 67

6.2

Die mechanische Aufladung •.•..................•••.•.•.•.........•...••..•......••••.•...••••.•.........••• 69

6.3

Die Abgasturbo-Aufladung .......•..•.•..........•.....•..•..........•....•..•••••.•..••..•......•.••.•.•.... 73

6.3.1

Unterschiede im Betriebsverhalten des Motors mit Abgasturbolader im Vergleich zur mechanischen Aufladung •...•....••••..•..•....•.•..•.•......•.•.•....•••.•....... .73

6.3.2 Die Hauptgleichungen der Abgasturbo-Aufladung .•••.•............••••...•.••.•••..••.••••..•....• 76 6.3.3 Geschlossenes Diagramm zur Bestimmung der Betriebspunkte von Abgasturboladern an Viertaktmotoren .•.••.......•••.•...••...•....•.•.•....•....•....•••••....•. 80

VII

6.3.4 Die Berechnung des Turbinenersatzquerschnittes .................................................. 89 6.3.5 Die Erfassung der pulsierenden Beaufschlagung bei StoBaufladung ........................ 95 6:3.6 Die geschlossene Berechnung des Gleichgewichtszustandes des Systemes Motor und Abgasturbolader ........................................•.................. 101 Schrifttum zu Kapitel 6 ................................•............•...................................... 110 7

Einige thermodynamische Fragen im Zusammenhang mit der Aufladung .............. 113

7.1

Expansionsendtemperatur im Zylinder und mittlere Auspufftemperatur ............... 113

7.2

Theoretische Moglichkeit zu vollstandigen Gewinnung der Arbeit aus der Expansion yom Expansionsenddruck im Zylinder auf den Gegendruck ... ,......... 116

7.3

Der Aufwand fur die Laderleistung .................................................................... 120

7.4

Der EinfluB der Ladeluftkuhlung ....•.................................................................. 123

7 .4.1

Dieselmotoren ...........•...•.•..............................................•................................. 123

7 .4.2 Ottomotoren .....................................•............................................................... 129 7.5

Die Abgasturbo-Aufladung als Mittel zur Steigerung des Wirkungsgrades ............. 130 Schrifttum zu Kapitel 7 ........•.•.........•............................................................... 140

8

Besondere Probleme der Abgasturbo-Aufladung .....................•...........•................ 14 2

8.1

Der EinfluB der Auspuffleitung •....•.................................................................. 142

8.1.1

Fragen der Leitungszusammenfassung bei verschiedenen Zy linderzahlen und Zlindabstanden ..............•...................................................... 142

8.1.2 Vor- und Nachteile von Stau- und StoBverfahren ................................................ 147 8.1.3 Abwandlungen der StoBaufladung ....................................................................... 150 8.2

Das Beschleunigungsverhalten ............................................................................ 156

8.3

Das Drehmomentverhalten von Motor mit Abgasturbolader ................................. 165

8.4

Besondere MaBnahmen zur Verbesserung der Beschleunigung und des Drehmomentverhaltens von abgasturbo-aufgeladenen Motoren ............................. 168

8.5

Das Hohenverhalten ...........•...•....•.•.•................................................................. 179

8.6

Der EinfluB der Aufladung auf die Schadstoffemission ....................................... 188

8.6.1

Dieselmotoren ...................................•.............................................................. 188

8.6.2 Ottomotoren ..................•..•............................................................................... 191 8.6.3 Gasmotoren .....•....•.......•...........•...........................................•........................... 192 8.7

Der EinfluB der Aufladung auf die mechanische uhd thermische Belastung .......... 193

8.7.1

Einfuhrung ....•...•..•.........•.................•..•........................•.................................... 193

8.7.2 Die mechanische Belastung ................•.•........................•............................•...•.. 193 8.7.3 Die thermische Belastung ...............•.•.•..........................•.•........•...............•........ 197 Schrifttum zu Kapitel 8 ...•.......•........•...........................•................................... 201 9

Abwandlungen von Aufladeverfahren .•................................................................ 204

9.1

Die Nachladung .............•.....•.•.•....•...•...•.••............•..............•........•................... 204

9.2

Die Auspuffabtrennung ..•.........•........•.•......................•.............................•......... 207

'9.3

Die T urbokUhlung ......•.•.•....•.............•.•............................................................. 207

VIII

9.4

Das Supairthermal-Verfahren (Miller-Verfahren) ................................................. 210

9.4.1

Das Millerverfahren bei Viertakt-Dieselmotoren ................................................. 212

9.4.2 Das Millerverfahren bei Gasmotoren .................................................................. 214 9.5

Die zweistufige Aufladung ................................................................................ 216

9.6

Die Comprex-Aufladung .................................................................................... 218

9.7

Die Register-Aufladung ..................................................................................... 226

9.7.1

Beschreibung des Verfahrens ............................................................................. 226

9.7.2 Zylinderabschaltung und Nachladung .................................................................. 229 9.8 9.9

Das Hyperbarverfahren ..................................................................................... 231 Die Differential-Verbundaufladung ..................................................................... 236 Schrifttum zu Kapitel 9 .................................................................................... 237

10

Konstruktionsmerkmale von Abgasturboladern .................................................... 241

10.1

Laufer .............................................................................................................. 241

10.1.1 Stufenzahl ........................................................................................................ 241 10.1.2 Bauarten der Rader .......................................................................................... 241 10.1.3 Material und Herstellung der Verdichterrader .................................................... 245 10.1.4 Material und Herstellung der Turbinenrader ....................................................... 247 10.2

Anordnung der Lager ........................................................................................ 248

10.3

Lagerbauart und Schmierung ............................................................................. 250

I 0.4

Ausflihrungsbeispiele ......................................................................................... 251

10.4.1 Abgasturbolader flir StraBen-Fahrzeug-Motoren ................................................. 251 10.4.2 GroBere Abgasturbolader als flir StraBen-Fahrzeug-Motoren ............................... 258 10.5

Die Gestaltung des Uberganges zum Ladeluftklihler ........................................... 263 Schrifttum zu Kapitel 10 .................................................................................. 264

11

Probleme der Aufladung von Automobilmotoren und Ausfllhrungsbeispiele ........... 266

11.1

Ottomotoren ..................................................................................................... 266

11.1.1 MaBnahmen zur Beherrschung des Klopfens ....................................................... 268 11.1.2 Probleme der thermischen Beanspruchung .......................................................... 271 11.1.3 Regelungsprobleme ........................................................................................... 271 11.2

Dieselmotoren .................................................................................................. 275

11.3

Die Vorteile der Aufladung von Automobilmotoren ............................................. 276

11.4

Ausf(ihrungsbeispiele ......................................................................................... 280

11.4.1 Ottomotoren ..................................................................................................... 280 11.4.2 Dieselmotoren .................................................................................................. 287 Schrifttum zu Kapitel 11 .................................................................................. 295 12

Dieselmotoren fur Nutzfahrzeuge ...................................................................... 297

Schrifttum zu Kapitel 12 .................................................................................. 309

IX

13

Ausfllhrungsbeispiele aufgeladener Dieselmotoren auBer fur Pkw und Nutzfahrzeuge •.••••••••.•••••.•••.••........•....••••••••...•••.••••.••••••.••••••••••••.•••••••• 310

13.1

Hoch1eistungsmotoren mit zweistufiger Aufladung ..••••.••.••••••••.••••••••.••••••••••••••.••. 310

13.2

Diese1motoren fUr Schienenfahrzeuge und Schiffe .•..•......•.••.•....•••••.•..•••••••••.•.•••• 31 ｾ＠

13.3

Mitte1schnellaufende Diese1motoren fUr Schiffsantrieb und stationare Krafterzeugung ••••••••••••••••••.•••.•••.••••.••••.•••••...•.....••...•..•.•.....••...•••••.••• 318

ＱＳＮｾ＠

Langsam1aufende ZweitaktgroBmotoren .•....•.••...••....•.••.••••••.•••••••••••••••••••••••••.•.•• 326 ＱＳＮｾ＠

Besondere Prob1eme und Tendenzen der Auf1adung von Zweitaktmotoren •••••.•.•.•. 326 ＱＳＮｾＲ＠

Ausfuhrungsbeispie1e ••••••••.•••.••••••••.•••••..•••••••••.•..•..••..•..••••.•...••.••••••••••.•.•••••••.•••. 329 Schrifttum zu Kapite1 13 •••••••.••...•••..•••••••••••••.••.••.•••••••••••••••.•.••••.•..•••••............. 335

14

Verbundverfahren, Flugmotoren, Treibgasverfahren ..•.••..••••.••••••.••••.•.•.••••••••••.•.•. 338 Schrifttum zu Kapite1 Ｑｾ＠

•••••.•.•••••••••••••••••••••.••••.•.•••••••.•.••••.••••........•.....•.•.•.•..... Ｓｾ＠

Formelzeichen •.••.••••••••..•..•••.•.••••••.••••••••.•.••••••••.......•.•....••.•.•••.••.•••.•••.•.••••••••••• ＳｾＵ＠ Namensverzeichnis ••••.•••••••••.•••••••.••.•••....••••••.•••••••.••.•••••••••••••.••••••••.•.••••••••.••••••Ｓｾ＠

7

5t idNortverzeichnis ....•...............................................................................• ＳｾＹ＠ Anhang •••••••••.••••.•..•••••.•••••••••••••••••••...•..••••.•..•.••.•......•....••••.•.•.••••••••••.•.••••.•.••••• 352

x

o.

EINLEITUNG

}\hnlich wie in den beiden ersten Auflagen, soli in der Einleitung untersucht werden, welche Stellung der Verbrennungsmotor unter den anderen Warmekraftmaschinen einnimmt und welche Bedeutung er heute hat. Hierzu gehort die Beantwortung der Frage, ob geeignete Kraftstoffe auch in Zukunft in genugender Menge zur Verfugung stehen werden. Nach den Statistiken der blgesellschaften /0.1/ wurden die heute bestatigten Erdolreserven bei gleichbleibender Forderung noch rd. 30 Jahre reichen. Diese Feststellung hat sich bis auf gewisse Schwankungen seit 50 Jahren kaum geandert, ein Zeichen dafUr, daB der Verbrauch und die Entdeckung neuer Quellen sich bisher ungefahr die Waage hielten. AuBerdem ist die Erzeugung von Alternativ-Kraftstoffen zur Verwendung im Verbrennungsmotor kein technisches, sondern ein wirtschaftliches Problem. Je hoher der Preis fUr das Erdol steigt, umso eher werden die Alternativ-Kraftstoffe konkurrenzfahig. Einige aus der Kohle gewinnbare Kraftstoffe haben· praktisch die gleichen Eigenschaften wie die aus dem Erdol, andere erfordern im Verbrennungsmotor verhaltnismaBig leicht zu bewerkstelligende Anpassungen. Von dieser Seite her ist die Existenz des Verbrennungsmotors fUr die nachste uberschaubare Zukunft nicht bedroht. Allerdings hat es in der Vergangenheit nicht an Stimmen gefehlt, die dem Verbrennungsmotor aus anderen Grunden zumindest auf einigen Gebieten ein baldiges Ende vorausgesagt haben. So konnte man z.B. einige Jahre nach dem zweiten Weltkrieg in manchen Fachzeitschriften lesen, daB der Dieselmotor in der Schiffahrt bald ausgedient haben wurde und durch die Gasturbine ersetzt werde. Diese Voraussage grundete sich auf den Siegeszug der Gasturbine im Flugzeug, vornehmlich als Strahltriebwerk, und auf die Erwartung, daB sie schwere Kraftstoffe leichter verbrennen konne als der Dieselmotor. Was die schweren Kraftstoffe anbelangt, ist das Gegenteil eingetreten. Es gab sogar einige wenige Stimmen, die damals in ihrer Gasturbinen-"Euphorie" allgemein dem Kolbentriebwerk mit seiner hin- und hergehenden Bewegung die Voraussetzungen fUr ein langeres Weiterleben absprachen. Ende der fUnfziger Jahre hat man an deutschen Technischen Hochschulen und Universitaten uberlegt, freiwerdende Lehrstlihle fUr Verbrennungsmotoren nicht mehr zu besetzen, da von mancher Seite die Entwicklung auf diesem Gebiet fUr abgeschlossen gehalten wurde. Man sagt, daB falschlich Totgesagte sich haufig eines besonders langen Lebens erfreuen konnen. So durfte es auch dem Verbrennungsmotor ergehen. Die Entwicklungsfortschritte in den letzten Jahrzehnten und auch in den letzten Jahren sind sowohl beim Ottoals auch beim Dieselmotor enorm. Daran hat die Aufladung einen groBen Anteil. Es sind zwar auch bei den anderen Kraftmaschinen bemerkenswerte Fortschritte gemacht worden, die Gasturbine hat sich ihren Platz erobert und ihr Entwicklungspotential ist noch keineswegs erschopft, aber dennoch hat der Verbrennungsmotor seine Stellung

nicht nur halten, sondern we iter ausbauen k6nnen. Dies ist vor allen Dingen seiner groBen Wirtschaftlichkeit zu danken, in erster Linie dem guten Wirkungsgrad in einem sehr breitem Leistungsbereich. Der effektive Wirkungsgrad groBer Dieselmotoren hat die 50%-Marke bereits uberschritten, ein Fortschritt, an den zu Zeiten des billigen Erd61es wohl nicht zu denken war, da die Ersparnis im Kraftstoffverbrauch den erh6hten Aufwand an Herstellungskosten kaum gelohnt hatte. Nun sind zwar mit kombinierten Dampf-Gasturbinen-Anlagen auch schon

47%

Wirkungsgrad verwirklicht

worden und

die 50% scheinen erreichbar /0.2/, doch nur mit sehr groBen Leistungen uber 100 MW, wie sie nur bei stationaren Zentralen ben6tigt werden. Wenn man an den Dieselmotor noch einen zweiten Kreislauf anhangt, d.h. die Kuhlwasserund Olwarme und die heiBen Auspuffgase z.B. ih einem Rankine-ProzeB zur Krafterzeugung heranzieht, kann man hier noch einige zusatzliche Prozent gewinnen. Diese aus einem abgasbeheiztem Dampfkreislauf bestehende Krafterzeugung wird bei groBen Schiffen, aber auch bei ortsfesten Dieselkraftwerken bereits angewandt. Nach

/0.3/

kann man dam it 7% gewinnen, nach /0.11/ sogar 10% (4%-Punkte), im zweiten Fall allerdings

ausgehend

von

dem

heute

vergleichsweise niedrigem

Wirkungsgradniveau

von 41% auf rd. 45%. Die H6he des Gewinnes hangt u.a. von der Abgastemperatur ab, die mit dem h6heren Motorwirkungsgrad (groBe Zweitaktmotoren) in der Regel etwas niedriger wird. Mit wenigen Ausnahmen soli hier darauf verzichtet werden, die Stellung des Verbrennungsmotors in den einzelnen Anwendungsgebieten an Beispielen darzulegen, wie das in den beiden ersten Auflagen geschehen war. Als Folge des groBen Preisanstieges aller Erd61produkte seit der ersten Olkrise 1973 und der damit stark gewachsenen Bedeutung des Kraftstoffverbrauches in der Gesamtkostenbilanz wurden nicht nur Gasturbinenschiffe auf Dieselantrieb umgerustet /0.4; 0.5; 0.6/ sondern auch Dampfturbinenanlagen /0.7 /, ja es wird sogar die Umrustung der leistungsstarken Passagierschiffe auf Motoran-

trieb in Betracht gezogen /0.8/. Auch bei der stationaren Krafterzeugung hat der Verbrennungsmotor an Boden gewonnen, neben der schon bisherigen Verwendung in Entwicklungslandern ohne elektrisches Verbundnetz wird er auch in Industrielandern fur die dezentralisierte Kraft-Warme-Kopplung zunehmend eingesetzt. Dazu hat auch die fruher nicht vorhandene M6glichkeit beigetragen, den Strom aus kleinen Zentralen (Block-Heiz-Kraftwerken) in das 6ffentliche Netz einzuspeisen, wenn diese, bei Bedarf von vorwiegend Warme, Strom im UberschuB erzeugen, bzw. Strom aus dem 6ffentlichen Netz zu beziehen, wenn diese kleinen Zentralen mangels Warmebedarf zu wenig Strom liefern. Blockheizkraftwerke werden vorwiegend mit Erdgas betrieben, das bis auf die Stickoxide von vornherein sehr wenig schadliche Bestandteile im Abgas ergibt. Die Stickoxid-Emission laBt sich durch zusatzliche MaBnahmen stark vermindern. Eine der L6sungen zur Entfernung der Stickoxide ist das Anreichern der Abgase mit einer

2

Ammoniaklosung, wobei dann die Stickoxide zusammen mit dem beigemischten Ammoniak Uber Katalysatoren zu Wasser und Stickstoff reduziert werden /0.9/. Kraft-WarmeKopplung gibt es auch mit Dieselmotoren groBerer Leistung, wobei die Nutzung des Kraftstoffes in Form von mechanischer Leistung und Warme fUr Heizzwecke 90% erreicht bzw. Uberschreitet /0.3; 0.10/. Bei StraBenfahrzeugen ist die Stellung des Verbrennungsmotors trotz der Fortschritte von Fahrzeugturbine und Stirling motor immer noch unangefochten. FrUhere Voraussagen Uber eine bald zu erwartende EinfUhrung der Gasturbine in das Fahrzeug sind nicht eingetroffen, auch die Hoffnungen, die man auf keramische Bauteile setzt, lassen wohl auch he ute noch keine sichere terminliche Voraussage zu. AuBerdem hat man zu beachten, daB die erst einmal zu Betriebssicherheit entwickelten keramischen Bauteile auch den Verbrennungsmotor ein StUck weiterbringen konnen. Nachdem bei Lkw-Dieselmotoren - auBer bei kleinen Leistungen - die aufgeladene Version vorherrscht, dringt die Aufladung nun auch bei Pkw-Dieselmotoren im zunehmenden MaBe ein. Nur bei Pkw-Ottomotoren sind die Vorteile in Abwagung der auch vorhandenen Nachteile (Ansprechverhalten, Kosten) z.Zt. noch nicht so gewichtig, daB hier mit einer Ablosung der Saug- durch Auflademotoren auf breiter Front gerechnet werden konnte. Neben den Rennmotoren findet der aufgeladene Ottomotor vorzugsweise dort Verwendung, wo er die Leistung vorhandener Typen nach oben erganzt, d.h., die Neukonstruktion

und

vor allem die

Neu-Einrichtung von Fertigungskapazitat fUr einen

in seinen Abmessungen groBeren Motor Ubedllissig macht. Trotz groBer Fortschritte auf dem Gebiet aufgeladener Motoren gibt es hier immer noch Probleme zu losen, insbesondere auch im Zusammenhang mit den stets steigenden Anforderungen an gute Umweltvertraglichkeit. Die gesetzlich festgelegten Grenzwerte fUr

die

Schadstoffemission und die notwendigen MaBnahmen zum

Ziele werden wahrscheinlich auch die

Weiterentwicklung der

Erreichen dieser

Aufladung in Zukunft

mitbestimmen. Das alles ist Grund genug fUr die Fachleute des Motorenbaues und fUr angehende Ingenieure, sich eingehend mit den Problemen der Aufladung zu befassen. Zum SchluB der Einleitung soli E. Jenny zitiert werden, der einem im Jahre 1982 gehaltenen Vortrag /0.12/ den Titel gab: "Pressure Charging - still a fascinating task for engineers".

3

Schrifttum zu Kapitel 0:

/0.1 /

/ ＱｾＮＲ＠

Oeldorado. Jahrlich herausgegeben von der Esso AG, Hamburg Jenny, E. und Gyarmathy, G.: Zur Aufladung von Dieselmotoren. Brennstoff, Warme, Kraft 35 (J 983), S. 40/45

/0.3 /

Kraftwerke mit Dieselmotoren und Abwarmeausnutzung. MTZ 44 (J 983), S. 145/147

/0.4 /

Voisard, 0.: The Challenge to the Engine Builder. Fuel Economy and what else? Hansa, Schiffbau, Schiffahrt, Hafen 1982, S. 882/887

/0.5

Ausrustung von Gasturbinenschiffen auf SW -Dieselantrieb. MTZ 40 (J 979), S. 470

/0.6 /

Seatrain conversion won by HDW. Shipbuilding & Marine Engineering International, No. 1229, June 1979, S. 288 Die Umrustung der Euroliner-Containerschiffe von Gasturbinen auf mittelschnelllaufende Dieselmotoren der 3. Generation. Schiff & Hafen, Kommandobr(jcke 32 (J 980), S. 238/252

/0.7 /

"Mohl Hawk"-conversion. Replacement of steam machinery by twingeared 12 PC 4 engines completed by IHI in 80 days. Shipbuilding & Marine Engineering International, No. 1231, Sept. 1979. S. 371/372 Mole, G.S.: Steam to Diesel Decision Factors. The Motorship No. 717, (J 980), S. 28/29

/0.8 /

Steam to a Diesel for the last passenger ships. Shipbuilding & Marine Engineering International, Sept. 1983, S. 331

/0.9 /

Abgase von Stickoxiden gereinigt. VDI-Nachrichten Nr. 20, Januar 1984, S. 16

/0.10/

Chellini, R.: 22 MW Cogeneration Plant in Turin. Diesel & Gas Turbine Worldwide, Oct. 1983, S. 10/12

/0.11/

Daugas, C. et. al.: Advantage of the heat recovery by the way of power and results in service. CIMAC-Congress 1983 Paris, paper No. 4.1

/0.12/

Jenny, E.: Pressure charging - still a fascinating task for engineers. Conference "Turbocharging and Turbochargers", Inst. of Mech. Engineers. London, C 42/82

1.

BEGRIFFSBESTIMMUNG UNO UBERBLICK UBER 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 zugefUhrt. Aufladen ist das Vorverdichten der gesamten oder eines Teiles der Ladung auBerhalb des Arbeitszylinders zum Zwecke der Ladungserhohung im Zylinder. Bei der Aufladung wird demnach die Ladung auBerhalb des Zylinders und im Arbeitszylinder verdichtet. Der Aufladeverdichter wird Lader!) genannt. FUr das Verbundverfahren ist die mit einer Erzeugung von Nutzleistung verbundene Zwei- oder mehrstufige Expansion charakteristisch, ohne daB 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 MotorgroBe ohne Drehzahlerhohung. Sowohl durch Aufladen als auch durch hohere Drehzahl wird eine groBere Luft- oder Ladungsmenge in der Zeiteinheit durch den Motor durchgesetzt, die Leistung ist dem Luftdurchsstz etwa proportional. In beiden Fallen stoBt man mit der Leistungserhohung auf gewisse Grenzen, die durch den technischen Entwicklungsstand gegeben sind. Die Leistung des Verbrennungsmotors ist:

(1.1 )

Hierbei bedeuten P e die Nutzleistung, z die Zylinderzahl, Vh das Hubvolumen eines Zylinders, Peden mittleren Nutzdruck, n die Drehzahl, s den Kolbenhub, A die Kolbenflache, v m die mittlere Kolbengeschwindigkeit und i die Anzahl der Umdrehungen je Arbeitsspiel. Wenn die koharenten GroBen des Internationalen Einheitensystems eingesetzt werden, kommt die Leistung in Watt heraus. Bei einem gegebenen Motor, fUr den z, A und s unveranderlich sind, kann man die Leistung Uber n bzw. v m und Uber Pe steigern. Durch Erhohung der Drehzahl n bzw.

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

5

der mittleren Kolbengeschwindigkeit vm steigen die Beanstandungen durch die Massenkrafte mit dem Quadrat von v m ' durch das Erhohen des mittleren Nutzdruckes Pe mit Hilfe der Aufladung wachsen die Gaskrafte {maximaler Verbrennungsdruck}, diese steigen aber nur etwa linear mit der Ladungsmenge, d.h. mit dem mittleren Nutzdruck an. Die thermische Belastung steigt sowohl mit der Drehzahl als auch mit der Aufladung etwa im gleichen Verhaltnis zur Leistungssteigerung an. Hohe mittlere Kolbengeschwindigkeiten erfordern unbedingt leichte Triebwerksteile, was durch ausgefeilte Konstruktion und hochwertige Werkstoffe erreicht wird. Dies flihrt zu leichten, aber nicht zu robusten Motoren. Die Aufladung erfordert zur Aufnahme der erhohten Gasdrucke eine Verstarkung der Konstruktion. Obwohl damit in der Regel auch eine Verringerung des Leistungsgewichtes erreicht wird - die Leistung steigt starker an als das erforderliche Mehrgewicht - flihrt dies zu robusten Motoren. Die Ruckwirkung der Leistungserhohung durch Aufladung auf der einen und Drehzahlerhohung auf der anderen Seite kann durch folgenden vereinfachenden Vergleich verdeutlicht werden. Mittlere Nutzdrucke von lObar {nichtaufgeladene Viertakt-Ottomotoren} bis 12 bar {maBig aufgeladene Viertakt-Dieselmotoren} gehoren ebenso wie mittlere Kolbengeschwindigkeiten von 10 m/s {Lkw-Dieselmotoren} bis 14 m/s {Pkw-Ottomotoren} zum Stand der Technik. Mittlere Kolbengeschwindigkeiten von 20 m/s und daruber finden wir aber nur bei Rennmotoren, d.h. Maschinen, die die hohe Leistung nur verhiiltnismaBig kurzzeitig abzugeben brauchen und die in kurzen Perioden nachgesehen und uberholt werden konnen. Mittlere Nutzdrucke von 20 bar und daruber bei maBigem v m werden aber gerade bei Viertaktdieselmotoren

fUr

hochste

Dauerbeanspruchung,

d.h.

bei

Schiffsmotoren

angewandt.

Bei besonderen Verfahren mit herabgesetztem Verdichtungsverhiiltnis {S. 310 if} werden sogar mittlere Nutzdrucke von 30 bar und daruber verwirklicht, mittlere Kolbengeschwindigkeiten von 30 m/s sind unrealistisch. Die Vorteile der Aufladung bei gegebener Leistung sind: 1. kleinerer Raumaufwand {weniger Zylinder, der Motor wird kurzer},

2. kleineres Gewicht, besseres Leistungsgewicht, 3. bei Abgasturbo-Aufladung besserer Wirkungsgrad {flachere Kraftstoff-Verbrauchskurve}, 4. geringerer Preis je kW, insbesondere bei groBen Motoren, 5. kleinere Kuhler, da fUr gleiche Leistung weniger Warme abzuflihren ist als bei Motoren ohne Aufladung, 6. die Abgasturbine bringt schon fur sich eine merkliche Auspuffschalldampfung, 7. geringerer Leistungsabfall mit abnehmender AuBeniuftdichte,{bei Abgasturbo-Aufladung} 8. Verbesserung der Abgasqualitat bei bestimmter Fuhrung der Verfahren.

6

Die Nachteile der Aufladung sind: I. hohere mechanische und thermische Belastung als beim nichtaufgeladenen Motor, 2. u.U. schlechteres Drehmomentverhalten, insbesondere bei hohen Aufladegraden, 3. u.U. schlechteres Beschleunigungsverhalten in bestimmten Fallen (hohe Aufladegrade).

}

nur bei Abgasturbo-Aufladung ohne besondere GegenmaBnahmen

Uberblick Gber die verschiedenen Aufladearten Die Luft bzw. das Luft-Kraftstoff-Gemisch wirdim Auflade-Verdichter vorverdichtet, fUr den sich der 'Ausdruck Lader eingebGrgert 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 (siehe auch Normblatt DIN 6262)

a) Fremdaufladung, d. i. Laderantrieb durch Hilfs- oder Elektromotor b) Selbstaufladung 1. ohne Verdichter, ohne Abgasausnutzung: Das abgestimmte Saugsystem:

Resonanzaufladung, Schwingrohr -Aufladung 2. ohne Verdichter, mit Abgasausnutzung: Druckwellenaufladung: Drucktauscher, Comprexverfahren 3. mit Verdichter, ohne Abgasausnutzung: Mechanische Aufladung 4. mit Verdichter, mit Abgasausnutzung: Abgasturbo-Aufladung: Stauaufladung, StoBaufladung. 2. Laderbauart a) Verdrangerbauart, Hubkolben- und Drehkolbenverdichter, z.B. R,!ots-, Schraubenkolbenverdichter u.a. b) Stromungsbauart, Kreiselradverdichter, radiale, axiale oder halbaxiale Bauart. 3. Kupplung und Kraftabnahme a) Lader mit der Motorwelle gekuppelt, keine Turbine, Kraftabnahme an der Kurbelwelle: Mechanische Aufladung; b) Lader mit der Turbine verbunden, Aufladegruppe freilaufend, Kraftabnahme an der Kurbelwelle: Abgasturbo-Aufladung;

7

c) Lader und Turbine und Kurbelwelle mechanisch 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 Kombinationsmi:iglichkeiten, die sich nach obiger Aufstellung ergeben - z.B. Verbundverfahren mit Zweitakt-Dieselmotor, Lader nach Verdrangerbauart und gekuppelte Abgasturbine - wurden sehr viele wenigstens versuchsweise schon einmal ausgefUhrt, aber nur wenige Kombinationen sind so vorteilhaft, daB sie sich praktisch durchgesetzt haben. Besonders glinstig ist die Verbindung des Hubkolbenmotors mit dem aus Radiallader

und

einer

Abgasturbine bestehenden

Abgasturbolader,

die Kolbenmaschine ist

fUr kleines Volumen und hohen Druck, die Stri:imungsmaschinen sind fUr groBes Volumen und niedrigen Druck besonders gut geeignet.

s

2. DIE ANFXNGE DER AUFLADUNG

Hier soli en die Anfange der geschichtlichen Entwicklung nur kurz gestreift werden.

2.1

Ottomotoren

Bereits Gottlieb Daimler hat sich mit der AufJadung seiner Motoren befafh, siehe DRP 34 926 vom Jahre 1885. Die Patentschrift wird durch folgende Satze eingeleitet: "Bei diesem Motor kommen der Menge nach gr6Bere und von VerbrennungsrGckstanden freiere Gemischladungen als bisher Gblich zur Verwendung. Dies wird dadurch erzielt, daB 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 beigepreBt wi rd."

Bild 2.1 Aufgeladener Gas- bzw. Petroleummotor nach Patentschrift DRP 34 926 von Gottlieb Daimler (J 885)

Bild 2.1 und der naheren Beschreibung in der Patentschrift ist zu entnehmen, daB das Kurbelgehause des Tauchkolben-Viertaktmotors durch Schwungscheiben nahezu ausgefGllt war und daB - ahnlich wie bei Zweitaktmotoren mit Kurbelkasten-SpGlpumpe - durch

9

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 Drehzahl steigerung von den damals mit rd. 150 ••• 160 min- 1

laufenden stationaren Gasmotoren auf 500 .• •800 min-1

fUr seine

Fahrzeugmotoren beabsichtigte. Wegen des zu kleinen Saugventils bekamen die Motoren bei h6heren Drehzahlen zu wenig Luft bzw. Gemisch. Durch das beschriebene Aufladeverfahren war ein Ausgleich des schlecht en Liefergrades beabsichtigt. Auch der DaimlerZwiJlingsmotor, der erste von Wilhelm Maybach konstruierte V-Motor, war mit diesem Aufladeverfahren ausgerustet, Bild 2.2 /2.1/.

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Bild 2.2 "Zwillingsmotor" mit Nachladung durch KurbelgehausePumpe von Gottlieb Daimler

10

Von der Konzeption nach Bild 2.2 sind etwa zehn Motoren gebaut worden. Der Nutzen, d. i. die Leistungssteigerung durch dieses Aufladeverfahren, scheint nicht groB gewesen zu sein. Daimler selbst hat dieses Verfahren bald wieder aufgegeben. Es ist anzunehmen, daB auch die Konstruktion mit dem Ventil im Kolben zu Schwierigkeiten gefUhrt hat.

Diese MiBerfolge mogen mit ein Grund dafUr gewesen sein, daB Aufladeversuche an Fahrzeugmotoren aufgegriffen

durch

wurden,

als

die

Firma Daimler

die

im

Ersten

erst

nach dem

Ersten

Weltkrieg

wieder

Weltkrieg gewonnenen Erfahrungen mit der

mechanischen Aufladung von Flugmotoren auf Rennmotoren, 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".

Auf Grund der Erfolge mit den Rennmotoren wurden auch Tourenwagen mit KompressorMotoren ausgerustet, siehe Beispiel nach Bild 2.3. In diesem Fall wurde der Kompressor (Lader) in Roots-Bauart mit lotrechter

Welle uber Schaltkupplung und Getriebe von

der Kurbelwelle aus angetrieben.

Bild: 2.3 IO/40/PS MercedesVierzyJinder-Motor, 2,6 Liter, mit Kompressor (I 921 /22)

II

Die aufgeladene Leistung war nicht als Dauerleistung gedacht, sondern nur als vorUbergehende Spitzenleistung bei hohen Geschwindigkeiten und auf Steigungen. Der Lader wurde durch voiles 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 wahrend der Entwicklungszeit des Dieselmotors mit der Aufladung befaBt /2.3; 2.4/. Anfang 1896 reichte er als Zusatz zum Haupt pat ent Nr. 67 207 eine Patentanmeldung ein, deren erster Anspruch lautet: "Eine AusfUhrung des in Patent Nr. 67 207 gekennzeichneten Verfahrens, bei welchem zwecks mehrstufiger Kompression an dem Verbrennungsraum der Einzylindermotoren eine Vorkompressionspumpe mit Zwischenbehalter angeschlossen wird, wobei die Leistung durch Verandern des Druckes in dem ZwischengefaB geregelt werden kann." Das Patent wurde unter der Nummer DRP 95 680 mit Prioritat yom 06.03.1896 erteilt. In der Beschreibung wird erwahnt, daB die Luft im Zwischenbehalter gekUhlt werden kann (LadeluftkUhlung:). Auf Grund der mit dem erst en 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 KolbenUnterseite als Ladepumpe ausgebildet. Diese arbeitet im Zweitakt, es wird dem Zwischenbehalter also nahezu die dopptelte Luftmenge zugefUhrt, als sich der Arbeitszylinder selbst ansaugen wUrde. Das verhaltnismaBig kleine Saugventil und das Druckventil der Unterseiten-Ladepumpe waren

gesteuert, da Diesel automatische Ventile wegen der

Drehzahl nicht fUr vorteilhaft hielt, Bild 2.5. Diesel setzte groBe Hoffnung in dieses Verfahren zur Verwirklichung seines Zieles. Nachdem

seine vorherigen Versuche den groBen EinfluB der mechanischen Reibung

- die er in seinen theoretischen Oberlegungen zu stark vernachlassigt hatte - gezeigt hatten, wollte er mit der Aufladung Uber Erhohen der indizierten Leistung den EinfluB der mechanischen Reibung verringern.

12

Bild 2. 5 Gesteuertes Druckventil zum Versuchsmotor 250/400 (1896)

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

Die an demselben Motor mit und ohne Ladepumpe durchgefuhrten Versuche brachten folgendes Ergebnis: mit Ladepumpe indizierter Mitteldruck

9,6 (10,6)

p.

1

ohne Ladepumpe 6, 5.. .7

kp/cm 2

indizierter Wirkungsgrad 1).

24

31,9

%

mechanischer Wirkungsgrad

11m effektiver (Nutz)- Wirkungsgrad 11e

65

75,6

%

15,7

24,2

%

spezifischer Krafts toffverbrauch

396

258

g/PS. h

1

mi ttlerer Nutzdruck Pe

b

e

6,25

4,9 ... 5,3

kp/cm2

Die Leistung ist durch die Aufladung tatsachlich urn rd. 30% gestiegen. Diesel rich tete aber sein Augenmerk nur auf den Wirkungsgrad. Er. hatte sich zum Ziel gesetzt, den wirtschaftlichsten Motor mit niedrigem Kraftstoffverbrauch zu schaff en, die Aufladung war fUr ihn nur ein erhofftes Mittel zu diesem Zweck. Fur ihn war mit dem obigen

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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

13

erfolgreich aufgegriffen. Bei richtiger Auslegung wird dabei nicht nur eine betrachtliche Leistungssteigerung, sondern auch eine geringe Verbesserung des Kraftstoffverbrauches erreicht. Ursachen des MiBerfolges dieses Aufladeverfahren 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 viel schlechter gewesen ist als Hir 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 Ober 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

dafOr aufgewandte Arbeit ist unnotig, sie hatte sich durch AusfOhren des Zwischenbehalters mit groBerem Volumen vermeiden lassen.

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Bild 2.6 Indikator-Diagramm des Arbeitszylinders Versuchsmotor 250/400 (1896) (handschriftlicher Eintrag von Rudolf Diesel)

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1.

Bild 2.7 Indikator-Diagramm der Ladepumpe Versuchsmotor 250/400 (1896) Der mittlere indizierte Druck fUr die Vorkompression ergibt sich (da die beiden Arbeitsspiele der Pumpe auf das eine des Motors bezogen werden muss en) zu 1,094 + 0,902 = 1,996 kp/cm 2 , das ist fUr einen mittleren indizierten Druck von 9,6 kp/cm 2 viel zu hoch. Die Leistung der Vorkompressionspumpe laBt sich durch groBeren Zwischenbehalter, durch

groBeren schadlichen

Raum

(Verkleinern des

Luftaufwandes,

Erniedrigen des

Ladedruckes) und durch groBere Ventilquerschnitte an der Ladepumpe verringern.

Bild 2.8 WerkspoorDiesel, Aufladung durch Kolbenunterseitenpumpen (1929)

15

Diese Merkmale sind an den spateren Motoren mit AufJadung durch Unterseitenladepumpe zu finden, siehe Bild 2.8, das einen Teilschnitt durch den erst en KreuzkopfViertaktmotor

mit

Aufladung

durch

Kolbenunterseitenpumpen

der

Firma

Werkspoor

darstellt, der in dem Tankschiff "Megara" der Anglo Saxon Petrol Company zum Einbau kam /2.5/.

2.3 Flugmotoren

Auf die Anfangsgeschichte der Aufladung von Flugmotoren kann hier nicht naher eingegangen werderi. Bei der Bedeutung, die dieses Verfahren gerade fUr Flugmotoren besitzt - in 5 km Hohe ist die AuBenluftdichte nur 60%, in 10 km nur 33% der Dichte am Boden, entsprechend wurde sich beim unaufgeladenen Motor die Leistung vermindern -, ist dieses Gebiet sehr vielseitig und umfangreich. Als erster Lader-Flugmotor gilt ein Zweitakt-Umlaufmotor von Murray- Willat, der 1910 den absoluten Ladedruck bzw. SpUJdruck der Bodenleistung bis 5,2 km Hohe halten konnte.

Bild 2.9 Erster Otto-Flugmotor mit Abgasturbolader (d, e) und Ladeluftkuhler (c), Bauart Rateau

16

1m

Ersten

Weltkrieg hat sich eine groBe Anzahl von Flugmotoren bauenden Firmen

mit der - mechanischen - Aufladung befaBt, die auch am Ende des Krieges zum praktischen Einsatz kam. Die Abgasturboladung von Otto-Flugmotoren wurde bereits 1917 von Rateau in Frankreich versucht, Bild 2.9, fand aber noch keine praktische Bewahrung /2.6/. Wahrend die mechanische AufJadung mit Hilfe von Radialverdichtern Uber Getriebe, die zum Teil mit mehreren Gangen, dann sogar stufenlos regelbar ausgefUhrt wurden, zu hoher Vollkommenheit entwickelt wurde, erreichte die Abgasturboladung von OttoFlugmotoren erst kurz vor Beginn des Zweiten Weltkrieges ihre Betriebsreife. Der erste Zweitakt-Diesel-Flugmotor mit Abgasturbo-Aufladung von Junkers, BiJd 2.10, wurde 1939 in der praktischen Flugerprobung eingesetzt /2.7/.

Bild 2.10 Erster Zweitakt-Diesel-Flugmotor mit ATL, Junkers Jumo 205

17

2.4 Die Anfange der Abgasturbo-Aufladung Die Entwicklung der Abgasturbo-Aufladung fUr Dieselmotoren ist eng mi t dem Namen und den Patenten des Schweizer Ingenieurs Alfred Buchi verknupft. Mit der Priori tat yom

16.11.1905 erhielt Buchi ein Patent DRP Nr. 204630 auf eine Maschinenanlage,

bei der ein mehrstufiger Axialverdichter, ein Viertakt-Dieselmotor und eine mehrstufige Abgasturbine

durch

eine gemeinsame

Welle miteinander verbunden sind,

Bild 2.1 I.

• Die von auf3en angesaugte Luft sollte im Axialverdichter auf 3 bis 4 kp/cm2 verdichtet, die Auspuffgase hinter dem

Motor soli ten auf den Expansionsenddruck im

Zylinder,

d. i. rd. 16 kp/cm 2 aufgestaut werden. Hierdurch sollte die gesamte Arbeit gewonnen werden, die sonst beim Verbrennungsmotor durch unvollstandige Expansion verlorengeht. Dieser Gewinn ist auf dem von Buchi angegebenen

Wege zwar theoretisch moglich,

dem Aufstauen bis auf den Expansionsenddruck stehen aber zwei praktische Hinderungsgrunde entgegen. Erstens wird dadurch die Ausschubarbeit stark erhoht, womit ein grof3er Teil des Leistungsgewinnes in der Turbine wieder aufgezehrt wird, zwei tens vergrof3ert das Aufstauen - wenn keine besonderen Maf3nahmen getroffen werden - die Restgasmenge im Zylinder und verkleinert damit wesentlich die Ladungsmenge. Auf die thermodynamischen Zusammenhange wird im Kapitel 7 naher eingegangen.

Bild 2. 11 Verbundmotor nach Buchi (DRP 204630)

18

,r

= 'r,

I

Bild 2.12 Versuchsanlage fur Buchi-Aufladung in den Werkshallen der Firma Gebr. Sulzer, Winterthur (J 911 ... 1914)

Die ersten Versuche hat Buchi in den Jahren 1911 bis 1914 in der Maschinenfabrik GebrGder Sulzer in Winterthur durchgefiihrt /2.8/, Bild 2.12 zeigt das Schema der Anlage. Um Erkenntnisse auf moglichst breiter Basis zu gewinnen, war der Verdichter fremd angetrieben, die Auspuffgase des Dieselmotors wurden einer Abgasturbine zugefiihrt, die getrennt vom Motor abgebremst werden konnte. Hierdurch liel3en sich Aufladedruck, Luftmenge und Temperaturen beliebig einstellen und deren Einflul3 auf Leistung und Wirkungsgrad GberprGfen. Die Ideen BGchis wurden zunachst nicht praktisch ausgefiihrt. Die Erkenntnisse aus den Versuchen mogen aber BGchi zu einem abgewandel ten Verfahren gefGhrt haben, das er in der Schweiz im Jahre 1915 anmeldete. Die Merkmale dieses Verfahrens waren, dal3 der Ladedruck bei voller Belastung hoher ist als der Druck vor der Turbine {demnach kein so hohes Aufstauen wie ursprunglich} und dal3 eine VentilGberschneidung angewendet wird, die durch gleichzeitiges Offenhalten von Einlal3- und Ausla3ventil gekennzeichnet ist. Mit Hilfe dieser VentilGberschneidung und durch das Druckgefalle zwischen Ladedruck und Druck vor der Turbine soli ten am Ende des Ausschubhubes die Restgase aus dem Zylinder herausgespiilt werden. Ferner ist hier die

19

gemeinsame Kupplung von Motor, Lader und Turbine verlassen, die Turbine treibt den Lader an. Auch dieses in Deutschland durch das Patent DRP Nr. 454107 (Prioritat vom 02.11.1915) geschutzte Verfahren konnte Buchi im und nach dem Ersten Weltkrieg zunachst nicht praktisch ausfUhren. 1m Jahre 1923 wurde die Frage der Abgasturbo-Aufladung vom deutschen Verkehrsministerium aufgegriffen, und zwar auf Initiative von Ministerialrat Laudahn. Das Verkehrsministerium gab im Jahre 1923 zwei Passagierschiffe fUr den OstpreuBen-Dienst in Auftrag, namlich die Motorschiffe "PreuBen" und "Hansestadt Danzig" /2.9; 2.10/. Jedes Schiff hatte 2 Zehnzylinder-Viertaktmotoren, die von der Vulkan- Werft Stettin in M.A.N.-Lizenz gebaut waren und deren Leistung durch Abgasturbo-Aufladung von 1750 auf 2500 PS gesteigert werden sollte. Die von der Vulkan- Werft Hamburg nach den Angaben Buchis gebauten Abgasturolader, Bild 2.13, waren getrennt von den Motoren auf dem Flur aufgestellt, fur jeden Motor ist nur eine einzige nicht unterteilte Auspuffleitung vorhanden. Durch eine Umschaltklappe in der Auspuffleitung konnten die Abgasturbolader auBer Betrieb gesetzt, die Motoren also auch ohne Aufladung gefahren werden. Bei diesen AusfUhrungen handelt es sich urn die erste erfolgreiche Anwendung der Abgasturbo-Aufladung uberhaupt.

Bild 2.13 Aufladegeblase mi t Antrieb durch Abgasturbine auf MS "PreuBen" (1925)

Der mittlere indizierte Druck wurde bis auf II kp/cm 2 gesteigert, die gewunschte Leistungssteigerung in der GroBenordnung uber 40% war vorhanden, die Maschine war gut uberlastbar, und man gewann die grundlegende Erkenntnis, daB der Abgasturbolader sich selbst regelt. Trotz dieser erfolgreichen AusfUhrungen war das Eis fUr die AbgasturboAufladung noch nicht gebrochen.

20

Bei einer kleinen Druckdifferenz zwischen Ladedruck und Auspuffdruck macht das AusspUlen der Restgase Schwierigkeiten, mit einem ungenUgenden Wirkungsgrad des Abgasturboladers wird das gewUnschte positive SpUlgefalle u.U. gar nicht erreicht. 1m Jahre 1925 meldete BUchi

ein

weiteres Patent Uber das sogenannte Druckwellen- Verfahren

an. Nach der Schweizer Patentschrift Nr. 122664 yom

30.11.1925 (DRP Nr. 568855)

sollen die Abgasleitung zwischen der Verbrennungskraftmaschine und der Abgasturbine, sowie der Eintrittsquerschnitt der letzteren so bemessen sein, daB nach Beginn des Auspuffens eines Verbrennungszylinders der Druck vor der Turbine ansteigt und gegen Ende desselben absinkt.

Das wird durch Unterteilung der

Auspuffleitung in einzelne

Strange verhaltnismaBig kleinen Querschnittes in der Weise erreicht, daB nur Zylinder mit

einem

Die

einzelnen

bestimmten

Mindest-ZUndabstand

Leitungsstrange

werden

in

in

denselben

getrennte

Leitungsstrang

DUsenkammern der

auspuffen.

Abgasturbine

gefUhrt, siehe Schema Bild 2.14. Durch diese MaBnahme wird zweierlei erreicht:

Bild 2.14 SechszylinderViertakt-Dieselmotor mit Abgasturbolader und unterteilter Auspuffleitung

Erstens wird durch den sich beim AuspuffstoB aufbauenden hohen Druckberg der Expansionsverlust beim Ubertritt in die Auspuffleitung vermindert, und damit wird der Abgasturbine mehr Energie zugefUhrt, als dies bei einem gleichbleibenden Druck mit dem gleichen Mittelwert der Fall ware; zweitens wird gerade wah rend der SpUlperiode ein tiefes Drucktal in der Auspuffleitung erzeugt, das in erhohtem MaBe zum AusspUlen der Restgase und zum DurchspUlen von Luft durch den Zylinder benUtzt wird. Die Wirkung der Leitungsunterteilung auf den Druckverlauf wird durch das Bild 2.15 verdeutlicht.

Wenn heute von der BUchi-Aufladung gesprochen wird, ist stets dieses System mit der unterteilten Auspuffleitung gemeint. 1926 fUhrte BUchi mit diesem Verfahren Versuche bei der Schweizer Lokomotiv- und Maschinenfabrik (SLM) in Winterthur durch. Die erste Anlage zeigt Bild 2.16.

Von dem Motor gingen die Auspuffgase in 4 Einzelleitungen

zu einer am FuB der Maschine angebrachten Sammelleitung und von da zur Turbine es war schon ein LadeluftkUhler vorgesehen.

2J

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Bild 2.15 Druckver lauf in einem Leitungsstrang der Auspuffleitung des Sechszylindermotors Schwarze Balken: Auslal3 offen Weil3e Balken: Einlal3 offen Bezeichnungen s.S. 25

Bild 2.16 Vierzylinder- ViertaktDieselmotor von SLM, Winterthur, mit Buchi-Aufladung (J 926)

Der von BBe Baden konstruierte und gebaute Abgasturbolader hatte eine axiale Aktionsturbine und einen zweistufigen Radialverdichter, Bild 2.17, er stand getrennt von dem Motor am Boden. Spater wurden die Versuche an einem Sechszylindermotor fortgesetzt, bei dem die Auspuffgase aus je 3 Zylindern in 2 untenliegenden Sammelleitungen vereinigt und in getrennte DUsenkammern der Turbine gefUhrt wurden, Bild 2.18.

22

Bild 2.17 Zweistufiges Aufladegeblase mit Abgasturbo-Antrieb, Bauart BBe-Baden (! 926)

Die Versuche waren sehr erfolgreich, eine Leistungssteigerung vo'"! 50% wurde leicht erreicht, kurzzeitig konnte der Motor bis 100% aufgeladen werden. Die Maschine bei SLM wurde von Professor Stodola von der ETH Zurich eingehend untersucht, und das Ergebnis dieser Untersuchungen wurde 1928 in der VDl-Zeitschrift /2.11/ veroffentlicht.

Bild 2.18 Sechszylinder- Viertakt-Dieselmotor von SLM, Buchi-AufJadung (1927)

23

Bereits 1926 hatten die guten Versuchsergebnisse den Ausschlag zur Bildung des BGchiSyndikats gegeben, in dem sich Alfred BGchi, die Schweizer Lokomotiv- und Maschinenfabrik Winterthur und Brown, Boveri & Cie, Baden, zusammenschlossen. Das BGchiSyndikat gab in den folgenden Jahren Lizenzen Ober das Aufladeverfahren an ein groBe Reihe von Firmen in verschiedenen europaischen und auBereuropaischen Landern. Bei der folgenden Entwicklung wurde bald als wesentlich erkannt, daB die Auspuffleitungen nicht nur eng, sondern auch kurz sein mOssen, urn die Auspuffdruckwellen im StoBverfahren besser auszunOtzen. Der Abgasturbolader rGckte immer naher an den Motor heran und wurde schlieBlich - wie heute allgemein ausgefOhrt - unmittelbar an den Motor angebaut.

Schrifttum zu Kapitel 2 /2.1 /

Sass, F.: Geschichte des deutschen Verbrennungmotorenbaues. Springer, Berlin-Gottingen-Heidelberg 1962

/2.2 /

Daimler, P.: Der Kompressor. Motorschau 1939

/2.3 /

Diesel, R.: Die Entstehung des Dieselmotors. Springer, Berlin 1913

/2.4 /

Zinner, K.: Die ersten Aufladeversuche am Dieselmotor. MTZ 19 (1958) S. 78/81

/2.5 /

Laudahn, G.: Leistungssteigerung bei Dieselmotoren durch "Aufladen" der Zylinder. Jahrb. d. Brennkrafttechn. Ges. e. V. XII (1931)

/2.6 /

v.d. NOll, W.: Abgasturbolader fUr Flugmotoren. Z. VD!. bd. 85 (1942) S. 847/857 v.d. NOll, W.: Stratospharenflugzeug und Hohentriebwerk. Luftwissen Bd. 10 (1943) S. 212/221 und 247/253

/2.7 /

Achterberg, F. W.: Entwicklung und Herstellung des SChwerol-Flugmotors Jumo 205.Luftwissen 6 (1939) S. 191/195

/2.8 /

Biichi, A.: Exhaust Turbocharging of Internal Combustion Engines. Monograph No.1, Journal of the Franklin Institute, Philadelphia, Pa. 1953

/2.9 /

Doppelschrauben-Motor-Fahrgastschiff "PreuBen". Werft, Reederei, Hafen 8 (1927) S. 164 ff.

/2.10/

A New Diesel Engine Developpment. The Motorship, Vol VII No. 83 (Febr. 1927) S. 389/393

/2.11/

Stodola, A.: Leistungssteigerung mit Biichi'scher Aufladung. Z. VD! 72 (1928) S. 421/428

24

3.

GRUNDLAGEN DER LADERAUSLEGUNG

Die GroBe des Laders ist durch den Volumendurchsatz

ｺｾ＠

V

m3 /s und durch das von ihm

erzeugende Druckverhaltnis P2/ P l bestimmt.

3.1 Die Berechnung der Laderleistung Bezeichnungen: Index 0:

AuBenzustand (Umgebungszustand)

Index 1:

Zustand vor Lader, berGcksichtlgt etwaige Drosselverluse, z.B. Filter oder Schalldampfer.

Index 2:

nach Lader

Index E:

vor MotoreinlaB

wenn kein LadeluftkGhler verwendet wird, ist Zustand E = Zustand 2. Index A:

in der Auspuffleitung nach MotorauslaB

Index 3:

vor Turbine

Index 4:

nach Turbine

bei quasistationarer Betrachtung der Zustande in der Auspuffleitung und Vernachlassigung der Stromungsverluste ist P3 = PA Index z bezieht sich auf Zustand im Zylinder, d.h. lz, 2z, 3z ••• sind die Eckpunkte des Indikator-Diagrammes. Das theoretische Indikator-Diagramm fUr Viertaktmotoren mit mechanischer Aufladung zeigt Bild 3.1. Beim Indikator-Diagramm des vollkommenen Zweitaktmotors fallt die Ladungswechselschleife, die durch die schrag schraffierte Flache zwischen den Linien PI und P2 in Bild 3.1 gezeichnet ist, weg. Die indizierte Arbeit des vollkommenen Motors Wv· setzt sich aus dem Hochdruckteil ｾｐ＠ dV und der Ladungswechselarbeit (P2 - PI) Vh zusammen.

ｾＲ＠

m3 = N·m = J .

(3.1)

25

¢PdV 2z

5z

Vc

Bild 3.1

Das Indikator-Diagramm des vollkommenen Viertaktmotors mit mechanischer AufJadung

Die positive Ladungswechselarbeit des Viertaktmotors muf3 von der - negativen - Laderarbei t aufgebracht werden, Bild 3.2.

v,

v

p-V-Diagramm des Laders

Bild 3.2

Da definitionsgemaf3 der Zylinder des vollkommenen Motors, d.i. Vh + Vc' mit Frischladung gefUllt ist, entspricht die Laderarbeit der bis an die Ordinatenachse herangezogenen Flache. Die isentrope Laderarbeit betragt:

Wsl

26

= p,V, ＩＨｬｾＱ＠

')l

[

ＱＭＨｦＬＩｾ＠

P

")I.L-']

N·m

=J .

(3.2)

Unter dem Druck p ist hierbei der Gesamtdruck zu verstehen, der sich aus statischem und dynamischem Anteil zusammensetzt. Da P2/ P l groBer als list, kommt die Laderarbeit negativ heraus. Der Wirkungsgrad von Ladern wird im aligemeinen auf die isentrope Verdichtungsarbeit bezogen. Die Definition der isentropen Forderhohe des Laders lautet:

(3.3) dam it ist die isentrope Verdichtungsarbeit

(3.4) J

hsL hat die Dimension kg' Man laBt das Minuszeichen bei Berechnung der Laderarbeit in der Regel weg und setzt einfach WsL = m L h sL ' Die wirkliche Laderarbeit betragt:

(3.5)

1]

mL"'"

mechanischer Wirkungsgrad des Laders.

Wenn in Gl. (3.5) statt m in kg der Massenstrom rh in kg/s eingesetzt wird, bekommt man die Laderleistung P L:

.!....=w. s

(3.6)

Bei der Abgasturbo-Aufladung mit freilaufendem Abgasturbolader ist P3 in der Regel niedriger als P2'

ｾｇｲ＠

Zweitaktmotoren muB P3


.. z und Mindestluftbedarf Lmin

Qz =

mz

>"z Lmin Hu '

und mit GI. (3.15) Hu

>"z Lmin Vh I?E>"IE •

Qz

GI. (3.13) und GI. (3.14) werden einander gleichgesetzt und man erhait:

Pi -

Hu ｾｌＧ＠ "z mIn ｾｅ＠

J

in3

AlE 111

=

N

Iii2 .

(3.16)

1m technischen MaBsystem ist: 1 kcal = 427 mkp;

Pi = Ｇｾｌ＠

I kp/cm 2 = 10 4 kp/m2; H: kcal/kg u

Hu "z

min

" -4 9E "IE 111 427·10

kp

crn2

In der GI. (3.16) sind die Dimensionen des Motors eliminiert und der mittlere indizierte Druck auf KenngroBen zuriickgefiihrt. H das Luftverhaltnis bildung),

ｾｅ＠

und L . sind durch den Kraftstoff bekannt, u mm >.. z hangt yom Arbeitsverfahren des Motors ab (Otto, Diesel, Gemisch-

ist durch die Verdichtung im Lader einschlieBlich einer eventueHen Lade-

33

luftkiihlung gegeben, der Liefergrad

A IE ist eine von Drehzahl und Ladelufttemperatur

abhangige KenngroBe. Die Gl. (3.16) gilt fiir Viertakt- und Zweitaktmotoren. Meistens wird ein bestimmter mittlerer indizierter Druck gefordert und daraus muB der onotwendige Ladedruck berechnet werden. Der Ladedruck P2 unterscheidet sich geringfiigig (Kiihlerwiderstand) yom Druck PE vor dem EinlaB

dieser Wert in Gl. (3.16) eingesetzt und nach PE aufgelost ergibt:

(3.17)

Bei polytropischer Verdichtung ohne Kiihlung ist ferner die Ladelufttemperatur mit dem Ladedruck verkniipft:

Daraus wird mit entsprechender Umformung

= [ Pi R Tl Az Lmin ] n ｾ＠

Hu AlE

ｮｾ＠ 11; Pl-n-

Wenn die Ladelufttemperatur T E bekannt ist, rechnet man einfacher mit GI. (3.17). Verlangt sei ein mittlerer effektiver Druck Pe = 12 bar ohne LLK p.

J

= p / ."

e

·'m

= 12/0,85 = 14,1 bar

Voraussetzungen:

R

287

N m/kg K

TO

293

K

Az

1,7

Lmm . H

u

AlE

34

14,3 4,25.10 7 0,90

kg/kg

N m/kg (42500 kJ/kg)

'TI.I

0,48

=

n-l

1,6;

n

=

n

bar

Po P2

=

[

0,375

14,1.28;.293.1,7.14,3J

1,6

=

2,06 bar.

4,25·10 ·0,9·0,48 1

Tabelle 3.II gibt zwei andere Beispiele fur den nach GI. 0.16) errechneten Zusammenhang zwischen Pi bzw. Pe und PE wieder. Tabelle 3.II

Beispiele fur den Zusammenhang zwischen Pi bzw. Pe und Ottomotor ohne Auf!.

Unterer Heizwert

H u

(lE

Dieselmotor mit Auf!.

43 950

42 500

kJ/kg

10 500

10 150

kcal/kg

14,5

14,3

1,1

1,8

Verbrennungsluftverhal tnis

L . mm AZ

Dichte vor EinlaB

qE

1,20

2,4

Liefergrad

AlE

0,85

0,97

indizierter Wirkungsgrad

lJi p.

0,35

0,46

9,84

17,68

bar

18,0

kp/cm 2

Mindestluftbedarf

indizierter Mitteldruck

I

10,0

mechan. Wirkungsgrad effekti ver Mi tteldruck

0,8

'TIm Pe

kg/m3

0,85

7,87

15,0

bar

8,0

15,3

kp/cm 2

Zu der GI. (3.16) uber den mittleren indizierten Druck mussen zwei erganzende Angaben gemacht werden: 1. Das Luftverhaltnis

Az bezieht sich auf die im ZyJinder eingeschlossene Luftmenge

ohne etwaige Durchspiilung, ebenso der Liefergrad A IE. Die Gleichung bleibt richtig, wenn

A z durch das Gesamtluftverhaltnis

schlieBlich Durchspiilung) und der Liefergrad

A g (ein-

A IE durch den Luftaufwand

A aE

ersetzt wird. Gesamtluftvolumen yom Zustand vor EinlaBschaJter Hubvolumen

35

Hu A Tr-:QE aE 1)i 9 mIn

Pi =

0.18)

2. Die Gleichungen (3.16) und 0.17) gelten mit m z = Luftladung fUr fJussige Kraftstoffe, bei denen das Volumen des Kraftstoffes gegenuber dem Luftvolumen vernachlassigt ist. Der auf 1 m3 Luft bezogene Heizwert des zugefUhrten Kraftstoffes betragt: J

AZ

Lmin

·9 E niT

Bei gasformigen Kraftstoffen kann das Volumen des Kraftstoffes nicht vernachlassigt werden. Es gil t: H wird auf m 3 , nicht auf kg bezogen. u

H

n

m 3 Kraftstoff .

u

n

Das Gemisch setzt sich zusammen aus 1 ｭｾ＠ J

m 3 Gemisch n

Kraftstoff und A z Lmin ｭｾ＠

Luft, daher ist

= Gemischheizwert fUr I m3 • n

Wir brauchen aber nicht den Heizwert von 1 m3 Gemisch, sondern von 1 m3 mit dem n

Zustand vor dem EinlaB, da auch A IE fur diesen Zustand bekannt ist. Wir mussen daher mit dem Verhaltnis

r;E/ (> n ( ｾ＠ n

= Dichte

des ｭｾＩ＠

multiplizieren:

N

m2 Pi ...,

(3.19)

'

kp cm 2

In manchen Lehrbuchern /3.2/ ist der mittlere indizierte Druck Pv des vollkommenen Motors in folgender Weise angegeben:

36

kp

(3.20)

mr GI. (3.20) steht in folgender Beziehung zu GI. (3.19): Fur den vollkommenen Motor ist der Zustand vor dem EinlaB mit 20 kp/cm 2 eingesetzt, fUr das ｭｾ＠

427

°c

293 K und

gilt 273 K und 1,033 kp/cm 2

I 273 427 1,033

m

385

B ist die Brennsteffmenge fUr I kmol Frischladung (Brennstoff + Luft). Die Kraftstoffmenge fUr 1 ｭｾ＠ B 22,41

= ＱＫｾ＠

Frischladung ist demnach

Lmin

Der Wirkungsgrad 1] i wird beim vollkommenen Motor durch 1] v ersetzt. Der Liefergrad des vollkommenen Motors ware I, wenn nur das Hubvolumen mit Frischladung yom AuBenzustand gefUllt ware. Da aber beim vollkommenen Motor angenommen wird, daB auch der Kompressionsraum mit Frischladung gefUllt ist (kein Restgas), wird

womit Gl. (3.19) in GI. (3.20) ubergefUhrt ist.

3.4 Der Liefergrad aufgeladener Viertaktmotoren

Zum Verstandnis der Vorgange sei zunachst auf das schematische Indikator-Diagramm des Ladungswechsels im nichtaufgeladenen Viertaktmotor, Bild 3.5, hingewiesen. Das AuslaBventil offnet (A.o.) vor Erreichen der unteren (auBeren) Totpunktlage, der Druck im Zylinder fallt rasch abo Wahrend des Ausschubvorganges bleibt der Druck wegen des DurchfluBwiderstandes des AuslaBventils etwas uber dem Druck in der Auspuffleitung. Beim nichtaufgeladenen Motor ist nur eine kleine Ventiluberschneidung vorhanden, d.h., das EinlaBventil offnet (E.o.) kurz vor, das AuslaBventil schlieBt (A.s.) kurz nach

37

dem oberen (inner en) Totpunkt. Infolge des sich verkleinernden AuslaBquerschnittes steigt der Druck im Zylinder gegen Ende des Ausschubhubes an.

p

Restgas -Expansion

Bild 3.5 Indikator(Schwachfeder-) Diagramm yom nicht aufgeladenen Motor (schematisch)

v

Vr Vc

or

ur

Der Kolben verdichtet am Ende des Ausschubhubes die eingeschlossene Restgasmenge, diese expandiert beim Ansaughub und nimmt beim Erreichen des AuBendruckes Po das Volumen Vrein. Beim Ansaugvorgang bleibt die Ansauglinie (Druck im Zylinder) wegen des Drosselwiderstandes unter dem Druck PO' Der Druck im Zylinder Pz steigt aber gegen Ende des Ansaughubes bis nahe Po an (Jangsame Kolbengeschwindigkeit, dynamisches Nachschieben der Luftsaule:), das EinlaBventii schlieBt erst nach UT, da sonst die Drosselverluste beim Ende des Ansaugvorganges zu groB waren. Das Volumen zwischen den Schnittpunkten der Ansaug- bzw. Verdichtungslinie mit der atmospharischen Linie - bzw. mit dem Druck P2 bzw. PE bei aufgeladenen Motorenbezeichnet man mit Fiillvolumen Vf' Vf beriicksichtigt sowohl die Verdrangung durch das Restgas als auch den Drosselwiderstand beim Einstromen, aber nicht die Erwarmung beim EinstrOmen.

(3.21)

Der Liefergrad ergibt sich aus dem FGlIgrad und der Temperaturerhohung der Ladung wahrend des Einstromens:

(3.22) TE = Temperatur der Luft vor Eintritt in den Zylinder. T Iz (T UT) = Temperatur der Luft im Zylinder bei Ende des Saughubes.

38

Je hoher die Ladelufttemperatur ist, desto geringer ist die Erwarmung beim Einstromen, da die Temperaturdifferenz zu den heiBen EinlaBkanalen und Zylinderwandungen geringer wird. Der Liefergrad wird daher mit steigender Temperatur groBer, wie etwa durch folgende empirische Formel dargestellt wird:

..lL = (l)O,2"'O,2S. Alo

(3.23)

TEo

TEO: Temperatur vor EinlaB bei einem Bezugszustand, T E:

Temperatur vor EinlaB bei geanderter Temperatur,

A10:

Liefergrad (gleichgUltig, ob auf AuBenzustand oder Zustand vor EinlaB bezogen)

AI:

Liefergrad bei geanderter Temperatur vor EinlaB.

bei einem Bezugszustand,

Der Liefergrad hangt von sehr vielen Faktoren (geometrische Bemessung des EinlaBsystems, mittlere Kolbengeschwindigkeit, Verdichtungsverhal tnis, Wandtemperaturen u.a.) abo Er liegt zwischen 0,7 und 0,9, kann aber bei aufgeladenen Motoren mit RestgasausspUlung auch groBer als I werden. Die Temperaturerhohung T lz - T E setzt sich aus der Temperaturanderung infolge Warmeubergangs von den Wandungen des EinlaBkanals und des Zylinders und der Temperaturanderung infolge Verwirbelung der Ansaugenergie zusammen. Bei Ermittlung der Frischladung auf obigem Wege braucht das Restgas nur durch sein Volumen mit dem Druck PE berucksichtigt zu werden, da es fUr das Ladungsvolumen am Ende des Ansaughubes gleichgUltig ist, ob man Restgas- und Frischgasvolumen getrennt oder miteinander vermisch t betrach tet. Den Verlauf des Zylinderdruckes wahrend des Ladungswechsels bei aufgeladenen ViertaktMotoren zeigt schematisch Bild 3.6. Wenn ein positives Druckgefalle zwischen P2 und P3 vorhanden ist, wird Vf auch bei der ublichen kleinen Ventiluberschneidung groBer als Vh , bei Verdichtung auf P2 wurde das Restgas auf ein kleineres Volumen als Vc zusammengedruckt. Wenn eine groBere Ventiluberschneidung angewandt wird, wird das Restgas weitgehend ausgespUlt. Aus dem Beispiel fur ein Schwachfeder-Diagramm, Bild 3.7, geht hervor, daB der Druck im Zylinder beim unteren Totpunkt zu Beginn der Verdichtung den Ladedruck P2 bzw. PE praktisch

erreicht.

Wenn auch

eine gewisse Drosselung beim Einstromen vorhanden

ist, sorgt man doch auch bei schnellerlaufenden Motoren durch Abstimmen der Steuerzeiten dafUr, daB die Drucke PE und Plz sich nur wenig unterscheiden.

39

Bild 3.6 p-V -Diagramm des Ladungswechsels beim aufgeladenen Viertaktmotor (schematisch)

v

v, Vc

OT

Bild 3.7 Gemessener Druckverlauf wahrend des Ladungswechsels bei einem Viertaktmotor mit Aufladung

UT

__ ｯＫＭｾｌ

UT

OT

V

Unter der Annahme, daB das Restgas vollkommen ausgespUlt wird - gr6Bere Ventiluberschneidung und gr6Beres SpUlgefalle - kann man schreiben: und mit P1z = P2 = PE

(3.24)

Fur die Temperatur der Zylinderladung im unteren Totpunkt leistet folgende empirische Gleichung gute Dienste:

(3.25)

die allerdings nur summarisch die mit der h6heren Lufteintrittstemperatur abnehmende Erwarmung dieser Luft berucksichtigt. tE ist in

40

°c

einzusetzen.

(3.26)

Mit Hilfe dieser empirischen Gleichung konnen wir fUr aufgeladene Viertaktmotoren mit SpUiung den etwas unsicheren Liefergrad in GI. (3.16) eliminieren:

Pi

=

ＭＺｾＢｌ

Hu I\z

TE

E

min

E -1 {IE

313 +

5

SEt

(3.27)

1) i

Wenn die obige Vereinfachung - voJlkommene RestgasausspUiung - faJlengeJassen wird oder faJlengelassen werden muB, wird die DarsteJlung der Zusammenhange wesentlich komplizierter. Fur die Berechnung der Temperatur der ZylinderfUJlung, d. i. Frischladung + Restgas, im UT fUr Viertakt-Dieselmotoren hat Zapf /3.3/ mit Hilfe von Ergebnissen aus Ladungswechsel-Rechnungen folgende Zusammenhange angegeben: a) bei freiansaugenden Motoren mit geringer VentiJuberschneidung:

T1z = TUT

= 296 + 0,86

tE

+1.3

Vm

+ 0,11

tWm -

3

A.z -

0,7 E

b) bei aufgeladenen Motoren mit einem Druckverhal tnis von P2/ P3

TUT =

(TUT )SQUg -

0,14

Vl u -1,8

P2

K.

K,

(3.28)

1,1. .. 1,3:

(3.29)

In den Gleichungen (3.28) und (3.29) bedeuten: tE:

Temperatur der Frischluft vor Motor in

vm:

mittlere KoJbengeschwindigkeit in m/s

t

°c

: mittlere OberfJachentemperatur der Zylinderinnenwande wm (Kolben- und Deckelboden und Zylinderbuchse) in °c

A z:

Verbrennungsluftverhal tnis

e::

Kompressionsverhaitnis

Vu:

VentiJuberschneidung in oK W

41

P2 ｾ＠ P3:

PE:

Ladedruck vor Motor in kp/cm 2 Abgasgegendruck in kp/cm 2

GGI tigkei tsbereich: Einschrankungen sind nur bei der Ventiliiberschneidung und beim Kompressionsverhaltnis zu machen.




P3

>

P2 - ist aber bei Viertaktmotoren

moglich, wobei in diesem Fall die Turbinenleistung gro/3er wird als die Laderleistung; der LeistungsOberschu/3 kann zur Steigerung der Nutzleistung verwendet werden.

7.3 Der Aufwand fUr die Laderieistung 7.3.1

Darstellung der Laderleistung durch den auf die KolbenfUiche bezogenen Mitteldruck

Zwischen Leistung und Mitteldruck besteht folgender Zusammenhang:

Pe =

Pei

nVh

(7.9)

'

wobei i die Anzahl der Umdrehungen je Arbeitsspiel ist, also

I fOr Zweitakt und

i = 2 fOr Viertakt. Genauso kann man auch die effektive Laderleistung P L auf die KolbenfUiche des Motors beziehen:

(7.10)

Die Laderieistung ist nach frOheren AusfGhrungen

(7.11.)

Den Luftdurchsatz durch den Motor konnen wir, sofern er mit m L identisch ist, ausdrOcken durch:

wobei Luftdichte

elund Luftaufwand

Aal auf den Ansaugzustand bezogen sind (7.12)

120

(7.13)

Da der Faktor ｾ＠

T 1 sich kurzen und da

1,4 fur Luft kommt, da die GraBen Yh ; n; R und 1] L dimensionslos sind, hat in dieser Gleichung P mL

"K =

3,5 von

"KL-l

A al und

die gleiche Dimension wie Pl' Wird der Ausdruck PI' A al/1] L in die Konstante k zusammengefaBt, laBt sich PmL uber P2/ P I fur verschiedene Werte k in einem Bild 7.5 darstellen.

__ ｯｾ＠

1.0

ｾ＠

1.5

____

____ ｾ＠

2.0

ｾ＠

____ ｾ＠

2.5

____ 3,0

ｾ＠

____ 3.5

ｾ＠

4.0

P2/ Pl Bild 7.5 Ermittlung der Laderleistung fur PI = 1 bar, ausgedruckt als Mitteldruck des Motors

7.3.2 Unterschiede im Kraftstoffverbrauch bei mechanischer Aufladung und Abgasturbo-Aufladung Yoraussetzung fur den Yergleich ist gleicher Ladedruck und gleiche Ladelufttemperatur (und damit auch gleiche Ladeluftdichte

Q1) zur Erzielung gleichen mittleren indizierten

Druckes bei etwa gleichem YerbrennungsluftuberschuB im Zylinder und etwa gleichem Luftdurchsatz (durch Anpassung der YentilLiberschneidung) 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 AbgasturboAufladung nicht.

121

1. Viertaktmotor 1m Viertaktmotor wird ein Tei! der Laderleistung uber die Ladungswechselschleife zuruckgewonnen, und zwar ist der Ruckgewinn bei mechanischer Aufladung wegen der groBeren Druckdifferenz P2 - P3 groBer. Angenahert konnen wir damit rechnen, daB der Druckverlauf im Zylinder beim Ansaughub fur gleichen Ladedruck fur beide Aufladearten gleich bleibt und daB sich der Druckverlauf wah rend des Ausschubhubes entsprechend dem Gegendruck verschiebt /7.4/. Letzteres ist bei StoBaufiadung wegen des stark schwankenden Druckes vor der Turbine allerdings nur eine Annaherung; der uber dem Kolbenweg aufgetragene mittlere Druck in der Auspuffleitung wahrend des Ausschubhubes Iiegt hier meist etwas niedriger als der zeitliche Mittelwert des Druckes Pl· Wenn PeATL den effektiven Mitteldruck des Motors mit ATL und pe mech.L den des Motors mit mechanischem

Lader

fUr

gleichen

Ladedruck und

gleichen Luftdurchsatz bedeuten,

konnen wir die Differenz zwischen diesen beiden wie folgt ausdrucken: flPe = Pe ATL - Pemech.L """ PmL- (PJATL-PJmech.L) •

(7.14)

Der prozentuale Unterschied des effektiven Druckes (bzw. bei gleicher Drehzahl der Leistung), der auch wegen der in beiden Fallen gleichen absoluten Kraftstoffmenge (gleiches p.) gleich dem Unterschied im spezifischen Kraftstoffverbrauch ist, wird dann 1

(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 Kolbenflache bezogene mittlere Drucke des Laders und folgende Unterschiede zwischen mechanischer und Abgasturbo-Aufladung, Tabelle 7.1. Tabelle 7.1. Aufwand fUr die Laderleistung bei Viertakt-Dieselmotoren ohne

mit Ladeluftkuhlung 14

16

bar

9

2

bar

0,7

1,3

2,4

3

%

7,8

11,8

17

23,4

%

4,5

8

13

17

PeATL

ｾｰ＠

4

e

PeATL

122

ｾ｢＠

e

- - - ; -b--

eATL

11

3,75

18 5,3 30

23

Wie aus Zeile 3 hervorgeht, betragt 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

Ｈｾ＠

23%), da bei

mechanischer Aufladung infolge des gr6Beren Druckunterschiedes vor und hinter dem Motor ein gr6Berer 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 urn 23% verschlechtern wurde.

2. Zweitaktmotoren Bei Zweitaktmotoren wird von der Laderleistung praktisch nichts uber die Ladungswechselschleife zuruckgewonnen, da sich der Ladungswechsel in der Nahe des UT bei verhaltnismaBig kleinen Kolbenbewegungen abspielt. Bei hohem Ladedruck muBte man hinter dem Motor drosseln, urn mit einem hohen Ladedruck auch eine groBe Ladungsmenge zu erreichen, d.h. die durchgespUite Menge in ertraglichen Grenzen zu halten. Auch dam it ist beim Zweitaktmotor der spezifische Luftdurchsatz (Luftdurchsatz je kW·h, Luftverbrauch) wegen des h6heren Spulluftanteils h6her. Aus beiden Grunden 1. h6herer Luftverbrauch, 2. kein Ruckgewinn uber positive Ladungswechselarbeit, wird die mechanische

Aufladung von

Zweitaktmotoren uninteressant.

Der

Verlust an Laderleistung

ist- viel zu hoch, hier wird das mechanische Geblase praktisch nur zum SpUien angewandt. Bei

einem

groBen

Zweitakt-Schiffs-Dieselmotor

mit

Abgasturbo-Aufladung mit z.B.

Pe = 10 bar betragt die Laderleistung bereits rd. 25% der Motorleistung. Der mechanisch aufgeladene Motor mit der notwendigen Drosselung des Auspuffes fUr genugende Ladungsmenge wurde bei gleichem Ladedruck demnach nur auf pe = 7,5 bar und einen urn 25% verschlechterten Kraftstoffverbrauch kommen. Das lohnt eine mechanische Aufladung selbstverstandlich nicht.

7.4 Der EinfluB der Ladeluftkiihlung

7.4.1

Dieselmotoren

Die Temperaturerh6hung der Luft oder der Ladung im Lader hangt yom Druckverhaltnis, yom Laderwirkungsgrad und von dem Warmeaustausch mit den Wandungen, d.i. von der Laderbauart, abo Bei groBen Druckverhaltnissen kann die Eintrittstemperatur in den Motor, sofern keine Ladeluftkuhlung angewandt wird, hohe Werte annehmen, was sich in doppelter Hinsicht nachteilig auf den Motor auswirkt.

123

1. F(jr die Ladungsmenge im Zylinder ist die Dichte vor dem EinlaB maBgebend. 1

P2

(P2)"

1

Pl Ｈｾ＠

ｦｾｬ＠

= P,

(7.16)

.

Die Dichtesteigerung ist also u.U. betrachtlich kleiner als die Drucksteigerung , nur bei isothermer Verdichtung, n = 1, ist das Dichteverhaltnis gleich dem Druckverhiiltnis. 2. Mit der hoheren Ladelufttemperatur steigt die thermische Belastung des Motors stark an, da das gesamte Temperaturniveau des Kreisprozesses von der KompressionsAnfangstemperatur im Zylinder, d.h., in erster Linie von der Lufteintrittstemperatur in den Zylinder abhangig ist. Bei aufgeladenen Motoren ist daher die Ladeluftk(jhlung, die ja bereits von Rudolf Diesel vorgeschlagen wurde, das wichtigste und einfachste Mittel zur Leistungssteigerung, das urn so wirksamer ist, je hoher das Druckverhaltnis im Lader wird. Uber die Verminderung des Warmeverlustes und (jber die Verbesserung des mechanischen Wirkungsgrades - hohere Leistung ohne Erhohen des Druckniveaus - ist die Ladeluftk(jhlung auch ein Mittel zur Senkung des Kraftstoffverbrauches. T abe lie 7.11 zeigt die Temperaturerhohung in einem Lader nach der Stromungsbauart {Warmeabfuhr im Lader vernachlassigbarl abhangig von der Ansaugtemperatur, dem Laderwirkungsgrad und dem Druckverhaltnis, Bild 7.6 zeigt die entsprechenden T emperaturen bei Laderaustritt.

250

Bild 7.6 Temperatur t2 am Laderaustritt in Abhangigkeit von dem Druckverhaltnis P2/P I' der Eintrittstemperatur t 1 und dem inneren isentropen Lader.wirkungsgrad 11 sL

"C

200

100

50

o

1,0

1,5

2,0

275

3,0

P2 P , -

124

3,5

4,0

Tabelle 7.II

Temperaturerhohung

L'1 T = T2 - T 1

im Lader bei polytropischer Verdichtung

P2/Pl

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

Tl

293

46,5

84

115

142

165,5

187

K

Tl

313

50

90

124

152'

177

200

K

Tl

293

44,5

79,5

108,5

134

156,5

177

K

T 1 = 313

48

85

116,5

143

167

189

K

T 1 = 293

42,5

75

102,5

126

147

167

K

313

45

80

109

134,5

157

179

K

"IJ sL = 0,765

"IJ sL = 0,81

"IJ sL

0,86 Tl

Mit Wasser von Umgebungstemperatur als Kiihlmittel lohnt sidi die Ladeluftkiihlung schon ab dem Druckverhaltnis 1,5:1; bei Druckverhaltnissen iiber 2,0 soUte mit Riicksicht auf die thermische Motorbelastung und die davon abhangige Betriebssicherheit auf jeden Fall Ladeluftkiihlung angewandt werden. Mit Wasser als Kiihlmittel fiir den Ladeluftkiihler ist es meist ohne zu groBen Aufwand moglich, die Ladeluft auf ein Temperaturniveau herunterzukiihlen, das nur wenige Grad tiber der mittleren Ktihimitteltemperatur Iiegt. Die Tabelle 7.I1I gibt Beispieie fUr gemessene Wasser- und Lufttemperaturen und abgefiihrte Warmemengen bei einigen aufgeladenen Dieselmotoren wieder. Aus Tabelle 7.III geht zunachst hervor, daB die Lufttemperatur nach dem Ladeluftkiihler nur wenige Grad iiber der Kiihlwasser-Eintrittstemperatur betragt, siehe Zeile 6 und 11, insbesondere Spalten 1 und 4. Das Wasser wird hierbei in der Regel im Kreuzstrom zur Luft gefiihrt, so daB die Luftaustrittstemperatur nahe an -die Wasseraustrittstemperatur herankommt. Aus den Temperaturen der Spalten 2 und 3 ist ferner zu schlie Ben, daB der Ladeluftkiihler des hier aufgefiihrten mittelschnellaufenden Schiffsmotors relativ kleiner ist als die Ladeluftkiihler der beiden anderen Motoren. Allerdings muB man dabei beriicksichtigen, daB bei hohen Druckverhaltnissen die Kiihlung der Ladeluft mit Riicksicht auf die Unterschreitung der Taupunkttemperatur (Wasserausscheidung) oft absichtlich begrenzt wird. Es sei schon hier darauf hingewiesen, daB

125

auch mit Luft als Kuhlmittel ein Herunterkuhlen der Ladeluft auf rd. 15 Umgebungslufttemperatur moglich ist, siehe Kapitel 12.

°c

uber der

Auf die wachsenden Vorteile

der Luft zu Luft Ladeluftkuhlung bei Fahrzeugmotoren durch Anwenden neuer Technologien in der Leichtmetall-Bearbeitung wird in /7.5/ hingewiesen. Tabelle 7.III Beispiele fur die Wirkung der Ladeluftkuhlung bei aufgeladenen Dieselmotoren

2 Lokmotor

Kuhlmittel fUr LLK

3

Wasser

2 Ruckkuhlung des

4

mittelschnellauf. Schiffsmotor Viertaktmotoren normal Tropen

langsaml. Schiffsmotor Zweitaktmot.

Seewasser

Luft

Kuhlmittels durch 3 Leistung/Zylinder

kW

153

736

736

2670

4 Drehzahl

. -I mm

1500

430

430

106

5 Mitteldruck

bar

12,9

17,6

17,6

10,2

vor LLK

55

18,5

32,5

31

nach LLK

60

26,5

40,5

38,5

2,2

2,84

2,79

2,08

6 KUhIW.{ 7 temp.

8 Druckverh. im Lader

I:

Luft- { temp.

II

vor Lader

°c

24

27

44,5

29

nach Lader

°c

127

172

190

117

nach Kuhler

°c

65

48

57

39

ｾ＠ kW h

6,46

8,45

7,78

9,85

12 spezif. Luftdurchsatz 13 Kuhlwarme im J) Ladeluftkuhler

%

5,2

12,2

11,55

8,06

14 Kuhlwarme fUr Kolben, Zylinderbuchrr und Zylinderkopf

%

15,5

10,6

11,0

13,60

15 SummeJ) aus 13 u. 14

%

20,7

22,8

22,55

21,66

J) in % der Kraftstoffwarme Die Erfahrung lehrt, daB die Warmemenge, die durch den Ladeluftkuhler abgefUhrt wird, von den Zylinderwandungen nicht mehr abgefUhrt zu werden braucht. Die im LLK

126

abzufuhrende Warme wird bei hoher Aufladung manchmal sogar groBer als die Kuhlwarme fUr die den Brennraum bildenden Teile, siehe Tabelle 7.III, Zeilen 13 und 14, Spalten 2 und 3. Die Summe dieser GroBen ist bei aufgeladenen Motoren mit LLK erstaunlich

niedrig und wenig unterschiedlich, Zeile

15. Das ist fUr die Frage des Kuhleraufwandes

wichtig. Natiirlich wird der gesamte Kuhleraufwand fUr den ladeluftgekuhlten Motor groBer, da dieser mit gr6Berer Leistung eingesetzt wird und da - sofern niedrige Ladelufttemperaturen erreicht werden sollen - der Ladeluftkuhler mit einer geringeren Temperaturdifferenz zwischen Kuhlmittel und Luftaustritt aus dem Kuhler arbeiten muB, aber der Aufwand ist doch nicht so viel h6her wie aus der aile in im LLK abzufUhrenden Warmemenge geschlossen werden k6nnte. Uberschlagig kann man rechnen, daB bei gleichem Ladedruck und Senkung der Temperatur der Ladeluft urn 10 bleibendes

°c

Luftverhaltnis

die Dichte urn rd. 3% steigt. Damit k6nnte man fUr gleichund

gleichbleibenden

spezifischen

Kraftstoffverbrauch

die

Leistung urn 3% steigern. Da mit der niedrigeren Temperatur aber der Kraftstoffverbrauch besser wird - nach empirisch gefundenen Werten rd. 0,5% fUr 10 Lufttemperatur ｾ＠

-,

betragt die

Leistungssteigerung

fUr

°c

niedrigere

gleiches Luftverhaltnis sogar

3,5%. Fur gleichbleibende thermische Belastung - gekennzeichnet durch die Tempera-

tur von brennraumnahen Bauteilen - ist durch die Senkung der Ladelufttemperatur manchmal sogar eine noch hohere Leistungssteigerung m6g1ich, als dem konstanten Luftverhaltnis entspricht. So geht zum Beispiel aus Messungen der Kolbentemperatur an einem Einzylinder-Yersuchsmotor in Abhangigkeit von der Lufteintrittstemperatur bei gleicher Leistung auf der einen, in Abhangigkeit von der Leistung bei gleicher Lufteintrittstemperatur auf der anderen Seite hervor /7.6/, daB fUr 10

°c

niedrigere Lufttemperatur

eine 5% h6here Leistung bei gleicher Kolbentemperatur m6g1ich ware. Der EinfluB der Ladelufttemperatur auf Warmebelastung und Yerbrauch laBt sich heute mit Hilfe der KreisprozeBrechnung ziemlich treffsicher voraussagen. Tabelle 7.IY zeigt nach Rechnungen der

M.A.N. Augsburg die Anderung bestimmter Betriebswerte fur

einen mittelschnellaufenden Dieselmotor mit Aufladung und Ladeluftkuhlung bei Steigerung der Lufteintrittstemperatur in den Motor (verursacht durch h6here AuBenlufttemperatur oder geringere Warmeabfuhr im Ladeluftkuhler) urn 40

0c.

Die Ausgangsleistung

entsprach einem mittleren Nutzdruck von 17,6 bar und einer Drehzahl von 430 min-I. Yon den

Yeranderlichen:

zugefUhrte

Kraftstoffwarme QB' Turbinenersatz-Querschnitt

ATeq , Eintrittsdruck der Luft in den. Motor PE und Wandwarme Q W (als MaBstab fUr die thermische Belastung) wurden jeweils 2 konstantgehalten. Am interessantesten in diesem Zusammenhang sind die Werte der Spalte 4, die durch entsprechende Anpassung von ATeq und Q B so abgestimmt wurden, daB Ladedruck PE und Wandwarme Q W konstant blieben. Man erkennt, daB unter dieser Yoraussetzung

127

fUr die urn 40

°c

hOhere Ladelufttemperatur der effektive Mitteldruck urn 14,7% und

der effektive Wirkungsgrad urn 2,0% abnehmen. Fiir 10

°c

niedrigere Ladelufttemperatur

wiirden demnach die effektive Leistung urn 3,7% und der effektive Wirkungsgrad urn 0,5% zunehmen, was mit empirischen Werten recht gut iibereinstimmt. labelle 7.IV EinfluB einer ErhOhung der Lufteintrittstemperatur in den Zylinder urn 40 auf die Betriebswerte eines hochaufgeladenen Viertakt-Dieselmotors mit Ladeluftkiihlung bei einem Ausgangsmitteldruck Pe von 17,6 bar 2

Il mges m ges

3

4

QB = konst.

QB = konst.

QB = variabel

ATeq=konst. PE =variabel

A Teq =variabel PE = konst.

ATeq=konst. QW = konst.

QB = variabel PE = konst. QW = konst.

%

-2,6

-5,1

-13,7

-7,15

2 Il T3

°c

+34,9

+43,4

+18,7

+14,2

Il PE 3-PE

%

+4,2

a

-6,2

a

Il _ p.1 4_ Pi

%

-1,10

-1,23

-15,4

-13,7

IlQ W 5-QW

%

+14,3

+16,2

a

a

%

a

+6,8

a

-7,2

%

a

a

-14,4

-12,7

%

-1,1

-1,23

-1,0

-1,0

%

-1,13

-1,25

-16,8

-14,7

%

-1,13

-1,25

-2,4

-2,0

6

7

8

IlA Teg A Teq IlQ B QB 111]i l)i

IlPe 9-Pe 10

Ill) e l)e

: Gesamtluftdurchsatz, T 3 Temperatur vor Turbine, ges PE: Ladeluftdruck vor Motor, Pi: indizierter Mitteldruck, Pe: mittlerer Nutzdruck, Q W: Wandwarme, ATeq : Turbinenersatzquerschnitt, QB: Kraftstoffwarme, m

l) i: indizierter Wirkungsgrad, 'Yle: effektiver Wirkungsgrad

128

°c

Nach Spalte 3, zu deren Berechnung AT

eq konstant angenommen wurde (womit sich

der Ladedruck PE andert), ergibt sich bei gleichbleibender Wandwarme Q W eine Leistungsanderung von 4,2% je 10

°c

,l\nderung der Lufteintrittstemperatur.

Aus diesen wenigen Beispielen, die sich leicht vermehren lie Ben, erscheint die Aussage genGgend gestGtzt, daB die LadeluftkGhlung bei gleichen Kriterien fUr die Belastungsgrenze eine wesentlich hohere Aufladung erlaubt und damit das wirksamste und billigste Mittel zur Leistungssteigerung aufgeladener Motoren ist. Dazu kommt noch der gGnstige EinfluB der LadeluftkGhlung auf die Schadstoffemission in den Abgasen, siehe Kap. 8.6.

7.4.2 Ottomotoren Neben der Ladeluftdichte und der thermischen Beanspruchung wird bei Ottomotoren auch das Klopfen durch die Temperatur der Ladeluft beeinfluBt. Wie in Kap. 11.1 naher ausgefGhrt, hangt der zulassige Ladedruck an der Klopfgrenze stark von der Ladelufttemperatur ab, d.h., daB die LadeluftkGhlung bei Ottomotoren viel starker auf die erzielbare Leistung und auch auf den Wirkungsgrad einwirkt als bei Dieselmotoren. Die Klopfgrenze wird auBer von Ladeluftdruck und -temperatur und der VorzGndung, auch von dem Luftverhaltnis und selbstverstandlich auch von der Klopffestigkeit des Kraftstoffes beeinfluBt. Bei flGssigen Kraftstoffen wirken die Verdampfungswarme des Kraftstoffes und Gber diese auch das Luftverhaltnis auf die Ladelufttemperatur und dam it auf das Klopfverhalten ein

Je groBer die Kraftstoffmenge bei gegebener Luftmenge ist, desto groBer wird

die Temperaturerniedrigung durch die Verdampfung. Drei Bemerkungen seien hierzu festgehalten: 1. Da die Temperaturerniedrigung durch die Verdampfung nur wenig yom Temperaturniveau abhangig ist, der Temperaturunterschied nach der Verdichtung bei gleichem Druckverhaltnis aber groBer ist als bei Verdichtungsbeginn, ist die Ladungstemperatur bei ZGndbeginn um so niedriger, je frGher die Verdampfung langs des ganzen Verdichtungsvorganges einsetzt. 2. Die Temperaturerniedrigung hangt stark von der Verdampfungswarme und dem Mindestluftbedarf L min des Kraftstoffes abo Wahrend man bei Benzinen mit einer mittleren Verdampfungswarme von 330 kJ/kg und einem Mindestluftbedarf von 14,6 kgLuft/kg Kraftstoff rechnen kann, betragen diese Werte z.B. bei Methylalkohol (Haupt best andteil des Methanol) 1105 kJ/kg und 6,46 kg/kg. Bei A" 1 und voUstandiger Verdampfung ergibt sich dam it 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

129

stark entgegen. Es ist daraus abzuleiten, daB die Anwendung von Methanol oder Methanol-Benzingemischen sich giinstig auf die Aufladefahigkeit des

Ottomotors

auswirkt. 3. Die niedrige Ladelufttemperatur erlaubt neben der hoheren Verdichtung auch eine groBere Vorziindung, womit die Verbrennung besser wird. Beides verbessert den Wirkungsgrad. Damit wirkt sich die Ladeluftkiihlung auch auf den Kraftstoffverbrauch giinstig aus, und zwar wesentlich starker, als dies bei Dieselmotoren der Fall ist, siehe z.B. Bild I ｊＮｾ＠

7.5

Die Abgasturbo-AufJadung als Mittel zur Steigerung des Wirkungsgrades

In Kap. 7.3 ist der unterschiedliche EinfluB von mechanischer und Abgasturbo-Aufladung auf die Leistung und den Wirkungsgrad des Motors kurz behandelt worden. Von Interesse ist aber auch der EinfluB der Aufladung auf den Wirkungsgrad im Vergleich zum nichtaufgeladenen Motor. Bei Ottomotoren ist die Verbesserungsmoglichkeit des Wirkungsgrades durch die Abgasturboladung gering, da hier zur Vermeidung des Klopfens mit steigendem Ladedruck das

Verdichtungsverhaltnis

herabgesetzt werden muB. Verbesserungen im

Kraftstoff-

verbrauch ergeben sich hier meist nur in Verbindung mit der geringeren Reibung des kleineren, gleich starken aufgeladenen Motors, insbesondere im Teillastgebiet. Bei Dieselmotoren ist die Verbesserung durch den A TL eindeutig, sofern man Motoren gleicher Volleistung vergleicht, z.B. einen Neunzylinder Saugmotor mit einem aufgeladenen Sechszylindermotor, s. Bild 7.7 und 7.8. Zunachst geht aus Bild 7.7 hervor, daB der mechanisch aufgeladene Motor nur bei Teillast mit abgeschaltetem Lader einen besseren Verbrauch hat als der gleich starke Saugmotor, wahrend bei hoher Last der Leistungsbedarf des Laders den Vorteil geringerer Reibung aufzehrt. Dagegen hat nach Bild 7.8 der abgastuboaufgeladene Motor im ganzen Drehzahlbereich Verbrauchsvorteile gegeniiber dem Saugmotor. Die mit Abgasturbo-Aufladung bei Dieselmotoren erreichbare Wirkungsgrad-Verbesserung setzt sich aus folgenden Hauptfaktoren zusammen:

J. Mit wachsendem Mitteldruck wird der mechanische Wirkungsgrad besser. 2. Die

Aufladung ermoglicht einen hohen VerbrennungsluftiiberschuB bei gleichzeitig

hohem Mitteldruck. Mit dem VerbrennungsluftiiberschuB wird der indizierte Wirkungsgrad besser, siehe Kap. 3.2, Tabelle 3.1 und Bild 3.4.

130

9 PS·h

320 9

kW·h 280

t 260 be 240

ｾ｜＠

_l

Ｎｾ＠

220

\. Ｌｾ＠

'"''

ｾ＠ ..... ｾｲ］ＭＮＺ＠ ......

220 200

200

"

oI

o

Ｚ］ＭＮｾ＠

590

-'-

1000 1500 !

1000

500

P-

kW PS

180 160 1500 2000

Bild 7.7 Kraftstoffverbrauchskurven eines Neun-ZylinderDieselmotors ohne Aufladung (gestrichelt), eines SechsZylinder-Dieselmotors mit mechanischer Aufladung (strichpunktiert), mechanischer Lader unter Halblast abgeschaltet, und eines Sechs-Zylinder-Dieselmotors mit AbgasturboAufladung (ausgezogen). Drehzahl und Leistung nach der Propeller-Charakter istik

320.----------,-----------,----------, 9

t Bild 7.8 Kraftstoffverbrauchskurven eines NeunZylinder-Dieselmotors ohne Aufladung (gestrichelt) und eines Sechs-Zylindermotors mit AbgasturboAufladung (ausgezogen) fOr 2 verschiedene Drehzahlen

9

PS'h

kW.h

220

ＲＸＰｲＭ［ｔｾＱ＠ ｾ＠

ｾ＠

ＲＶＰｾＭＫ｟＠

ｾ＠ ｾＰｲＭＷｔＱ＠

ｭｏｲＭｾ｟Ｋ＠

ＲＰＱＭｾＫＺＮｉＢＬ］｟､＠

160 o

o

590 560

lObo

lOpO 15bo P-

kW PS

1500 20bo

3. Die Anwendung der Ladeluftkuhlung vermindert die Warmeverluste und verbessert damit den Kraftstoffverbrauch, siehe Kap. 7.4. 4. Bei Viertaktmotoren kommt noch ein Leistungsgewinn uber eine kleinere negative Ladungswechselschleife (P3 < P2) als beim nichtaufgeladenen Motor hinzu (die sogar positiv werden kann), der bei gegebenem Ladedruck urn so groBer ist, je besser der

131

Wirkungsgrad des

Abgasturboladers und

je hoher die Auspufftemperatur ist. Aus

diesem Grunde ist es zweckmaBig, nicht zuviel Luft durch den Zylinder zu spGlen, d.h. die Ventiliiberschneidung nicht zu groB zu machen, wenn der Kraftstoffverbrauch optimal sein soli. Auf hohen LuftiiberschuB im Zylinder kann man jedoch im Interesse einer guten Verbrennung und einer Begrenzung der thermischen Beanspruchung (selbst die

AuslaBventiitemperatur hangt starker yom

VerbrennungsluftiiberschuB

als von

der DurchspGlung ab) nicht verzichten. 5. Durch die Hochaufladung, das sind hohe mittlere Nutzdriicke in Verbindung mit hohem Ladedruck, hohem VerbrennungsluftiiberschuB und hohem Ziinddruck, zusatzlich mit kleiner Ventiliiberschneidung, laBt sich der Verbrauch betrachtlich verbessern, siehe unten. Fiir die heute verwirklichten Wirkungsgrade iiber 50% bei groBen Motoren waren weitere MaBnahmen notwendig: 6. Ubergang von der StoB- zur Stauaufladung

(Voraussetzung: guter ATL-Wirkungsgrad),

bessere Verbrennung durch Erhohen der Einspritzdriicke auf 1300 bis 1400 bar, stark verbesserte ATL-Wirkungsgrade (Verbesserung der Ladungswechselschleife bei Viertaktund der SpGlung bei Zweitaktmotoren), geringere Lager- und Kolbenreibung durch hohere Belastung und bei Zweitaktmotoren starke VergroBerung des Hubverhaltnisses in Verbindung mit der LangsspGlung, womit der SpGlwirkungsgrad wesentlich verbessert wird. Historisch interessant sind die ersten Versuche zu einer merklichen Steigerung des Wirkungsgrades von Dieselmotoren mit Hilfe der Hochaufladung, die bei der M.A.N., Werk Augsburg, in den Jahren 1949 bis 1951 durchgefUhrt worden waren. Bei diesen Versuchen wurden hauptsachlich durch die MaBnahmen nach Pkt. 5 zum ersten Mal Kraftstoffverbrauchswerte unter 190 g/kWh (140 g/PSh) errekht /7.7; 7.8/. Bild 7.9 aus der Schrifttumsstelle /7.8/ gibt den Verlauf der wichtigsten, an dem Versuchsmotor K6V30/45 gemessenen Betriebswerte in Abhangigkeit yom mittleren Nutzdruck wieder. Dieser Motortyp war ein Viertakt-Reihenmotor mit Kreuzkopf und den Zylinderabmessungen 300 mm Bohrung und 450 mm Hub, der mit 400 min- 1 (v m = 6 m/s) betrieben wurde. Der bei den offiziellen Messungen durch die beiden Professoren Eichelberg und Pflaum ermittelte Kraftstoffverbrauch wurde spater hauptsachlich durch Erhohen des Einspritzdruckes auf rund 800 bar und damit Verkiirzung der Einspritzdauer auf 185 g/kWh bei H

u

= 42500 kJ/kg gesenkt, was einem effektiven Wirkungsgrad von 45,6% entspricht.

Bei Wiirdigung dieses Wirkungsgrades im Vergleich zu den heutigen ist zu beriicksichtigen, daB es sich urn einen Reihenmotor mit Kreuzkopf von nur 300 mm Kolbendurchmesser und nur 31,8 I Zylinderhubraum handelte. Mit der ZylindergroBe nimmt der Wirkungsgrad zu, nach /7.9/ von 31,8 I auf 120 I urn knapp 4%. AuBerdem hat ein Reihenmotor mit Kreuzkopf - der Kreuzkopf war eine Vorsorge fUr einen spater beabsichtigten Betrieb

132

Bild 7.9 Betriebswerte des M.A.N.-Versuchsmotors Typ K6V30/45 in Abhangigkeit vom Mitteldruck Pe. be: spezifischer Kraftstoffverbrauch, P3 t3: Druck und Temperatur vor der Turbine, ｰｾＺ＠ Ladedruck, Pzmax: Hochst ruck im Zylinder

t

,..,-....../

140 bar

Pzmax / " " V

Pzmax100 80

--

40

"

,......., L

/

Pe

'/

-.,.. -:;::;P'

ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

/

1'..,-V

V /"

V

"P3

1,4 1,0

1*1" ｾ＠

260 9

ｾ＠

KWh

220

'\

"

200 180 ,

o

bar 2,6

I'

V

60

/

3,0

......

!

I!

2

4

6

8

,.200

gjPS·h 180

160

be

140 I

10

!

12 Pe

14

16 bar 20

-

mit Schwerol, damals gab es noch keine hochalkalischen Zylinderschmierole - hohere spezifische Reibungsverluste als z.B. ein 12-Zylinder-V-Motor mit Tauchkolben. Der oben erwahnte Wirkungsgrad von 45,6% wurde fast 30 Jahre lang nicht liberboten und es wurde auch mit einer Ausnahme dieses Konzept (hohes Verhaltnis pzmax/Pe A z wesentlich liber 2, niedrige mittlere Kolbengeschwindigkeit v m

ｾ＠

= 7,5,

6 m/s) lang nicht

weiterverfolgt. Wenn ein fUr 120 bar Zlinddruck gebauter Motor nur mit p e = 15 bis 16 bar betrieben wird, gibt das natlirlich einen hoheren kW-Preis, als wenn aus demselben Motor 20 bis 21 bar Mitteldruck herausgeholt werden. Obwohl der mit 18 Exemplaren in die Praxis eingefUhrte etwas groBere Motortyp M.A.N.K6V45/66 rund 20 bis 25 g/kWh niedrigeren Kraftstoffverbrauch hatte als ein gleich starker Zweitaktdieselmotor /7.10/ mit etwa gleicher Drehzahl, wurde diese Entwicklungslinie zu Gunsten eines niedrigeren Verhaltnisses p

/p und eir,er hoheren mittleren zmax e Kolbengeschwindigkeit verlassen, um dam it preisglinstigere Motoren zu erhalten.

133

DaB sich vor 30 Jahren ein erh6hter Bauaufwand zur Erzielung bester Wirkungsgrade kaum lohnte, laBt sich leicht durch eine Oberschlagsrechnung nachweisen. Damals kostete das Roh6l rund 2 Dollar je Barrel und die Tonne mittelschweren Heiz6les auf dem Weltmarkt, d.h. auf den Bunkerplatzen fOr Schiffe, weniger als 60,-- DM, das sind rund 6.10- 5 DM/g. Bei 20 g/kWh Kraftstoffersparnis ergibt das 1,2.10- 3 DM/kW· h und bei 5000 Betriebsstunden im Jahr eine Ersparnis von 6.- DM/kW. a. Das brachte kaum die Zinsen ein, die man fUr einen urn 25 bis 30% teureren Motor zu zahlen gehabt hatte. Infolge der Verteuerung des RohOles seit 1950 auf das rund 16-fache:) des Marine-Dieselkraftstoffes und des Schwer6les jeweils auf das rund 8- bis 9-fache auf dem Weltmarkt, ist heute die Situation ganz anders. Investitionen zur Steigerung des Wirkungsgrades lohnen sich in viel h6herem MaBe. Man geht heute davon aus, daB eine Verteuerung des Motors urn 3 bis 4% sich dann lohnt, wenn bei 6000 bis 8000 Betriebsstunden im Jahr der Kraftstoffverbrauch urn 1% gesenkt wird. Fest steht jedenfalls, daB man sich heute nicht mehr scheut, ZOnddrOcke von 145 bis 150 bar fUr mittlere NutzdrOcke von 20 bis 21 bar anzuwenden, das sind Verhaltnisse pzmax/pz von nahezu 7,5. Uber die z.Zt. erreichten Wirkungsgrade wird an Beispielen in Kapitel 13 berichtet. Wenn der Druck vor der Turbine h6her gemacht wird als bei dem Oblichen freilaufendem Abgasturbolader, wird den Auspuffgasen eine h6here Energie entzogen als zum Antrieb des Laders ben6tigt, der UberschuB kann z.B. Ober eine gesonderte Nutzturbine in die Motorwelle eingespeist werden. Das fUhrt zu dem Verbundverfahren, das bekanntlich durch eine Nutzleistung erzeugende zwei- oder mehrstufige Expansion gekennzeichnet ist. Verbundmotoren wurden zuerst im Flugzeug praktisch angewandt, s. Kap. 14, da hier infolge der hohen Druckverhaltnisse im Lader und in der Turbine (niedriger AuBendruck) die Voraussetzungen besonders gOnstig sind. Obwohl seinerzeit mit ROcksicht auf die Preissituation die Aussichten auf eine praktische Verwirklichung einer weiteren Verteuerung des Motors zur Gewinnung zusatzlicher

Wirkungsgradpunkte nicht sehr

gOnstig waren, wurden an dem gleichen Versuchsmotor K6V30/45 in der M.A.N. doch noch einige Untersuchungen in Richtung des Verbundverfahrens, also mit h6herer Ausnutzung der in den Auspuffgasen noch vorhandenen Energie, durchgefOhrt. Urn die Anpas sung des freilaufenden Abgasturboladers an veranderte Betriebsbedingungen beizubehalten, ist es zweckmaBig, die OberschuBleistung der Auspuffenergie in einer gesonderten Nutzturbine aufzunehmen, die ihre Leistung Ober ein Getriebe an die Kurbelwelle des Motors abgibt. Das Schema eines solchen Verbundverfahrens mit der Nutzturbine I und der Kompressorturbine II zum Antr ieb des Laders zeigt Bild 7.10. Die mit einer solchen Anlage durchgefOhrten Messungen, bei der allerdings die Nutzturbine nicht an den Motor angekuppelt war, sondern Ober einen Lader abgebremst wurde +)im Sommer 1984. Seither ist zwar der Roh6lpreis gesunken, aber der Dollar gestiegen. 134

(dessen Luftforderung gemessen und uber eine verstellbare Drossel ins Freie abgeblasen, also

vernichtet

wurde),

brachten

folgende Ergebnisse /7.3;

7.11/:

Wenn die aus der

Abbremsung errechnete Nutztubinenleistung mit einem entsprechenden Getriebewirkungsgrad - mit Rucksicht auf die Mehrstufigkeit dieses Getriebes wurden nur 91 % eingesetzt

-

der

Nutzleistung des Motors zugeschlagen wird,

steigt dessen

Wirkungsgrad

um 2%. Ausgehend von dem gemessenen Wirkungsgrad des Motors mit freilaufendem ATL von 45,6% wurde das 46,5% ergeben.

Bild 7.10 Schema eines Verbundverfahrens mit Nutzturbine lund Kompressor turbine II zum Antrieb des Laders. LLK: Ladeluftkuhler

1I-

Damit wurden die praktischen Versuche abgebrochen, aber es wurde doch noch rechnerisch untersucht, was mit weiteren Abwandlungen des Verbundverfahrens zu erreichen ware /7.3;

7.11/. Fur die Rechnungen wurde das Hochdruck-Diagramm des Versuchsmotors

mit dem gleichen Ladeluftzustand und der gleichen zugefUhrten Kraftstoffmenge zugrunde gelegt, so daB sich die Rechnungen auf den Ladungswechsel - damals noch ohne Rechenautomaten - nach Kap. 3.6 und auf die Bilanzen der Stromungsmaschinen beschranken konnten. AuBerdem wurde der Druck vor der Turbine und damit auch das Expansionsverhaltnis stark variiert und auch auf Drucke hoher als der Ladedruck erweitert. In diesem Fall werden die Ausschubarbeit und die Restgasmenge im Zylinder erhoht, aber natlirlich auch die Nutzturbinenleistung wesentlich vergroBert. Trotz der erhohten Ausschubarbeit bekommt man mit dem hoheren Aufstauen einen Gewinn unter der Voraussetzung, daB die Restgase aus dem Zylinder entfernt werden, was auf zwei Wegen moglich ist: Durch eine Auspuffabtrennung oder durch ein SpUlventiJ.

Schema 7.11 zeigt ein Verbundverfahren mit Nutzturbine und zwei unabhangig voneinander offnenden AuslaBventilen. Wenn die Ventile entsprechend dem Steuerschema Bild 7.12

135

gesteuert werden, wirkt das Ventil b als Spulventil, d.h., der weitaus gr6Bte Teil der Auspuffgase str6mt uber das Ventil c mit hohem Druck erst durch die Nutzturbine I und dann durch die Verdichterturbine II, wahrend durch das Ventil b gegen Ende des Ausschubhubes die

Restgase, also nur ein kleiner

Teil der Ladung, expandieren und

schlieBlich durch die Spulluft gegen den niedrigeren Vordruck der Turbine II ausgespuit werden.

b

Bild 7. 11 Schema eines Verbundverfahrens mit Nutzturbine und zwei AuslaBventilen b und c mit verschiedenen Steuerzeiten, von denen eines als SpUiventil oder als Venti I zur Vor auspuffabtrennung geschaitet werden kann

Es wurde ausgerechnet, daB mit diesem Verfahren eine Verbesserung des Wirkungsgrades um 4,7% erreicht werden kann. Ausgehend von rd. 45% des Versuchsmotors wurde dies einen Wirkungsgrad von etwas uber 47% (45 mal 1,047) fUr das Verfahren mit Nutzturbine und SpUiventil bedeuten.

OT

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120

V

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V V 180

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300

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Bild 7.12 Steuer-Diagramm und Zeitquerschnitt fUr das Verfahren mit Nutzturbine und Spulventil, Bild 7. 11

136

ｾ＠

180 0 KW

Wenn die Ventile mit einer Anordnung nach Bild 7.11 nach dem Steuer schema des Bildes 7.13 Kurven 2 gesteuert werden, wurde durch das Ventil c nur ein kleiner Teil der Auspuffgase mit hohem

Druck durch die Turbine I stromen (Vorauspuffabtrennung),

der Hauptteil durch das Ventil b mit niedrigerem Druck in die Turbine II expandieren bzw. ausgeschoben werden. Bei diesem Verfahren ist zu beach ten, daf3 das Ergebnis stark von dem verwirklichbaren Zeit- bzw. Winkelquerschnitt der Ventile abhangt. Der Motor hat 2 Einlaf3- und 2 Auslaf3ventile, die beim ublichen Verfahren jeweils gemeinsam geoffnet und geschlossen werden. Da bei dem beschrankten Platz im Zylinderkopf nur ein kleines zusatzliches Ventil untergebracht werden kann, ist bei der Rechnung angenommen, daf3 dieses Zusatzventil als Vorauspuffventil c, die beiden grof3en Auslaf3ventile als Ausschubventile b arbeiten. Damit ergibt sich der Zeitquerschnitt nach den Kurven 2 des Bildes 7. 13, der trotz grof3erer Gesamtquerschnittsflache viel kleiner ist als der Zeitquerschnitt nach Kurve I fUr die ubliche Aufladung, da infolge der versetzten Steuerzeit und der jeweilig kurzen Offnungsdauer eines Ventils viel Zeitquerschnitt verlorengeht. Der errechnete Wirkungsgradgewinn mit diesem Verfahren betrug 3,7%. Andere Schaltungen der Ventile mit anderer Aufteilung in Vorauspuff und Ausschub waren noch ungunstiger.

OT

160

crrf 120

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AA AE

80 Auslal3

Einlal3

40

c.> 0

120

300

60

°KW

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Bild 7.13 Steuer-Diagramm und Zeitquerschnitt fUr das ubliche Aufladeverfahren (Kurven I), fUr das Verfahren mit VorauspuffAbtrennung nach Schema 7.13 durch Ventil (Kurven 2) und Vorauspuff-Abtrennung nach Schema 7.14- mit zusatzlichen Schlitzen im Zylindermantel (Kurven 3)

Werden nach Bild 7.14- fUr den Vorauslaf3 besondere Schlitze im Zylindermantel angebracht und die beiden Auslaf3ventile im Zylinderkopf fUr den Ausschub der Hauptgasmenge beibehalten, ergibt sich ein Verlauf der offenen Ventilquerschnitte nach den Kurven 3 in Bild 7.13, die einen wesentlich grof3eren Zeitquerschnitt als die Kurven 2

137

ergeben. Damit wurde eine Wirkungsgradverbesserung urn 6,7% errechnet, was ausgehend von 45% einen Gesamtwirkungsgrad von rd. 48% ergeben wUrde.

Bei diesen Zahlen ist zu beachten, daB man heute bei groBen Viertaktmotoren von

48 bis 49% Wirkungsgrad (ohne Toleranz) statt von 45,6% ausgehen konnte, und daB fUr ATL und Nutzturbine die damals geitenden verhaitnismaBig niedrigen Wirkungsgrade von 0,58 bzw. 0,75 eingesetzt wurden. Die hoheren Wirkungsgrade der Stromungsmaschinen von heute wOrden auch eine groBere Verbesserung ergeben.

Bild 7.14 Schema eines Verbundverfahrens mit zusatzlichen AuslaBschlitzen in der ZylinderbOchse zur Vorauspuf1Abtrennung

la

b

Ｑｉ

Die

Wiedergabe dieser

Rechnungen

soll

verdeutlichen,

Ｍ

ｾ

Ｇｾ Ｑ＠

daB es moglich - wenn auch

aufwendig - ist, den an sich schon hohen Wirkungsgrad von groBen Dieselmotoren noch weiter zu verbessern.

Die in den letzten Jahren stark angestiegenen Wirkungsgrade der Abgasturbolader haben - neben den noheren Kraftstoffpreisen, die einen Mehraufwand an Herstellungskosten eher lohnen - jetzt auch zur erst en praktischen Anwendung der Nutzturbine bei groBen Dieselmotoren gefUhrt /7.12/. Bei der von der Firma Sulzer in Zusammenarbeit mit BBe entwickelten AusfUhrung wird argumentiert, daB· es vorteilhafter ist, das durch die

gesteigerten

ATL-Wirkungsgrade

erhohte

SpOigefalle

nicht

zur

Verbesserung der

Ladungswechselschleife (Viertakt) oder zu einer durch groBeren Luftaufwand verbesserten SpOlung

(Zweitakt)

zu

nutzen,

sondern

in

Turbinennutzleistung

umzuwandeln.

Diesen

UberschuB gewinnt man dadurch, daB der Druck vor der Turbine mit dem ATL besseren Wirkungsgrades auf der gleichen Hohe gelassen wird, der sich mit dem freilaufenden

138

A TL schlechteren Wirkungsgrades einstellen wurde. Uber diese Nutzturbine ist die Wirkungsgradverbesserung

bei

Zweitaktmotoren

unter

der

Voraussetzung

etwas

groBer

als uber die verbesserte Spulung, daB der Spulerfolg von vornherein sehr gut war, wie das bei den neuen, sehr langhubigen langsgespulten Zweitaktmotoren der Fall ist. Bei Viertaktmotoren ist die Verbesserung uber die Nutzturbine etwas groBer als uber die Ladungsw.echselschleife, wie das aus dem schematischen p-V-Diagramm des verlustlosen Verfahrens Bild 7.15 hervorgeht.

Bild 7.15 p-V-Diagramm eines Viertaktmotors mit gleichem Ladedruck P2' aber verschiedenem A TL- Wirkungsgrad und damit verschiedenen Gegendrucken p 3.

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______________________ ｾＴ＠

v-

Vc

Legende zu Bild 7.15 Flache 0-1-2-a: Laderleistung; Flache 0-b-3-4 bzw. 0-c-3'-4: Turbinenleistung; Flache d-g-f-e: Gewinn uber Ladungswechselschleife; Flache' b-3-3'-c: Gewinn uber Nutzturbine. P3: Druck vor Turbine mit ursprunglichem ATL; p}: Druck vor Turbine mit ATL verbesserten Wirkungsgrades. Allerdings geht

uber

die

Ladungswechselschleife praktisch die

vblle

Druckdifferenz

P3 - p} in die indizierte Motorleistung ein, wahrend uber die Nutzturbine Turbinenund Getriebewirkungsgrad in Rechnung zu stellen ist. Da das Volumen V} bedeutend groBer ist als das Volumen V , ist trotz einer Wirkungsberucksichtigung ein Gewinn g vorhanden. Da das SpUlgefalle erhalten bleibt, kann dieses Verfahren auch fUr Zweitaktmotoren angewandt werden und es ist - mit Rucksicht auf die erforderliche GroBe der Nutzturbine - u.U. zweckmaBig, die Nutzturbine parallel zum ATL zu schalten. Das Verbundverfahren ist umso vorteilhafter, je groBer die Druckverhaltnisse in Lader und Turbine und je hoher die Abgastemperaturen sind. Auf hohe Abgastemperatur zielt ein in der Literatur schon mehrfach beschriebenes Verfahren mit warmedichtem Motor und Nutzturbine (adiabatic turbocoumpound Diesel engine) ab /7.13/, mit dem sogar fUr einen Fahrzeugmotor ein Nutzwirkungsgrad von 50% ausgerechnet wird. Die durch die Brennraumisolation bzw. auch Isolation des ganzen Zylinders gewinnbare Arbeit wird haufig uberschatzt. Wie schon mehrfach durch Rechnung nachgewiesen wurde /7.14; 7.15; 7.16/, laBt sich dadurch nur ein Teil der sonst uber das Kuhlwasser abgefUhrten War me als Nutzarbeit gewinnen, da selbst bei vollstandig warmedichtem Motor eine

139

"adiabate" Fiihrung des Kreisprozesses nicht m6glich ist. Hierzu miiBte entweder die Warmeiibergangszahl a

gleich Null werden oder die Wand miiBte dieselbe Temperatur-

schwingung ausfiihren wie das Gas. Das ware aber ein Widerspruch in sich selbst. Da auch die dritte M6glichkeit nicht gegeben ist, daB die die Temperaturschwingung ausfiihrende Wandschichtdicke gegen Null konvergiert bzw. deren Masse unendlich klein ist, dringt stets Warme bei einer Gastemperatur h6her als die Wandtemperawr in die Wand ein, die dann bei einer Gastemperatur niedriger als die Wandtemperatur vom Arbeitsgas wieder aufgenommen wird. Das beeinfluBt den Wirkungsgrad negativ. Richtig ist aber, daB ein Teil der durch Wandisolation im Gas zuriickgehaltenen War me iiber die h6here Auspufftemperatur in einer Nutzturbine gewonnen werden kann. Rechnungen /7.16/ zeigen, daB die Isolation von Kolbenboden und Zylinderkopf am wirksamsten ist, die sich zusammen mit einer Isolation des AuspuffkrOmmers am ehesten betriebssicher verwirklichen laBt. Aus diesen Entwicklungszielen geht hervor, daB die Keramik nicht nur bei der Gasturbine, sondern auch im Motor Wirkungsgradverbesserungen bringen kann, wie schon in der Einleitung angedeutet. Aus Japan kommt die Kunde, daB ein "elektronisch gesteuerter keramischer Verbundmotor" vor der Serienreife stehe /7.17/, ohne daB allerdings zunachst in dieser Schrifttumsstelle Angaben iiber Wirkungsgrad oder Haltbarkeit angegeben sind. In der Ver6ffentlichung /7.13/ wurden durch zusatzliche MaBnahmen (Luftlager, angehangter RankineprozeB u.a.) noch weit h6here Wirkungsgrade als 50% ausgerechnet, auf die aber, da von einer praktischen Verwirklichung noch zu weit entfernt, hier nicht naher eingegangen werden soll. Sobald es nicht nur urn die Gewinnung von mechanischer, sondern auch von Heizenergie geht, wie im Kraft-Warme-Verbund, wird die Ausnutzung der latenten Warme im Kraftstoff von vornherein h6her /0.3; 0.10/.

Schrifttum zu Kapitel 7 /7.1 /

Bosnjakovic, Fr.: Technische Thermodynamik, Erster Teil. Theodor Steinkopf, Dresden und Leipzig 1935

/7.2 /

Zapf, H.: Untersuchungen des Warmeiiberganges in einem Viertakt-Dieselmotor wah rend der Ansaug- und Ausschubperiode. Diss. TU MGnchen 1968; s.a. M.A.N.-Forschungsheft Nr. 24 (1968/69) und MTZ 30 (1969) S. 461/465

/7.3 /

Khanna, Y.K.: Untersuchungen der Verbund- und Treibgas-Anlagen mit hochaufgeladenen Viertakt-Dieselmotoren. Diss. TH Miinchen 1959; s.a. MTZ 21 (1960) S. 8/16 und 73/80

/7.4 /

Zinner, K.: Die Aufladung von Viertakt-Dieselmotoren. MTZ 11 (1950) S. 57/67

140

/7.5 /

Pickert, H. und Schulmeister, R.: MaBnahmen zur Gestaltung von HochleistungsDieselmotoren-Anlagen, insbesondere deren KGhlanlagen. CIMAC-KongreB Washington 1973; 37, S. 925/943; s.a. MTZ 34 (1973) S. 347/348

/7.6 /

Zinner, K.: Zusammenhange zwischen Leistung und Beanspruchung, gezeigt am Beispiel eines schnellaufenden Dieselmotors mit Abgasturbo-Aufladung. CIMAC-KongreB 1959 Wiesbaden, A 3, S. 171/200

/7.7 /

Eichelberg, G. und Pflaum, W.: Untersuchungen eines hochaufgeladenen Dieselmotors. Z. VDI 93 (1951) S. 1113/1123

/7.8 /

Pflaum, W.: Leistung und Brennstoffausnutzung durch hochaufgeladene Dieselmotoren. MTZ.13 (1952) S. 29/35

/7.9 /

Hafner, R.: High-economy four-stroke engines approaches to heavy fuel compatibility, low consumption rates and high reliability. CIMAC-Congress 1983, Paris, Paper No. 9.3

/7.10/

Zinner, K.: Betriebsergebnisse mit den Motoren der Lichtenfeldklasse. Jahrbuch der Schiffbautechn. Ges. Bd. 50 (1956) S. 2/13

/7.11/

Zinner, K.: Theoretical and Experimental Investgations of an Operational Procedure Involving the Use of a Coupled Exhaust Turbine (Compound System). CIMAC-Congress 1962, Kopenhagen, AI, S. 550/569

/7.12/

Streuli, A.: The promise of the power turbine. The Motorship December 1984, S. 234/235; Europaische Patentanmeldung Nr. 0091139

/7.13/

Kamo, R. and Bryzik, W.: Adiabatic turcocompound Diesel engine. CIMAC-Congress 1983, Paris, Paper Nr. 4.5

/7.14/

Zinner, K.: Einige Ergebnisse realer KreisprozeBrechnungen Gber die Beeinf1ussungsmoglichkeit des Wirkungsgrades von Dieselmotoren. MTZ 31. Jg. (1970), S. 243/254

/7.15/

Zapf, H.: Grenzen und Moglichkeiten eines warmedichten Brennraumes bei Dieselmotoren. VDI-Bericht Nr. 236, 1975

/7.16/

Groth, K. und Thiemann, W.: Beitrag zur Brennraumisolierung bei Viertaktdieselmotoren. MTZ 44 Jg. (1983), S. 189/198

/7.17/

Saigussa, Y.: Keramikmotor vor der Serienreife. VDI-Nachrichten Nr. 48. 30. Nov. 1984, S. 27

141

8.

BESONDERE PROBLEME DER ABGASTURBO-AUFLADUNG

8.1

Der EinfluB der Auspuffleitung

8.1.1 Fragen der Leitungszusammenfassung bei verschiedenen Zylinderzahlen und Zundabstanden 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 568 855) von Alfred Buchi niedergelegten Ideen gelungen. Danach sollen die Auspuffleitung und der Eintrittsquerschnitt in die Abgasturbine so bemessen sein und die Steuerzeiten so gewahlt werden, daB der Druck in der Auspuffleitung nach Offnen des Auslasses (Vorauspuff) uber den Druck in der Ladeluftleitung steigt, aber gegen Ende des Ladungswechsels, d.h. wahrend der SpUlperiode unter den Aufladedruck sinkt. Bei Viertaktmotoren muB das AuslaBventil je nach Drehzahl und Aufladehohe 40 .•. 70 °KW v.UT offnen, urn den Druck im Zylinder vor dem Ausschubhub (vom Kolben zu leistende Arbeit) genugend abzubauen. Zur Verwirklichung eines genugend groBen SpUlquerschnittes schlieBt das AuslaBventil bei aufgeladenen Motoren 40 •.. 60 °KW n.OT, womit sich eine gesamte Offnungszeit von 260 ..• 310 °KW ergeben wurde. Damit die SpUlung nicht gestOrt wird, durfte der nachste Zylinder erst nach einem Zundabstand etwa in dieser GroBenordnung in den gleichen Leitungsstrang puffen. Glucklicherweise darf dieser Abschnitt kleiner sein, da erstens etwas Zeit zwischen Offnen des Auslasses und dem starken Druckanstieg in der Leitung verstreicht und da zweitens auch die Wellenlaufzeit von dem auspuffenden zum spUlenden Zylinder in Abzug zu bringen ist. Mit einem Zundabstand von 240 °KW fUr' Viertaktmotoren und 120 °KW fUr Zweitaktmotor en fUr die in denselben Leitungsstrang auspuffenden Zylinder kommt man daher gut zurecht, so daB man zum Beispiel fUr einen Sechszylindermotor bei StoBaufladung zwei, bei einem Neunzylindermotor drei Leitungsstrange fUr beide Arbeitsverfahren benotigt. Bild 8.1 zeigt den am Auspuffstutzen des Zylinders Nr. 1 gemessenen Druckverlauf in der Auspuffleitung und die durch schwarze (AuslaB) und weiBe (EinlaB) Balken dargestell ten Offnungszeiten der Ventile. Man erkennt den mit einer gewissen Verzogerung nach

Offnungsbeginn

des

AuslaBventils

einsetzenden

Druckanstieg.

Die

Druckwelle

des AuspuffstoBes vom Zylinder Nr. 3 kommt rd. 240 + 30 oK nach A.o. des Zylinders Nr. 1 an diesem Zylinder an, das ist also ein merklich langerer Abstand als 240 oK W. Bei Einsetzen des Druckanstieges ist das AuslaBventil von Zylinder Nr. 1 zwar noch nicht ganz geschlossen, eine RuckspUlung von· Auspuffgas in den Zylinder ist jedoch 142

nicht vorhanden, da sich Zylinderdruck und Druck in der Auspuffleitung erst bei SchluB des AuslaBventils schneiden. Der Druckanstieg im Zylinder wah rend der SpUlperiode ist durch das Einstri:imen von Ladeluft bedingt. Zy!.1

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Bild 8.1 Beispiel fUr den Druckverlauf vor der Turbine P3 und in einem Zylinder PZI bei Dreier-StoBaufladung (3 Zylinder puff en in einen Leitungsstrang)

Wie weiter unten noch naher ausgefUhrt wird, ist der symmetrische DreierstoB (drei Zylinder mit gleichem ZUndabstand von je 240 oK W in einem Auspuffleitungsstrang) der gUnstigste fUr StoBaufladung, obwohl ein ZUndabstand von zum Beispiel 360 oK W (bzw. 180 °KW bei Zweitakt) eine langere SpUlperiode ermi:iglichen wUrde. Aus der oben genannten Regel fUr den MindestzUndabstand ergibt sich zwanglos, daB ein Vierzylindermotor fUr StoBaufladung 2, ein Achtzylindermotor 4 Auspuffleitungen mit

einem

zweifach

bzw.

vierfach

unterteilten Turbinenzustri:imgehause (bei einem

Abgasturbolader) beni:itigt. Ein FUnfzylindermotor mit symmetrischer Kurbelversetzung beni:itigt 3, ein Siebenzylindermotor 4 Leitungen, wobei je einmal I Zylinder, die Ubrigen Zylinder paarweise in je einen Leitungsstrang auspuffen. Beispiele

von

Leitungsaufteilung

und

Zylinderzusammenfassung

fUr

Viertakt-Reihen-

motoren (die bei gleicher ZUndfolge auch fUr Zweitaktmotoren gelten wUrden) siehe Bild 8.2, Beispiele fUr V-Motoren Bild 8.3. Ohne hier auf Einzelheiten naher eingehen zu ki:innen, muB doch darauf hingewiesen werden, daB die StoBaufladung aus folgenden GrUnden ihre Vorteile um so mehr einbUBt, je ungleichmaBiger

die

ZUndabstande

der

in denselben Leitungsstrang auspuffenden

Zylinder werden und je gri:iBer das Verhaltnis Anzahl der Auspuffleitungsstrange zur Zylinderzahl ist:

143

1. Der Wirkungsgrad des Abgasturboladers, ausgedruckt durch das Verhaltnis der mechanischen Energie zu der tatsachlich mit dem Auspuffgas zugefUhrten Energie (nicht der aus Mittelwerten gewonnenen scheinbaren Energie) wird mit dem starker schwankenden Druck schlechter.

4 Zylinder Reihl',

ZUndfolgl': 1-3-4-2 .odl'r 1-2-4-3

ｅ｛ｾｃｐ＠

: 360 +360° 360 +360°

5 Zylinder Reihl',

L- ｾ＠

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

ｾ＠ ± ETJ ｱｊｌＮＭ｟Ｋｾ＠

6 Zylinder Reihl',

432 288+432°

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

ｾｃｐｅｰ＠

: 240 + 240 +240 ° 240 + 240 + 240 °

6 Zylinder Reihl',

ZUndfolgl': 1-4-2-6-3-5 odl'r 1-5-3-6-2-4

ｾ＠ - 0-L 1ｾ＠ ｱｊｾＶＭＴＺ＠ 7 Zylinder Reihl',

ｬｌｾＫｴ＠

240 +240 + 240 0 -240+240+2400

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

ｾ＠

8 Zylinder Reihl',

ｬｌｾｃｐＫｔ＠

; Ｋｾ＠

720° 308+412° 412 +308° 308+4120

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

ｾ＠ 360 +3600

360 + 360° 360 + 360 0 360+ 360 0

Bild 8.2 Beispiele fUr Leitungsaufteilung und Zylinderzusammenfassung fUr Stof3aufladung, Viertakt-Reihenmotor

144

2. Der

Wirkungsgrad

wird auch

mit

der

Teilbeaufschlagung wesentlich schlechter.

Mit wechselnden Teilbeaufschlagungen hat man es aber immer zu tun, wenn die Kammern des ATL mit wechselnden DrUcken beaufschlagt werden, da dann hoher Druck in der einen und niedriger Druck in einer anderen Kammer zusammenfallen. 3. Besonders ungUnstig auf den Wirkungsgrad wirkt es sich aus, wenn eine Kammer eine 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 AuslaBperiode eines Zylinders, entleert sich dieser Leitungsstrang (d.h. der Druck dar in nahert sich dem Druck hinter der Turbine), wobei der folgende AuspuffstoB den Leitungsstrang erst auffUllen muB,

ein nennenswertes Druck｢･ｙｾｲ＠

gefalle erzeugt wird. Damit geht Druckenergie, die fUr die Umwandlung in Turbinenleistung am wirksamsten ist, verloren, d.h. sie wandelt sich in Warme urn. 10 Zylinder V,

I

432 + 288 0 288 + 432 0 720 0

ｾ＠

12 Zylinder V,

ｾ＠

240 + 240 + 240 0

ｾ＠ ｾ＠

270 +450 0 450 + 270 0

ｾ＠

ｾ＠

§J

ｾ＠

ｾ＠ §]

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I

720 0 288 + 432 0 432 + 288 0

ｾ＠

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

＠ｾ ｾ＠ ＠ｾ ｾ＠ ＠ｾ §j §J §] l§ ＠ｾ

16 Zylinder V,

450 +270 0 270 +450 0

ｾ＠

ｾ＠

§J

240 + 240 + 240 0

ZUndfolge: 1-2-4-5-3

I

240 + 240 + 240 0

• 240 + 240 + 240 0

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

ｾ＠ ＠ｾ ＠ｾ ＠ｾ ｾ＠ ｾ＠ ｾ＠ ｾ＠

ｾ＠

ｾ＠

§] §J

: 270 + 450 0 450 + 270 0 : 450 + 270 0 I 270+ 450 0

Bild 8.3 Beispiele fUr Leitungsaufteilung und Zylinderzusammenfassung fUr StoBaufladung bei Viertakt-V-Motoren

145

Bild 8.4 zeigt als Beispiel den Druckyerlauf in einem Auspuffleitungsstrang eines hochaufgeladenen

Achtzylinder-Dieselmotors

mit

symmetrischem

ZweierstoB,

unterteilter Auspuffleitung. In diesen Leitungsstrang puffen Zyl.

d.h.

yierfach

lund Zyl. 8 aus,

die MeBstelle befindet sich nahe an Zyl. 1, ebenso die Abgasturbine. Aus diesem Bild kann folgendes entnommen werden:

ｚｾＱＮ＠

A.D.

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ｚｾＱ＠

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Bild 8.4 Beispiel fUr den Druckyerlauf yor der Turbine P3 und in einem Zylinder PZ1 bei symmetrischem ZweierstoB

a) Der Druckberg des AuspuffstoBes yom Zylinder 8 ist merklich hoher als der yom Zylinder 1, obwohl sich die DruckmeBstelle in der Auspuffleitung am Zylinder befindet. Das ist dar auf zurUckzufUhren, daB sich der AusputfstoB yom Zylinder in zwei Druckwellen gabeJt, und zwar in eine unmittelbar zur Turbine laufende und in eine, die nach der anderen Seite zum Zylinder 8 lauft und erst dort yom geschlossenen

Rohrende

reflektiert

wird.

Der

AuspuffstoB

yom 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 DreierstoB, siehe Bild 8.1 - der Druck im Zylinder den Ladedruck erst yerhaltnismaBig spat, was fUr optimale Abstimmung ein spateres Offnen des EinlaByentiis als bei dem DreierstoB 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 laBt sich leicht extrapolieren, daB bei noch groBerem ZUndabstand als 360 °KW - z.B. 1 x 432 °KW und 1 x 288 °KW bei unsymmetrischem ZweierstoB oder 1 x 720 °KW bei AnschluB nur eines Zylinders an einen Auspuffleitungsstrang -

Perioden ohne Durchstromung der Turbine mit

den erwahnten nachteiligen Folgen auf den Wirkungsgrad auftreten.

146

Insbesondere die Nachteile unter den Punkten 3 und 4 sind bei dem symmetrischen DreierstoB vermeidbar, weshalb dieser bei der StoBaufladung am gunstigsten abschneidet. Bei Zweitaktmotoren kommt noch dazu, daB bei 120 °KW Zundabstand der AuspuffstoB yom folgenden Zylinder am Ende der SpGlperiode des vorangehenden Zylinders einsetzt, so daB

bei symmetrischem Steuer-Diagramm ein gewisser Nachlade-Effekt erzeugt

wird. Aus diesen Grunden ist es bei den durch 3 teilbaren Zylinderzahlen leichter, eine gute Aufladewirkung durch die StoBaufladung zu erzielen als bei anderen Zylinderzahlen.

8.1.2 Vor- und Nachteile von Stau- und StoBverfahren Ursprunglich waren die Vorteile der StoBaufladung so bedeutend, daB die Stauaufladung mit Ausnahme von Sonderfallen - z.B. bei Hintereinanderschaltung von mechanischem Lader und Abgasturbolader _. praktisch nicht angewandt wurde. Dies hing mit den anfangs verhaltnismaBig niedrigen Wirkungsgraden der Abgasturbolader und auch mit den niedrigen Aufladegraden, d.h. niedrigen Ladedrucken zusammen, die im Laufe der Entwicklung nur allmahlich anstiegen. Je hoher das yom Lader zu erzeugende Druckverhaltnis wird und je besser der Wirkungsgrad des Abgasturboladers ist, desto mehr treten die Vorteile der Stauaufladung in Erscheinung. Aus diesem Grunde wird sie heute in zunehmendem MaBe angewandt. Ein rechnerischer Vergleich zwischen StoB- und Stauaufladung ist in /8.1/ behandelt. Die Stauaufladung hat, von der Seite des Motors aus betrachtet, folgende Vorteile: I. Einfachere LeitungsfUhrung und daher billigere Auspuffleitung, bessere Unterbringungsmoglichkeiten der Leitungen insbesondere bei V-Motoren. 2. Geringere

Ausschubarbeit des

Kolbens, da der AuspuffstoB

rasch abgebaut und

nicht von einem kleinen Gitterquerschnitt der Turbine reflektiert wird. Damit ergibt sich etwas besserer Kraftstoffverbrauch bei hohen Mitteldrucken. 3. GleichmaBigere

Aufladeverhaltnisse unabhangig von der Zylinderzahl und gleich-

maBigere Luftaufteilung auf die einzelnen Zylinder auch bei den fUr StoBaufladung ungunstigen (5, 7 und 10) Zylinderzahlen. Damit ist die thermische Beanspruchung vergleichmaBigt. 4. Freiheit in der Wahl der Zundfolge und groBere Freizugigkeit in der Anordnung der Abgasturbolader. Als Nachteile der Stauaufladung sind in bezug auf den Motor aufzufUhren: 147

1. Der Uberschneidungspunkt zwischen Ladedruck und Gegendruck wird viel spater,

d.h. erst bei einem hoheren Mitteldruck erreicht als bei StoBaufiadung, dadurch ergibt sich bei TeiUast Ruckspulung von Auspuffgas. 2. Das SpGlgefaUe ist auch bei VoUast etwas schlechter, da hier der Druck in der Auspuffleitung wah rend der SpGlperiode nicht unter den Mittelwert sinkt wie bei StoBaufiadung.

Dadurch

wird

der

Luftdurchsatz

-

gleiche

VentilGberschneidung

vorausgesetzt' - auf Kosten der SpGlmenge geringer. 3. Der Motor hat eine schlechtere Beschleunigung aus 2 Grunden: a) Es ist die bei TeiUast der Turbine zugefuhrte Energie wegen der fehlenden Druckberge kleiner. Das AuffuUen der groBen Auspuffleitung erfordert Zeit. b) Es ist insbesondere bei TeiUast und niedriger Drehzahl der Restgasgehait im Zylinder infolge der RuckspGlung groBer. Damit ist fur einen gegebenen Ladedruck die LuftfuUung kleiner, es wird die RuBgrenze fruher erreicht und es steht ein geringerer LeistungsuberschuB zur Beschleunigung zur Verfugung. 4. Der kleinere Luftdurchsatz fGhrt zu einer etwas hoheren Auspufftempefatur. AUerdings wird uber den besseren Wirkungsgrad des gleichmaBig beaufschlagten Abgasturboladers der unter 2. erwahnte Nachteil hiiufig wettgemacht. AUe diese Nachteile werden mit steigendem ATL-Wirkungsgrad geringer. Fur den Abgasturbolader bringt die Stauaufladung praktisch nur Vorteile, keine Nachteile. Zu diesen Vorteilen gehoren im wesentlichen: 1. GroBere Schluckfahigkeit des mit konstantem Druck beaufschlagten Turbinengitters und dam it eine kleinere Turbine. 2. Geringere Anregung von Schaufelschwingungen (die Anregung ist urn so hoher, je mehr Kammern das Turbinen-Zustromgehause besitzt) urn damit groBere Sicherheit gegen Schaufelbruche. 3. Vermeidung der durch die pulsierende Beaufschlagung hervorgerufenen Kreiselmomente, die eine ungunstige Lagerbeanspruchung zur Foige haben. 4. Besserer Wirkungsgrad der Abgasturbine ohne stoBweise und ohne wechselnde Teilbeaufschlagung. 5. Bessere Wirkung des wahrend des Betriebes durchgefuhrten Waschens zur Entfernung der Ruckstande bei Schwerol, da der Leitapparat keine toten Ecken hat. Uber die Notwendigkeit des Waschens der Turbine bei Schwerolbetrieb, das wahrend des

148

Betriebes in bestimmten Zeitabstanden vorgenommen wird, s. Kap. 10.4.2. BUd 8.5 Vergleich von Auspufftemperatur t A' Druck vor Zylinder PF' ZunddrucK Pz und spezifischem Kraftstoffverbrauch b fur einen mittelschnellaufenden eI4-ZylinderV-Dieselmotor mit Sto13- (gestrichelt) und Stauaufladung (ausgezogen). Mitsubishi-M.A.N.-Motor Typ ＱＴｖＰＯＵｾＬ＠ 5720 kW, P = 18 bar bei 400 min - , Propellerch1trakteristik

600

11 v.1iurb.

500

ｾ＠

y

""/ ILl ｾ＠ n. Zｾ＠ yl.

L'r' ｾ＠

300

" ｾ＠ 0/ ...

.,- ,

./

/' /! VJ

-r

/'j ba r 120

//

V

90 ./

,

9 kW· h

t 220 be 210 200

P E

V

1,4

"/

ｾ＠

1,2 1,0

./

V

9

PS'h 170

ｾ＠

ｾ＠

160

be

ｉｾ＠ ｾ＠

r--_

-

t

150 be 140

190 !

200

t

1,8

L

Pz

.,-jiI

80

2,2 20 , 1,6

/

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2,4

/f 1/ V

I

Pz

2,6

L,rt

PE

110

bar

tl

",'

200

100

3,0

/'

L

....

t

,,-

! !

300

400

nM

1/min

-

Bild 8.5 zeigt vergleichsweise den Verlauf einiger Betriebswerte eines Vierzehn-ZylinderV-Motors im Sto13- und im Stauverfahren. Bemerkenswert ist der im Stauverfahren um rd. 6 g/kWh bessere Kraftstoffverbrauch, wobei allerdings zu berucksichtigen ist, da13 bei einem Vierzehnzylindermotor die Nachteile des Sto13verfahrens besonders stark in Erscheinung treten. Entscheidend fur die Anwendung des Stauverfahrens ist die Frage, ob die auf jedem Fall schlechtere Beschleunigung fur den jeweils vorliegenden Verwendungszweck ausreicht. 149

Fur Fahrzeugmotoren, die eine gute Beschleunigung benotigen, ist die Stauaufladung ungunstig. Bei Schiffsmotoren ist sie aber durchaus diskutabel. Je 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 unbegrundet, daB die Stauaufladung bei Zweitakt-GroBdieselmotoren schon vie I fruher eingesetzt wurde und viel haufiger angewandt wird als bei Viertaktmotoren. Diese Tatsache ist auf folgende Umstande zuruckzufuhren: I.

Bei Zweitaktmotoren macht sich der Vorteil der Stauaufladung gegenuber der StoBaufladung schon bei niedrigeren Mitteldrucken bemerkbar.

2. Beim Anfahren, bei niedrigen Lasten und Drehzahlen und beim Beschleunigen - in diesen Fahrzustanden ist die StoBaufladung der Stauaufladung auf jeden Fall uberlegen - wird bei Zweitaktmotoren in der Regel eine Hilfseinrichtung angewandt, die

die

mangelnde

Luftlieferung

in

diesen

Fahrzustanden

uberwindet.

Beispiele

fUr solche Hilfseinrichtungen siehe Kap. 13.3. 3. GroBe Motoren haben groBe Massen zu bewegen und zu beschleunigen. Die Beschleunigung groBer Massen hangt starker von der tatsachlichen Vollastleistung des Motors ab als von dem Zeitaufwand, der zum Erreichen der Vollastleistung benotigt wird.

8.1.3

Abwandlungen der StoBaufladung

Die unter 8.1.1 erwahnten Nachteile der StoBaufladung treten insbesondere fUr Motoren mit nicht durch 3 teilbaren Zylinderzahlen urn so starker in Erscheinung, je hoher die Aufladung wird. Aus diesem Grunde wurde nach Losungen /8.2/ gesucht, die diese Nachteile vermeiden, ohne daB man die Nachteile der Stauaufladung - namlich schlechteres Teillastverhalten und schlechtere Beschleunigung - in Kauf nehmen muB. Zu diesen L6sungen geh6ren a) der symmetrische ViererstoB (4 Zylinder puffen in eine Auspuffleitung) bei durch 4 teilbaren Zylinderzahlen, b) der Pulse-Converter, c) das MultistoB-Verfahren. Allen diesen Verfahren ist gemeinsam, daB

150

der

Abgasturbolader

weniger Kammern

besitzt, als bei der reinen Stof3aufladung erforderlich waren. Dadurch werden erst ens die Perioden vermieden, in denen die einzelnen Kammern des A TL zeitweise liberhaupt nicht durchstromt sind, und zweitens wird die durch den Arbeitskolben zu leistende Ausschubarbeit geringer. Da der Auspuffstof3 jedes einzelnen Zylinders bei der geringeren Unterteilung

des

Turbinenzustromgehauses

auf

einen

grof3eren

Turbinenquerschnitt

trifft, wird der Druck in der Auspuffleitung gerade beim Ausschubhub schneller abgebaut. Die zuerst erwahnte Tatsache verbessert den Wirkungsgrad des Abgasturboladers, die zweite den des Motors, d.h., die geringere Ausschubarbeit erhoht etwas den Mitteldruck des Motors bei gleicher zugeflihrter Kraftstoffmenge. Ein Beispiel des Druckverlaufes in der Auspuffleitung fUr symmetrischen Viererstof3 ist aus Bild 8.6 zu ersehen. Um die Storung durch den folgenden Auspuffstof3 zu begrenzen, ist es zweckmaf3ig, das AuslaBventil frliher zu schlie Ben, d.h. 15 ••. 25 oK W n.OT. Es laf3t sich allerdings auch durch eine solche Steuerzeit nicht vermeiden, daB der Druck in der Auspuffleitung noch bei geoffnetem AuslaBventil etwas liber den Zylinderdruck ansteigt. In dem gezeigten Fall ist der Druck in der Auspuffleitung am Ende der Splilperiode nur wenig hoher als der Druck im Zylinder. Die hierdurch bedingte Rlicksplilung ist aber auch bei groBerer Druckdifferenz wegen des klein en Offnungsquerschnittes gering, wie sich durch Nachrechnung leicht nachweisen laBt. Auf3erdem wird aus dem Auspuffstutzen in der Regel nicht Auspuffgas, sondern Splilluft mit Auspuffgas vermischt zuruckgespult. Da der Ladedruck wahrend der Splilperiode in der Regel hoher ist als der Druck im Zy linder, geht diese Ruckspulung nicht bis in die Ladeluftleitung.

Zy:1.1

A.O.

E.o.

ZyL1

A.s.

E.s.

PZl Zyl.4

P3 ' Po

IL

/'

PE

..,I

I

UT

OT

.........

. . . . . . _"',

_...

I

. . . _-*'

'P-

UT

Bild 8.6 Beispiel fUr den Druckverlauf vor der Turbine P3 und in einem Zylinder PZl bei symmetrischem ViererstoB

Die ersten AusfUhrungen von Pulse-Convertern gehen auf Birmann zuruck /8.3/. Auch beim Pulse-Converter werden enge Auspuffleitungen mit der gleichen Zylinderzusammenfassung wie beim reinen StoBverfahren verwendet, diese fUhren aber nicht in getrennte 151

DGsenkammern der Turbine, sondern sie vereinigen sich vor der Turbine im PulseConverter, Bild 8.7. Dort wird die in den AuspuffstoBen enthaltene Druckenergie durch Verengen der Leitung zum Teil in kinetische Energie verwandelt und soli in einem an die Einzelleitungen anschlieBenden Diffusor in Druckenergie zurGckverwandelt werden. Da die Stromung beim Diffusoreintritt den Querschnitt nicht voll ausfGllt und der Wirkungsgrad des Diffusors deshalb sehr schlecht ware, verzichtet man meist auf letzteren und hat hinter der Zunge, die die Abgasleitungen trennt, nur ein kurzes Mischrohr, in dem die einzelnen Geschwindigkeitswellen ihren Impuls austauschen. Die Wirkung

Bild 8.7 Skizze eines Pulse-Converters beruht daher weniger auf der RGckwandlung von kinetischer in Druckenergie - es sei denn Gber die Wirkung des Freistrahls -, sondern mehr auf einer Ejektorwirkung und auf dem Verhindern des ZurGcklaufens von Druckwellen in die Nachbarleitungen, die dort die SpGlung storen wGrden. Infolge der vergleichmaBigten Beaufschlagung ､ｾｲ＠

Turbine wird deren Wirkungsgrad verbessert. Besonders vorteilhaft ist der Pulse-Converter bei 4-, 8- und 16-Zylindermotoren, bei denen je 2 Leitungen mit je 2 AuspuffstoBen symmetrischen

Abstandes in einem Pulse-Converter zusammengefaBt 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 (einmal 2 + 2, einmal 2 + 1 Zylinder) in je einem PulseConverter und zwei getrennten DGsenkammern machen davon mit Vorteil Gebrauch. Die MultistoB-Aufladung hat zum Ziel, Vorteile der StoBaufiadung mit denen der Stauaufladung moglichst zu vereinigen und deren Nachteile abzuschwachen. Dieses Verfahren ist haufig beschrieben worden /8.4 bis 8.10/ und wird auch vielfach angewandt. Es besteht im wesentlichen darin, daB die Einzelleitungen von der StoBaufladung mit den entsprechenden ZylinderanschlGssen beibehalten, aber samtliche Leitungen im "MultiPulse-Converter" zusammengefaBt werden, der gegebenenfalls auch im Turbineneintrittsgehause integriert sein kann. Ein Schema der LeitungsfGhrung geht aus dem Bild 8.8 e hervor, in welchem Bild die verschiedenen Verfahren der LeitungsfGhrung und Zylinderzusammenfassung fGr einen 8-Zylindermotor einander gegenGbergestellt sind. Mit der MultistoB-Aufladung wird praktisch der gleiche Vollastwirkungsgrad erreicht wie mit

152

der Stauaufladung, die Teillast und die Beschleunigung sind damit etwas besser, ohne aber die Werte der StoBaufiadung zu erreichen. Die Tabelle 8.1 mit einer Gegenuberstellung der Vor- und Nachteile der verschiedenen Verfahren ist eine interne Aufstellung von BBC-Baden; es ist dabei zu beachten, daB die Bewertung von der Aufladeh6he, dem Wirkungsgrad des Abgasturboladers und dessen Abstimmung (z.B. besser auf hohe oder

niedrige

Lasten

abgestimmt)

abhangt.

Die

Bewertungsunterschiede

gegenuber

der in der zweiten Auflage dieses Buches ver6ffentlichten Tabelle sind wahrscheinlich auf die inzwischen gestiegenen ATL-Wirkungsgrade zuruckzufi.ihren, die insbesondere der Stauaufladung bzw. stauahnlichen Aufladesystemen zugute kommen. Bild 8.8 Leitungsanordnungen fur einen 8-Zylinder-Reihenmotor;

8 Zylinder Reihe. Zundfolge 1-4-7-6-8-5-2-3

Ｇｾｦｔｩｐ＠

[] Ｇｾｐｔ＠

[]

a: ZweierstoB; b: ViererstoB; c: ViererstoB; d: Pulse-Converter; e: MultistoB; f: Stauaufladung

'ITCffTTrF I

[]

Ｇｾｔｴｬｩｐｭ＠

01

bl

c)

dl

'C(TTtliTJ!m

.1

Die Bezeichnungen MPC, SPES, CMS in Tabelle 8.1 stammen von den angegebenen Firmen. Die Systeme sind einander sehr ahnlich und bestehen im wesentlichen aus 153

einer gemeinsamen Sammelleitung nicht zu groBen Durchmessers, in die die einzelnen Zylinder-Austritte mit einer Verengung (zum Erhohen der Geschwindigkeit) in Stromungsrichtung eintreten. Damit soli die RUckwirkung der AuspuffstoBe auf die Nachbarzylinder vermindert und die in der Verengung erzeugte Beschleunigung als Geschwindigkeitsenergie zur Turbine gefUhrt werden. Bild 8.9 zeigt als Beispiel ein AuspuffleitungsteilstUck nach der MPC-Konstruktion von S.E.M.E. Tabelle 8.1 Vor- und Nachteile der verschiedenen Aufladesysteme bei Viertakt-Hochauflademotoren nach BBC Legende zu Tabelle 8.1 la: ZweierstoB bzw. EinstoBj Ib: DreierstoBj 2a: Pulse-Converter (4 Zylinder je Turbineneintritt); 2b: MultistoB (mehr als 4 Zylinder je Turbineneintritt); 3a MPC, SPES, CMS; 3b: Stau- bzw. Konstantdruck-Aufladung. Die Bewertung reicht von ausgezeichnet (+++) bis sehr schlecht (---). MPS: Modular-Pulse-Converter (S.E.M.E.) SPES: Single-Pipe-Exhaust-System (Sulzer) CMS: Compact-Manifold-System (Ruston Diesel)

Kriterien

Systeme

la

Ib

2a

2b

3a

3b

+

+++

++

++

++

++

b) SpUlung bei Teillast Propellerbetr ieb

+++

+++

+

+

+

+

c)

+

+++

++

++

+

+

+++

++

+

+++

+++

++

+

+

+

+++

+++

++

+

+

++

++

+++

+++

+++

+++

++

+

+

+

i) Laderanpassung fUr hohes Druckverhal tnis

++

+++

+++

+++

j} Schaufelschwingungen

+

++

++

+++

++

+

++

+

+++

+++

a) SpUlung bei Vollast

"

"

Generatorbetrieb

d) Ladedruck und AuslaBventiltemperatur bei Teillast

Propellerbetrieb

e) Ladedruck und AuslaBventiltemperatur bei Teillast

Generatorbetrieb

f) Lastannahme bzw. Beschleunigung g) Spez. Verbrauch bei Vollast h) Spez. Verbrauch bei Teillast

+++

k) Eignung fUr versch. Zyl.-Zahlen l) Einfachheit und Zuverlassigkeit Zuganglichkeit fUr Reparaturen

154

++

++

Bild 8.9 EinzelstUck (Modui) der Auspuffleitung der MCP-Konstruktion von S.E.M.E. /8.10/

ｾＭ

Bei der reinen Stauaufladung

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

kann man die RUckwirkung der Auspuffst6Be auf die

Nachbarzylinder auBer durch einen etwas gr6Berem Leitungsdurchmesser dadurch weiter vermindern, daB der Auspuff der einzelnen Zylinder Uber lange gerade Diffusoren in die Sammelleitung mUndet, Bild 8.10. Hierbei erhalt man aus der hohen Geschwindigkeitsenergie des AuspuffstoBes unmittelbar einen Druc krUckgewinn mit guten Wirkungsgrad, und Druck laBt sich bekanntlich verlustarmer transportieren als Geschwindigkeit.

Bild 8.10 Diffusor hinter dem Auspuffkanal des Zylinderkopfes nach M.A.N.

155

8.2

Das 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. Der Abgasturbolader

dagegen ist mit dem Motor nur durch Leitungen verbunden, seine Drehzahl und damit der Ladedruck sind nicht von der Motordrehzahl, sondern in erster Linie von der Motorleistung abhangig. 1m Leerlauf, insbesondere im kleinen Leerlauf (d.h. Leerlauf bei niedrigster Motordrehzahl) ist der Ladedruck sehr klein. Wenn in diesem Zustand plotzlich eine hohere Leistung verlangt wird, muB der Abgasturbolader erst Gber eine vergroBerte Abgasmenge und eine hohere Auspufftemperatur auf hohere Drehzahl gebracht werden, die Luftlieferung hinkt der Leistungsanforderung nacho BezGglich

der

Beschleunigung konnen drei Grundfalle unterschieden werden /8.11/.

In den Bildern 8.11 und 8.12 sind verschiedene Belastungsfalle schematisch in das Gbliche Druckverhaltnis-Volumenstrom-Kennfeld eingetragen. Hierin bedeuten n MI die niedrigste, n M2 die hochste zulassige Motordrehzahl. Der Punkt A entspricht dann dem Betriebspunkt bei kleinem Leerlauf, der Punkt C dem Leerlauf bei voller Motordrehzahl, B dem hochsten Drehmoment bei niedriger und D dem hochsten Drehmoment bei voller Motordrehzahl. Die dick ausgezogenen Linien entsprechen den verschiedenen Betriebszustanden, die strichpunktierten den Anderungen auBerhalb des Beharrungszustandes. 1m Beschleunigungsfall I wGrde 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 8.11 BeschleunigungsfaUe I (von Leerlauf auf VoUlast bei konstanter Motordrehzahl) und II (hochstes Drehmoment bei veranderlicher MotordrehzahO im Kennfeld (schema tisch)

156

Beschleunigungsfall II von B nach D heil3t Erhohung der Motordrehzahl bei vollem bzw. hohem Drehmoment. Da hierbei auf der einen Seite der Ladedruck, d.h. die Abgasturboladerdrehzahl, schon erhoht ist, und da auf der anderen Seite nicht nur der Abgasturbolader, sondern auch das Triebwerk des Motors mit dem Triebwerk der angehangten Arbeitsmaschine zu beschleunigen sind - was auch Zeit erfordert -, ist dies offenbar der fUr den Abgasturbolader am wenigsten kritische Beschleunigungsfall. 1m Fall III wird von dem niedrigen Leerlauf auf voiles Drehmoment bei voller Drehzahl beschleunigt (Fahrzeug, Schiff), was die starkste Drehzahlanderung des Abgasturboladers erfordert.

Bild 8.12 Beschleunigungsfall III (vom niedrigen Leerlauf auf voiles Drehmoment bei voiler Motordrehzahl im Kennfeld (schema tisch)

Urn die Verhaltnisse naher zu studieren, wurde bei einem mittelschnellaufenden Dieselmotor mit Gleichstrom-Generator die Belastung durch Einlegen eines Schalters plotzlich von Leerlauf auf volle Belastung gesteigert. In Bild 8.13 sind - der Belastungsvorgang ist von rechts nach links zu lesen - eine Zeitmarke, daruber der Strom mit uberlagerter 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 abo

Spannung

'cd -' 1 r Totpunkt

Ｚ

ｾＬ＠

Ｚ ＺＮＧ

ｉＬＮ ｾ Ｚ

Ｚ Ｚ ｾ ＺＮ ｾ ＮＺ

ｾｊＮ ＺＬＧ ＬＧ ＬＧＺ ＺＬＧＮ

I

I

,

Ｚ ＬＧＺＮ＠

Bild 8.13 Strom-, Spannungs- und Laderdrehzahlverlauf bei plotzlicher Belastungssteigerung

157

In Bild 8.14 ist neben Strom, Spannung und Zeitmarke auch der Druckverlauf in der Auspuffleitung aufgezeichnet. Man erkennt, daB die Druckamplituden nach Einschalten der Belastung nach einer gewissen Verzogerung - die durch die Reaktion des Fullungsreglers bedingt ist, der die Fullung erst nach einem bestimmten Drehzahlabfall auf voll ziehen kann - sofort auf eine hohen Wert ansteigen und sich in diesem Fall auch nach langerer Zeit kaum mehr andern.

Spannung

r--

t:

1 S-., 0,3 s ' Strom ':....:::;;.... " '.': ...: ::; .. .•,',•. :::,.,'.'::::,',',':::::,'::::::::::;::::.'.'.',·,·;,·,·,·,·.·.'.'1·.\·'·1·1·:::.'::.'.·.'::::::·':::""""""::1'::.'

plIe

171e

Bild 8.14 Druckverlauf in der Auspuffleitung bei plotzlicher Belastungssteigerung

In Bild 8. I 5 ist eines der Oszillogramme ausgewertet. Die Stromstarke I 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 urn etwa 40 min -I ab, mittlerer Druck vor Turbine und Laderdrehzahl beginnen erst nach einem Verzug

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 I s zu steigen, d.h., in diesem Augenblick ist bereits ein UberschuBdrehmoment uber das vom Generator abverlangte vorhanden. Es dauert aber etwa 3 s bis die der Vollast entsprechende Motordrehzahl, rd. 6 s bis die volle Laderdrehzahl erreicht ist. Dieses ausgesprochen gunstige Verhalten in der Beschleunigung hangt naWrlich damit zusammen, daB der Motor verhaltnismaBig niedrig aufgeladen war. Das Vollastdrehmoment des Dieselmotors entsprach nur einem mittleren Nutzdruck von 9 bar, der 158

3000

15000

r-....

I

min- 1

10000

Ｍｾｴ＠

t

nT

t nM

5000 420,-

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'min

-1

-

400

o

V ｉ｜ｾ＠

/"

V

---

A

2500

nT 2000

I

PA

1,6

V-

ｾ＠ ｾ＠

,-- -1"-..

380

1500

bar

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t

1000

PA 1,2 500

nM

\

t

V

/"

1,0

0

I

o

2

3

4

6

5

5

7

Zeit-

Bild 8.15 Verlauf von Stromstarke I, Laderdrehzahl nT' mlttlerem Druck in der Auspuffleitung p A und Motordrehzahl n M bei plOtzllcher Belastung eines Dieselmotors zum Aritrieb eines Generators nichtaufgeladene Motor hat einen solchen von 6,5 bar, also nur eine Aufladung von rd. 38%. Wie aus dem nachsten Bild 8.16 hervorgeht, kann der nichtaufgeladene Motor aber bereits einen mittleren Nutzdruck von rd. 7,9 bar erzeugen, wenn auch mit erh6htem

Kraftstoffverbrauch,

erh6hter

Auspufftemperatur

und

gegebenenfalls

ruBendem

Auspuff. Wenn der Regier das Fullungsgestange auf voll gezogen hat, besteht an fangs - d.h. bei noch nicht erh6hter Laderdrehzahl - nur ein Leistungsdefizit entsprechend 9 - 7, 9 = 1,1 bar, das bei der Beschleunigung des Laders verhaltnismaBig schnell aufgeholt wird. Da der Fullungsanschlag auf eine Kraftstoffeinspritzung entsprechend Pe ｾ＠

10

bar eingestellt war, steht dann fUr die weitere Beschleunigung auf die Vollastdrehzahl ein gewisser UberschuB zur Verfugung. Als Anhaltspunkt laBt sich sagen, daB die Beschleunigung eines abgasturbo-aufgeladenen Viertakt-Dieselmotors noch zufriedenstellend ist, wenn das Tragheitsmoment des Abgasturbolader-Laufzeuges klein und der mittlere effektive Druck des Dieselmotors nicht h6her als

ｐ･ｾ＠

10 bar ist mit einem Kurzen RauchstoB muB man aUerdings rechnen,

wenn nicht wie ublich - etwas auf Kosten der Beschleunigung - die Fullung durch einen ladedruckabhangigen

Anschlag

oder

bei

modernen

elektronischen

Regelungen

durch

ein eingespeichertes Programm begrenzt wird.

159

800 - - Lader ausgebaut - - - mit Aufladung

°C

t600

tA

400

V

tA

)

V

1/ _. ... ... ...... ｾ＠

..-V- i--'" V

200

IIII lJf£ltg ! ｉｙＡｲｬｾ＠ ｾＱＶＰ＠ h

［ｾ｛＠

Bild 8.16 Kraftstoffverbrauch B, spezifischer Verbrauch b und mittlerer Auspufftemperatur et A eines Dieselmotors mit Abgasturoo··Aufladung (gestrichelt) und mit ausgebautem Lader

Zur

300

220

LI__L--LI__ｌＭｾ＠

o

2

_ _ｾ＠

4

_ _ｾｉＮＡ＠

6

Pe-

8 bar 10

Beurteilung des Beschleunigungsverhaltens verschiedener Abgasturbolader ist ein

Vergleichswert geeignet, der auf folgendem Wege gewonnen werden kann: Die Drehzahlbeschleunigung hangt yom polaren Massentragheitsmoment des Laufzeuges

eT

und dem UberschuBdrehmoment

I:!. MT der Abgasturbine tiber dem Leistungsbedarf

des Laders ab:

(8.1)

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

(8.2)

Der FuBzeiger b soli anzeigen, daB diejenige Winkelgeschwindigkeit einzusetzen ist, die zum Erreichen einer gewtinschten Forderhohe (hsL)b ' auf die man sich beim Vergleich

verschieden

ausgefUhrter

und

verschieden groBer

Laufzeuge

festlegen

muB,

notwendig ist. Die Zeitdauer fUr eine Beschleunigung aus dem Stillstand wtirde man durch Division

160

von Ek durch das Integral des UberschuBmomentes bis zum Erreichen der Winkelgeschwindigkeit W =

Wb

erhalten. In der Regel geht allerdings die Beschleunigung nicht von

0 aus, sondern von einer Laderdrehzahl, die durch die Ausgangsbelastung gegeben

ist, von der die Beschleunigung beginnt. Das Integral des UberschuBmomentes ist nicht ohne wei teres bekannt, die Beschleunigung des Uiufers k6nnte man allerdings uber das Ungleichgewicht von Turbinen- und Laderleistung schrittweise uber die vollstandige ProzeBrechnung

in

Abhangigkeit

von

der

schrittweise

vermehrten

Kraftstoffzufuhr

berechnen. Das bedeutet einen erheblichen Rechenaufwand. Fur den Vergleich verschiedener

Konstruktionen soil daher ein Beschleunigungskennwert B wie folgt definiert

werden:

B

=

(8.3)

=

1m Zahler steht die im Laufer beim Vergleichszustand b gespeicherte kinetische Energie, im Nenner der Durchsatz durch den Lader und die adiabatische F6rderh6he als MaBstab fur das bis zum Zustand b zur Verfugung stehende UberschuBmoment. AuBerdem ist der Gruppenwirkungsgrad

1] L 11IT noch enthalten, denn je besser dieser Wirkungsgrad

bei einer bestimmten zur Verfugung stehenden Gasenergie ware, desto schneller ware die Beschleunigung. N .m

Die Dimension von Gl. (8.3) ist

.52

I -;-r 5

5 •

Je gr6Ber der Kenntwert B ist, desto schlechter ist die Beschleunigung. Obwohl bei B die Dimension Zeit herauskommt, muB dar auf hingewiesen werden, daB dieser Vergleichswert wegen der oben gegebenen Definition nicht der tatsachlichen Beschleunigungszeit gleichzusetzen ist. 1m Interesse einer schnellen Beschleunigung des Laufzeuges soil fur

e

klein, ferner hsL

eine gegebene Winkel- bzw. Umfangsgeschwindigkeit so groB wie m6glich sein

(hohe Druckziffer). Fur eine gegebene Radgr6Be soil VI groB, d.h. die Lieferziffer 5011

groB sein.

Bei geometrischer Ahnlichkeit ist

eT ｾ＠

D5

'

W

'V

1.D

und V '" D2. Fur gleiche F6rderh6he I

wird der Beschleunigungs-Vergleichswert

161

d.h. bei groBeren Radern fUr groBere Motoren wird die Beschleunigungszeit automatisch hoher, sofern die Rotoren geometrisch ahnlich ausgefUhrt werden. Mit Rucksicht auf die Beschleunigung ist es u.U. gunstiger, mehrere kleine Lader zu verwenden, als einen groBen. Das pol are Massentragheitsmoment

0 T wird auch bei gleicher GroBe durch die Konstruk-

tion stark beeinfluBt. In Bild8.17 ist der Vergleichswert B fUr folgende Laufzeugkonstruktionen aufgetragen:

15 1

5

t 10

B

5

...... .J. __

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.....

'

•

I

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2

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1>

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0,5

1,0

v--

1.5

m3/s

2,0

Bild 8.17 Beschleunigungskennwerte B fUr Abgasturbinenlaufer verschiedener Konstruktion. I: Axialturbine, AuBenlager, Laderrad aus Stahl; 2: Axialturbine, Innenlager, Laderrad aus Leichtmetall; 3: Radialturbine, Innenlager, Laderrad aus Leichtmetall

1.

AuBenlagerung, Laderrad aus Stahl mit ruckwartsgekrummten Schaufeln und Axialturbine. Die AuBenlagerung hat ein schweres Laufzeug zur Folge, das Laderrad aus Stahl hat

hohes

Tragheitsmoment,

die

ruckwartsgekrummten

Schaufeln geben niedrige

Druckziffer und die Axialturbine erfordert eine schwere Turbinenscheibe. 2. Innenlagerung,

Laderrad

aus

Leichtmetall, gerader Schaufelaustritt,

Axialturbine.

Die Innenlagerung gibt ein wesentlich leichteres Laufzeug, das Leichtmetalladerrad hat kleines Tragheitsmoment, der gerade Schaufelaustritt gibt hohere Druckziffer. 3. Innenlagerung, Laderrad aus Leichtmetall, gerader Schaufelaustritt, Radialturbine. Die Radialturbine laBt sich mit dunnen Wands tar ken ausfUhren, daher hat sie ein niedrigeres Massentragheitsmoment als die Axialturbine. Der Verlauf der gestrichelten und ausgezogenen Linie laBt erkennen, daB die Rotoren keineswegs geometrisch ahnlich waren, d.h., daB Scheiben- und Schaufeldicken nicht proportional mit dem Durchmesser gewachsen sind. Zur Aufladung von Motoren fUr

162

StraBenfahrzeuge kommt praktisch nur eine Konstruktion nach Pkt. 3 in Betracht, die in bezug auf das Beschleunigungsverhalten den anderen Konstruktionen merklich uberlegen ist. AuBerdem hat bei den kleinen Abmessungen dieser Aufladegruppen die Radialturbine einen wesentlich besseren Wirkungsgrad als die Axialturbine. Das Nachhinken des Abgasturboladers bei plotzlicher Leistungsanforderung nillt urn so starker ins Gewicht, je hoher der Aufladegrad des Motors ist. Wenn zum Beispiel 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, wurde das Leistungsdefizit bei plotzlicher Einschaltung der Vollast 14 - 7

-c

7 bar betragen. Wenn unter dieser Voraussetzung das FUI-

lungsgestange so fort auf voll gezogen w.erden wurde, ware die eingespritzte Kraftstoffmenge viel groBer, als bei der im Zylinder vorhandenen Luftmenge verbrannt werden kann, der Auspuff wurde kohlschwarz rauchen. Urn das zu verhindern, muB langsamer Fullung gegeben werden. Am besten ist es, die Fullung abhangig vom Ladedruck oder von der

Laderdrehzahl zu begrenzen.

Turbine uber

die

Durch den begrenzten Leistungsub.erschuB der

Verdichterleistung dauert

es eine gewisse - von der

Konstruktion

und der MotorgroBe abhangige - Zeit, bis uberhaupt die Vollast in Anspruch genom men werden kann. Bei Generatoranlagen kann man sich durch Einbau groBer Schwungmassen etwas

helfen,

urn

den

Drehzahleinbruch bei plotzlicher

Lastaufschaltung

ertraglich

zu halten. Durch eine Reihe von Arbeiten, auf die schon im Kapitel 6 hingewiesen worden war /6.25; 6.27; 6.29/,

ist in den letzten Jahren die Berechnung des dynamischen Verhal-

tens von Verbrennungsmotoren stark ausgebaut worden, so daB man auf die bei groBen Motoren oft schwer wirklichkeitsgetreu durchfUhrbare Messung nicht mehr in dem gleichen MaBe angewiesen ist. Diese Messung erfordert insbesondere dann einen erheblichen

Aufwand,

wenn der

EinfluB mehrerer Veranderlicher untersucht werden soli,

wie z.B. die Anderung der Schwungmassen von ATL-Rotor und Arbeitsmaschine, die Abstimmung des Abgasturboladers, die Grenzen des zulassigen Luftverhaltnisses wahrend der Beschleunigung u.a. In Bild 8.18 sind vergleichsweise die Beschleunigungszeiten eines hochaufgeladenen mittelschnellaufenden Viertaktmotors bei StoB- und Stauaufladung aufgetragen. Es handelt sich urn den M.A.N.-Motor 12 V 52/55 A, der bei den Versuchen auf eine Zylinderleistung von 775 kW bei 450 min -I, entsprechend p

e 18 bar, eingestellt war. Die Beschleunigung gilt fur das Hochfahren langs der Propeller-

kurve von der Ausgangsdrehzahl na bis zum Erreichen der Vollastdrehzahl n und damit der Vollastleistung. Die Fullung war langs des Hochfahrens so begrenzt, daB ein bestimmter LuftuberschuB im Zylinder nicht unter- und damit die Rauchgrenze nicht uberschritten wurde. Der Unterschied in der Beschleunigung zwischen StoB- und Stauaufladung ist betrachtlich, die Unterschiede zwischen Rechnung und Messung gehen wahr163

scheinlich z. T. auf unterschiedliche Ausgangsbasis zunlck; die Rechnung geht von einer etwas niedrigeren Drehzahl, d.h. von einem kleineren Verhaltnis n/n aus. a Bild 8.18 Gemessener und berechneter Drehzahlanstieg beim Hochfahren eines hochaufgeladenen Viertaktmotors langs der Propellerkurve

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Urn zu zeigen, daB die Beschleunigung urn so langsamer geht, je groBer der Motor und je groBer die durch diesen Motor zu beschleunigenden Massen sind, ist in Bild 8.19 die Hochfahrkurve eines groBen Zweitaktmotors wiedergegeben, der in ein Schiff mit direktem Propellerantrieb eingebaut ist. Es handelt sich hierbei urn ein Aufladeverfahren mit Staubetrieb der Abgasturbine und Zusatzluftlieferung durch Kolbenunterseitenpumpen, wobei diese Zusatzluft bei niedriger Last injektorartig in die Forderieitung des Laders eingefuhrt wird, bei hoherer Last aber parallel zum AT L direkt in die Aufladeleitung. Bei StauaufJadung liefert die Abgasturbine im T eillastgebiet nur wenig Energie, ohne die Hilfsluft der Unterseiten ware es hier nicht moglich, das zur SpUlung notwendige positive SpUlgefalle zu erzeugen. Die EinfUhrung dieser Luft in den Lader bei Teillast ist notwendig, urn Pumpen des AT L zu vermeiden. Der Druckabfall Pus nach 115

5

ist

auf das Umschalten von Injektor- auf Parallelbetrieb zuruckzufuhren. Einesteils wegen der groBen Massen des ATL-Laufers - es wurden 2 ATL mit einem Laderrad-Durchmesser von 760 mm verwendet - anderenteils wegen der bei StauaufJadung sehr geringen UberschuBenergie der Abgasturbine geht die Beschleunigung sehr langsam, es dauert 2 1/2 Minuten, bis rd. 80% der Motorieistung (Drehzahl nach PropellerCharakteristik) erreicht sind. Von da bis zur Vollast geht allerdings die Beschleunigung wesentlich schneller. Grundsatzlich ist die StoBaufJadung fur die Beschleunigung des Abgasturboladers wesent-

164

Iich gunstiger als die Stauaufladung, da bei ersterer mit der Fullungsgabe ein groBeres OberschuBdrehmoment an der

Turbine zur Verfugung steht. Bei der StoBaufladung

wird der mit der groBeren eingespritzten Kraftstoffmenge verstarkte AuspuffstoB in der engen Leitung unmittelbar als Druck- und Geschwindigkeitswelle zur Turbine transportiert, wahrend bei der Stauaufladung der Druck im Auspuffsammler nur allmahlich ansteigt, was urn so "langer dauert, je groBer das Volumen des Auspuffsammlers ist. 10000

100 min- 1

min- 1

8000

80

t 60

6000t

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nM

40

4000

20

2000

0 2,2

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t 1,8 P 1,4 1.0

I

I

0

20

40

60

80

t-

100

120

I

5

140

Bi1d 8.19 Verlauf von Motordrehzahl n M, Laderdrehzahl nT' Druck vor den EinlaBschlitzen PE und Druck vor der InJektorduse p (durch Unterseitenpumpen erzeugt) bei einem im Schiff eingebauten ｈｾｮｧｳ｡ｭｬｵｦ･､＠ Zweitakt-Dieselmotor mit rd. 11.000 kW Besondere

MaBnahmen

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

Das Drehmomentverhalten von Motor mit Abgasturbolader

Fur den Motorbetrieb mit konstanter Drehzahl (Generatorantrieb) oder nach PropellergesetzmaBigkeit (Festpropeller bei Schiffen) bestehen hinsichtlich der Zusammenarbeit des Abgasturboladers mit dem Motor keine Schwierigkeiten, der Abgasturbolader regelt sich selbst und der benotigte Ladedruck ist - im Beharrungszustand - immer sichergestellt. In vielen Fallen wird aber ein hohes Drehmoment auch bei niedrigen Motordreh-

165

zahlen verlangt, wie zum Beispiel beim Fahrzeugantrieb oder bei Mehrmotoren-GetriebeAnlagen fOr Schiffe, wenn zum Beispiel einer von zwei Motoren ausfallt oder au3er Betrieb gesetzt wird. Ferner wird beim Beschleunigen u.U. ein weit Uber der Propellerkurve liegendes Drehmoment verlangt. So lange die Aufladegrade noch ma3ig waren, z.B. mittlere NutzdrUcke von 9 ... 10 bar bei Viertakt-Dieselmotoren, war auch das Drehmomentverhalten dieser Motoren noch befriedigend. Je hoher aber der Aufladegrad wird, desto ungUnstiger ist auch das Drehmomentverhalten abgasturbo-aufgeladener Motoren. Am ungUnstigsten verhalten sich Motoren mit Stauaufladung, wie aus einer Betrachtung der beiden Hauptgleichungen (6.7) und (6.10) aus dem Kap. 6.3.2 bzw. des Diagrammes Bild 6.12 festgestellt werden kann. Wenn angenommen wird, da3 bei einem Viertaktmotor zum Beispiel der Durchsatz m T bei halber Motordrehzahl auf die Halfte sinkt, wUrde der Wert 4I TP3 aus GI. (6.12) auch halb so gr03 werden, wenn a ATeq 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, da3 bei halber Motordrehzahl der Durchsatz gro3er als die Halfte des Vollastdurchsatzes ist, womit der Ladedruck nicht so stark abfallt wie oben angenommen. Am starksten wird aber das Drehmomentverhalten durch die St03aufladung beeinflu3t. Bei der niedrigen Motordrehzahl bleibt mehr Zeit zwischen den einzelnen Auspuffst6Ben, bei der unveranderten Bemessung der Abgasturbine bilden sich tiefere und langere Drucktaler aus, da die Gasmenge des einzelnen AuspuffstoBes und Ausschubvorganges mehr Zeit zum Abflu3 durch die Turbine hat, bis der nachste Auspuffst03 kommt. Je mehr sich aber das Drucktal im Druckverlauf P3 dem Druck P4 nahert, desto kleiner wird der Beiwert

fOr den pulsierenden Durchflu3. Ein kleineres

a

entspricht einer scheinbaren Verengung der Turbine, was sich in der Richtung auswirkt, da3 der Ladedruck bei St03aufladung langst nicht so stark mit der Drehzahl abfallt wie bei Stauaufladung. Die wichtigsten Moglichkeiten zur Verbesserung des Drehmomentverhaltens abgasturboaufgeladener Motoren sind etwa folgende: l. St03aufladung, in Verbindung mit geeigneter Auslegung der Auspuffleitung (kleiner

Querschnitt, kleine Lange und damit kleines Volumen). Die St03aufladung

wirkt Uber den Beiwert a auf das Drehmomentverhalten ein,

wie vorher besprochen.

166

2. Auslegung des Abgasturbolader-Kennfeldes. Lader und Abgasturbine mUssen so bemessen werden, daB die optimalen Wirkungsgrade

llL und

llT bei dem Luftdurchsatz fUr niedrige Motordrehzahlen, d.h. beim

Betriebspunkt Mdmax fUr rd. 55 ... 60% der Vollastdrehzahl liegen. Bei den Luftdurchsatzen bzw. Betriebspunkten fUr volle Motordrehzahl fahrt der Abgasturbolader in einem Bereich schlechten Wirkungsgrades, was dem Ansteigen des Ladedruckes aufgrund des vermehrten Durchsatzes entgegenwirkt. Diese Auslegung wird in der Regel noch mit der MaBnahme verbunden, daB bei hoher Motordrehzahl der Ladedruck nicht ausgenUtzt, d.h. weniger Kraftstoff 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

MaBnahme verschlechtert durch Verkleinern des Verhaltnisses mT/m L die Abgasturbolader-Bilanz. Es wird dadurch verhindert, daB der Abgasturbolader bei

hohen Motordrehzahlen eine unzulassig hohe Drehzahl erreicht, da er ja nach Pkt. 2 so ausgelegt ist, daB er schon fUr mittlere Motordrehzahlen einen hohen Ladedruck liefert. Das Abblasen von Abgas ist thermodynamisch gUnstiger als das von Luft, aber in der AusfUhrung etwas komplizierter. Beides wirkt sich Uber eine (scheinbare) Verschlechterung des Abgasturbolader-Wirkungsgrades aus. 1300

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220 200

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180

II

160

fh Bi1d 8.20 Betriebswerte des Lkw-Dieselmotors Mack ENDT 675 an der FUl1ungsbegrenzung /8.12/

150 I

I

1000

1400

I

I

I

1800 l/min 2200 nM - -

167

Die MaBnahme lund 2 in Verbindung mit einer entsprechenden Regelung der Einspritzmenge genGgen schon, ein mit fallender Motordrehzahl ansteigendes Drehmoment zu erzeugen, insbesondere wenn man auf die mit dem Abgasturbolader an sich erreichbare Hochstleistung bei hoher Motordrehzahl verzichtet, Bild 8.20 /8.12/. Allerdings betragt hier der mittlere effektive Druck bei voller· Motordrehzahl nur 9 bar, was immerhin einen Verzicht auf 15 bis 20% Leistung bedeutet, die bei anderer Auslegung der Einspritzung (flachere Drehmomentenkurve) sonst ohne wei teres zu erreichen ware.

8.4

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

1m folgenden werden einige Moglichkeiten - ohne Anspruch auf Vollstandigkeit - zur Verbesserung von Beschleunigung und Drehmoment aufgezahlt und kurz besprochen, die allerdings einen - unterschiedlich groBen - 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 Variable Turbinen-Geometrie, das sind Leitschaufelverstellung und andere den Zustromquerschnitt zum Turbinenrad beeinflussende MaBnahmen. Solche ATL werden kurz mit Vario- oder VTG-ATL bezeichnet (variable turbine geometrie). 1.3 Abblasen von Luft oder Abgas. 8.4.2 Umschalten der Auspuffgase von mehreren Auspuffleitungsstrangen auf ein DGsensegment oder auf die Turbine nur eines Abgastllrboladers, falls der Motor mit 2 oder mehreren Aufladegruppen ausgerGstet ist. 8.4.3 Umschalten von Stau- (hohe Last) auf StoBaufladung (Teillast). 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 Abgasturboladers parallelgeschaltet. EinfGhren der Parallelluft 4.2.1 Gber Injektor in die Ladeluftleitung, 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 LuftzufGhrung. 8.4.5 Zusatzantrieb des ATL 5.1 mechanisch vom Motor aus Gber eine Uberholkupplung, 168

5.2 durch Elektromotor gleichfalls iiber Uberholkupplung, 5.3 olhydraulisch iiber ein auf der Welle des ATL sitzendes Peltonrad, 5.4 durch Umblasen yom Lader in die Turbine ohne oder mit Aufheizen der Umblaseluft durch Warmetauscher oder Brennkammer. 8.4.6 Zufiihren von Druckluft aus einem Speicher 6.1 in die Ladeluftleitung, 6.2 in die Ansaugleitung des ATL mit Riickschlagklappe, 6.3 in einen Auspuffleitungsstrang oder in ein getrenntes Diisensegment, 6.4 direkt in den Zylinder iiber ein gesteuertes Venti 1 (Zuladung). Eine Anwendung dieser Methoden richtet sich nach den speziellen Anforderungen, d.h. danach, ob die Beschleunigungshilfe nur in groBen Zeitabstanden oder fUr standig wechselnde Fahrzustande benotigt wird, auBerdem danach, was fUr einen zusatzlichen Aufwand man sich erlauben kann. 8.4.7 Kombinierte Aufladung nach Cser, ATL mit Resonanzaufladung. 8.4.8 Umschalten der Steuerzeiten wahrend des Betriebes. Eine Klassifizierung und Beurteilung soli wie folgt vorgenommen werden: I.

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;

II. die Beschleunigungshilfe wird in kurzen Abstanden, d.h. beliebig oft benotigt, soli aber mit geringem Raumaufwand eingebaut werden" konnen; III. die Beschleunigungshilfe wird in kurzen Zeitabstanden benotigt, ein gewisser zusatz-

licher Raum- und Bauaufwand ist aber zulassig. Zu I. Beschleunigungshilfen mit groBeren zeitlichen Abstanden der Anwendung. Zunachst muB festgehalten werden, daB sich die ZUfUhrung fremdverdichteter Luft - sei es als einmaliger LuftstoB zum Beschleunigen oder kontinuierlich - parallel zum Abgasturbolader, also direkt in die Ladeluftleitung, bei Zweitakt- und Viertaktmotoren verschieden auswirkt. Dies kann aus der unterschiedlichen Lage der Drehzahlkennlinien im DruckVolumenstrom-Kennfeld (s. Kap. 5) unschwer abgelesen werden. In Bild 8.21 ist die Pumpgrenze des Abgasturboladers und die Durchsatzkennlinie eines Zweitaktmotors einschlieBlich dahintergeschalteter Abgasturbine (die von der Motordrehzahl unabhangig ist) aufgetragen, im Bild 8.22 das gleiche fiir einen Viertaktmotor mit den Drehzahlen n Ml' n M2 und n M3 • Die Strecken a sollen den yom Abgasturbolader

169

geforderten Volumenstrom, die Strecken b den Fremdluftstrom angeben. Bl und B2 sind Betriebspunkte im Druck-Volumen-Kennfeld des Motors, ersterer bei niedrigem, letzterer bei hohem Ladedruck. Al und A2 waren die dazugehorenden, wegen der Pumpgrenze aber nicht in allen Fallen verwirklichbaren Betriebspunkte im Laderkennfeld. Man erkennt, daB der Zweitaktmotor bei hohem Druckverhaltnis (hoher Mitteldruck) die Forderung einer gewissen Luftmenge entsprechend der Strecke b 2 parallel zum ATL zulalH, wahrend bei abnehmendem Druckverhaltnis wegen des immer kleiner werden-

Bild 8.21 Pumpgrenze des Laders und Motorbetriebslinie bei Zweitaktmotor (schematisch)

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BUd 8.22 Pumpgrenze des Laders und Motorbetriebslinien beim Viertaktmotor (schema tisch)

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. / . A,

B,

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den Abstandes zwischen Motor-Durchsatzlinie und Pumpgrenze unbedingt einmal der Punkt kommen muB, in dem der ATL durch die Fremdluft ins Pumpgebiet gedruckt wird. Bei Viertaktmotoren sind die Verhaltnisse gerade umgekehrt. Hier wird bei niedriDruckverhiiltnis eine verhiiltnismaBig groBe Prallelluftmenge entsprechend b l yom ATL ohne Pumpen vertragen, wiihrend bei hohem Druckverhiiltnis ein Parallelluft-

gem

170

zusatz den Lader gerade in dem Gebiet der mittleren Motordrehzahlen ins Pumpgebiet drGcken wGrde, in dem der Parallelluftzusatz zur Verbesserung des Drehmomentes notig ware. Aus diesem Grunde ist es bei Viertaktmotoren am gGnstigsten, den zum Beschleunigen benGtzten LuftstoB nach 8.4.6.1 aus dem Speicher direkt in die Ladeluftleitung zu schicken. 1m Gegensatz zum Zweitaktmotor ist - da dieser LuftstoB in der Regel zeitlich beschrankt ist - ein Pumpen des Laders kaum zu befOrchten. Hierbei steht den Arbeitszylindern sofort eine dem Druckaufbau in der Ladeluftleitung entsprechende Luftmenge zur VerfGgung, d.h., die Einspritzmenge kann gleichzeitig mit dem LuftstoB erhoht werden, ohne daB der Auspuff wegen Luftmangels ruBt. Uber die bedeutend groBere UberschuBleistung 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, daB das Verfahren mit gutem Erfolg auch bei Motoren mit hohen MitteldrGcken angewandt werden kann. Die GroBe des Speichers richtet sich nach der MotorgroBe bzw. Motorleistung und dem Speicherdruck; die GroBe des Kompressors, durch den der Speicher kontinuierlich aufgeladen wird, hangt auBer von der Motorleistung auch von der Haufigkeit ab, mit der die Beschleunigungshilfen in Anspruch genom men werden. Mit RGcksicht auf die KompressorgroBe und Kompressorleistung - dam it der Speicher nicht zu groB wird, muB die Luft mit hohem Druck gespeichert werden - darf eine BeschleunigungshiUe dieser Art nicht zu haufig in Anspruch genom men werden, d.h. nur mit Abstanden von einigen Minuten. Das Verfahren nach 8.4.6.2 ist aufwendiger, da eine groBere Luftmenge und RGckschlagklappen an der Ansaugleitung des Laders benotigt werden, es kommt daher praktisch nur fOr Zweitaktmotoren in Betracht. Das Verfahren nach 8.4.6.3 ist nicht so wirkungsvoll, da die zugefOhrte Luft nicht unmittelbar fOr die Verbrennung genutzt wird, sondern erst Gber ihre Arbeitsleistung in der Turbine die vergroBerte Ladeluftmenge erzeugen muB. Das Verfahren 8.4.6.4 wird zur Aufnahme von LaststoBen bei Generatorsatzen mit turboaufgeladenen Dieselmotoren angewandt /8.13/. Die ZufOhrung von Luft aus einem Speicher Gber LuftanlaBventile, die allerdings fOr eine optimale Wirkung anders gesteuert werden mGssen als bei dem Anlassen, ermoglicht die Aufnahme eines LaststoBes von 95% der Nennleistung (Pe = 16 bar), wobei die Drehzahl nicht mehr als 7% gegenGber der Nenndrehzahl abfallt. Der zusatzliche Aufwand

5011

gering sein, allerdings ist der

171

Verbrauch an hochgespannter Luft nicht gerade klein, weshalb solche Manover mit ROcksicht auf die Bemessung der SpeichergefaBe nicht zu haufig aufeinander folgen dOrfen. Zu II. Beschleunigungshilfen

mit verhaltnismaBig kleinem

Aufwand, beliebige Dauer

der Anwendung HierfOr kommen in erster Linie die Beschleunigungshilfen Ober 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 und 8.4.3. Die Hauptwirkung der Verstellschaufeln am Verdichter liegt in der Verschiebung des Kennfeldes und da insbesondere der Pumpgrenze. Dies kann in manchen ｆｾｬｉ･ｮ＠

von

Bedeutung sein. Ein Erhohen des Ladedruckes bei einem gegebenen Motor-Betriebspunkt ist nur dann moglich, wenn durch die Verstellung dieser Betriebspunkt auf einen besseren Laderwirkungsgrad im Kennfeld zu Iiegen kommt. Soviel bisher aus der Literatur bekanntgeworden ist, scheint dieser zuletzt genannte EinfluB bei der Dralldrossel am Verdichter-Eintritt /8.14/ gering zu sein, auch die Verstellung des Nachleitapparates /8.15/ hat im wesentlichen nur hinsichtlich Verschieben der Pumpgrenze Bedeutung. Leitschaufverstellung an der Turbine bzw. andere den Zustromquerschnitt beeinflussende MaBnahmen sollen durch Verkleinern des Querschnittes bei Teillast fOr den verkleinerten Durchsatz ein groBeres Gefalle erzeugen, damit steigen in diesem Betriebsbereich Turbinenleistung, -drehzahl und Ladedruck, wiihrend fur den groBen Durchsatz bei hoher Last der volle Querschnitt zur VerfOgung gestellt und damit der Auspuffgegendruck niedrig gehalten wird. Solche Regeleingriffe sind bei weitem wirksamer, aber auch konstruktiv schwieriger als am Verdichter. Obwohl die Leitschaufelverstellung fOr Abgasturbinen schon verhaltnismaBig frOhzeitig beschrieben wurde /8.16; 8.17/, werden solche Konstruktionen erst in neuerer Zeit zunachst an einem Lkw praktisch angewandt /8.18/. Das hangt mit einigen prinzipiellen Schwierigkeiten zusammen. Die Leitschaufeln mOssen mit etwas Spiel in die Ringe eingebaut werden, damit sie nicht klemmen (sie werden etwas heiBer als die Ringe). Gerade im zugedrehten Zustand, d.h. bei dem engen Querschnitt fOr niedrige Motordrehzahlen, wird die Stromung im Leitkanal durch das Leckgas im Spalt gestort. Dadurch tritt ein Wirkungsgradverlust ein, wodurch der Ladedrucketwas niedriger bleibt als bei einem Leitapparat mit feststehenden Schaufeln mit gleichem Querschnitt. Diese Schwierigkeiten sind ein Grund dafOr, weshalb man auch andere Konstruktionen fOr Verengung der Zustrom'Jng entwickelt, s. Kap. 10.4.1. Heute sind VTG-Abgasturbolader bei vielen solche Maschinen bauenden Firmen in Entwicklung und werden zusammen

172

mit Fahrzeugfirmen erprobt. Auch fUr die Axialturbinen groBer Abgasturbolader werden verstellbare Leitapparate sowohl fur ein- als auch fUr zweistufige AusfUhrungen geliefert, s. Kap. 10.4.2. Von. den Regeleingriffen an den kleinen Abgasturboladern der Fahrzeugmotoren bringt das Abblasen nach 8.4.1.3 bei verhaltnismaBig geringem Bauaufwand eine gute Wirkung, wobei das yom

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, wahrend man mit den zugedrehten Leitschaufeln nach Pkt . 8.4.1.2 diesen Optimalzustand nicht ganz erreicht. Bei hohen Durchsatzen 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 urn so eher erlauben, je mehr man zugunsten der Drehmomentcharakteristik auf die sonst ereichbare Hochstleistung verzichtet, womit auch eine Oberbeanspruchung von Motor und A TL vermieden wi rd. Das Abblasen von Abgas zum Verbessern von Drehmoment und Beschleunigung aufgeladener Motoren, Bild 8.23, ist schon oft beschrieben und angewandt worden /8. 16; 8.17; 11.2; 11.4/, heute arbeiten praktisch aile Pkw- Motoren mit dieser Regelung, s. Kap. 1I. Die praktische EinfUhrung des VTG-ATL, der bessere Ergebnisse bringen wurde als die Abblase-Regelung, ist auch beim Pkw wohl demnachst zu erwarten.

Bild 8.23 Regelschema mit einer Auspuff-Abblaseregelung mit Steuerung des Abblaseventils dur ch den Ladedruck

Bei

abgasturbo-aufgeladenen

Motoren

fUr

Rennwagen

werden

manchmal

zusatzlich

zur Abblaseregelung noch Drosselklappen unmittelbar vor und hinter dem Lader angewandt, Bild 8.24 /8.19/, die beim Wegnehmen von Gas geschlossen werden und damit die Verdichterleistung stark verkleinern, womit der Rotor fUr den nachsten, kurz dar auf folgenden Beschleunigungsvorgang besser in Schwung gehalten wird.

173

= luft _ eingespritzter Krottsloff verdompfler Kroflstoff -

Au spuff

Bild 8.24 Schema einer Regelung mit Drosselklappen vor und hinter dem Lader zur Verminderung des Drehzahlabfalles bei Schaltvorgangen 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 h6her als der fur die Abblaseregelung. Sofern nur ein einziger Abgasturbolader mit StoBaufiadung, d.h. mit unterteiltem Zustr6mgehause (je ein Dusensegment von je einer Zylindergruppe beaufschlagt) verwendet wird, muBten bei Teillast die gesamten Auspuffgase auf ein Dusensegment geleitet werden. Der Erfolg wird dadurch beeintrac htigt, daB die Turbine dann mit reiner Teilbeaufschlagung, d.h. mit schlechtem Wirkungsgrad arbeitet. Wenn der Motor von vornherein mit zwei oder mehreren Abgasturboladern ausgerustet ist, zum Beispiel mit je einem fUr eine Zylinderreihe von V-Motoren, fUhrt das Umschalten zur sogenannten Registeraufladung, bei der im untersten Lastgebiet nur ein ATL arbeitet, und dann je nach Last ein oder mehrere ATL parallel dazugeschaltet werden. Damit sind seit 1980 so gute Erfolge erzielt worden, daB das Verfahren in einem gesonderten Kapitel 9.7 naher beschrieben wird, hier sei nur auf die ersten ver6ffentlichten Versuche der Firma KHD hingewiesen, Bild 8.25 und 8.26, die in /8.20/ beschrieben sind. Die Register-Aufladung wird z. T. auch beim Hyperbarverfahren angewandt, s. Kap. 9.8. In der Literaturstelle /8.20/ ist auch das Hintereinanderschalten von zwei Abgasturboladern zum Erreichen einer besseren Drehmoment-Charakteristik beschrieben. Zu diesem Zweck muB die Hochdruckturbine bei hohen Motorzahlen bzw. zu hohen Ladedrucken uber ein BypaBventil umgangen werden. Die dort fUr diese zweistufige Aufladung wiedergegebene Drehmomentkurve eines Lkw-Motors mit Ladeluftkuhlung zeigt e inen h6chsten Mitteldruck von 16 bar bei 1400 min-I und einen solchen 174

von II bar bei 2500 min -I.

Bild 8.25 Versuchsanlage zur Registeraufladung von KHD /8.20/

Das Umschalten von StoB- auf Stauaufladung nach Wartsila /8.21/, s. Pkt. 8.4.3, bringt eine Verbesserung des Drehmomentverhaltens gegenuber der mit Rucksicht auf einen guten

Kraftstoffverbrauch bei hoher

Last eingefuhrten Stauaufladung; im Vergleich

zu der ublichen StoBaufladung wird naturlich weder Drehmomentverhalten noch Beschleunigung verbessert. 14 bar

13 12 11

jlO p. 9

8

Bild 8.26 Vergleich der Drehmomentkurven von aufgeladenen Motoren; - - - - Motor der Serie --------- erhohte Aufladung Register-Aufladung /8.20/

7

6

5 I

1000

!

!

I

!

!

!

!

I

2000

1500

!

I

!

!

2500 min-1

nM -

Es sei hier auch die Verbindung des Abgasturboladers mit einem \ abgestimmten Saug-

175

system nach Pkt. 8.4.7 erwahnt, tiber die zuerst von Cser /8.22/ berichtet wurde. Das auf eine Resonanz bei niedrigen Motordrehzahlen abgestimmte Saugsystem erh6ht den Liefergrad und den Ladedruck im Teildrehzahlgebiet, setzt aber beides bei voller Motordrehzahl herab.

Das Drehmomentverhalten wird dadurch verbessert, auf3erdem auch

die Beschleunigung, da die Resonanz schnell anspringt. Das Schema und einige Versuchsergebnisse gehen aus den Bildern 8.27 und 8.28 hervor. Nach den in /8.22/ mitgeteilten Versuchsergebnissen ist die Anhebung des Ladedruckes bei mittleren Motordrehzahlen trotz Bild 8.27 Schema der kombinierten Aufladung nach Cser

f1l2 1,8

t

4

5

6

, - ' - -Aufl adung na chCs e r - - - Turboaufladung

1,7 1,6

ｾＬ＠

Ages

Ages

/

1,5

ｾ＠

/'

--- -

1,4 1,3

3

..........

-.......

v ........ ,.

f--

ｾ＠

ｾ＠

Ib:f B+-±-J \=.! !.:: \k}-+ 1" ｦ］Ｍｾ＠ ｊＬｾ［ｉ＠ &j -f- IｾｴＺＫＴｬ＠ ｾＱＶＰ＠ 600

bar

9

220

I

I

I

I

12

14

16

18 nM -

I

I

I

20 'min-I 24xl00

Bild 8.28 Betriebswerte eines Lkw-Dieselmotors mit Aufladung nach Cser. ｾ＠ : Gesamtluftverhaltnis, t A: A&1fufftemperatur, p : mittlerer Nutzdruck, b : speznischer Kraftstoffverbrau1:h

des bei voller Motordrehzahl auf 9,6 bar beschrankten Mitteldruckes noch nicht allzu hoch. In neuerer Zeit wurde dieses Verfahren, das als kombinierte Aufladung bezeichnet 176

wird, von mehreren Firmen aufgegriffen und verbessert und es wurden damit beachtliche Ergebnisse in bezug auf Drehmomentverhalten, aber auch auf Beschleunigung und Kraftstoffverbrauch erzielt, s. Kap. 11 und 12. Zu III. Standig bereite Beschleunigungshilfen mit erhOhten Bauaufwand Diese Verfahren laufen darauf hinaus, daB die Leistung zur Verdichtung der Ladeluft nicht nur den Auspuffgasen entnommen wird, sondern daB hierfGr standig oder zeitweise auch andere Energiequellen eingesetzt werden. Solche MaBnahmen sind insbesondere bei Zweitaktmotoren notwendig, bei denen der Abgasturbolader das fUr die SpGlung notwendige positive SpGlgefalle (Ladedruck hoher als Druck vor Turbine) nicht bei allen Betriebszustanden liefern kann. Einige der hierfGr eingesetzten MaBnahmen werden im Zusammenhang mit den besonderen Problemen der Zweitaktaufladung besprochen. Aile diese MaBnahmen lassen sich aber auch fGr Viertaktmotoren zur Verbesserung von Beschleunigung und Drehmoment anwenden. In diesem Zusammenhang sei das Nachschalten eines mechanisch yom Motor angetriebenen Verdichters in Reihe mit dem Lader der

Aufladegruppe erwahnt. Bei zu niedriger Auspuffenergie Gbernimmt 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 abo Ein AusfGhrungsbeispiel eines Zweitakt-Fahrzeugmotors

(Detroit-Allison-Diesel)

mit

dieser

Hintereinanderschaltung

ist in Kap. 12 erwahnt. Eine elegante Methode, die allerdings auch einen gewissen Zusatzaufwand erfordert, ist der Antrieb der Abgasturboladerwelle Gber ein Getriebe und einen Freilauf von der Motorwelle aus, wie sie zum Beispiel bei den Zweitakt-Lok-Motoren von GeneralMotors EMD 567 bzw. EMD 645 angewandt wird, Bilder 8.29 und 8.30 /8.23/. Auch der neue, leistungsgesteigerte Typ groBeren Hubraumes EMD 710G hat den mechanisch Gber Uberholkupplung angetriebenen ATL /13.7/, Bei niedrigen Motorleistungen, bei denen die Auspuffenergie unzureichend ist, wird die Abgasturboladerwelle yom Motor aus angetrieben. Mit steigender Motorleistung Gbernimmt die Abgasturbine einen immer steigenden Anteil der Laderleistung, bis sie schlieBlich aile in zur Deckung der Laderleistung ausreicht. In diesem Fall lost sich der mechanische Antrieb Gber den Freilauf. Das Umblasen eines Teiles der Ladeluft direkt in die Turbine nach 8.4.5.4 kann nur in solchen Betriebsbereichen vorgenommen werden, in denen der Ladedruck hoher ist als der Auspuffgegendruck hinter dem Motor. Bei StoBaufiadung konnen dabei die Drucktaler im Auspuffdruckverlauf ausgenutzt werden. In diesem Fall benotigt man allerdings gesenderte Verbindungsleitungen und RGckschlagklappen fUr jeden Leitunsstrang. Da bei hofier Last das Umblasen unnotig bzw. sogar nachteilig und bei niedriger Last nicht

177

Bild 8.29 Lokomotiv-Zweitakt-Dieselmotor mit AbgasturboAufladung, Electromotive Division von GMC, Typ 567 D

TURBINE · /,\USPUFF

ｌｕｆｔａｎｾＬＢ｣＠

TURBINE - EINTRITT

KOMPR

MOTOR

Bild 8. 30 Ahgasturbolader GENERATOR mit mechanischem Antrieb zum Motor nach Bild 8. 29

178

m6glich ist, beschrankt sich diese Methode auf mittlere Belastung und ist eine Beschleunigungshilfe dann, wenn durch den vermehrten Durchsatz die Str6mungsmaschinen in Bereichen besseren Wirkungsgrades gefahren werden k6nnen. Gegebenenfalls kann man damit auch ein Laderpumpen in diesem Bereich vermeiden, wenn der Vollastpunkt - eben falls zur AusnUtzung guten Wirkungsgrades - zu nahe an der Pumpgrenze Iiegen sollte. Aufheizen der Umblaseluft durch einen abgasbeheizten Warmetauscher verbessert die Wirkung, bedeutet aber zusatzlichen Aufwand. Wird die Ladeluft Uber eine Brennkammer aufgeheizt, sind keine Beschrankungen des Betriebsbereiches vorhanden, da ja der Abgasturbolader - wie eine Gasturbine - allein ohne RUcksicht auf den Motorbetriebspunkt in Betrieb gehalten werden kann. Das fUhrt dann zum Hyperbarverfahren, bei dem der zusatzliche Aufwand allerdings erheblich ist und das in Kap. 9.8 gesondert beschrieben wird. Der Aufwand wird etwas niedriger, wenn man die Brennkammer samt Regelung der Brennstoffzufuhr als reine Beschleunigungshilfe verwendet

und auf

Leistungssteigerung

und Verdichtungserniedrigung (die

das Kennzeichen yom Hyperbarverfahren sind) verzichtet, wobei dann auch AnlaBhilfen fUr Motor und Abgasturbolader (E-Startmotor) wegfallen. Durch im Betrieb veranderliche Steuerzeiten nach 8.4.8 k6nnen einige Nachteile ausgeschaltet werden, die im Niedriglastbetrieb insbesondere bei h6her aufgeladenen Motoren auftreten k6nnen. So wird z.B. nach /8.24/ die Steuer welle in der Weise verschoben, daB im Niedriglastbetrieb eine kleine VentilUberschneidung zur Anwendung kommt, urn RUckspUien von Auspuffgas zu vermeiden, bei hoher Last aber eine groBe, im einen ausreichenden SpUlluftdurchsatz zu erm6glichen. Zu der Methode der Steuerzeitveranderung geh6rt auch das Millerverfahren, das in Kap. 9.4 gesondert beschrieben wird. Auf die Beschleunigung haben diese Methoden der Steuerzeitverschiebung nur einen geringen EinfluB, sie verbessern nur den Teillastbetrieb

8.5

bei

h5her aufgeladenen Motoren und damit etwas· das Drehmomentverhalten.

Das HOhenverhaJten

Bei nichtaufgeladenen und mechanisch aufgeladenen Motoren geht man allgemein von der Voraussetzung aus, daB der indizierte mittlere Druck bzw. die indizierte Leistung (bei konstanter Drehzah!) der Luftmenge im Zylinder proportional ist, d.h., daB das Luft-Kraftstoffverhaltnis

unverandert gehalten wird. Da der Liefergrad yom

Druck

unabhangig 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, daB die indizierte Leistung dem urn den Teildruck des Wasserdampfes

179

verminderten AuBendruck direkt und der 0,7ten Potenz der AuBentemperatur umgekehrt proportional ist. Diese Potenz berGcksichtigt den mit steigender Temperatur wachsenden Liefergrad.

Bei

Motoren mit

Abgasturbo-Aufladung hangt die Ladungsmenge nicht

unmittelbar yom AuBenzustand, sondern davon ab, wie der Abgasturbolader auf geanderten Ansaugzustand und geanderte Leistung reagiert, d.h., mit was fUr einem Zustand er die Luft bzw. das Gemisch dem Motor vor dem EinlaB zur VerfGgung stellt. Das Problem der Leistungsumrechnung wird noch dadurch verwickelter, daB aufgeladene Dieselmotoren

haufig

mit

reichlichem

VerbrennungsluftGberschuB

gefahren werden,

so daB die Leistungsgrenze nicht durch das Luftverhaltnis im Zylinder und durch die von diesem abhangige AuspufftrGbung, sondern durch andere Faktoren gebildet werden kann. Diese Faktoren konnen sein: Die Laderdrehzahl, der h&hste Gasdruck im Zylinder, die Auspufftemperatur (z.B. mit RGcksicht auf die thermische Beanspruchung der AuslaBventile 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 erwahnten Faktoren der zulassige Grenzwert erreicht, andere sind noch yom Grenzwert entfernt. Die zulassige Leistung bei Aufstellbedingungen muB so gewahlt werden, daB bei keinem dieser Faktoren die zulassige Grenze Gberschritten wird. Die durch den aufgeladenen Motor bei abnehmendem AuBendruck erreichbare Leistung kann auch durch die Auslegung des Abgasturboladers beeinfluBt werden. Wenn zum Beispiel durch entsprechende Anpassung des ATL (Hohenlader mit hOherem Druckverh§ltnis, LadeluftkGhlung) dafUr gesorgt wird, daB der Zustand der Luft vor dem EinlaB bei dem niedrigeren AuBendruck gleich ist wie bei dem Ausgangszustand unter Normbedingungen, braucht Gberhaupt kein Leistungsabzug mit zunehmender Hohe gemacht zu werden. In diesem Fall bleibt namlich die Ladungsmenge im Zylinder praktisch unverandert und auch der Gesamtluftdurchsatz durch den Motor - der die Auspufftemperatur beeinfluBt - wird bei dem niedrigeren AuBendruck nicht niedriger. Durch die Tatsachen, daB die Leistung des abgasturbo-aufgeladenen Motors durch verschiedene Faktoren begrenzt sein kann, daB sich der Gleichgewichtszustand des ATL abhangig von dem AuBenzustand und dem gewahlten Betriebspunkt des Motors einstellt und daB schlieBlich der Abgasturbolader den Betriebsbedingungen in verschiedener Weise (z.B. DGsenringverengung oder kleinerer ATL) angepaBt werden kann, ist das Problem der Leistungsfestsetzung in Abhangigkeit von AuBendruck und -temperatur sehr komplex. Das geht schon aus der Vielzahl der Veroffentlichungen Gber experimentelle und rechnerische Untersuchungen hervor. Grundsatzlich laBt sich heute mit der in 6.3.6 beschriebenen Rechenmethode die bei geanderten AuBenbedingungen yom Motor erreichbare Leistung an den Belastunsgrenzen

180

mit genugender Genauigkeit bestimmen. Tabelle 8.1 zeigt ein Beispiel einer solchen Rechnung fur einen abgasturbo-aufgeladenen Dieselmotor mit Ladeluftkuhlung, 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 MeBwerte fUr den Ausgangszustand bei einem AuBendruck 0,981 bar und einer Ansaugtemperatur von 301 K aufgetragen. Die Werte der ubrigen Spalten 2 bis 7 sind Rechenergebnisse, die mit

unveranderten geometrischen Daten des Motors und des Abgasturboladers und mit einem aus den MeBwerten der Spalte 1 abgeleiteten Brennverlauf gewonnen wurden. Fur aile diese SpaJten gilt der AuBendruck PO

= 0,674

bar entsprechend einer Seehohe von rd.

= 301 K o angenommen, da durch die Rechenbeispiele nur der EinfluB des AuBendruckes herausge3.500 m. Die Ansaugtemperatur wurde fUr aile Beispiele unverandert mit T

stellt werden sollte. Fur die Berechnung der Werte in SpaJte 2 bis 4 wird die gleiche Warmemenge wie im Ausgangszustand zugefUhrt (QB

= konstant,

Zeile 14), der Wirkungsgrad des Abgasturbo-

laders l\ TV (Zeile 10) wurde bei einem Ausgangswert von 51,1% von 48,5 bis 53,5% variiert. Fur die RegelgesetzmaBigkeit Q B = konstant, die sowohl bei StraBenfahrzeugen als auch bei Traktionsmotoren uberwiegend angewandt wird, ist Voraussetzung, daB der Motor

hinsichtlich Abgasturboladerdrehzahl, Auspufftemperatur, Warmebelastung und

LuftuberschuB (Abstand von der RuBgrenze) bei der Ausgangsleistung noch Reserven besitzt, denn die Laderdrehzahl n L (Zeile 9), die Eintrittstemperatur in die Turbine T 3 (Zeile 11) und die Wandwarme Q W (Zeile 15) steigen, das VerbrennungsverhaJtnis IA z (Zeile 16) nimmt bei diesen Voraussetzungen abo Gleichzeitig falJt auch der Spitzendruck im Zylinder p (Zeile 18), der Motor wird also mechanisch entlastet. Der EinfluB z max des Abgasturbolader-Wirkungsgrades auf die Ergebnisse ist mit Ausnahme auf die Auspufftemperatur unbedeutend, die. Leistung nimmt bei dem 31,5% niedrigeren AuBendruck nur urn 2,5 ••• 1,5% abo Spalte 5 gibt die Rechenwerte fUr unveranderte Warmebelastung, ausgedruckt durch QW

= konstant,

wieder, der Abgasturbolader-Wirkungsgrad ist unverandert angenommen.

Die Leistung sinkt in diesem Fall bei dem urn 31,5% verminderten AuBendruck urn 8,5% auf 91,5% der Ausgangleistung, was durch entsprechende Verminderung der Einspritzmenge Q B erreicht wird. Laderdrehzahl und Auspufftemperatur steigen gegenuber dem Ausgangszustand an, Verbrennungsluftverhaltnis und Spitzendruck nehmen abo 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 RegelgesetzmaBigkeit ist also - ohne

ｋ･ｮｴｾｳ＠

181

Tabelle 8.1

Beispiele der Umrechnung von Motorendaten auf geiinderten Umgebungsdruck bei konstanter Motordrehzahl und konstanter Ansaugtemperatur 301 K. Viertaktmotor mit LLK Ausgangszust.

Fall Nr. Po

bar

0,981

2 Druck vor Lader

PI

bar

0,961

3 Druck nach Lader

P2 p

bar

2,026

4 Druck vor Motor

bar

1,987

5 Druckverhiiltnis im Lader

T1.L

Barometer-Druck

2,108

hsL V

kJ/kg

71,17

m 3 /s

1,606

mZ nL

kg/ A sp . -1 mIn

0,0309

1J ATL T3

%

51,1

11 T urboladerdrehzahl

K

760

12 Druck vor Turbine

P3

bar

1,740 0,966

kJ/A

37,04

15 an Brennraumwand abgef. Energie

P4 QB QW w

bar

16 Verbrennungsluftverhiiltnis

hz

17 max. Gastemperatur im Zylinder

T

6 Verdichterarbeit 7 Volumenstrom bei Ansaugzustand 8 Luft im Zylinder 9 Turboaufladerdrehzahl 10 ATL-Gesamtwirkungsgrad

13 Druck nach Turbine 14 zugefGhrte Kraftstoffenergie

18 max. Gasdruck im Zylinder

z max

sp kJ/ Asp

22150

3,96 1,991

K

1666

bar

83,7

19 innere Arbeit des Motors

Pz max W.

20 indizierter Wirklingsgrad

1J.I

%

43,9

21 mittlerer indizierter Druck

Pi

bar

14,26

22 mechanischer Wirkungsgrad

I

kJ/A

sp

16,26

1Jm

%

86,6

23 mittlerer effektiver Druck

Pe

bar

12,35

24 Hohenleistung zu Ausgangsleistung

a.

25 spezifischer Kraftstoffverbrauch bei Hohenleistung zu dem bei Ausgangsleistung +)

182

Fall 6 und Fall 7 unterscheiden sich voneinander durch den Einspritzzeitpunkt

1

11 A TL veranderlich

11 ATL

QB wie in Fall 2

3

QW wie in Fall 4

5

konst. n L wie in Fall

6+)

7+) x

0,674

0,674

0,674

0,674

0,674

0,674

0,654

0,651

0,649

0,655

0,660

0,660

2

1,708

1,773

1,841

1,689

1,389

1,389

3

1,668

1,729

1,800

1,651

1,363

1,363

4

2,611

2,724

2,837

2,579

2,105

2,105

5

94,47

99,13

103,94

92,21

71,17

71,17

6

1,975

2,059

2,140

1,965

1,618

1,618

7

0,0259

0,0270

0,0281

0,0258

0,0213

0,0213

8

27300

27300

27300

25900

22150

22150

48,5

51,1

53,5

51,1

51,5

51,5

841

814

798

805

768

766

11

1,470

1,504

1,539

1,439

1,175

1,175

12

0,689

0,691

0,693

0,688

0,684

0,684

13

37,04

37,04

37,04

34,80

27,49

27,86

14

4,28

4,21

4,13

3,96

3,17

3,31

15

1,668

1,727

1,798

1,761

1,825

1,798

16

9 10

1836

1799

1762

1736

1786

1817

17

74,9

76,6

78,5

72,6

65,5

69,5

18

15,89

15,98

16,07

15,03

12,17

12,55

19

42,9

43,1

43,3

43,2

44,3

45,0

20

13,94

14,02

14,09

13,18

10,70

11,04

21

86,4

86,4

86,5

85,8

83,5

83,9

22

12,04

12,11

12,19

11,31

8,93

9,26

23

0,975

0,980

0,985

0,915

0,723

0,750

24

1,025

1,021

1,015

1,025

1,027

1,007

25

x Diese Seite steht zu hoch! Deshalb wurde zur besseren Orientierung die Zeilennumerierung von Seite 182 auf dieser Seite rechts auBen wiederholt.

183

des Abgasturbolader-Kennfeldes und der Lage des Betriebspunktes - die Annahme gleichbleibenden Abgasturbolader-Wirkungsgrades berechtigt. Wegen der Gleichgewichtsbilanz von Turbinen- und Verdichterleistung muB auch die Turbinen-Eintrittstemperatur etwa in gleicher H5he liegen wie im Ausgangszustand, kleinere Unterschiede sind durch sekundare EinfiOsse 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. ZOndzeitpunkt. Wahrend fOr 6 der Einspritzpunkt gleich ist wie im Ausgangszustand lund nur der Brennverlauf nach gewissen GesetzmaBigkeiten /8.27/ dem niedrigeren Druckniveau angepaBt wurde, ist zur Berechnung der Werte in Spalte 7 ein urn 2 °KW frOherer Einspritzbeginn angenommen worden. FOr 6 ergibt sich eine Leistungsminderung urn 27,7 auf 72,3%, fOr 7 eine solche urn 25,0 auf 75%, die Leistungsminderung ist also deutlich niedriger als der Dichte-Abfall der AuBenluft urn 31,5%. Der indizierte Mitteldruck fallt fOr den zuletzt genannten Leistungspunkt gar nur urn 22,5%. DaB die Leistung fOr gleichen Volumenstrom durch den Motor und gleichen Betriebspunkt des Abgasturboladers nicht der Dichte der AuBenluft proportional ist, hangt damit zusammen, daB sich die Aufteilung der Warmeverluste in Wandwarme und Abgaswarme bei dem veranderten Druckniveau (QW '"

pO,78) verschiebt. Da das Verhaltnis Wandwarme zu Kraft-

stoff war me bei dem niedrigeren Druck ansteigt, kann zum Erreichen gleicher Auspufftemperatut (gleiches Verhaltnis Auspuffwarme zu Kraftstoffwarme) relativ mehr Kraftstoff eingespritzt werden, als dem Dichteverhaltnis entspricht. Es muB festgehalten werden, daB bei dieser RegelgesetzmaBigkeit "gleiches Laderdruckverhaltnis" die Laderdrehzahl und die Auspufftemperatur unverandert oder nahezu unverandert bleiben, der Spitzerldruck im Zylinder und die Wandwarme werden niedriger. Der Abgasturbolader ist demnach bei dieser RegelgesetzmaBigkeit gleich, der Motor sowohl mechanisch als auch thermisch niedriger belastet. Nur das Verbrennungsluftverhaltnis wird etwas kleiner, was aber in der Regel kein Hinderungsgrund fOr eine solche RegelgesetzmaBigkeit ist, da dieses bei aufgeladenen Dieselmotoren nicht an der Grenze liegt. In dem erwahnten Beispiel ist mit

A z = 1,798 (Spalte 7, Zeile 16)

auch fOr den niedrigen AuBenluftdruck noch genOgend LuftOberschuB vorhanden. Da die schrittweise KreisprozeBrechnung nach obigen Beispielen aufwendig ist und da derartige Rechenprogramme nicht allgemein zur VerfOgung stehen, werden von dem CIMAC (Conseil International des Machines

a Combustion)

folgende einfache For-

meln fOr aufgeladene Viertaktmotoren sowohl zur Korrektur von PrOfstandsergebnissen auf den Normalzustand als auch zur Umrechnung der Leistung fOr geanderte Aufstellbedingungen empfohlen /8.28/.

184

a Pr

(8.4)

I

a

K-O,7 (1-K)

K

Pix Pir

ＨＱＩｾｲ＠

-1) ,

( Px - a ｾ＠ Ps )m (T r)n (T c r Pr-OcllrPr Tx Tcx

(8.5)

)q

(8.6)

.

Hierin bedeuten:

P.

= Leistungsfaktor = Feuchtigkeitsfaktor = effektive Leistung = indizierte Leistung

p

= absoluter Druck der AuBenluft

a a p I

ps T

= Sattigungsdruck

T c

= absolute

Temperatur des Kuhlmittels am Eintritt zum Ladeluftkuhler

= relative 1) mr

des Wasserdampfes

= absolute Temperatur der AuBenluft

Feuchtigkeit in %

mechanischer Wirkungsgrad des Motors bei Referenzbedingungen

Indices r

Referenzzustand, der entweder der Normzustand oder ein yom Hersteller anzugebender Ersatzzustand sein kann, bei dem der Motor seine volle Listenleistung abgeben kann

x

beJiebiger Zustand

Fur die Exponenten wurden folgende Zahlenwerte festgelegt: Tabelle 8.I1

E'.'ponenten fUr Druck- und Temperatur-Abhangigkeit m

n

Aufgeladener Viertakt-Dieselmotor ohne Ladeluftkuhler

0,7

2,0

Aufgeladener Viertakt-Dieselmotor mit Ladeluftkuhler

0,7

1,2

q

1,0

Fur die Berechnung des spezifischen Kraftstoffverbrauches wurde die vereinfachende Annahme zugrunde gelegt, daB der auf die indizierte Leistung bezogene Verbrauch sich nicht andert, was allerdings nur angenahert gilt. Damit andert sich der auf die

185

effektive Leistung bezogene Verbrauch umgekehrt wie der mechanische Wirkungsgrad, der aus den Gleichungen 8.4 ... 8.6 wie folgt abgeleitet werden kann: bl( br Pil( Pir

｢ｬＨｾ］＠

'llmr 'llmx

=

K

bl(

Pix

b K£r... r Px

Pr br - - , Pir

(8.7)

K

(8.8)

-a br

Die Exponenten der Tabelle 8.iI geiten fUr eine bei Normbedingungen und Aufstellbedingungen unveranderte Motorausfuhrung und sie wurden so gewahlt, daB in beiden Fallen etwa dieselbe Auspufftemperatur (Eintrittstemperatur

in die Turbine) erreicht

wird. Dies ergibt - mit Ausnahme des Verbrennungsluftverhaitnisses - die starkste Leistungsreduktion mit abnehmendem Druck bzw. zunehmender Temperatur, so daB man bei Anwendung dieser Formel nicht auf die Kenntnis angewiesen ist, welcher Faktor die Ausgangsleistung des betreffenden Motors bei Normbedingungen begrenzt. Nach 8.29 stimmt die Leistungsumrechnung nach der CIMAC-Formel 1971 mit den Erge»nissen der KreisprozeBrechnung und auch mit Messungen gut uberein, die Umrechnung des Kraftstoffverbrauches ist allerdings dann etwas zu ungunstig, wenn fur die Umrechnung des mechanischen Wirkungsgrades mit der Last die GI. (11) nach /8.30/ eingesetzt wird, da diese eine etwas zu groBe Abhangigkeit des

lJ m yom Mitteldruck

ergibt. Die fast immer gegebene Tatsache, daB bei aufgeladenen Dieselmotoren das Verbrennungsluftverhaitnis nicht an der zulassigen Grenze Iiegt, erlaubt, daB der EinfluB 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 Pinderung des AuBendruckes betrachtet wird - noch Steigerungen zulassen,. wird der Leistungsabzug mit obiger Formel nicht yom Normzustand aus, sondern von einem Ersatzzustand aus berechnet, bei dem die zulassige Auspufftemperatur bzw. die zulassige iLaderdrehzahl erreicht ist. Nach empirischen Ergebnissen /8.30; 8.31/ konnen fur gleiche zugefuhrte Kraftstoffmengen (Regelstange der Einspritzpumpe am Anschlag) die Pinderungen der wichtigsten leistungsbegrenzenden Betriebswerte nach Tabelle 8.III angenommen werden. Der CIMAC-Arbeitsgruppe "Aufladung" war es bisher nicht gelungen, fur aufgeladene Gasmotoren (dassel be wurde auch fur Benzin-Ottomotoren geiten) und fUr Zweitaktmotoren eine ahnlich einfache Umrechnungsformel zu ermitteln wie fUr aufgeladene Viertakt-Dieselmotoren. Der Grund Iiegt bei Zweitakt-Dieselmotoren in deren starkerer 186

Abhangigkeit von der FGhrung 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 ProzeBdaten sowohl fUr die Nennleistung bei Normhohe als auch fUr die Aufstelleistung bei Aufstellbedingungen verlangt wird /8.32/. Die kennzeichnenden ProzeBdaten fUr letztere konnen einschlieBlich des Kraftstoffverbrauchs Gber die inzwischen stark verbesserten ProzeBrechnungen mit groBer Genauigkeit gewonnen werden. Tabelle 8.111

Richtwerte fUr Anderung elnlger Betriebsdaten von aufgeladenen ViertaktDieselmotoren bei Anderung des AuBenzustandes der Luft bei konstanter Einspr i tzmenge

je 1000 m groBerer Hohe bei gleicher

}

mittlerer Nutzdruck

tallt

spezifischer Verbrauch

steigt

Laderdrehzahl

steigt

6 ... 8 %

ZGnddruck

fallt

3 ... 4 %

Verbrennungsluftverhaltnis

fallt

6 .. .7 %

Temperatur vor Turbine

steigt

30 •.• 40

steigt

15... 20

1. •• 2 %

ｾｵｂ･ｮｴｭｰｲ｡＠

thermische Belastung

je 10

°c

hoherer

Ansaugtempera tur bei gleichem Ansaugdruck

°c °c

o.LLK m.LLK

steigt starker

o.LLK

steigt leicht

m.LLK

}

mittlerer Nutzdruck

fallt

spezifischer Verbrauch

steigt

Laderdrehzahl

steigt leicht

o.LLK

fallt leicht

m.LLK

0,5 ... 1 %

ZGnddruck

fallt

1,5 ... 2 %

Verbrennungsluftverhaltnis

fallt

3•.. 4 %

Temperatur vor Turbine

steigt steigt

thermische Belastung

ｾ＠ 20 °c o.LLK 6 ..• 10 o C m.LLK

steigt starker

o.LLK

steigt leicht

m.LLK

187

8.6

Der EinfluB der Aufladung auf die Schadstoffemission

Die Schadstoffe in den Abgasen sind entweder die Produkte der unvollstandigen Verbrennung wie Kohlenmonoxid (CO), Kohlenwasserstoffe der unterschiedlichsten Zusammensetzung (CH), oder sie sind thermische Crackprodukte wie RuB, durchsetzt mit schweren Kohlenwasserstoffen, oder Nebenprodukte der Verbrennung wie Stickoxide (NO ), oder x sie resultieren aus Kraftstoff-Verunreinigungen (Schwefeloxide) oder aus Kraftstoffzusatzen (Bleiverbindungen). Wegen der Vielzahl der Schadstoffkomponenten und der z.T. unterschiedlichen Reaktion auf Veranderung gewisser EinfluBgroBen wie Temperatur, Luftverhaltnis, Zundzeitpunkt u.a. ist ein

weitgehendes UnterdrGcken der Schadstoff-

emission durch motorische MaBnahmen allein nicht moglich, und auch die nachgeschalteten Reaktoren oder Filter bringen sie nicht ganz auf Null. Wegen der Komplexizitat kann auch keine allgemeingultige Aussage Gber den EinfluB der Aufladung auf dieses Problem gemacht werden. Blei- oder Schwefelverbindungen im Auspuff lassen sich am besten dadurch vermeiden, daB der Kraftstoff weder Blei noch Schwefel enthalt, wie das bei unverbleiten Benzinen der Fall ist. Dieselkraftstoffe und erst recht Schwerole enthalten aber Schwefel, die ersteren allerdings nur in einem kleinen Prozentsatz. Die nachtragliche Entfernung von Schwefeldioxid aus dem Auspuff - wie bei der Rauchgasentschwefelung von Kraftwerken - wurde bei Verbrennungsmotoren zu einem untragbar hohen Aufwand fUhren. Daher ist, wenn erforderlich, die Entfernung des Schwefels aus dem Kraftstoff schon bei seiner Herstellung der wirtschaftlichere Weg. Eine getrennte Betrachtung des Einflusses der Aufladung auf die Schadstoffemission ist fUr die verschiedenen Arbeitsverfahren zweckmaBig. Wegen des Umfanges und der Komplexizitat der Probleme konnen hier nur die wichtigsten Gesichtspunkte gestreift werden.

8.6.1

DieselJ)'lotoren

Der CO- und CH-Gehalt in den Auspuffgasen von Dieselmotoren ist von vornherein wesentlich geringer als der von Ottomotoren, auch die Stickoxidemission ist niedriger. Das hohere Luftverhaltnis bei Motoren mit Aufladung wirkt sich Gber die bessere Verbrennung auf die CO- und CH-Emission gunstig aus, die NO x -Emission steigt mit der hoheren Ladungstemperatur des aufgeladenen Motors an, kann aber durch LadeluftkGhlung verringert /8.33/, bzw. sogar unter den Wert des Saugmotors gedrGckt werden, Bild 8.31 /8.34/.

188

Bei der Frage, ob die Schadstoffemission in den zulassigen Grenzen gehalten werden kann, muB man zwischen stationaren Motoren und solchen fUr StraBenfahrzeuge unterscheiden.

FUr stationare Motoren gilt die Technische Anleitung Luft (T A-Luft), fUr

StraBenfahrzeuge gelten vorlaufig noch die EG-Richtlinien. Letztere sind z.Z. noch so mild, daB Dieselmotoren bei richtiger

Einstellung keine Schwierigkeiten machen.

Das Einhalten der z.Z. geltenden USA-Grenzwerte, deren verbindliche EinfUhrung in Deutschland ab 1989 geplant wird, ist bei Fahrzeugdieselmotoren auch ohne Nachbehandlung m6glich, erfordert aber zur

Begrenzung der Stickoxide zusatzliche MaBnahmen

wie eventuell spatere Einspritzung (Nachteil: Erh6hen von Verbrauch und CO-Emission), auf jeden Fall aber Abgasrezirkulation. Letztere wird mit ausreichendem Erfolg sowohl bei Saug- als auch bei Auflademotoren angewandt, bringt aber, wie praktisch aile MaBnahmen

zur

Verminderung der

Schadstoffe, eine

leichte Verbrauchsverschlechterung.

Mit der spateren Einspritzung wird der aufgeladene Dieselmotor wegen der h6heren Temperatur und des h6heren Druckes der Ladeluft und des h6heren Luftverhaltnisses etwas leichter fertig.

Bild 8.31 EinfluB der Aufladung auf die Abgasemission eines luftgekuhlten LastwagenDieselmotors. I: ohne Aufladung; 2: mit Aufladung; 3 und 4: mit Aufladung und LadeluftkUhlung /8.34/

Sougmotoren

oufgelodeoe Motoren

100

"10 80

60

40

20

0

2

leistung:

100%

113%

3 123%

4 154%

Eine der notwendigen MaBnahmen, die auf den Dieselmotor auch bei uns zukommen wird, liegt in dem Vermeiden der RuBbildung bzw. in dem nachfolgenden Beseitigen (Verbrennen) von RuB und der daran angelagerten h6heren Kohlenwasserstoffe. Aufgeladene Dieselmotoren fahren in der Regel mit h6herem LuftUberschuB als Saugmotoren, der auch zur Begrenzung der thermischen Belastung umso h6her ist, je gr6Ber die Zylinderabmessungen werden. Eine Abnahme der AuBenluftdichte hat h6here Auspufftemperatur zur Folge, auf die der Abgasturbolader mit h6herer Drehzahl, d.h. Steigerung des Ladedruckes reagiert. Auch kleinere St6rungen in der Einspritzung werden z.T. Uber eine

Erh6hung

der

Auspufftemperatur

und

damit

h6heren

Ladedruck

ausgeglichen.

Diesem deutlichen Vorteil des aufgeladenen Motors steht ein Nachteil in der Beschleuni-

189

gungsphase gegenuber, in der kurzzeitig er' Luftmangel und damit starkeres RuBen auftreten konnen. Bei groBeren und vor allen Dingen hochaufgeladenen Motoren braucht man unbedingt eine yom Ladedruck abhangige Fullungsbegrenzung und in der Regel auch manche der in Kap. 8.4 bereits erwahnten Beschleunigungshilfen, wenn der Beschleunigungsvorgang nicht zu lang dauern

5011.

Bei aufgeladenen StraB enfahrzeugmotoren

laBt sich fur die heute bei uns geltenden RuBvorschriften die RuBemission durch gute Abstimmung des ATL, durch seine Regelung und durch die Regelung der Fullung Oadedruckabhangig oder elektronisch uber Kennfeld) beherrschen. Schwierig wird das RuBproblem - sowohl fur Saug- als auch fUr Auflademotoren- dann werden, wenn auch bei uns die in USA in Aussicht genommenen und z.T. schon geltenden Grenzwerte eingefuhrt werden. In diesem Fall geht es in der Regel nicht ohne ein RuBfilter, das meist aus einem keramischen Wabenkorper mit parallelen Kanalen besteht, die stirnseitig z. T. auf der Gaseintrittsseite, z. T. auf der Gasaustrittsseite schachbrettartig derartig verschlossen sind, daB das Auspuffgas die dunnen porosen Wande zwischen den Kanalen passieren muB /8.47/. Ein Foto eines aufgeschnittenen RuBfilters und ein Prinzipbild der Kanalanordnung ist auf Seite 240 zu sehen. Auch diese RuBfilter bringen gewisse Probleme mit sich. Zunachst haben sie schon unverschmutzt einen gewissen Widerstand, der von der relativen GroBe dieses Filters abhangt, und auf den der aufgeladene Motor empfindlicher, d.h. durch groBere LeistungseinbuBe reagiert als der Saugmotor. Ab einer bestimmten Temperatur - uber 500

°c -

zundet der RuB und verbrennt zu unschadlichem CO 2 , Diese Zundtemperatur wird aber im Teillastgebiet nicht erreicht, wodurch sich das Filter zusetzt, wenn langere Zeit in einem solchen Bereich gefahren wird. Damit erhoht sich der Widerstand, was weiteren Leistungsabfall zur Folge hat. AuBerdem besteht die Gefahr, daB das Filter beschadigt wird, wenn sich zu viel RuB angesammelt hat, der dann bei Zundung zu schnell verbrennt. Man muB daher dafur sorgen, daB die Zundtemperatur in nicht zu groBen Zeitabstanden erreicht oder daB durch andere MaBnahmen gezundet wird. Wenn die RuBschicht erst einmal zu brennen begonnen hat, brennt sie weiter, das Filter brennt sich frei. Zur Einleitung der Zundung sind verschiedene Konzepte in Erprobung /8.35/, die auf eine gesteuerte, zeitweilige Temperaturerhohung hinauslaufen, auch werden zum Herabsetzen der Zundtemperatur die Kanale mit katalytisch beschichtetem metallischen Drahtgewebe gefullt /8.47/. Eine andere Methode zur regelmaBigen RuBverbrennung bzw. zum Zunden des an den Filter angelagerten RuBes als die katalytische Beschichtung ist das dosierte Impfen des Kraftstoffes mit katalytisch wirkenden, d.h. die Verbrennung einleitenden Additives, /8.36/. Man kann erwa rt en, daB die Gerate und Methoden zur RuBfilterung bei Kraftfahrzeugen, sofern sie heute noch nicht endgUltig gelost sein sollten, in absehbarer Zeit in der erforderlichen Gute und Serienreife zur Verfugung stehen werden.

190

Da die groBen Dieselmotoren in der Regel mit hoher AufJadung und LadeluftkOhlung arbeiten, ist hier der Anteil an RuB und anderen schadlichen Bestandteilen von vornherein wesentlich geringer. Allerdings werden hier wegen der groBen Abgasmengen auch scharfere Anforderungen gestellt - zumal bei stationaren Motoren die TA-Luft gilt -, so daB z.B. zur Messung des RuBgehaltes die fOr Fahrzeugmotoren und auch fUr Haushaltsheizungen noch Obliche Methode Gber das Filterpapier-Blattchen nicht mehr genGgt, sondern die im unteren Bereich genauere Methode nach Bacharach angewandt werden muB. Durch Erhohen des Einspritzdruckes auf 1300 bis 1400 bar sind wesentliche Fortschritte in der RuBverminderung erreicht worden. Ob die rein motorischen MaBnahmen auch in Zukunft noch ausreichen werden, hangt von den Vorschriften ab und es ist noch offen, ob auch hier MaBnahmen zur nachtraglichen Beseitigung des RuBes angewandt werden

mGssen. Ebenso sind die erforderlichen MaBnahmen zur Begrenzung

der NO x-Emission noch offen. Der bei Ottomotoren mogliche Dreiwege-Katalysator kann bei Dieselmotoren wegen des hohen LuftOberschusses (Lambda-Sonde regeJt auf ｾ｟＠ = 1) nicht angewandt werden.

8.6.2 Ottomotoren Bei Ottomotoren ist das zulassige Luftverhaltnis durch die ZGndgrenzen stark eingeengt, s. Kap. 3.2 und Bild 3.4. Mit RGcksicht auf die erzielbare Leistung arbeiten Ottomotoren in Landern mit nicht zu strengen Schadstoffgrenzwerten langs der Vollastlinie im Luftmangelgebiet mit A etwas unter 1, im gesamten Teillastbereich wegen des besseren Verbrauches mit A = 1,05 ••• 1,1. Die in den USA und in Japan bereits geltenden und im Bundesgebiet zu erwartenden Abgasvorschriften +) konnen beim derzeitigen Stand der Technik nur mit Katalysator erfGllt werden. BezOglich des EinfJusses der AufJadung auf die Schadstoffemission muB zwischen Betrieb ohne und mit Katalysator unterschieden werden. Ohne Katalysator konnen ZOndzeitpunkt,

Gemisch und Ladedruck jeweils entweder

auf besten Verbrauch, hochste Leistung oder geringste Schadstoffemission eingestellt werden. So kann z.B. im Teillastbereich sehr mager und mit spatem ZOndzeitpunkt gefahren werden, um die Schadstoffe zu reduzieren. Der Leistungsabfall kann durch entsprechenden Ladedruck kompensiert werden. Bei Betrieb mit ungeregeltem Katalysator, der die Schadstoffemission betrachtlich weniger vermindert als mit Regelung, wird der Motor mit A ｾ＠

1 betrieben, was zu hoherem Verbrauch fUhrt, aber Klopfen

im oberen Bereich vermeidet. Der mit Lambda-Sonde ausgestattete Katalysator regelt

+) Zur Zeit der Abfassung des Manuskiptes ist zwar eine europaische Regelung in Aus-

sicht genom men, die gesetzlichen Vorschriften hierzu sind aber noch nicht erlassen.

191

auf stochiometrisches Gemisch (A = 1) mit sehr geringer Toleranz. Wenn hier der Abgastestzyklus nicht bis an die Vollast heranreicht, kann unter Umgehen der Lambda-Regelung zur Leistungssteigerung bei Vollast angefettet werden. Der aufgeladene Ottomotor mit Katalysator bietet also weniger Moglichkeit zu optimieren, auBerdem erzeugt der Katalysator einen hoheren Gegendruck hinter der Turbine, was fUr die Aufladung von Nachteil ist. Der Katalysator besteht entweder aus einem in ein metallisches Gehause uber Zwischenlagen (zum Ausgleich der unterschiedlichen Warmedehnungen) eingebetteten Keramikblock, der mit sehr vielen feinen Kanalen durchzogen ist (200 bis 600 Kanale je Quadratzoll Stirnflache), oder es werden auch statt Keramik, feine Metalltrager angewandt /8.48/. Zur VergroBerung der Oberflache wird auf die Kanalwandungen bzw. auf den Metalltrager eine Schicht aus vorwiegend Aluminiumoxid (wash coat) aufgetragen, in die die katalytisch wirkenden Edelmetalle (Platin, Rhodium) eingebettet sind. Plat in wirkt als Katalysator zur Oxidation von CO und CH zu CO 2 und H 20. Rhodium zur Reduktion von NO x zu N2 und 02. Der Ausdruck "Drei-

wege"-Katalysator geht auf die drei umzuwandelnden Komponenten CO, CH und NO x zuruck. Der Katalysator arbeitet fur Saug- und Auflademotoren in gleicher Weise, so daB von der Schadstoffseite her kein Nachteil fUr die Aufladung entsteht.

8.6.3 Gasmotoren Die als Ottomotoren betriebenen Gasmotoren haben von vornherein - ob aufgeladen oder nicht - keinen RuB, sehr wenig CO und keine hoheren Kohlenwasserstoffe, aber gewisse Mengen an unverbranntem Methan *} /8.49/. Das Hauptproblem bei Gasmotoren sind die Stickoxide, zu deren Beseitigung man entweder die schon in der Einleitung erwahnte Methode mit NH 3-Zusatz und nachfolgender katalytischer Reduktion von NO x und NH3 zu H 20 und N2 verwenden kann - was aber aufwendig ist -, oder man begnugt sich mit einer Verminderung durch Abgasrezirkulation, evtl. auch zusatzlich durch Wassereinspritzung und Magerkonzepte, deren Anwendung die Aufladung entgegenkommt. AuBerdem. konnte - wie bei Benzin-Ottomotoren - der Dreiwege-Katalysator verwendet werden, was allerdings eine Regelung der Gaszufuhr auf A = I erfordert. Wegen der groBeren Klopfneigung von groBen Motoren bJiebe eine solche Regelung allerdings von vornherein auf kleine ZyJinderabmessungen beschrankt. *} Methan ist ungiftig und gilt als physiologisch unbedenklich /8.49/.

192

8.7

Der EinfluB der Aufladung auf die mechanische und thermische Beanspruchung

8.7.1

EinfUhrung

Jede Leistungssteigerung, sei es durch Erhohen des Mitteldrucks oder der Drehzahl, vergroBert die auf bestimmte Bauteile wirkenden Krafte und auch den WarmefluB in die Wandungen des Verbrennungsraumes, im folgenden kurz Wandwarme genannt. Diese erhOhte Belastung muB mit RGcksicht auf die Betriebssicherheit durch konstruktive MaBnahmen aufgefangen werden. Der grundsatzliche Unterschied in der Wirkung der Erhohung der Drehzahl oder des Mitteldrucks ist schon im Kap. 1 angeschnitten worden.

8.7.2 Die mechanische Belastung Wenn der Ladedruck steigt, steigen auch Kompressionsdruck und ZGnddruck. Sofern die Anforderungen des Kaltstarts nicht dagegensprechen, kann das Verdichtungsverhaltnis des aufgeladenen Dieselmotors aufgrund der hoheren Ladungsdichte und -temperatur (auch bei Motoren mit LadeluftkGhlung) im Vergleich zum Saugmotor erniedrigt werden. Abhangig von der MotorgroBe und dem Verbrennungsverfahren hat das bis zu einem gewissen Punkt keine Verschlechterung des Wirkungsgrades zur Folge, da die dichtere Luft und der etwas groBere Verbrennungsraum bessere Bedingungen zur Verbrennung einer groBeren Kraftstoffmenge bieten. Die durch die Verdichtungserniedrigung verminderten GasdrGcke verkleinern die Reibungsarbeit und wirken damit der Wirkungsgradverschlechterung entgegen.

Ottomotoren verlangen bei erhohtem Ladedruck eine Erniedrigung der Kompression, urn Klopfen zu vermeiden, und dam it ist ein Verschlechtern des thermischen Wirkungsgrades nicht zu umgehen. Die notwendige Erniedrigung ist ohne LadeluftkGhlung groBer als mit dieser. Der Druckanstieg yom Kompressionsdruck zum ZGnddruck wachst weniger als proportional mit dem Ladedruck, so daB der ZGnddruck in der Regel langsamer ansteigt als der Ladedruck. Bei Dieselmotoren hat man durch die Wahl des Verdichtungsverhaltnisses und des Einspritzzeitpunktes (Drucksteigerung yom Kompressions- auf den ZGnddruck) eine groBe Freiheit in der Zuordnung yom ZGnddruck Pz max zum Mitteldruck Pe' Hier lassen sich zwei verschiedene Tendenzen beobachten: Wenn es auf optimalen Kraftstoffverbrauch ankommt, scheut man sich heute weniger als frGher, hohe ZGnddrGcke und dam it auch hohe Verhaltnisse Pz ma/Pe anzuwenden. Das gilt insbesondere fUr die sogenannte Economy-Leistung in der Schiffahrt, bei der die MCR-Leistung (maximal continous rating) gegenGber der Vollast-Auslegung etwas zurGckgenommen, aber der ZGnddruck gleich hocfi gelassen wird. Das Verhaltnis. Pz ma/Pe wird noch einmal groBer, wenn diese

193

bereits herabgesetzte Economy-Leistung nur zu 85% in Anspruch genom men , der Zunddruck aber trotzdem auf gleicher Hohe gehalten wird, was durch entsprechende Ausbildung der Steuerkanten des Pumpenstempels automatisch erfolgt. Hierbei kommt man auf Verhaltnisse p

/p in der Grol3enordnung von 10 und damit zu besonders z max e guten Kraftstoffverbrauchswerten. Die andere Tendenz hat eine moglichst grol3e Leistungskonzentration vorwiegend fUr Fahrzeuge und schnelle Schiffe zum Ziel, also 'sehr hohe Mitteldrucke von z.Z. rd. 30 bar, was durch sehr hohe Ladedrucke von 5 bis 7 bar zusammen mit einem starken Herabsetzen des Verdichtungsverhaltnisses und durch zweistufige Aufladung verwirklichbar wird. Zum Starten und fur Teillast sind dann besondere Mal3nahmen notwendig, die spater (Kap. 9.7 und 9.8) beschrieben werden. Die Verhaltnisse p

/p liegen z max e hierbei in der Grol3enordnung von 4,5 bis 5,5. Durch das Absenken des Verdichtungs-

verhaltnisses und die Steigerung der Aufladung wird bei nahezu konstantem Zunddruck eine Mitteldrucksteigerung moglich, bei der die mechanische Belastung konstant bleibt und die thermische Belastung sogar gesenkt werden kann (grol3ere Ruckkuhlung wahrend Ansaug- und Kompressionshub und hohetes Verbrennungsluftverhaltnis). Die mit steigenden Mitteldrucken zunehmend unvollstandiger werdende Expansion fUhrt zu Einbul3en am thermischen Wirkungsgrad und dadurch zu einer gewissen Erhohung des Kraftstoffverbrauchs, die aber durch Verbesserung des Brennverlaufs (hohes Verbrennungsluftverhaltnis) und durch Verminderung der spezifischen Reibung bei steigenden Mitteldrucken in Grenzen gehalten werden kann. Der bei gleichbleibendem oder nur wenig herabgesetztem Verdichtungsverhaltnis mit der Aufladung steigende Zunddruck erfordert das Verstarken gewisser Bauteile, was hier nicht im einzelnen besprochen werden soll. Es ist aber festzuhalten, dal3 sowohl Gewicht als auch Raumaufwand mit wachsendem Mitteldruck des Motors unter der Voraussetzung weniger schnell wachsen als die Leistung, dal3 der Zylinderabstand (Abstand der Zylinder-Mittelachsen) nicht oder nicht nennenswert vergrol3ert wird. Ein kleiner Zylinderabstand ist stets wunschenswert, urn die Verformung des Motorgestells kleinzuhalten; Steifigkeit ist fUr hochaufgeladene Motoren ebenso wichtig wie die Begrenzung von Spannungen. Das am meisten durch die hoheren Gasdrucke 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 uber den Formfaktor in Abhangigkeit von der Gestaltung wesentlich verbessert worden. Wenn der Zylinderabstand nicht nennenswert vergrol3ert werden soll, mussen die hoheren Gaskrafte durch grol3ere Durchmesser der Lagerzapfen, nicht durch breitere Lager aufgefangen werden. Ein Verdickung der Kurbelwange wird sich nicht immer umgehen

194

lassen, wenn auch das kleine Hub-Bohrungs-Verhaltnis der modernen hochaufgeladenen Motoren diese Forderung mildert. Mit VergroBerung der Lagerzapfendurchmesser wird auch die Uberdeckung zwischen Kurbel- und Grundlagerzapfen vergroBert, was auch ohne Verdickung die Spannungen in der Wange herabsetzt. DaB die Lager groBeren Durchmessers auch ohne Verbreitern fUr die erhohten Gaskrafte meist genOgend tragfahig sind, bedarf einer BegrOndung. Die Wirkung der hochsten GasdrOcke, die nur wahrend einer kurzen Periode im Arbeitsspiel auftreten, wird haufig Oberschatzt. Bild 8.32, entnommen aus /8.37/, gibt die Verlagerungsbahn des Kurbelzapfen-Mittelpunkts eines Viertakt-Dieselmotors mit 230 mm Bohrung und einer Drehzahl von 1500 min-I wieder. Der Abstand zwischen der Verlagerungsbahn und dem auBeren 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 Oberflachenrauhigkeit sinkt, besteht die Gefahr des Fressens oder eines erhohten VerschleiBes. Die Punkte 00

und 720 0

langs der Verlagerungsbahn stellen den ZOndtotpunkt dar.

Es gibt vier Punkte, bei denen die Filmdicke kritisch werden kann; bei Punkt I, der unmittelbar dem ZOndtotpunkt folgt und der dem hochsten Gasdruck im Zylinder entspricht, ist der SpaJt zwischen Zap fen und Schale noch etwas groBer als bei den Punkten II und IV, die etwa 90 0 hinter dem unteren Totpunkt Iiegen. Wah rend der Periode, die dem Ladungswechseltotpunkt folgt (360 0 bis III), entsteht der kleinste Spalt auf der entgegengesetzten Lagerseite. Der VerschleiB 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 8.32 gefolgert werden, daB in dem vorliegenden Fall die Massenkrafte fOr die Betriebssicherheit und den VerschleiB des Lagers starker verantwortlich sind als die Gaskrafte, eine gewisse Erhohung der letzteren also keine starkere Gefahrdung des Lagers bringen wOrde. Diese SchluBfolgerung wird durch die Beobachtung bestatigt, daB der VerschleiB der Kurbelzapfen bei Viertaktmotoren auf der Innenseite (d.h. der nach dem Wellenmittelpunkt zu gelegenen Seite) groBer ist als auf der AuBenseite. Wahrend eines Arbeitsspiels des Viertaktmotors bewirken die Masserikrafte dreimal eine Verkleinerung des Schmierspalts auf der Zapfen-Innenseite, der urn die Wirkung der Massenkraft verminderte ZOnddruck nur einmal auf der Zapfen-AuBenseite. Das Beispiel Bild 8.32 gilt fUr eine mittlere Kolbengeschwindigkeit von 11,5 mis, was fOr einen Dieselmotor dieser GroBe relativ hoch ist. Bei kleineren mittleren Kolbengeschwindigkeiten werden die Massenkrafte kleiner und der relative EinfluB der Gaskrafte steigt. Der EinfluB der Drehzahl wird weiter unten besprochen.

195

UT

Bild 8.33 Verlagerungsbahn des Kurbelzapfens eines langsamlaufenden Kreuzkopf-Zweitaktmotors; v = 6,5 mis, p = 10,7 bar m /8.38/ e

Bild 8.32 Verlagerungsbahn des Kurbelzapfens eines Motors mit 230 mm Bohrung; v m = 11,5 mis, Pe = 14 bar ＯＸｾＳＷ＠

Bild 8.33, das der Literaturstelle /8.38/ entnommen ist, gibt die Verlagerungsbahn des Kurbelzapfens eines langsamlaufenden Zweitakt-GroBmotors mit v

= 6,5 m/s m wieder. Obwohl die mittlere Kolbengeschwindigkeit klein ist, sind doch die hin- und

hergehenden Massen, die aus Kreuzkopf, Kolbenstange und Stahlkolben bestehen, graB. Auch hier tritt der kleinste Schmierspalt nicht zwischen 20 0 und 30 0 KW nach OT auf, wo die Gaskrafte am h6chsten sind, sondern zwischen UT (180 0 ) und 280 0 KW, wo die Massenkrafte am gr6Bten sind. Diese Beispiele beziehen sich auf das Treibstangenlager. Die Ver lagerungsbahn der Grundlager sieht anders aus, unter bestimmten Umstanden kann die Lagerbelastung bei gedruckter Drehzahl und vollem Drehmoment kritisch werden. M6hlenkamp hat in seiner Dissertation /8.39/ die spezifische Lagerbelastung, den H6chstdruck im Schmierfilm, die Verlagerungsbahn von Kurbel- und Grundlagerzapfen und die VerschleiBwerte fur einen aufgeladenen Motor mit einer Nenndrehzahl von 1500 min -I berechnet, und zwar

fUr

verschiedene

Belastungsbedingungen,

insbesondere

fur

gedruckte

Drehzahl

bei vollem Drehmoment. Die Berechnungen zeigen, daB bei einer Einspritzmenge je Arbeitsspiel, die einem Mitteldruck von 15,4 bar bei Nenndrehzahl entspricht, der kleinste SchmierspaJt sowohl fUr das Treibstangenlager als auch fUr das am h6chsten belastete Grundlager mit abnehmender Drehzahl zunachst gr6Ber wird, aber dann bei weiterer Drehzahlverminderung abnimmt. Aber selbst bei der niedrigsten berechneten Drehzahl

196

ist dieser Schmierspalt immer noch gro13er als bei der Nenndrehzahl mit voller Drehzahl. Die berechneten Verschlei13raten sind am gro13ten bei der Nennleistung. Obwohl der relative Einflu13 der Massenkrafte bei niedriger Drehzahl kleiner ist als bei hoher, kann daraus geschlossen werden, da13 der hohe Ziinddruck des aufgeladenen Motors in der Regel keine entsprechende Verbreiterung der Lager verlangt, die Vergro13erung 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, da13 die Aufladung zu sehr hohen Mittel- und Ziinddriicken mit keiner oder mit einer nur ma13igen Vergro13erung des Zylinderabstandes auskommt; sie kann sich etwa im Rahmen der sowieso notwendigen Vergro13erung der Wands tar ken von Gestell, Zylinderbiichse und Zylinderkopf halten, d.h., sie mu13 innerhalb der anderen konstruktiven Bedingungen ausgewogen sein. Wenn dieser Rahmen iiberschritten werden wiirde, mu13 - teilweise auf Kosten des Wirkungsgrades - von der Verdichtungsemiedrigung Gebrauch gemacht werden. Sofem man den Zylinderabstand nur mit Riicksicht auf den Ziinddruck starker wachsen lie13e als die Leistung, hatte die weitere Erhohung der Aufladung ihren Sinn verloren.

8.7.3 Die thermische Belastung Allgemeine Aussagen iiber den Einflu13 der Aufladung konnen nur in bezug auf den Warmeeinfall in die Brennraumwandungen (Wandwarme) gemacht werden, da die Pinderungen der Bauteiltemperaturen und -beanspruchungen au13er von dem Warmeeinfall auch von der baulichen Gestaltung und der Kiihlung abhangen. Nach Woschni /8.40; 8.41/ ist die Wandwarme im Verbrennungsmotor der 0,78sten Potenz des Druckes proportional. Wenn angenommen wird, da13 der mittlere Nutzdruck dem Ladedruck proportional ist, gilt diese Proportionalitat nicht zwischen Mitteldruck und den Gasdriicken im Zylinder wahrend der Verbrennungsperiode, wahrend der die Warmeiibergangszahlen am hochsten sind. Deshalb wachst die Wandwarme in Abhangigkeit vom Mitteldruck mit einer kleineren 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, da13 bei Steigerung des Mitteldrucks auf das Dreifache die Wandwarme verdoppelt wird, das entspricht der 0,63sten Potenz des Mitteldrucks. Heute kann der Warmeflu13 in die Wandungen ziemlich genau vorausberechnet werden, insbesondere unter Benutzung der o.g. Methoden von Woschni. Diese Verfahren wurden zwar fUr Dieselmotoren entwickelt, aber sie sind nach entsprechenden Untersuchungen auch fUr Ottomotoren geeignet /8.42/. In Bild 8.34

197

ｾ

p. 300

°c 260

t

ｲＮｯ＠

3

I

300

7.85 bar

250

.C

LSD

180

t

lOa 140

:::: ｾ＠---

ｾ＠

-

...-

....-

V"

V

.......-

200

tK

,

I

13.7 11.8 9.8

220

/' ,

® CD

ｾ＠

@

®

o

50 100 800

1000

1200

min-1

1600

n",_

Bild 8.34 Temperatur in Kolbenbodenmitte eines ungekUhlten Leichtmetallkcilbens von 180 mm Durchmesser eines aufgeladenen Dieselmotors /7.6/

a

8

10

12

p.--14

16 bar 18

Bild 8.35 Temperaturen in einem gekUhlten, zweiteiligen Kolben eines mittelschnelllaufenden Dieselmotors von 520 mm Durchmesser /8.37/

ist die Temperatur in der Mitte der Kolbenkrone eines nicht gekUhlten Leichtmetallkolbens von einem aufgeladenen Dieselmotor mit 180 mm Bohrung aufgetragen. Bei 1600 min- I steigt die Temperatur von 264 auf 3030 C, 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- I bei dem konstanten Mitteldruck von 13,7 bar, d.h., die Wandwiirme steigt in diesem Fall mit dem Mitteldruck etwas langsamer an als mit der Drehzahl. Ein verhiiltnismiiBig kleiner Temperaturanstieg mit dem Mitteldruck wird auch an dem gekUhlten zweiteiligen Kolben mit Stahlkrone des M.A.N.-Motors 6V 52/ 55 beobachtet, Bild 8.35.

In der Tabelle 7.IV waren schon Beispiele Uber den EinfluB der Ladelufttemperatur auf die Wandwiirme gegeben worden. Bild 8.36 zeigt die Beziehung zwischen Wandwiirme und Verbrennungsluftverhiiltnis fUr konstante Einspritzmenge bei unveriinderter Drehzahl, d.i. angeniihert fUr konstante Leistung. Wenn der Ladedruck und damit das Verbrennungsverhiiltnis erhoht werden, nimmt die Wandwiirme Qw ab, und zwar weniger, wenn der 198

t

130 ba

Pmo·1

r

p... ,110 100

t 20

aw %

-:r-I

:--

r--

J..

-

aw

I

I

1.6

1.7

I

1.8

I-

I -j- -

I

15

I.S

--

I

1.9 2.0 AV-

I

I

2.1

2.2

Bild 8.36 Wandwarme QW' Ladedruck PE und indizierter Wirkungsgraa 1). als Funktion des ｖ･ｲ｢ｮｵｧｾｬｦ＠ tGberschusses 11 v fUr konstante Einspritzmenge; konst. Einspritzbeginn ------- konst. 2unddruck Pmax

Bild 8.37 Prinzip des Gasdurchtrittes durch die Wande eines Keramik-RuBfilters

2unddruck dabei steigt. Der indizierte Wirkungsgrad ist in jedem Fall besser. Diese MaBnahmen konnen sich auf die mechanische Belastung einerseits und thermische andererseits,

teils

gegensinnig

(Verbrennungsluftverhiiltnis),

teils

gleichsinnig (Verdichtungs-

verhiiltnis, Zundbeginn) auswirken. In der Literaturstelle /8.43/ wird angegeben, daB bei dem Dieseltnotor SEMT -Pielstick PA 6 V 280 die im Kuhlwasser abgefUhrte Wiirmemenge bei gleicher Leistung urn 21 % sinkt, wenn das Verdichtungsverhiiltnis von 12,5 auf 8,5 erniedrigt wird. Es ist nicht zu umgehen, daB die Wandwiirme mit steigender Aufladung hoher wird. Dem muB durch die konstruktive Gestaltung Rechnung getragen werden. Fur sehr hohe Aufladegrade werden 2ylinderkopf, Zylinderbuchse und Kolben, insbesondere bei groBen Motoren, so konstruiert, daB das Kuhlmittel nahe an die Brennraum-Innenwand herangefUhrt wird, und die Krafte durch die weiter auBen liegenden, gut gekuhlten Teile aufgenommen werden (strong back design), Beispiele von 2ylinderkopfen und 2ylinderbuchsen mit Kuhlbohrungen nahe der Innenwand sind verschiedentlich beschrieben worden /8.44; 8.45; 8.46/. Die AuBenwand ist hierbei steif und bleibt verhaltnismaBig kuhl und damit frei von thermischen Spannungen.

199

Bei

Pkw-Motoren wird

die

Aufladung

haufig an demselben Basismodell eingefUhrt,

das als Saugmotor konzipiert war und auch parallel zum Auflademotor weiterhin als Saugmotor im Programm bleibt. Mit RQcksicht auf die Fertigungskosten sollen beide Modelle moglichst viele Gleichteile haben, insbesondere sollen diese an den gleichen Fertigungseinrichtungen bearbeitet werden konnen. Die Moglichkeit zum betriebssicheren Auffangen der erh6hten mechanischen und thermischen Belastungen durch die Aufladung sind daher eingeengt, z.B. auf: Verstarken der Deckplatte des Gehauses und starkere Stiftschrauben, Erh6hen der Dauerwechselfestigkeit der Kurbelwelle durch andere Oberf1achenbehandlung, Anspritzen der Kolben mit KQhl61 aus einer gesondert angebrachten SpritzdQse oder der Einbau von Kolben mit KQhlkanal, natriumgekQhlte AuslaBventile, Material h6herer thermischer Widerstandsfahigkeit fUr den Zylinderkopf, Erh6hen von tll- und Wasserdurchsatz u.a .• Am Ende des Kap. 11.1.2 sind weitere MaBnahmen bei Pkw-Motoren angegeben und schlieBlich sind in Kap. 11.4.1 und 11.4.2 praktische Beispiele fUr die Anderungen an Auflade- gegenQber den Basis-Saugmotoren aufgefUhrt.

Bild 8.38 Foto eines aufgeschnittenen RuB filters von Zeuna-Starker. Der keramische Wabenk6rper ist in dem doppelten Blechgehause tiber ein Drahtgewebe gelagert

200

Schrifttum zu Kapitel 8

/ 8.1/

Wallace, F.: Vergleich des Gleichdruck- und StoB-Aufladeverfahrens bei Abgasturbo-Aufladung von Dieselmotoren mit hohem Aufladedruck. MTZ 25 (1964) S. 186/201

/ 8.2/

Meier, E.: Die Anwendung von Pulse-Convertern bei Viertakt-Dieselmotoren mit Abgasturbo-Aufladung. Brown, Boveri-Mitteilung Bd. 55 (1968) S. 420/428

/ 8.3/

Birmann, R.: New developments in turbocharging. Society of Automotive Engineers, Annual Meeting Detroit, Mich. 11. •• 15 January 1954

/ 8.4/

Meier, E.: Neuere Abgassysteme fUr turboaufgeladene Verbrennungsmotoren. Brown, Boveri-Mitteilung Bd. 58 (1971) S. 161/166

/ 8.5/

Takemoto, Y.: Supercharging Systems on Four-Stroke Medium Speed Diesel Engines. ISME Tokyo'73 Technical Papers (1973)

/ 8.6/

Meier, E.: Development of Exhaust Gas Turbochargers and Pressure-Charging Systems for Diesel Engines with high effective Pressures. CIMAC-Congress 1973 Washington, Paper 2

/ 8.7/

Zehnder, G. und Meier, E.: Exhaust Gas Turbochargers and Systems for high Pressure Charging. CIMAC-Congress 1977 Tokyo, Paper A 8

/ 8.8/

Curtil, R. and Magnet, J.: Exhaust Pipes Systems for high Pressure-Charging. Conference on Turbocharging and Turbochargers, Inst. of Mech. Engineers, London 1978

/ 8.9/

Vormstein, W. und Rausche, G.: Investigation of various Turbocharging Systems for a· Medium Speed Four-Stroke Diesel Engine. CIMAC-Congress 1979 Vienna, Paper D 37

/8.10/

Magnet. J.L. and Curtil, R.: Suralimentation a Convertisseur d'impuision Modulaire et Temperature de Portee de Soupapes d'Echappement. CIMAC-Congress 1979 Vienna, Paper D 38

/8.11/

Zinner, K.: Das Beschleunigungsverhalten des Dieselmotors mit Abgasturbolader. MTZ 13 (1952) S. 41/44 und 64/66

/8.12./ Schulz, B.: Mack's New Maxidyne Constant Power Vehicle Package. Diesel and Gas Turbine Progress, Dec. 1966, S. 17/19 /8.13/

Schulmeister, R.: Improvement of Load Assumption Characteristics of Turbocharged Diesel Engines for Gensets. CIMAC-Congress 1979 Vienna Paper D 66; s. a. MTZ 40 (1979) S. 457/458

/8.14/

Chardini-Zareh, M.S. and Wallace, F.J.: Variable Geometry versus Two Stage Turbocharging of high Output Diesel Engines. Conference on Turbocharging and Turbochargers. Inst. of Mech. Engineers, London 1978

/8.15/

Harp, J.L. and Ostway T.P.: Centrifugal Compressor Development for a Variable Area Turbocharger. Turbocharger and Turbocharged Engines, SAE AP-442 (1979)

/8.16/

von der Null, W.T.: Zunehmende Einfuhrung des Abgasturboladers auch fUr Ottomotoren. MTZ 24 (1963) S. 321/325

/8.17/

Cholvin, R.L.: Turbocharger-Controls. SAE-Paper 546 A 19.62

201

/8.18/

Satoh, H. et al.: Development of a Variable Geometry Turbocharger for Trucks and Buses. International Gas Turbine Congress Tokyo 1983

/8.19/

Power Dilemma at Indy. Diesel and Gas Turbine Progress, July 1968, S. 25

/8.20/

Tholen, P. und Killmann, I.: Investigations on highly turbocharged aircooled Diesel Engines. CIMAC-Congress 1977 Tokyo Paper A II

/8.21/

Sjoberg, H.: Towards 700 cSt/50 o C with WartsWi-Wasa mediumspeed diesel engines. Hansa-Schiffahrt-Schiffbau-Hafen 119 (1982) S. 1212/1214

/8.22/

Bericht uber den XIII. Fisita-KongreB in Brussel. MTZ 32 (1971) S. 368/373

/8.23/

Addie, A.N.: Design and Development of Turbochargers for the General Motors Corporation Series 567 Engines. A.S.M.E. Meeting May 22, 1960

/8.24/

Rau, B. und Stankewitsch, L.: Niedriglastbetrieb von hochaufgeladenen mittelschnellaufenden Dieselmotoren. Hansa-Schiffahrt-Schiffbau-Hafen Jg. 116 (1979) S. 1721/1724

/8.25/

CIMAC-Recommendations for Diesel Engine Acceptance Tests. CIMAC Secretary, Paris 1961

/8.26/

Zinner, K. und Wunsch, A.: Leistungsbemessung und Prufung von aufgeladenen Viertakt-Dieselmotoren unter geanderten autmospharischen Bedingungen. Erlauterungen zur CIMAC-Empfehlung 1971, MTZ 32 (1971) S. 393/403

/8.27/

Woschni, G. und Anisits, F.: Eine Methode zur Vorausberechnung der Anderung des Brennverlaufes mittelschnellaufender Dieselmotoren bei geanderten Betriebsbedingungen. MTZ 34 (1973) S. 106/115

/8.28/

CIMAC-Recommendations for Supercharged Diesel Engines Part I and II. CIMAC Secretary, Paris 1971

/8.29/

v. Schnurbein, E. u. Bucher, J.: Experience with the Rating and Operation of Medium Speed Four-Stroke Engines under extreme Site-Conditiones. CIMAC-Congress 1981 Helsinki

/8.30/

Zinner, K.: Beitrag zur Umrechnung der Hohenleistung von Verbrennungsmotoren. M.A.N.-Forschungsheft 1954, S. 98/119

/8.31/

Restin, A. und Mitverfasser: Thermodynamische Auswertung der Versuche zum Hohenverfahren eines Viertakt-Dieselmotors mit Abgasturbo-Aufladung. Forschungsbericht der Forschungsvereinigung Verbrennungskraftmaschinen Frankfurt, Heft 60

/8.32/

Zinner, K. und Eberle, M.K.: Die Leistungsumrechnung und PrUfung aufgeladener Diesel- und Gasmotoren bei geanderten atmospharischen Bedingungen. MTZ 40 (1979) S. 67/71 Power Conversion and Testing of Supercharged Diesel and Gas Engines Operating under Changed Atmospheric Conditions. Diesel Engineering Nr. 802 Autumn 1979, S. 131/135

/8.33/

Cekar, R.R.: Trends in Diesel Engine Charge Air Cooling. SAE Paper 820502

/8.34/

Tholen, P. u. Streicher, K.: Neue Erkenntnisse bei der Entwicklung luftgekuhlter Dieselmotoren unter besonderer Berucksichtigung des Umweltverhaltes. CIMACCongress Washington 1973, 21, S. 511/536; s.a. MTZ 34 (1973) S. 263/264

202

/8.35/

Anisits, F. et al.: Developments for Reduction of Polution of Passenger Car Diesel Engines. SAE-Reprint No. 845079

/8.36/

Wiedemann et al.: Regeneration of Partikulate Filters at Low Temperatures. SAE Paper 830086

/8.37/

Groth, K.: Die Verlagerungsbahn des instationar belasteten Gleitlagers und ihr Nutzen fur den Konstrukteur. Konstruktion 26 (1974) S. 165/170

/8.38/

Zinner, K.: ｐｯｾ･ｲ＠ Increase and Reliability of Diesel Engines. ASME-Publication No. 71-DGP-II

/8.39/

Mohlenkamp, H.: Beitrag zur Berechnung der Lagerbelastung und der Verlagerungsbahnen schnellaufender Hochleistungsdieselmotoren. Diss. TU Hannover 1974

/8.40/

Woschni, G.: A Universally Applicable Equation for the Instantaneous Heat Transfer Coefficient in the Internal Combustion Engine. SAE-Paper 670931 (1976)

/8.41/

Woschni, G.: Die Berechnung der Wandverluste und der thermischen Belastung der Bauteile von Dieselmotoren. MTZ 31 (1970) S. 491/494

/8.42/

Willenbockel, 0.: Die Anwendung realer ProzeBrechnungen zur quantitativen Erklarung der Stickoxidemission eines Ottomotors. Diss. TU Braunschweig 1973 Fieger, J. und Csallner, P.: Warmeubergang und Brennvelauf im Ottomotor. 1. TeilabschluBbericht, Vorhaben Nr. 190 der Forschungsvereinigung Verbrennungskraftmaschinen e. V., Frankfurt/M.

/8.43/

Hermann, M.R. und Treuil, M.B.: Nouvelles perspectives de development des Moteurs Diesel 11 4 temps. CIMAC-Congress Barcelona 1975 Vol. 2, S. 841/8-71

/8.44/

Wolf, G. und Mitarbeiter: Bohrungsgekuhlte Brennraumteile an Sulzer-Dieselmotoren. MTZ 39 (1978) S. 355/365 Bahr, A.: Der neueste Entwicklungsstand der Sulzer-Diesel motor en. MTZ 37 (1976) S. 335/341

/8.45/

¢:;tergaard, A. und Schmidt-Sorensen, J.: Development of the K-GF-type engines. A Special Survey by the Motorship, Nov. 1972, S. 54

/8.46/

Hafner, R. und Lindner, H.: Strahlgekuhlte WaQen - ein neues Konstruktionselement fur Bremmraumwande. MTZ 38 (1977) S. 255/257

/8.47/

Druckschriften der Firma Zeuna-Starker GmbH & Co KG.

/8.48/

Nonnemann, M.: Metalltrager fur Abgaskatalysatoren. MTZ 45 (J 984) S. 493/499

/8.49/ Klaunig, W. und Will, K.: GroBe Diesel-Gasmotoren mit hohen Wirkungsgraden und geringer Umweltbelastung. MTZ 46 (J 985) S. 207/213

203

9.

ABWANDLUNGEN VON 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 zugrunde, in den durch den Ansaughub (Viertakt) oder durch ubliche SpUlung mit niedrigem SpUldruck (Zweitakt) gefullten Zylinder zusatzlich etwas hoher

verdichtete Luft oder

Ladung kurz

vor

Kompressionsbeginn hineinzudrucken.

Hierbei - und darin Iiegt der Vorteil - braucht nur ein Teil der Ladung auf ein hoheres Druckniveau verdichtet zu werden, womit im Vergleich zur Aufladung an Laderleistung gespart werden kann. Die Nachladung wurde bei groBen Zweitakt-Dieselmotoren in der Form angewandt, in der uber den ublichen SpUlkanalen sogenannte Nachladekanale angeordnet waren. Diese waren mit der Spulluftleitung uber Ruckschlagventile verbunden, um ein Ruckschlagen der Auspuffgase im Expansionshub zu vermeiden, Bild 9.1. Zum Nachladen

Bild 9.1 Gesteuerte Nachladekanale bei einem groBen ZweitaktDieselmotor, Bauart Gebr. Sulzer, Winterthur

wurde der Druck in den Nachladekanalen uber ein gesteuertes Ventil um 0,3 •.. 0,4 bar

204

uber den Druck in den SpUlkanalen erhoht /9.1/. / Bei Viertaktmotoren hat die Nachladung insbesondere fUr GroBgasmaschinen (Gichtgasmaschinen in Huttenwerken) 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 EinlaBventil, wobei aber zunachst nur die Verbindung zu dem Kanal freigegeben wird, in dem sich Luft mit einem Uberdruck von 0,2 ••• 0,3 bar uber dem atmospharischen Druck befindet. Diese Luft spUlt, da ja das AuslaBventil noch offen ist, die Restgase aus dem Zylinder hinaus. Bei steigendem Hub des EinlaBventils wird uber den mitbewegten Schieber die Verbindung zu dem unter Uberdruck stehenden

Kanal geschlossen, die

Verbindung zu den unter atmosphar'ischem

Druck

stehenden Luft- und Gaskanalen 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 Dreikanal-Steuerung fur eine Viertakt-GroBgasmaschine mit RestgasausspUlung und Nachladung, Bauart M.A.N.

Der Erfolg dieser SpUlung und Nachladung war gut, 30% Leistungssteigerung waren mit einem geringen Leistungs-Aufwand fUr die Luftverdichtung mogIich. Da die mit Zylinder-Durchmessern bis zu 1500 mm ausgeflihrten GroBgasmaschinen ein sehr niedriges

205

Verdichtungsverhaltnis, d.h.

(v h

+

vc) : Vc rd. 4 : I hatten, war die Restgasmenge groB;

durch deren AusspGlung wurde allein schon ein merklicher Leistungsgewinn erzielt. AuBerdem war es wegen des groBen Kompressionsraumes moglich, groBe Ventile unterzubringen, die Drosselverluste waren zusammen mit der niedrigen Kolbengeschwindigkeit gering. Damit konnte auch wah rend der verhaltnismaBig kurzen Nachladezeit genugend Luft in den Zylinder gebracht werden.

Verdichtungshub

Saughub

Ausschubhub

Expansionshub

p

ansaugen von gasreichem Gemisdl spUien

UT

OT

OT

UT

'P - -

OT

Bild 9.3 Steuerschema zum Motor nach Bild 9.2

Bei schnellaufenden

Motoren

hoheren

Verdichtungsverhaltnisses sind die

Aussichten

eines solchen Verfahrens schlecht. Es ist schwierig, genugend groBe Ventilquerschnitte fUr ein Zusatzventil unterzubringen, dieses Ventil darf nur kurzzeitig offnen und damit werden auch die Zeitquerschnitte klein. Die starke Drosselung erfordert ein hohes Druckniveau fur die SpGl- und Nachladeluft, womit der Aufwand an Verdichtungsarbeit trotz kleiner zu verdichtender Menge hoch wird. Diese Grunde sind wahrscheinlich dafUr

maBgebend, daB

eine erfolgreiche Ausfuhrung der Nachladung bei modernen

Motoren nicht bekanntgeworden ist, obwohl der Gedanke auf Verwirklichung eines solchen Verfahrens manchmal wieder aufgetaucht ist. Heute ist man in der Lage, mit Hilfe von Ladungswechsel- bzw. ganzen KreisprozeBrechnungen nachzuweisen, was man von solchen Verfahren im speziellen Fall erwarten kann und was nicht. Nachladen wird heute praktisch - neben dem Zuladen zum Aufnehrflen von LaststoBen /8.13/ - nur in Verbindung mit der Zylinderabschaltung zur Starthilfe angewandt (s. Kap. 9.7.2), wobei die Luft aus den abgeschalteten in die zundenden Zylinder ubergefUhrt wird.

206

9.2

Die Auspuffabtrennung

Diesem Verfahren, das insbesondere fUr Zweitaktmotoren konzipiert wurde, liegt der Gedanke zugrunde, nur die Vorauspuffenergie mit einem wesentlich hoheren Druckniveau als bei der Abgasturbo-Aufladung ublich ist, zur Arbeitsleistung in der Turbine heranzuziehen, d.h.

von dem Ausschubvorgang (Viertakt) oder dem SpUlvorgang (Zweitakt)

abzutrennen. Die durch Ausschieben oder SpUlen aus dem Zylinder zu entfernenden Verbrennungsgase werden nicht durch die Turbine geleitet. Bei diesem Verfahren wird zwar das GeHille in der Turbine, d.h. die auf die Mengeneinheit bezogene Enthalpie groBer, aber der Massenstrom durch die Turbine m T wird kleiner, in der Regel sogar wesentlich kleiner als der Massenstrom durch den Lader mL" Dazu kommt noch, daB mit dem notwendigen Umschalten von Auspuffen auf SpUlen Zeitquerschnitt verlorengeht, d.h., die Drosselverluste sind hoher. Das wurde bei der BefUrwortung solcher Verfahren haufig ubersehen. Ob eine Vorauspuffabtrennung Aussicht auf Gewinn hat, hangt entscheidend davon ab, ob zusatzliche Querschnitte genGgender GroBe fUr den Vorauspuff im Zylinderkopf oder Zylindermantel untergebracht werden konnen. Auch hier kann die KreisprozeBrechnung eine Aussage uber den moglichen Erfolg oder Nichterfolg bei der speziellen Konstruktion machen. Versuche zur Ausnutzung der Vorauspuffenergie

bei

Zweitaktmotoren

haben

keinen

befriedigenden

Energiegewinn gebracht

/9.2/. Uber das Ergebnis eines Rechenbeispiels fGr Viertaktmotoren mit 2 Abgasturbinen verschiedenen Eintrittsdruckes siehe unter Kap. 7.5. Eine praktische Bedeutung hat die Vorauspuffabtrennung bisher nicht erlangt.

9.3

Die Turboldihlung

9.3.1

Die Turbokuhlung von Viertakt-Dieselmotoren

Wie in Kap. 7.4 dargelegt, kann die Leistung des aufgeladenen Motors durch die LadeluftkGhlung nicht unbetrachtlich gesteigert werden. Die Grenze des erreichbaren Minimums der Ladelufttemperatur ist durch die KGhlmitteltemperatur gegeben. Aus praktischen und wirtschaftlichen Grunden (KuhlergroBe) liegt im Vollastpunkt die Ladelufttemperatur stets merklich hoher als die Eintrittstemperatur des KGhlmittels in den Ladeluftkuhler. Der starke EinfluB der Ladelufttemperatur auf die Leistung legt den Gedanken nahe, die Temperatur des Kuhlmittels fUr die Ladeluft durch einen besonderen Kaltekreislauf moglichst niedrig zu halten. Solche Verfahren, sowohl in Verbindung mit einer AbsorptionsKaltemaschine (wobei der Energieaufwand fGr die Kalteerzeugung den Auspuffgasen oder dem KGhlwasser entnommen werden wGrde) als auch in Verbindung mit einer Kompressions-Kaltemaschine sind otters vorgeschlagen worden. In der Schrifttumsstelle /9.3/ 207

sind die auf die Leistungssteigerung bezogenen zusatzlichen Kosten und der zusatzliche Gewichtsaufwand

eines

Kreislaufes

mit

Kompressions-Kaltemaschine

fOr

bestimmte

Annahmen berechnet worden. Wenn auch die berechneten Zahlenwerte mit 7,6 ••• 10,95 £/PS (1959) und 5,12 ••• 7,12 kg/PS etwas niedriger Iiegen als die Leistungskosten und das Leistungsgewicht (Jetzteres allerdings nur fOr langsam- und mittelschnellaufende Motoren) des aufgeladenen Motors selbst, scheint der apparative Aufwand diesen Weg der Leistungssteigerung doch nicht zu lohnen /9.4/. Auch die TurbokOhlung bietet die Moglichkeit, die durch die KOhlmitteltemperatur gegebene Grenze zu unterschreiten /9.5/. Das Schema der TurbokOhlung, bei der ein zweiter Abgasturbolader als sogenannte TurbokOhlgruppe TKG hinter dem Abgasturbolader ATL geschaltet ist, geht aus Bild 9.4 hervor. Urn die bereits frOher getroffene lFestsetzung der Bezeichnungen fOr die Zustande bei Lader- und Turbineneintritt sowie

-----int-----, W sl

.1

2

Kl

I

8

LK

4

t ATL Bild 9.4 Aufgeladener Motor mit TurbokOhlung. TA: Turbine, LA: Lader des Abgasturboladers ATL; LK: Lader; TK: Turbine der TurbokOhlgruppe TKG; K I' Ki KOhler

-Austritt beibehalten zu konnen, folgt die Numerierung der Zustande in diesem Bild nicht konsequent der Stromungsrichtung. Die im Lader LA verdichtete Luft wird, gegebenenfalls nach ZwischenkOhlung durch den KOhler K I im Lader LK der TurbokOhlgruppe TKG weiter verdichtet. Dieser Lader wird durch die Turbine TK der KOhlgruppe angetrieben, in der die Luft nach Durchstromen eines KOhlers K2 expandiert. Leistungsgleichgewicht in der KOhlgruppe 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 Expansionsverhaltnis in der Turbine TK erheblich groBer ist als das Druckverhaltnis im Lader LK. Das Druckverhaltnis in der Turbine muB z.B. rd. doppelt so hoch

208

sein als das Druckverhaltnis im Lader, wenn der Gesamtwirkungsgrad der TurbokGhlgruppe 50% betragt. Das erfordert, daB der Druck nach dem Lader LA (Zustand 2) erheblich hoher liegen muB als der Ladedruck bei Eintritt in den Zylinder (Zustand 8). Dieser hohere Druck nach dem Lader LA kann wiederum nur durch ein groBeres Gefalle in der Turbine TA erreicht werden, d.h. durch starkeres Aufstauen der Auspuffgase im Vergleich zu dem Gblichen Aufladeverfahren mit Abgasturbolader und LadeluftkGhlung. In /9.6/ sind ausfUhrliche Berechnungen Gber die Wirkung der TurbokGhlung fUr verschiedene LadedrGcke, ATL- und TKG-Wirkungsgrade, Verbrennungsluftverhaltnisse, Wassertemperaturen fGr die RGckkGhlung der Ladeluft u.a. durchgefUhrt, und zwar jeweils in Abhangigkeit von der Hohe des Aufstaudruckes vor der Turbine T A des ATL, d.h. von dem Verhaltnis p A/PE bzw. pi P8' Bild 9.5 gibt ein Rechenbeispiel fUr den EinfluB des ATL-Wirkungsgrades auf die Leistungssteigerung p /p bzw. die Verbrauchsanderung e eo be/beo wieder, wobei der Index e die Werte des Motors mit TurbokGhlung, der Index eo die des nur ladeluftgekGhlten aufgeladenen Motors mit gleichem Ladedruck und gleichem Verbrennungsluftverhaltnis bedeuten. Die Leistungssteigerung mit einem fUr mittelgroBe Motoren schon recht gutem ATL-Wirkungsgrad von 0,65 errechnet sich zu rd. 12%. Das ist im Vergleich zu dem Aufwand (TurbokGhlgruppe, zusatzlicher KGhler, Leitungen) nicht allzu vie 1 und kann mit den anderen Verfahren der Leistungssteigerung, die auch einen zweiten ATL benGtzen, nicht konkurrieren, s. Kap. 9.4, 9.5, 9.7 und 9.8.

'"

-

-

...........

1.18 1.16

t 1.12 V

1.06

t 1,02 Bild 9.5 EinfluB des Abgasturbolader-Wirkungsgrades 'IIA L auf die erreichbare Leistungsslelgerung. PE 2,5 bar, ｾ＠ 1,7; .. 'II ATL -1) TKG = cf,05; 2 Kuhler

=

=

/

/

/'

V

/" ｾ＠

beO 1.01

1.00

--

1]ATL= ＰＮＵｾＬ＠

ＰＮＶｾＢ＠

0.65 ｾ＠ 0.70, 0,." ::..- ｾ＠ I ,

0.70

ｾ＠

/ / / ' ｾ＠

/ /V/ /'"

be

0.75

MO

ｾ＠

ｏｾ＠

/ / ' /'"

1.04 1.00

V

/'

P.. 1.10 PeO 1.08

1,02

0 7.9--'

1] ATL=

1.14

ｾ＠

I !

0.85

0.90

0.95

tOO

PA/PE - -

209

Obwohl durch die TurbokUhlung von Gasmotoren mehr erreicht /9.7/ und sie auch praktisch angewandt wird /9.8/, ist auch hier der Erfolg im Vergleich zum Aufwand nicht sehr grof3 und wird insbesondere bei Gasmotoren von dem im nachsten Kap. 9.4 beschriebenen Millerverfahren Gbertroffen.

9.4

Das Supairthermal-Verfahren (Miller-Verfahren)

Dieses von Frank Miller angeregte und verwirklichte Verfahren, das zum Beispiel in /9.9; 9.10/ beschrieben ist, unterscheidet sich von dem Ublichen Aufladeverfahren durch den veranderlichen Schlief3zeitpunkt des Einlaf3ventils. Mit steigender Last, d.i. mit steigender Aufladung wird das Einlaf3ventil immer frGher geschlossen, so daf3 der Zylinder nur unvollkommen mit Frischladung gefUllt wird. Vor dem Verdichtungshub, d.h. noch wahrend des Ansaughubes, expandiert die Ladung im Zylinder bis zum auf3eren Totpunkt und kUhlt sich dabei abo Die Verdichtung beginnt - allerdings auf Kosten der mit gleichem Ladedruck sonst erreichbaren Ladungsmenge - von einem niedrigeren Temperaturniveau aus als bei voller FUllung des Zylinders. Ein

im

Vergleich

zum

effektiven

Kompressionsverhaltnis

vergrof3ertes

Expansions-

verhaltnis mit Hilfe des geanderten Schlief3zeitpunktes des Einlaf3ventils ist schon von Letomb fUr nicht aufgeladene Ottomotoren vorgeschlagen worden, siehe /9.11/. Hier hatte diese Maf3nahme den Sinn, bei einem durch die Klopfgrenze beschrankten effektiven Verdichtungsverhaltnis den indizierten Wirkungsgrad durch die verlangerte Expansion zu verbessern. Bei nichtaufgeladenen Motoren hat man zu berGcksichtigen, daf3 mit der verringerten FGllung des Zylinders die aus einem gegebenen Hubraum erreichbare Leistung vermindert und damit auch der mechanische Wirkungsgrad verschlechtert wird. Bei aufgeladenen Motoren kann dieser Nachteil der verringerten ZylinderfGllung dadurch kompensiert werden, daf3 der Ladedruck entsprechend erhoht wird. Man kann den Sinn des Verfahrens bei Dieselmotoren auch durch die andere Aufteilung der Verdichtung im Lader und im Motorzylinder erklaren, Bild 9.6. Wahrend bei der Gblichen Aufladung nach dem theoretischen Diagramm der Pkt. 2, d.i. der Zustand bei Laderaustritt, mit dem Pkt.

lz, d.i. der Zustand bei Verdichtungsbeginn im Zylinder, zusammenfallt,

siehe Bild 9.6 links, liegt der Pkt. 2 nach dem Millerverfahren schon in der Verdichtungslinie, Bild 9.6 rechts. Da bei gleicher Temperatur des KGhlmittels im LadeluftkGhler die Moglichkeit besteht, durch LadeluftkGhlung die Temperatur tE vor Zylindereinlaf3 unabhangig yom Laderdruckverhaltnis PZ'P 1 etwa gleichzuhalten, ist die Temperatur bei Verdichtungsbeginn

210

im Pkt. lz beim Millerverfahren niedriger als bei der Ublichen Aufladung mit LLK ｾ＠ P 2 mit Hilfe des Druckverhaltnisses im Lader beim Millerverfahren nun so wahlen, daB die DrUcke im Pkt.) 1z bei ATL-

(ATL-Verfahren). Man kann die Druckhohe PE

und Millerverfahren gleich sind, siehe Bild 9.6; in diesem Fall hat man bei letzterem gleichen Kompressionsdruck, etwa gleichen Hochstdruck (dieser hangt etwas von der ausgenUtzten

Mehrleistung ab), eine niedrigere Anfangs- und Verdichtungstemperatur

und eine groBere Ladungsmenge, die bei gleichem

A z eine hohere Leistung ermoglicht.

Man kann aber auch den Druck PE im Millerverfahren (bei gleicher Steuerzeit, d.h. gleicher VerkUrzung der Kompression im Zylinder wie oben) so wahlen, daB man gleiche Ladungsmenge erreicht, dann sind Temperatur und Druck im Pkt. Iz niedriger als beim

A. z und gleicher Leistung

ATL-Verfahren. Bei gleichem Verbrennungsluftverhaltnis

werden dann die DrUcke und Temperaturen im gesamten Hochdruck-Diagramm niedriger, und damit sinken die mechanischen und thermischen Beanspruchungen. Selbstverstandlich sind auch Zwischenwerte moglich, d.h. eine nur teilweise AusnUtzung der moglichen Leistungserhohung bei etwas niedrigeren DrUcken und

Temperaturen.

Die Wahl des

gleichen Ladedruckes PE im Miller- wie beim ATL-Verfahren hat wenig Sinn, da dann wegen der

verringerten

Ladungsmenge die Leistung von

vornherein niedriger wird.

Uber die isentrope Zustandsanderung von Zustand 1 nach Zustand 2 auf der einen, P2; tE < t 2) nach Zustand Iz auf der anderen Seite, laBt sich leicht ausrechnen, daB fUr den verlustlosen KreisprozeB bei 40% hoherem Ladedruck

yom Zustand E (PE ｾ＠

PE' d.h. 1,4mal so hohes Druckverhaltnis im Lader, und KUhlung auf die gleiche Eintrittstemperatur tE die Ladungsmenge im Millerverfahren rd. 10% groBer wird. Wahlt man bei gleicher Steuerzeit nur eine Steigerung des Ladedruckes um 30%, bleibt die Ladungsmenge bei beiden Verfahren etwa gleich, absoluter Druck und absolute Temperatur im Pkt. lz werden beim Millerverfahren aber um rd. 10% niedriger.

p

3z

p

4z

v

3z

4z

v

Vergleich der p-V-Diagramme nach dem vollkommenen Viertaktverfahren Bild 9.6 mit Abgasturbo-Aufladung (links) und dem Millerverfahren (rechts)

211

Die nach obiger DarJegung nicht unbetrachtlichen Vorteile des Millerverfahrens berucksichtigen nur das Hochdruck-Diagramm. Es ist aber zu beachten, daB man den h6heren Ladedruck beim Millerverfahren nicht geschenkt bekommt, sondern uber ein h6heres Aufstauen des Druckes vor der Turbine erzeugen muB. Das wirkt sich auf den Ladungswechsel (Ausschubarbeit, Restgasmenge) aus und verringert den Gewinn des Hochdruckteiles. Dieser EinfluB auf die gesamte durch das Millerverfahren erreichbare Leistungssteigerung wird haufig unterschatzt. Nur durch vollstandige reale KreisprozeBrechnungen unter EinschluB von Warmeubergang und Ladungswechsel laBt sich der wirkliche Vorteil des Millerverfahrens im Vergleich zur ublichen AufJadung ermitteln.

9.4.1

Das Millerverfahren bei Viertakt-Dieselmotoren

In Tabelle 9.1 sind Rechenergebnisse, die durch KreisprozeBrechnungen nach Kap. 6.3.6 gewonnen wurden, fur hochaufgeladene Viertaktmotoren nach ublicher Aufladung und nach dem Millerverfahren einander gegenubergestellt. Dem Vergleich wurde ein mittlerer

Tabelle 9.1 Rechnerischer Vergleich der AufJadung mit Ladeluftkuhlung (Spalte J) mit dem Millerverfahren (Spalten 2..• 4) bei einem hochaufgeladenen Viertakt-Dieselmotor. Die Ausgangswerte (Spalte J) sind an einem Einzy linderMotor mit nachgeahmter Abgasturbo-Aufladung gemessen LLK

Millerverfahren 2

3

4

Pe

bar

23,54

23,54

23,6

23,54

Ladeluftdruck

P2=PE

bar

3,35

4,16

4,51

4,9

Druck vor Turbine

P3 Az

bar

2,74

3,32

3,78

4,29

1,74

1,46

1,57

1,74

%

53

53

53

53

T3

K

872

914

888

870

H6chstdruck im Zylinder

Pz max

bar

136

119,2

127

130,4

spezifischer Kraftstoffverbrauch

b

216

220

215,3

217

Anderung der WandwarmeJ)

Qw

%

+6,1

+0,7

-4,8

Anderung den Kraftstoffverbrauches

b

%

+1,6

-0,3

+0,4

Anderung des spWifischen Luftdurchsatzes

I e

° ° °

-6,2

-6,2

+2,5

mittlerer effektiver Druck

Verbrennungsluftverhal tnis ATL- Wirkungsgrad Temperatur vor Turbine

J) Auf Verfahren I bezogen

212

'IJ ATL

e

e

ｾ＠

kW h

%

effektiver Druck von 24 kp/cm 2 (23,54 bar) zugrunde gelegt. Bei dem Millerverfahren wurde ein von 4,16 auf 4,9 bar steigender Ladedruck angenommen, gegenGber 3,35 bar beim ATL-Verfahren. Bei dem Ladedruck von 4,16 bar wird zwar ein urn rd. 17 bar niedrigerer Hochstdruck im Zylinder erreicht - der wesentlich niedrigere ZGnddruck wird haufig als besonderer Vorteil des Millerverfahrens in Anspruch genom men - doch nur unter Inkaufnahme hoherer Wandwarme (MaBstab fUr thermische Belastung) und kleineren Verbrennungsluft-Uberschusses. Erst bei dem auf 4,9 bar gesteigerten Ladedruck wird dassel be Verbrennungsluftverhaltnis

Az

1,74 und etwa auch dieselbe Auspufftemperatur erreicht wie bei dem

Vergleichsverfahren. Der spezifische Luftdurchsatz ist urn 2,5% hoher und die Wandwarme, dank der besseren KGhlung der Ladeluft urn 4,8% niedriger. Auch der maximale Druck im Zylinder ist etwas niedriger. Diese (geringen) Vorteile werden mit dem sehr hohen Ladedruck erkauft, der in diesem Fall wahrscheinlich eine zweistufige Aufladung erfordert, wah rend

man bei der Gblichen Aufladung mit einstufiger Aufladung aus-

kommen wGrde. BezGglich der praktischen Anwendung des Millerverfahrens fUr Dieselmotoren in Verbindung mit einer zweistufigen Aufladung war zuerst der Motor 6MD26x von Fuji Diesel, Japan, bekanntgeworden /9.12/. HierfGr wurden folgende Daten angegeben: Zylinderzahl: 6; Bohrung: 260 mm; Hub: 320 mm; Leistung: 2120 PS; Drehzahl: 750 min-I; mittlerer effektiver Druck: 25 kp/cm 2 ; Hochstdruck im Zylinder: 130 kp/cm 2 ; spezifischer Kraftstoffverbrauch: 158 g/PS h = 213 g/kW h; Ladedruck: 3,5 kp/cm 2 Gber dem AuBendruck. Diese Werte stimmen recht gut mit den Rechenwerten der Tabelle 9.1 Gberein. Der Motor ist mit zweistufiger Abgasturbo-Aufladung und zweistufiger ZwischenkGhlung der Luft ausgerGstet. Ein Vergleich der Spalte 1 mit den Spalten 2••• 4 der Tabelle 9.1 zeigt, daB durch das Millerverfahren bei hochaufgeladenen Dieselmotoren zwar gewisse Vorteile in bezug auf mechanische und thermische Belastung bei gleichem Mitteldruck erreicht werden konnen, dem aber der Nachteil des viel hoheren Ladedruckes gegenGbersteht. Seine Anwendung wird sich bei einer soichen Aufladehohe sicher nicht lohnen, bei der man bei dem Gblichen Verfahren mit LadeluftkGhlung (unter BerGcksichtigung des inzwischen gestiegenen ATL-Wirkungsgrades) noch mit der einstufigen Aufladung auskommt, wahrend man fUr das Millerverfahren schon die zweistufige Aufladung anwenden mGBte. Wenn man aber sowieso zur zweistufigen Aufladung gezwungen ist, hat das Millerverfahren auch bei Dieselmotoren seine Berechtigung. Ein wei teres Anwendungsbeispiel fUr das Millerverfahren s. Kap. 13.1.

213

9.4.2 Das Millerverfahren bei Gasmotoren Da sich die Temperatur bei Verdichtungsbeginn bzw. bei Verbrennungsbeginn bei Gasmotoren wegen des Klopfens we it starker auf die Leistung auswirkt als bei Dieselmotoren, ist beim Gasmotor mit dem Millerverfahren, ahnlich wie bei der Turbokuhlung, ein groBerer Vorteil als beim Dieselmotor zu erwarten. In der bereits erwahnten Arbeit, schrifttumsstelle /9.7/, wurde neben der Turbokuhlung auch das Millerverfahren bei Gasmotoren

durch

vergleichende

KreisprozeBrechnungen

eingehend

untersucht.

Bild

9.7 zeigt das steuer-Diagramm fUr das AuslaB- und EinlaBventil, bei letzterem mit den durchgerechneten Variationen fur fruheres Schlie Ben nach dem Millerverfahren. Wahrend fUr den normalaufgeladenen Motor das EinlaBventil 55 0 K W nach 235 0

ur

(Ij> Es =

K W, Zahlung ab Ladungswechsel-OT) schlieBt, sind fUr das Millerverfahren schlieB-

zeitpunkte von Ij>Es - 180, 160, 140 und 120 0 KW angenommen.

UT

28

mm 24

i

20

:

OT Auston

I I I

Einton

\ \/Ａｾ＠

I

il 1

12 8

II! o

AiY 480

520

UT

E··

-Ie:;

i 560

600

640

i , , ""'"\ : \

,,

/

'-.

, , \

\ \ \ \ \

/\ /\ / \, V

\

\ \

\ \

720

40

ｾ＠

\ \

\

\1,

\

\

\

\ \

\

\ \ \

\ \

1\

\

\ \1 \ \ \ \ \ \

\

\ \

\ \

1\ \

\ , \ \\ \ , ... "

ｾｉｓＮ＠

680

\

\

\

80

120

I I I ,I

\J

S.

160 °KW 240

4'--Bild 9.7 Ventilhub h des AuslaBventils und des EinlaBventils Imit veranderlichen vschlieBwinkeln Der Druckverlauf im Zylinder unter der Voraussetzung gleichen Kompressionsdruckes _ d.h. entsprechend hoherer Ladedruck bei fruherem Schlie Ben - und der dazugehorende Temperaturverlauf fUr die verschiedenen schlieBzeitpunkte geht aus Bild 9.8 hervor. iDie fUr einen Ladedruck P2 = 2,3 kp/cm 2 (2,26 bar), einen Abgasturbolader-Wirkungsgrad 1] ATL

= 0,6

und eine Ladelufttemperatur tE

= 60 °e

berechneten Betriebsdaten

in Abhangigkeit yom schlieBzeitpunkt des EinlaBventils zeigt Bild 9.9. Man erkennt, daB eine Leistungssteigerung an der Klopfgrenze von p e

-.;::; 0 Qj

0:

0,2

ｏｾ］Ｍ＠

R

1,0

1,5

5

2,0

Zeit-

Bild 9.15 Ansprechen eines Fahrzeugdieselmotors mit ATL bei pl6tzlicher Belastung; F: Regelstange, p : mitt!. Nutzdruck, n M: Motordrehzahl, PE: Druck vor Einlaf3, R: Rauchwert Ｈｂｯｳ｣ｨｾ＠ /9.23/

Neben den Faktoren

Drehmoment, Beschleunigung, Gerausch und Herstellungskosten

spielt heute auch der Kraftstoffverbrauch und das Abgasverhalten eine Rolle. Fur den Kraftstoffverbrauch sind Messungen im Fahrbetrieb aussagekraftiger als Prufstands-

223

Bild 9.16 Ansprechen des gleichen Motors wie in Bild 9.15 mit Comprex-Aufladung. Bezeichnungen wie in Bild 9.15

u.

1,0

IF

I

o

ＯｾＭ

ｾ＠

f--

f/

f

100

p. PE

t-'

%

...--nM

80

/,,-/ /'

/'

60

V"

40

//

o

...--

20

------- ---R 0,5

Zeit-

1,0

1,5

o

Bild 9.17 Verbrauchskennfeld eines 2,3 I Dieselmotors (Opel-Rekord) mit ComprexAufladung und LadeluftkGhlung /9.21/

14,----,----,----,---,,---,----,----,

ＸｾＭｲｈ＠ｴ Pe

400 Ｒｴ］ＺＡｾＱＵＰＭ＠ 1000

2000

4 00 min-'

3000 nM-

Tabelle 9.11 Vergleich der Ergebnisse von StraBen-Tests mit einem Lkw der Firma Saurer AG mit Motor Typ D 2 KT mit Abgasturbolader und 10-Gang-Getriebe (ATL-I0) und mit Comprex mit 10-Gang-Getriebe (Compr.-IO) und 5-Gang-Getriebe (Compr.-5) /9.23/ Die Werte mit ATL-IO sind gleich 100% gesetzt

StraBen in Deutschland Compr.-l0 %

mittlere Geschwindigkeit

StraBen in der Schweiz

Compr.-5 %

Compr.-l0 %

Compr.-5 %

104,5

102,2

107

110

mittlerer Kraftstoffverbrauch

95,7

97,1

96

96

Schalthaufigkeit

62

52

84

65

mittlere Motordrehzahl

94,6

93,4

224

t

R

keine Angaben

messungen, da das bessere Drehmomentverhalten des Comprex ein weniger haufiges Schalten und ein langeres Verweilen in den hoheren Gangen zulaBt. Die Tabelle 9.11 aus /9.23/ gibt fur einen Lkw den Verbrauchsvergleich fUr Aufladung durch ATL und Comprex wieder, die Tabelle 9.III aus /9.24/ den Vergleich der Verbrauchwerte desselben Fahrzeuges (Pkw) mit Ottomotor, Dieselsaugmotor, Dieselmotor mit Abgasturbo- und Comprex-Aufladung.

Tabelle 9.III Stadtverbrauch eines Pkw in 1/ 100 km bei verschiedenen Messungen und Fahrten /9.24/ Ottomotor

10,46

11,6

Dieselsaugmotor

8,39

8,8

Dieselmotor mit ATL

8,38

7,2

8,6

Dieselmotor mit Comprex

6,76

7,2

8,8

Durch eine gewisse Vermischung in der Front zwischen Abgas und Luft gibt es beim Comprex eine Abgasrezirkulation, durch die bekanntlich die Stickoxid-Emission vermindert wird. Diese ist automatisch bei niedriger Last groBer als bei hoher, Bild 9.18, /9.26/, d.h. sie regelt sich selbst, da ja Abgasruckfuhrung bei Vollast unerwunscht ist. Zusatzlich kann aber, wenn notwendig, durch ein Ventil in der LufteinlaB- oder Abgas-

lei tung eine weitergehende Regelung vorgenommen werden.

14 bar

-....

./

12

ｾ＠

.........

/

10

V

ｾ＠

< 0,5 Ofc

8 Pe

t

6 4

f

2

o

ｾ＠

1000

0.5%

- 1/ｾ＠ --

.........

i'S% 15%' .......

2000 -nM

ｾ＠

,.,

3000 mm-1 4000

Bild 9.18 Charakteristik der Abgasrezirkulation bei einem Pkw mit Comprex-Aufladung

SchlieBlich sei dar auf hingewiesen, daB auch schon eine zweistufige Aufladung mit

225

Hintereinanderschaltung von Comprex und ATL untersucht wurde /9.25/, vergleichsweise hierzu auch das Hintereinanderschalten von zwei Abgasturboladern. Mit beiden AusfUhrungen wurde im Versuch ein hochster Mitteldruck von rd. 28 bar bei voller Motordrehzahl erreicht, das Drehmomentverhalten und das Ansprechen waren beim Comprex wesentlich besser. Der Vollstandigkeit halber sei darauf hingewiesen, daB das Comprex-Verfahren bei Ottomotoren mit Vergaser nicht in Betracht kommt (Zundung des Gemisches an der Front zwischen Frischgas und Abgas im Rotor), wohl aber bei Benzineinspritzung. Allerdings liegt z.Z. noch keine Entwicklung dieser Aufladung fUr solche Motoren vor. Da der

Hauptvorteil

des

Comprex-Verfahrens im

schnellen Erreichen des notwendigen

Ladedruckes beim Beschleunigen liegt, ist die vorteilhafteste Anwendung dort gegeben, wo dies eine Rolle spielt. Das sind weniger Lkw- als Pkw-Motoren, sowie Motoren fUr Ackerschlepper und Erdbewegungsmaschinen. In Kap. 11 und 12 wird je ein Beispiel fUr ｾｩ･＠

Anwendung der Comprex-Aufladung fUr

einen Pkw- und einen Traktormotor gebracht.

9.7

Die Register-Aufladung

9.7.1

Beschreibung des Verfahrens

Bei der Register-Aufladung werden an einem Motor, der mit mehreren parallel geschalteten und im Stauverfahren arbeitenden Abgasturboladern ausgerustet ist, die einzelnen ATL mit steigender Last sowohl luft- als abgasseitig stufenweise zugeschaltet, bzw. mit fallender Last stufenweise abgeschaltet. Die Register-Aufladung wird irn englischen Schrifttum mit "Sequential-Turbocharging" oder auch mit "Split-Turbocharging" bezeichnet. Der Zu- und Abschaltvorgang wird durch die abgasseitige Drosselklappe gesteuert. Auf der Saugseite des Verdichters ist eine ungesteuerte Ruckschlagklappe vorhanden, die das Ladeluftsystem bei abgeschalteten ATL abdichtet. Diese Ruckschlagklappe wird durch den sich ruckwarts durch das inaktive Laderrad fortpflanzenden Ladedruck zugedruckt. Beim Start und bei niedriger Last stromt dan·n die gesamte Abgasmenge durch die Turbine des aktiven ATL, die sich vor dem kleineren Turbinenquerschnitt entsprechend hoher aufstaut und damit auch schon bei kleiner Last eine hohere Turbinenleistung und hoheren Ladedruck erzeugt, als wenn der Querschnitt aller Turbinen freigegeben werden wurde. Fur die Register-Aufladung reichen an sich zwei parallel geschaltete ATL aus. Wenn aber schon bei sehr niedriger Motordrehzahl ein hoher Ladedruck gewunscht wird und wenn die Ladedruck-Einbruche beim Zu- und Abschalten eines ATL klein gehalten werden sollen, sind mehr als zwei parallele Lader von Vorteil.

226

Die Register-Aufladung kann sowohl einstufig als auch zweistufig ausgefUhrt werden. Bei letzterer ist sie besonders wirksam und wohl auch besonders notwendig, da das Drehmomentverhalten ungeregelt umso schlechter ist, je hoher aufgeladen wird. Die Register-Aufladung wird im folgenden anhand der AusfUhrungen der MTU-Friedrichshafen naher

beschrieben, die dieses Verfahren besonders erfolgreich weiterentwickelt hat

und sowohl mit einstufiger als auch mit zweistufiger Aufladung anwendet /9.27; 9.28; 9.29; 9.30/. Das Schema der einstufigen Register-Aufladung ist in Bild 9.19, das der zweistufigen in Bild 9.20 wiedergegeben, die Bedeutung der Symbole geht aus der Beschriftung hervor. Zum Absichern gegen Uberdrehzahlen des noch unbelasteten Laders bei geschlossener Luftklappe

5011

die Abgasklappe nicht plotzlich geoffnet werden.

Sie wird daher bei Zuschalten eines ATL zunachst nur etwa 1/4 geoffnet und dann

Bild 9. 19 Schema der einstufigen Register-Aufladung T .•. Turbine, C •.. Lader _Abgas (strOmend) _ Abgas (nicht strOmend) c:::::J Luft (stromend) r:::.::ssJ Luft - (nicht strOmend) ::::$= Abgasklappe (gesteuert)

=Z= Riickschlagklappe

Bild 9.20 Schema der zweistufigen RegisterAufladung

kurze Zeit uber ein Gestange mit Schlepphebel von der noch geschlossenen Luftklappe festgehalten. Erst wenn die Luftklappe sich off net und der Lader damit beginnt, Leistung aufzunehmen, wird die weitere Offnung der Abgasklappe zusammen mit der Luftklappe freigegeben . Beim Abschalten kann die Abgasklappe schnell geschlossen werden.

227

In Bild 9.21 sind die Betriebslinien im Verdichterkennfeld fUr einen Motor mit zwei parallelen Abgasturbolandern fUr die Fime eingezeichnet, in denen entweder nur ein ATL aktiv ist oder beide zugeschaltet sind. Es geht daraus hervor, daB die Betriebslinien in beiden Fallen nahe dem Wirkungsgrad-Optimum liegen. Bild 9.22 ist ein Schrieb, aus dem das dynamische Verhalten eines Motors mit vier parallelen ATL wahrend des Schaltens beim Hochfahren aus dem Leerlauf hervorgeht. Der Ladedruck erleidet beim Zuschalten des nachsten ATL einen gewissen Einbruch, der sich im Drehmoment nur geringfugig und in der Motordrehzahl gar nicht bemerkbar macht. Die Drehzahl des zugeschalteten ATL steigt verhaltnismaBig schnell an, die Drehzahlen der bereits in Betr ieb befindlichen gehen beim Zuschalten des nachsten ATL etwas zuruck. Bei dem

Bild 9.21 Verdichterkennfeld fUr RegisterAufladung mit einem bzw. zwei aktiven ATL

ＱｾＧｲＭｙＺ］［＠ ｾｉ＠

kg ＱＰｴＭｲｾ｟ｆＫ＠

tao hsL

o

0.2

0.4

0.8

0.8

1.0

1.2

1.4 m3te1.8

'iJ-

Drehzahlanstieg ist der ZeitmaBstab zu beachten, der steile Anstieg des ATL Nr. 4 dauert immerhin zwei Sekunden. Der Druck vor dem Verdichter Nr. 4, der als letzter zugeschaltet wird, baut sich entsprechend dem wachsenden Ladedruck auf, bis er bei Offnen der dazugehorenden Luftklappe auf den AuBendruck absinkt. Das Verfahren bietet im wesentlichen folgende Vorteile: 1. Bessere Abstimmung der Charakteristik der Turbomaschine auf diejenige des Kolbenmotors im gesamten Motorkennfeld. 2. Als Foige von Pkt. 1 bessere Verbrauchswerte als bei herkommlicher Aufladung (StoBaufiadung

228

bei

Betrieb

nach

PropeHercharakteristik) im

Teillastbereich. 1m

Gegensatz zur herkommlichen Aufladung mit nur einem Verbrauchsoptimum gibt es bei der Register-Aufladung (Stauaufladung) je Schaltstufe ein Verbrauchsoptimum.

Abgasklappe Hr. 4 ::,>

Bild 9.22 Dynamisches Verhalten von Motor und Abgasturbolader wahrend des Schaltvorganges 3. Erweiterung des Betriebsbereiches im Motorkennfeld. 4. Ausgezeichnetes Drehmomentverhalten trotz hochster Aufladung. 5. Gutes Beschleunigungsverhalten durch Verwendung kleiner Turbolader. 6. Moglichkeit optimaler Abstimmung der Turbolader auf den Punkt maxi maIer Leistung bei sehr hohen Mitteldrucken in Verbindung mit der bei diesem Verfahren notwendigen Stauaufladung. 7. VerhaltnismaBig einfache und betriebssichere Steuerung, die auf mechanisch-pneumatischem Wege mit einfachen Steuerschiebern erfolgt.

9.7.2 Zylinderabschaltung und Nachladung Bei herkommlichen Mitteldrucken, die auch bei einstufiger AusfUhrung der RegisterAufladung die oben erwahnten Vorteile gegenuber der ublichen Aufladung besitzt, sind an sich keine zusatzlichen MaBnahmen erforderlich. Gegebenenfalls wird zur Verbesserung des

Leerlaufverhaltens (Verringern

der He-Emission) eine Zylinderabschaltung

229

angewandt. Bei hohen MitteldrUcken bis 30 bar und darUber in Verbindung mit der zweistufigen Aufladung muB das Verdichtungsverhaltnis je nach Aufladehohe bis

e:::

I : 8,5 herabgesetzt werden. Hier, wie auch beim Einsatz von Motoren mit herkommlichen MitteldrUcken bei extrem niedrigen Ansaugtemperaturen, kommt man ohne zusatzliche Starthilfe nicht aus. Urn den Start und einen weiBrauchfreien Leerlauf auch ohne besonderen Aufwand, wie z.B. Vorheizen der Ansaugluft, zu ermoglichen, werden bei den MTU-Motoren die Halfte oder auch 2/3 oder 3/4 der Einspritzpumpen auBer Tatigkeit gesetzt, und die in diesen inaktiven "Spender"-Zylindern komprimierte Luft wird

Riickschlagventil

Gesteuertes Ventil

Bild 9.23 Prinzip des Nachladeverfahrens

"KompressorZylinder«

..Arbeitszylinder« Nachgeladener Zylinder (Ziindung)

Ladezylinder (keine Ziindung)

zum Nachladen der aktiven, d.h. zUndenden "Empfanger"-Zylinder verwendet. Am einfachsten geht das Uberschieben der Ladung aus dem Beispiel des V-Motors hervor,

Riickschlagventil ｾ＠ ｾ＠

Gesteuertes Ventil

Bild 9.24 Zusatznachladesystem bei Niedrigtemperaturbetrieb. A I-A5 .• Empfangerzylinder A6-AIO u. BI-BIO .. SpenderZylinder

Bild 9.23,

bei dem der Empfangerzylinder dem Spenderzylinder urn den V-Winkel

nacheilt. Das Ventil des Spenderzylinders wird gesteuert, das des Empfangerzylinders ist

230

ein automatisches

RUckschlagventiJ.

Da der Phasenvorlauf des Spenderzylinders

zwischen 50 und 1200 K W variieren kann, ist diese Methode nicht auf V -Motoren beschrankt, und es konnen bis zu drei Spender zum Nachladen eines Empfangers angewandt werden, Bild 9.24. Durch das Nachladen aus je einem Spender wird mit

E

=- 8,5 : 1

praktisch derselbe Kompressionsdruck erreicht wie ohne Nachladen mit

E

=- 12 : 1,

auch

die

Verdichtungstemperatur

ist

hierbei

nur

wenig

niedriger .

Dieses Verfahren

reicht daher meist aus, es ist die Standard-AusfUhrung. Bei ungunstigen Verhaltnissen, z.B. niedrige Kuhlwasser- und Lufttemperaturen, oder auch bei ungunstigem Phasenwinkel, wird aus mehr als einem Spenderzylinder nachgeladen. Mit drei Spendern erreicht man mit

e: =-

8,5 : 1 beim Anlassen Kompressionsdrucke, die einem geometrischen Verdich-

tungsverhaltnis von

Die

e: =

16 : I ohne Nachladen entsprechen.

zum Nachladen erforderlichen Bauteile sind durch geringfugige

Anderungen aus

den schon bisher verwendeten AnlaBventilen entstanden, der Durchmesser des Druckrohres zum Uberschieben der Ladung betragt nur 1/15 der Zylinderbohrung.

Ein Beispiel eines Motors mit einstufiger Register-Aufladung ist in Bild 9.25 zu sehen, ein wei teres Beispiel mit zweistufiger Register-Aufladung wird in Kap. 13.1 gebracht.

Bild 9. 25 MTU-Motor Typ 16 V 936 TB93, einstufige RegisterAufladung. P Z I = 120 kW pe y. = 17,3 bar 1 ne 2100 minE 12 : 1 be =- 215 g/kW h be min = 202 g/kW h

= =

9.8

Das Hyperbar-Verfahren

Den freilaufenden Abgasturbolader kann man auch als eine Gasturbine ohne Nutzleistung auffassen, fur den der Verbrennungsmotor die Brennkammer bildet. Vor rd. 13 Jahren ist unter dem Namen Hyperbar ein Aufladeverfahren bekannt geworden /9.31; 9.32/ bei dem der

Abgasturbine neben den Auspuffgasen des Dieselmotors auch Luft aus

231

dem Lader unter Umgehung des Motors direkt zugef(jhrt wird, die durch Kraftstoffverbrennung in einer Brennkammer aufgeheizt wird. SoIche Gedanken zur zusatzlichen Anwendung einer Brennkammer sind an sich nicht neu, doch wurde bei fr(jheren Vorschlagen die Brennkammer entweder nur zur ｏ｢ｾｲﾭ br(jckung von Betriebszustanden eingesetzt, in denen der Abgasturbine durch die Auspuffgase zu wenig Energie (zu niedrige Abgastemperatur) zugef(jhrt wurde, oder bei denen von der Abgasturbine zusatzliche Nutzleistung entnommen wurde /9.33/. Wie aus Bild 9.26 hervorgeht, teilt sich bei der Hyperbar-Aufladung der yom Lader geforderte Luftstrom in die dem Motor zugef(jhrte Ladeluft und in die urn den Motor herumgef(jhrte (umgeblasene) Zusatzluft, die mit den Auspuffgasen vermischt, in einer Brennkammer aufgeheizt und der Abgasturbine zugefGhrt wird.

Bild 9.26 Schema der Hyperbar-Aufladung. 1: Abgasturbolader; 2: Start motor; 3: Ladeluftk(jhler; 4: BypassLeitung; 5: Kraftstoffpumpe; 6: RegIer; 7: Mischzone Auspuffgase und UmfGhrungsluft; 8: Brennkammer mit 9: ZGndanlage und Flammenkontrolle

Die Hyperbar-Aufladung ist durch folgende Merkmale gekennzeichnet: 1. Der Dieselmotor hat ein niedriges Verdichtungsverhaltnis (

£ ｾ＠

7

1), urn trotz

des hohen Ladedruckes den Druck im Zylinder zu begrenzen. 2. Der Abgasturbolader hat ein sehr hohes Druckverhaltnis, bis 7: 1 und darGber, gegebenenfalls mit mehreren Stufen, und wird durch einen Elektromotor gestartet. Durch Umblasen der Luft urn den Motor, durch Einspritzen von Kraftstoff in die Brennkammer und dessen ZGndung wird der ATL bei stehendem Motor hochgefahren. 3. Zum Starten des Motors wird der Ladeluftk(jhler umgangen und die dem Zylinder zugefGhrte 232

Luft wird

wegen des

niedrigen

Verdichtungsverhaltnisses

vorgeheizt

oder es wird ihr HeiBgas aus der Brennkammer zugemischt. Ab einem bestirrimten Leistungspunkt

ist wegen der bereits im Lader erfolgten Temperatursteigerung

keine weitere Vorheizung notwendig; bei weiter steigender Last wird dann die ｌ｡､･ｾ＠

luft gekGhJt. 4. Die Kraftstoffeinspritzung in die Brennkammer und das Umblasen wird nach ｢･ｳｴｩｭｾ＠

ten GesetzmaBigkeiten geregelt, BUd 9.27.

BUd 9.27 Leistungskurven des Dieselmotors Poyaud Typ 6 L 520 (6 Zylinder, 135 mm Bohrung, 122 mm Hub) mit ｈｹｰ･ｲ｢｡ｾａｵｦｩ､ｮｧＮ＠ A: Auslegungspunkt, I: ｌ｡ｵｦｾ＠ gebiet nur mit A TL und ｚｇｮ､ｾ＠ fiamme, II: Laufgebiet mit Umblasen und Brenner zum Ermoglichen der SelbstzGndung im Motor, III: Laufgebiet mit Umblasen und Brenner zum Ermoglichen hohen Ladedruckes und hohen Drehmomentes.

Ais Vorteil des Verfahrens werden angegeben: Hoher mittlerer Nutzdruck bei begrenztem Hochstdruck im Zylinder, z.B. Pe = 30 bar bei Pz max = 140 bar, also Pz max/Pe = 4,67, hohe Leistungsdichte, begrenzte mechanische und thermische Belastung infolge der niedrigen Verdichtung im Motor und der Moglichkeit der starken RGckkGhlung der im Lader hochverdichteten und erhitzten Ladeluft, gutes Drehmoment- und ｂ･ｳ｣ｨｬｵｮｩｧｾ＠

verhalten, da der Ladedruck auch bei niedriger Last und Drehzahl durch die Zusatzverbrennung hochgehaJten werden kann. Das hat natGrlich bei haufigen Lastwechseln ein standiges Mitlaufen der Brennkammer zur Voraussetzung. Nachteilig ist der etwas hohere Kraftstoffverbrauch im ganzen Lastbereich, der wegen des niedrigen Verdichtungsverhaltnisses auch in den Bereichen hOher ist als mit Gblicher Aufiadung, in denen die Brennkammer auBer Tatigkeit ist bzw. nur die ZGndfiamme

233

brennt. Der Kraftstoffverbrauchsdurchschnitt hangt stark davon ab, wie haufig die Betriebsbereiche II und III (Bild 9.27) in Anspruch genom men werden mussen, in denen die Brennkammer arbeitet.

Das zur Veranschaulichung der verschiedenen Betriebs-

bereiche ausgewahlte Bild 9.27 stammt zwar aus einer alteren Veroffentlichung /9.31/, laBt aber das Wesentliche dieses Verfahrens gut erkennen. Auf das Verbrauchskennfeld ist auch die Tatsache von EinfluB, daB der eine oder auch zwei parallel geschaltete ATL in einem sehr breiten Kennfeldbereich, d.h. auch in Punkten schlechteren Wirkungsgrades arbeiten mussen. Aus diesem Grunde zieht man auch bei den Hyperbar-Verfahren die zusatzliche Registerschaltung in Erwagung, sobald mehrere ATL zur Anwendung kommen /9.34/. Das Hyperbar-Verfahren wurde in den letzten Jahren durchwegs durch franzosische Firmen (Hyperbar Diesel, Societe Budi, SACM, Electricite de France) weiterentwickelt, wovon einige Veroffentlichungen Zeugnis geben /9.34; 9.35; 9.36; 9.37/. So ist der Startvorgang und das Wechseln der Betriebsbereiche durch entsprechende Regelungseinrichtungen (u.a. auch elektronische) automatisiert, es werden optimale Verbrauchswerte von 216 g/kWh angegeben /9.34/ und es sind versuchsweise schon hOchste Mitteldrucke von 38 bar gefahren worden /9.35/, was allerdings ein kleineres Verdichtungsverhaltnis als 7: 1 und Ladedruckverhaltnis uber 8: 1 erfordert. Beim Hyperbar-Verfahren betragt der Verbrauch im Leeriauf, in dem die Brennkammer mitlaufen muB, rd. 1/8 des Vollastverbrauchs, wahrend man bei ublicher AufJadung abhangig von der AufiadehOhe mit rd. 1/40 bis 1/60, bei Zylinderabschaltung nach 9.7.2 sagar mit rd. 1/70 des Vallastverbrauches im Leeriauf auskommt. Das HyperbarVerfahren benotigt zwischen Start des Abgasturboladers und des Motors rd. 15 s bei 150 C und rd. 25 s bei OOC AuBentemperatur /9.35/. Das weitere Hochfahren auf Vollast geht bei vorgewarmten Motor schnell. Fur die Anwendung des Hyperbar-Verfahrens zeichnen sich vorzugsweise zwei Gebiete ab: Erstens fUr den raum- und gewichtssparenden Hochleistungsmotor fUr Fahrzeugantriebe und schnelle Schiffe, zweitens in der stationaren Krafterzeugung bei Notstromaggregaten, aber auch fUr Grundlast in entlegenen Gebieten, wenn das Transportgewicht eine Rolle spielt. Ais Beispiel fUr den ersten Fall kann der Poyaud-Motor 520 Typ V12M3 gelten, s. Bild 13.5 in Kap. 13.1, fUr den mit zweistufiger Aufladung eine Leistungsmasse von 2,1 kg/kW und ein Raumaufwand von 1,5 dm 3 /kW angegeben werden /9.35/. Ais Beispiel fUr den zweiten Fall sei die Erprobung eines Motors SACM 240 V 20 E erwahnt /9.36; 9.37/. Das Schema der Schaltung von ATL, Brennkammer, Leitungen und Venti len ist aus Bild 9.28 zu ersehen. Bei diesem Motor ist die Drehzahl von 1500 auf 1000 min -1 herabgesetzt und das Verdichtungsverhaltnis auf 7:1, die Leistung betragt mit zweistufiger Aufladung 5 MW entsprechend 30 bar Mitteldruck, Oberiast

234

33 bar. Der Ladedruck betragt bei Vollast 7,2 bar, der ZLinddruck 150 bar, Pz ma)p e also 4,55, der Kraftstoffverbrauch 233 g/kWh. Beim Start des Motors arbeitet die Brennkammer mit voller Last, erst bei 1 MW Motorleistung kann sie abgeschaltet werden. Unter 800 kW wird sie wieder gezLindet.

Bild 9.28 Schema der Anordnung von ATL, LLK, Brennkammer und Ventilen yom Motor SACM 240 V 20 mit zweistufiger HyperbarAufladung, ＵｑｾＰ＠ kW bei 1000 min 1. •. 2 .•. 3 .•. 4 ... 5 .•. 6 .•• 7 ..• 8 ... 9 .•.

Luftfilter N iederdruck-A TL LuftkLihler Hochdruck-A TL Einla81uftventil Regelventil LadeluftkLihler Einla81eitung Gasleitung zum Vorheizen 10 .• Abblaseventil 11.. Brennkammer mit ZLindund Mischvorrichtung

Von der Betriebsweise mit niedriger Drehzahl (v m = 7,35 bzw. 7,75 mis, angelenktes PleueJ) verspricht man sich niedrige Verschlei8werte mit hoher Lebensdauer. Die im Vergleich zu mittelschnellaufenden Motoren gleicher Leistung immer noch hohe Drehzahl von 1000 min -I gibt ein niedrigeres Motorgewicht und kleinere Generatoren und damit niedrigere

Investitionskosten.

Einer

breiteren

Anwendung

des

Hyperbar-Verfahrens

dLirfte der hohe Aufwand an Zusatzeinrichtungen entgegenstehen.

235

9.9

Die Differential-Verbundaufladung

Dieses nur fUr Fahrzeugantrieb in Betracht kommende Verfahren beruht auf einer Leistungsverzweigung Ober ein Differential oder Ober 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 ZugkraftHyperbel ahnliche Charpkteristik zu erreichen Wenn das Fahrzeug steht, ist die Antriebsdrehzahl 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 (hochste Laderdrehzahl) auch seine hochste 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 - eben so die Motorleistung kleiner. Theoretisch ist ein Endpunkt bei hoher Fahrgeschwindigkeit denkbar, bei der die Laderdrehzahl so klein wird, daB das von der Laderwelle aufgenommene und Ober 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. 632 622 ausgesprochen, und zwar in Verbindung mit einem Kolbenverdichter. Einen ahnlichen Gedanken, aber diesmal in Verbindung mit einer Brennkammer und einer Abgasturbine, hat Geislinger in seiner "Thermolokomotive" zu verwirklichen versucht /9.33/. Vor und nach 1960 hat die Firma Perkins Ltd. aufgrund von Vorschlagen und Patenten von Glamann Versuche mit der Differential-Aufladung durchgefUhrt /9.38; 9.39/, ohne daB es zu einer praktischen EinfOhrung kame In neuerer Zeit hat sich insbesondere Wallace mit einer Differential-Aufladung befaBt /9.40; 9.41/, die dadurch gekennzeichnet ist, daB ein Teil der yom Verdichter geforderten Luft bei bestimmten Betriebszustanden im BypaB urn den Motor herumgefUhrt und mit den Auspuffgasen vermischt werden kann, wobei beide in einer Nutzturbine Leistung erzeugen, die direkt an die Treibachse abgegeben wird, Bild 9.29. Damit der Verdichter auch bei niedriger Drehzahl (hohe Drehzahl der Treibachse) noch ein nennenswertes Drehmoment aufnehmen kann, wird ein solcher nach Verdrangerbauart (Lysholm) verwendet. AuBerdem hat die Abgasturbine Verstellschaufeln, urn das Gefalle besser an die durch die Fahrzeuggeschwindigkeit gegebene Drehzahl anpassen zu konnen. In /9.41/ ist ein rechnerischer Vergleich der drei Verfahren zweistufige Aufladung, Hyperbar-Verfahren und Differential-Verbundverfahren fOr einen Fahrzeugmotor durchgefOhrt, der gute qualitative und quantitative

236

Ubereinstimmung

mit

bekanntgewordenen

experimentellen

Ergebnissen

zeigen soll. Nach den dortigen Ergebnissen erreicht man mit der Differential-Verbund-

= 34 bar fUr Abtriebsdrehzahl 0 und Pe = 13 bar fUr Abtriebsdrehzahl 2500 min -I), fUr Hyperbar-Aufladung ist das Pe zwischen 1000 aufladung die beste Drehmomentkurve (Pe

und 2500 min -I mit 21 bar etwa konstant, bei zweistufiger Aufladung hat das p ein e Maximum vom 21 bar bei 1500 min- I und fallt nach niedrigen Drehzahlen rasch, nach B

Bild 9.29 Schema der DifferentialVerbundaufladung nach Wallace /9.33; 9.34/ I: Motor; 2: Planetengetriebe; 3: Planetentrager; 4: Lader; 5: Luftverteiler; 6: LadeluftkUhler; 7: Umluftregelventil; 8: Brennkammer; 9: Abgasturbine mit Leitschaufelverstellung

11----I

I I

I I I I

4

Motor

7

4 . . ］ｾＲ＠

==-=='IJ

5

hohen Drehzahlen langsamer abo Der Wirkungsgrad ist bei der zweistufigen Aufladung am besten (36% im Bestpunkt), beim Differential-Verbundmotor am schlechtesten (33% einschlieBlich Getriebe bis zum Abtrieb), das Hyperbar-Verfahren liegt mit 34% im Bestpunkt dazwischen. Eine EinfUhrung der Differential-Verbundaufladung in die Praxis ist bisher noch nicht bekannt geworden.

Schrifttum zu Kapitel 9 / 9.1/

Balmer: The Scavenging of Two-Cycle Engines. Sulzer Technical Revue, Jg. 1933, Heft 4; s.a. Sass, F.: Dieselmaschinen, Springer, 2. Auflage, 2. Bd., S. 194

/ 9.2/ Hussmann, A.W. and Pullman, W.A.: Diesel Exhaust Blowdown Energy. CIMAC-KongreB 1959 Wiesbaden, B I, S. 663/684 / 9.3/

Montgomerie, G.A. and Forbes, M.K.: Refrigeration of Charge Air of Diesel Engines. CIMAC-KongreB 1959 Wiesbaden, A 14, S. 445/474

/ 9.4/ Neue Entwicklungstendenzen fUr Viertakt-Dieselmotoren. Nr. 24, S. 2236/37; s.a. MTZ 35 (1974) Nr. 2, S. 61/62 / 9.5/

Hansa

110

(1973)

Ehrhart, F.: TurbokUhlung. MTZ 20 (1959) S. 313/316 237

/ 9.6/ Zinner, K. und Reulein, H.: Thermodynamische Untersuchung Uber die Anwendbarkeit der TurbokUhlung bei aufgeladenen Viertaktdieselmotoren. Forschungsbericht der Forschungsvereinigung Verbrennungskraftmaschinen e. V., Frankfurt/M., Heft 38. Auszug MTZ 25 (J 964) S. 188/195 / 9.7/ Reulein, H.: EinfluB der TurbokUhlung und des Millerverfahrens auf die Leistung von aufgeladenen Gasmotoren. Forschungsbericht der Forschungsvereinigung Verbrennungskraftmaschinen e. V., Frankfurt/M., Heft 87. Auszug MTZ 31 (J 970) S. 1/ I 0 / 9.8/ Crooks, W.R.: Combustion Air Conditioning Boosts Output 50 Per Cent. CIMAC-KongreB 1959 Wiesbaden, A 15, S. 475/494 / 9.9/ Deutsche Patentschrift DT -PS 100 1049 /9.10/ Miller, R. and Lieberherr, H.U.: The Miller Supercharging System for Diesel and Gas Engines Operating Conditions. CIMAC-KongreB 1957 ZUrich, S. 787/803 /9.11/ Deutsche Patentschrift DRP 94 887 /9.12/ New Fuji four-stroke engine with two-stage turbocharging. The Motorship July 1971, S. 155 /9.13/ Brinson, L.: High Performance Gas Burning Engines. CIMAC-KongreB 1965 London, B I, S. 603/636 /9.14/ Syassen, 0.: Zukunftsaussichten der zweistufigen Aufladung fUr Zweitakt- und Viertakt-GroBdieselmotoren. MTZ 37 (J976) S. 467/473 und 517/522 /9.15/ Beineke, E. und Woschni, G.: Rechnerische Untersuchung des Betriebsverhaltens lein- und zweistufig aufgeladener mittelschnellaufender Viertaktdieselmotoren. MTZ 39 (J 978) S. 93/98 /9.16/ Gottstein, R. und Mitverfasser: Ergebnisse experimenteller Untersuchungen der Zweistufen-Aufladung an einem mittelschnellaufenden Viertakt-Dieselmotor. Dieselmotoren-Nachrichten VEB Schwermaschinenbau "Karl Liebknecht" Magdeburg, 1975, Heft I /9.17/ Robinson, R.R. and Mitchel, I.E.: Development of a 300 p.s.i. (21,1 kp/cm 2 ) b.m.e.p. Continous Duty Diesel Engine. CIMAC-Congress 1965 London, A 7. S. 269/306 /9.18/ Meier, E.: Zweistufige Aufladung. Brown, Boveri-Mitteilungen Bd. 52 (J 965) Nr. 3, S. 171/179 Gyssler, G.: Problems Associated with the Turbocharging Large Two-Stroke Engines. CIMAC-KongreB 1965 London, B 16, S. 1047/1076 /9.19/ Takemoto, Y. und Hashimoto, K.: Development of a Two-Stage-TurbochargingSystem on a Four-Stroke Medium Speed Diesel Engine. CIMAC-Congress 1977 Tokyo, A 7; s.a. MTZ 38 (J 977) S. 530 /9.20/ BBC-Druckschriften Sk-TL T 55057/1 D, CH-T 122063 D und 2000007 P 91 /9.21/ IMayer, A. et al.: Downsizing and Downspeeding of Automotive Diesel EnginesTheory and Practice. SAE-Paper 830443 /9.22/ BBC-Druckschrift CH-T 123 200 E

238

/9.23/ Summerauer u. Mitverf.: A comperative study of the acceleration performance of a truck diesel engine with exhaustgas turbocharger and with pressure-wave supercharger Comprex. Conference on Turbocharging and Turbochargers, I·Mech. E., London 1978 /9.24/ Mayer, A. und Schruf. G.M.: Practical Experience with the pressure-wave supercharger Comprex on passenger car. C 110/82 I. Mech. E 1982 /9.25/ Berchtold et al: Two stage supercharging with Comprex. CIMAC-Congress 1981 Helsinki, Paper Dill /9.26/ BBC-Druckschrift CH-Z 123 300 D /9.27/ Deutschmanr'l, H. und Mitverfasser: Verbesserung des Start- und Leerlaufverhaltens niedrigverdichteter hochaufgeladener Dieselmotoren. MTZ 43 (1982), S. 369/372 /9.28/ Deutschmann, H. und Wolters G.M.: Neue Verfahren zur Mitteldrucksteigerung abgasturboaufgeladener Dieselmotoren. MTZ 44 (1983), S. 431/437 /9.29/ Dinger, H.H. und Deutschmann, H.: Further Development of the MTU 956/1163 Engine Series. CIMAC-Congress Helsinki 1981 /9.30/ Dinger, H.H. et al.: Research Work in the Area of Very High MEPs and High Speed (2100 rpm) with Engines of 165 mm Bore. CIMAC-Congress Paris 1983, Paper Nr. 14.3 /9.31/ Melchior, J.: Suralimentation des moteurs Diesel par Ie procede Hyperbar. Entropie Nr. 48 (1972) November-Dezember, S. 4/12 /9.32/ Kunberger, K.: Hyperbar Turbocharging System for Low Compression Ratio Engines. Diesel and Gas Turbine Progress Worldwide, July/August 1974, S. 10/12 /9.33/ Diesellokomotive mit teilweise thermopneumatischer, teilweise mechanischer LeistungsGbertragung. MTZ 17 (1956) S. 293; s.a. Oil Engine and Gas Turbine 23 (1956) S. 338/339 /9.34/ Andre-Talomon, T. und Garnier, J.L.: Application of the Hyperbar Engine to the propulsion of high performance ships. CIMAC-Congress Paris 1983, Paper No. 12.1 /9.35/ Le Merer et al.: Nr. 12.2

High performance engines. CIMAC-Congress Paris 1983, Paper

/9.36/ Sulle, C. et al.: Test by Electricite de France of a 5 MW electric generating set equipped with Hyperbar supercharging. CIMAC-Congress Paris 1983, Paper Nr. 12.3 /9.37/ Delesalle, J. et al.: SACM engines with Hyperbar cycle. CIMAC-Congress Paris 1983, Paper No. 12.4 /9.38/ Glamann, P.W.: Das Aufladesystem mittels Verteilergetriebe in seiner Entwicklung zum schaltungsfreien Triebwerk hoher Leistungskonzentration. MTZ 26 (1965) S. 151/159 /9.39/ Moon, J.F.: Revolutionary Power System from Perkins. The Commercial Motor, Vol. 119 (1964) Nr. 3061 /9.40/ Wallace, F.J.: The Differential Compound Engine. Proc. Inst. Mech. Engineers, Vol. 187 (1973) No. 48/73, S. 548 ff. 239

/9.41/ Winkler, G. und Wallace, F.J.: Untersuchung der Zusammenarbeit von Kolbenmotor und Stromungsmaschinen mittels numerischer Simulation. Teil 2: Vergleich von drei Verfahren zur Hochaufladung schnellaufender Dieselmotoren. MTZ 40 (J 979) S. 433/439

240

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 der Abgasturbolader angesprochen werden.

10.1 Liiufer

10.1.1 Stufenzahl Obwohl zu Beginn der Hochaufladung - das sind Laderdruckverhaltnisse Ober rd. 2,5 zweistufige Bauarten angewandt wurden /1 0.1; 10.2/, weil man das Risiko der fOr eine

Stufe

notwendigen Umfangsgeschwindigkeiten scheute, werden Abgasturbolader

heute grundsatzlich einstufig ausgefUhrt. Laderdruckverhaltnisse bis 4,5 - ausreichend fOr mittlere NutzdrOcke bis rd. 25 bar bei Viertakt- und bis rd. 16 bar bei ZweitaktDieselmotoren - werden serienmaBig in einer Stufe ausgefUhrt /1 0.3; 10.4/. Bei sehr hohen Druckverhaitnissen, die mit einstufigen Ladern nicht oder nicht mit befriedigenden Betriebsverhaltnissen erreicht werden, zieht man es vor, 2 Abgasturbolader verschiedener GroBe - wegen des verschiedenen Volumendurchsatzes bei unterschiedlichem

Druckniveau

-

sowohl

luftseitig als abgasseitig hintereinander zu schalten.

Zwei verschiedene Abgastubolader sind in der Regel nicht teurer als ein zweistufiger Abgasturbolader in einem Gehause, allerdings raumaufwendiger. Zwei Abgasturbolader ergeben ferner - wegen der besseren Anpassungsfahigkeit - einen breiteren Betriebsbereich als ein zweistufiges Laufzeug mit einer Welle, da u/c O bei beiden optimal gewahlt werden kann, siehe Kap. 9.5.

10.1.2 Bauarten der Rader Obwohl auch Axialverdichter fUr Aufladegruppen vereinzeit ausgefOhrt wurden, kommt mit ROcksicht auf Kosten und Raumaufwand praktisch nur der Radialverdichter in Betracht. Hier hat sich aus FestigkeitsgrOnden die halboffene Bauweise durchgesetzt, Bilder

10.2;

Zulassigkeit

10.3; einer

10.4. Wahrend frOher der senkrechte Schaufelaustritt wegen der hoheren

Umfangsgeschwindigkeit

und

der

hoheren

Druckziflier

bevorzugt wurde, kommt seit einigen Jahren die ruckwartsgekrummte Schaufel verstarkt zur Anwendung. Der ruckswartsgekrummte Schaufelaustritt - vorzugsweise mit Austrittswinkeln 13 2 = 70 0 , s. Bild 4.8 - gibt ein breiteres Kennfeld mit einem verkleinerten Pumpbereich und ermoglicht auch etwas bessere Wirkungsgrade. Die Forderungen nach verbreitertem Kennfeld wurde eigentlich von zwei Seiten an die Lader-Entwicklung 241

Bild 10.1 Laufer mit Radialturbine

Bild 10.2 Laufer mit Axial turbine

herangetragen. Bei den hohen Druckverhaltnissen, die hochaufgeladene Dieselmotoren benotigen, wird das Kennfeld bei geradem Schaufelaustritt sehr schmal, der Bereich des optimalen Wirkungsgrades ist haufig klein und liegt nahe an der Pumpgrenze. Damit kann das Hochfahren Schwierigkeiten machen, oder es ist der Wirkungsgrad gerade bei den hohen Druckverhaltnissen fur die hohe Leistung nicht optimal. Bilder 10.3 und 10.4 geben Beispiele von Laderradern mit ruckwartsgekrummten Schaufelaustritten wieder. Trotz dieser Schaufelform werden Druckverhaltnisse von 4,5 und daruber bei noch sehr guten Wirkungsgraden erreicht, s. Bilder 10.19 und 10.20. Es gibt zwar in der

Luftfahrt

Verdichter

mit noch

wesentlich hoheren Druckverhaltnissen

in einer

Stufe, die Kennfelder sind aber so schmal, daB sie f(jr A TL praktisch unbrauchbar sind. 242

Bild 11.2.4 2,24-1Dieselmotor mit Comprex-Aufladung von Opel,_lO kW bei 4200 min

Trotz der hohen Druckverhaltnisse ist die Gerausc habstrahlung der neuen ATL infolge der

ruckwartsgekrummten

Schaufeln

als bei fruheren Ausfuhrungen

und

durch

verbesserte

Schalldampfung

geringer

/I 0.3/ .

Die Aufladung von Automobilmotoren stellt wegen des grol3en Drehzahlbereiches dieser Motoren besonders hohe Anforderungen an die Breite des Kennfeldes, ohne dal3 hierbei so hohe

Druckverhaltnisse verwirklicht werden mussen, wie bei der oben genannten

Hoc haufladung.

Auch

hier

hat

diese

Forderung

zu

ruckwartsgekrummten

Schaufeln

gefuhrt. In Bild 10.8 ist ein Kennfeld zu sehen, aus dem der Vergleich eines neuen Rades mit ruckwartsgekrummten Sc haufeln mit dem eines fruheren Rades mit geradem Schaufelaustritt hervorgeht.

Bei den Turbinenradern finden wir sowohl die axiale, Bild 10.2, als auch die radiale Bauweise, Bilder

10.1

und

10.4. Bei letzterem, das Beispiel zeigt den Laufer eines

KKK- Turboladers, Typ K 26, ist die Radruckwand der Turbine zwischen den Schaufeln ausgeschnitten, um das Tragheitsmoment zu verkleinern, was ja bei ATL fUr Fahrzeugmotoren besonders wichtig ist. Dieses Ausschneiden hat beim Turbinenrad keinen nachteiligen Einflul3 auf den Wirkungsgrad, wahrend es sich beim Verdichterrad nachteilig auswirken wurde.

243

Bild 10.4 Foto eines Uiufers aus einem Abgasturbolader der Firma Kuhnle, Kopp und Kausch (KKK) mit Radialturbine und Laderrad mit ruckwartsgekrummten Schaufeln

ｓｄｲＭＬＮｾ｟＠

Jr. 4.0

t 3.0 i----t---i----t--fJ-'V'1r7'..r7f¢f'---t--i

2.0 ＱＭｴ］ｾ｢ｲｌＷＺＧ｡ｹｬＫ＠

1.S ｾＡｪＮｯＦｬＧＭ｜ﾥｲＺｉ［＾ＢｓＷｌｴＫ＠

20

1,0

30

40

60

80

100

120

140

11 Tl tot / stat 11n tot/stat, NA100

mit Radialturbine nLtot = 2,75

0,9

O,B

Laderrad - Durchmesser

-

Bild 10.5 Vergleich der Gesamtwirkungsgrade von Abgasturboladern mit Radialturbine und mit Axialturbine und der EinfluB der BaugroBe

Bei kleinen Abmessungen werden die Schaufeln der Axialturbinen niedrig, der EinfluB des Spaltes und der Randzone macht sich starker bemerkbar, was sich nachteilig auf den Wirkungsgrad auswirkt. Mit abnehmenden Durchmessern fUr kleine Durchsatze wird die Radialturbine im Wirkungsgrad immer starker uberlegen. Das liegt an den groBeren

244

Kanalabmessungen im Laufrad, an der wegen des Spiralgehauses geringeren Umlenkung im Leitapparat und an der hohen Beschleunigung im Laufrad /10.5/. Ein Vergleich der Abgasturbolader-Gesamtwirkungsgrade von ATL mit Radialturbine und solchen mit Axialturbine und der EinfluB der BaugroBe geht aus Bild 10.5 hervor /10.6/. Weitere Grunde, warum man Radialturbine"n nur bei kleinen Abmessungen findet, sind Herstellungsund Festigkeitsprobleme. Radialturbinen mUssen aus hochwarmfestem Material im GenauguBverfahren

(Wachs-

bzw.

Kunststoffausschmelzverfahren)

gegossen

werden,

was

teure Formen zur Herstellung der Kunststoffmodelle erfordert. Dies lohnt sich nur bei groBen StUckzahlen, die eher bei klein en Abmessungen erreicht werden. Bei groBen Abmessungen ist es ferner schwieriger, ein gleichmaBiges GuBgefUge zu erreichen, auBerdem geben die groBeren Temperaturunterschiede zwischen Schaufeln und Nabe bei groBeren Abmessungen (groBere WarmeflieBwege) erhohte Warmespannungen. Die moglichen StUckgewichte sind ferner durch Form- und GieBtechnik des Vakuumgusses begrenzt. 1m 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 Verdichter-Rader FUr die erreichbare Umfangsgeschwindigkeit ist von der Materialseite her die sogenannte "Strecklange" maBgebend, das ist der Quotient aus Streckgrenze und spezifischem Gewicht. Man kann sich diese GroBe durch einen frei und lotrecht hangenden Draht vorgestellt denken, bei dem unter dem Eigengewicht die Streckgrenze erreicht werden wUrde. FUr die Streckgrenze wird bei Turbinen und Verdichtern die Zeitdehngrenze fUr 0,2% Dehnung R pO ,2 unter der entsprechenden Belastung mit 10 3 bzw. 10 4 Stunden eingesetzt. Solange Druckverhaltnise von rd. 4 nicht Uberschritten werden, kann man bei den Materialien der Verdichterrader die Zeitdehngrenze bei Raumtemperatur einsetzen.

Tabelle

10.1

zeigt

vergleichsweise

die

maBgebenden

Materialeigenschaften

einiger Aluminium-Legierungen im Vergleich zu legiertem S.tahl und Titan. Die "Strecklange" ist fUr Alu-Legierungen gUnstig, zugleich haben diese Legierungen den Vorteil leichterer Bearbeitbarkeit und eines - zumindest im Vergleich zu Titanlegierungen - gUnstigeren Preises. Alu-Legierungen sind daher der bevorzugte Baustoff fUr Laderrader. Diese Rader haben auch ein geringes Tragheitsmoment (Beschleunigung!). Die billigste Herstellungsart der Laderrader ist das GieBen. Fortschritte in den GuBlegierungen (z.B. "Alufont") und in der GieBtechnik (Gipsmodelle) haben es ermoglicht, GuBlegierungen bis zu 500 m/s Umfangsgeschwindigkeit einzusetzen, die Berstgeschwindigkeiten bei Probeschleuderung solcher Rader betragen 700 m/s und daruber. 245

Bei geschmiedetem Material mussen die Rader aus dem Vollen gefrast werden oder sie werden auch zweiteilig ausgefuhrt, wobei der Radialteil bei dem fruher meist angewandten senkrechten Schaufelaustritt im

Gesenk geschlagen und der Vorsatzlaufer

mit den gekrum"Tlten Schaufeln entweder gefrast oder genaugegossen wird. Es wird behauptet, daB diese Herstellungsmethode bei entsprechenden Fertigungseinrichtungen nicht oder nicht nennenswert teurer sein

5011

als das GieBen. In bezug auf die Biege-

wechselfestigkeit (Schwingungen) sind die geschmiedeten Legierungen von Vorteil, auch in bezug auf die Streck lange, wenn moderne Werkstoffe (z.B. AlCuMgNi) in Betracht gezogen werden. Tabelle 10.1 Eigenschaften einiger Werkstoffe fur Laderrader und Vorsatzlaufer

Bezeichnung

R N/mm 2

R

pO,2

N/mm2

A ｾ＠

%

kg/dm 3

R

km

G-AlSi9Mg wa

260

220

2,65

8,3

G-AlSi7MgO,6 wa

340

280

5

2,7

10,6

G-AlCu4TiMg wa

350-420

270-290

3

2,75

AlCuMgNi wa (geschmiedet)

400

330

5

2,85

11,8

Stahl G-X22CrMoV 121

900

600

15

7,8

7,7

Stahl 17MoV24 (geschmiedet)

850

600

15

7,8

7,7

Titan Leg. 6A14V

1000-1250

800-1000

5-15

4,43

pO,2

9,8-10,2

18,1-22,6

Fur hohe Druckverhaltnisse in einer Stufe, d.h. etwa uber 4, muB man, da die Festigkeit der Alu-Legierungen bei Materialtemperaturen uber 150 ... 200

°c

schon nachlaBt, 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 ruckwartsgekrummten Schaufeln auftreten. Vorsatzlaufer sind haufig aus Leichtmetall gegossen oder gefrast, konnen aber auch aus Stahl gefertigt werden. Die Herstellungskosten des Titanrades sind naturlich hoch, aber es wird argumentiert, daB

mit Abgasturboladern solcher einstufiger Bauart die zweistufige

Aufladung (die noch wesentlich teurer ware) bis zu einer gewissen Aufladehohe ersetzt werden kann. Die kleinen Abgasturbolader fUr Fahrzeugmotoren sind auf niedrigste Herstellungskosten angewiesen. Hier kommt fur die Radherstellung nur das GieBen ohne weitere Bearbeitung der Kanale in Betracht. Dies ist durch Fortschritte in der Technologie und auch im

246

Material moglich. So ist zum Beispiel das Verdichterrad nach Bild 10.4 aus einer AluLegierung in einer Gipsform gegossen, die nach einem Gummimodell des Rades hergestellt wird. Das Gummimodell erlaubt ein Herausdrehen aus der Form auch bei den ruckwartsgekn'immten Schaufeln und eine vielmaJige Verwendung des Modells.

10.1.4 Material und Herstellung der Turbinenrader Fur die Herstellung der Turbinenrader radialer Bauart kommt nur der GenauguB in Betracht, da ein Frasen bei dem schwerbearbeitbaren hochwarmfesten Material vie I zu teuer ware. Hochwarmfeste Legierungen lassen sich aile gieBen, 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 hohere Temperaturen annehmen als die Scheiben, konnen beide aus verschiedenem Material hergestellt werden, z.B. die Scheibe aus 13%igem Chrom-Stahl oder aus Chrom-Nickel-Stahl 1613, die Schaufeln aus Nimonic 80 A. Bei der Materialauswahl wird man sich nach der zu erwartenden Eintrittstemperatur der Auspuffgase richten, die je nach Motor und Verwendungszweck in weiten Grenzen schwankt. 450

°c

So

werden

bei groBen Zweitakt-Dieselmotoren

(723 K) selten und 500

°c

Auspufftemperaturen von

(773 K) praktisch nie uberschritten, wahrend man

bei Fahrzeug-Ottomotoren, die nach dem Viertaktverfahren arbeiten, mit Eintrittstemperaturen von 1000

°c

(1273 K) und daruber rechnen muB. Infolge der Expansion

im Leitrad bzw. in der Spirale, ist die Eintrittstemperatur in das Laufrad erheblich niedriger, so daB Legierungen wie z.B. In-713 C hierfur ausreichen, aber auch notwendig sind. Tabelle 10.II Warmfestigkeit einiger Werkstoffe fUr Turbinenrader und Turbinenschaufeln

R

Markenbezeichnung

m bei 20 N/mm 2

17MoV84

850

X8CrNiMoVNb1613

750

XI2CrNiMol2V

800

Nimonic 80 A In-713 C

760

1% Zeitdehngrenze

°c

10000 h in N/mm 2 bei °c 500 550 600 230

0,2% Zeitdehngrenze

500

1 000 h in N/mm 2 bei °c 650 750 815 900

130 220

180 330

65 390

155

750

730

775

690

280

247

Die Herstellungsart der Schaufeln (aus dem Vollen gefrast, ins Gesenk geschlagen, genaugegossen)

richtet

sich

nach

vorhandenen Einrichtungen und Stuckzahlen. Fur

die Verbindung der Schaufeln mit der Scheibe reicht der von Dampfturbinen her bekannte Laval-FuB wegen der hohen Umfangsgeschwindigkeiten nicht aus. Eine wirtschaftliche Fertigung ist die SchweiBverbindung, die aber nur bestimmte Materialkombinationen zulaBt, und fUr groBe Stuckzahlen mit entsprechenden Einrichtungen auch der Tannenbaum-FuB.

Zur

Bekampfung

der

Schaufelschwingungen (Anregung

insbesondere

bei

StoBaufiadung, s. Kap. 8.1) wird ein Dampfungsdraht angewandt, der in die etwa 1/4 SchaufeWinge yom Kopfende durchbohrten Schaufeln eingelegt wird, s. Bild 10.2. Dieser Draht ist mit den Schaufeln nicht fest verbunden und nur durch Verformung gegen Herausfallen gesichert, er legt sich durch die Fliehkraft an die Schaufelbohrung an 'und dampft die Schwingungen durch Reibung. Der meistens nicht ganz stramm sitzende Tannenbaum-FuB bewirkt von sich aus eine gewisse Dampfung; der Dampfungsdraht wird dann bei Stauaufladung (geringere Schwingungsanregung) entbehrlich, was sich auf den Wirkungsgrad vorteilhaft auswirkt.

10.2 Anordnung der Lager Man unterscheidet AuBenlagerung und Innenlagerung wie dies aus der Prinzipskizze, Bild 10.6 hervorgeht.

Au/3enlagerung

Innenlagerung

Bild 10.6 Prinzipskizze fUr Au Ben- (links) und Innenlagerung (rechts) Es gibt Sonderformen, z.B. ein Lager au Ben, ein Lager zwischen den Radern oder beide Lager auBen auf derselben Seite der zu einem Block zusammengefaBten Rader, Bilder 10.14 und 10.15 /l0.7/. Die Vorteile der AuBenlagerung sind: Gute Zuganglichkeit der Lager und daher leichtere Wartung und Austauschmoglichkeit mit geringen Montage-

248

Arbeiten,

kleinere Lagerdurchmesser als bei Innenlagerung, geringere Warmezufuhr

zu dem Lager auf Turbinenseite, da dies in groBerer Entfernung von der Scheibe angeordnet werden kann. Allerdings ist in diesem Fall auch ein wassergekGhltes Lagergehause auf Turbinenseite erforderlich, Bild 10.17. Die Hauptnachteile der AuBenlagerung sind: GroBere Baulange, dickere und schwerere Welle, da diese wegen des groBeren Lagerabstandes biegungssteifer gemacht werden muB, schlechtere Fluchtung der Lager, da diese Gber mehrere Passungen der einzelnen Gehauseteile erreicht werden muB und da sich VerzGge infolge ungleichmaBiger Temperaturverteilung wegen des groBeren Lagerabstandes starker bemerkbar machen. Ferner ist der Zutritt der Luft zum Verdichter und des Gases zur Turbine nicht so freizGgig wie bei Innenlagerung, die beschaufelten Bauteile sind schlecht zuganglich. Die Vorteile der Innenlagerung, d.h. sowohl Lader- als Turbinenrad fliegend angeordnet, sind entsprechend den obigen Darlegungen: Geringere Baulange bei gleicher RadgroBe und damit kleineres Bauvolumen und geringeres Gewicht. Daraus folgt haufig eine leichtere Anbaumoglichkeit an den Motor. Die Zustromung der Auspuffgase zur Turbine ist ohne oder mit geringer Umlenkung moglich. Innengelagerte Abgasturbolader kommen ferner entweder ganz ohne WasserkGhlung oder nur mit einem wassergekGhlten Lagerkorper aus, da sich ein eventuelles Verziehen des Gehauses durch unterschiedliche Temperaturen auf die Lagerfluchtung nicht auswir'kt (be ide Lager in demselben Gehauseteil und kleiner Lagerabstand). Auf keinen Fall 'brauchen innengelagerte Aufladegruppen ein wassergekGhltes Gaszustromgehause. Damit verbessert sich der Wirkungsgrad und es ist die Gefahr von Gehausekorrosionen bei Schwerolbetrieb vermieden. Die Herstellungskosten eines Abgasturboladers mit Innenlagerung sind in der Regel merklich geringer. Die kleinere Masse des Laufzeuges gibt besseres Beschleunigungsverhalten. Als Hauptnachteile sind zu erwahnen: GroBere Lagerdurchmesser und daher etwas mehr Lagerreibung (was sich aber nur bei niedrigen Leistungen auswirkt), starke res Aufheizen des turbinenseitigen Lagers von der Turbinenscheibe her, der kleinere Lagerabstand erfordert bessere WuchtgGte, das Auswechseln der Lager erfordert einen groBeren Montage-Aufwand. Die AusfGhrungsform mit beiden Lagern auf derselben Seite der Rader, Bilder 10.14 und 10.15, ist nur bei AusfGhrungen mit Radialturbine moglich /10.7/. Diese Konstruktion gibt besonders kleine Lagerdurchmesser, insbesondere des AuBenlagers, und gute Zuganglichkeit zu den Lagern. Sie ermoglicht auch das Fahren im Gberkritischen Drehzahlbereich, da die im niedrigen Drehzahlgebiet liegende kritische Drehzahl erster Ordnung schnell durchfahren und ihre Auswirkung durch die Lagerdampfung aufgefangen wird.

249

10.3 Lagerbauart und Schmierung Die Lagerbauart ist zwar von der Lageranordnung unabhangig, doch hat sich bei der Innenlagerung die Gleitlagerung weitgehend durchgesetzt . Die Vorteile der Gleitlager gegenUber den Walzlagern liegen in dem geringeren Verschleil3, da bei richtiger Konstruktion die volle hydrodynamische Schmierung wegen der geringen Belastung und hohen Umfangsgeschwindigkeit leicht verwirklichbar ist. Damit haben Gleitlager in der Regel eine langere Lebensdauer. Gleitlager sind auch unempfindlicher gegen Stol3e und ErschUtterungen. Als Nachteil sind zu erwahnen: Grol3erer Olbedarf wegen der grol3eren Reibungswarme in den Lagern, damit verbunden in der Regel die Notwendigkeit der besonderen KUhlung des Lageroles und Zufuhr des Oles zum Lager mit hoherem Druck, die Notwendigkeit zum Vorschmieren der Lager nach langerem Stillstand bzw. Nachschmieren nach plotzlichem Abstellen aus hoher Last (bei grol3eren Motoren), da sonst wegen des War meeinfliel3ens in das turbinenseitige Lager von der heil3en Turbinenscheibe her das 01 im Lager Uberhitzt wird und gegebenenfalls verkokt.

Bild 10.7 Schnitt durch die Lagerung des BBC-A TL nach Bild 10.17 mit Olpumpe lund Schmutzzentrifuge 2

250

Die Vorteile der Wiilzlager liegen in der geringeren Reibung, insbesondere bei niedrigen Drehzahlen, wodurch das Anfahren des Abgasturboladers auch bei nur geringer Turbinenleistung (Zweitaktmotoren) erleichtert wird, in dem geringeren Olbedarf, der geringeren Olwiirme und in der M6glichkeit, auf jede Vorschmierung verzichten zu k6nnen. Den Gleitlagern mu8, wie schon erwiihnt, das 01 mit Druck zugefUhrt werden. Wenn ein eigener Olkreislauf fUr den Abgasturbolader angewandt wird, hat man zwar den Vorteil eines saubere·n Oles und weniger Leitungen, braucht aber eine gesonderte - von der Turbinenwelle angetriebene - Olpumpe, eigenen Olbehiilter und eigenen Olkuhler. Das ist aufwendig. Gleitgelagerte Aufladegruppen werden daher - auch bei gro8en Abmessungen, bei Fahrzeugmotoren ist das sowieso selbstverstiindlich - an den MotorSchmierkreislauf angeschlossen, was bei einer ordnungsgemii8en Olpflege (Filterung) keine Nachteile fUr die Lager der Aufladegruppe bringt. Wiilzgelagerte Aufladegruppen haben stets eine eigene Olversorgung, sie sind yom Motorkreislauf unabhiingig. Sowohl auf Lader- als auch auf Turbinenseite saugt eine kleine, von der Turbinenwelle uber einen Schneckentrieb angetriebene Olpumpe 01 aus einem im Gehiiuse integrierten Vorratsbehiilter und spritzt dieses entweder direkt oder durch Zwischenschaltung einer Olzentrifuge in die Lager, Bilder 10.7 und 10.17. Das ZufUhren einer gr68eren Olmenge zu den Lagern ist aus Grunden der Wiirmeabfuhr notwendig, die fruhere bei kleinen und langsamerlaufenden ATL angewandte Olnebelschmierung mit Hilfe des Eintauchens von Schmierscheiben in den Olvorrat ist praktisch verlassen. Auf der Laderseite wird das 01 durch die das Lagergehiiuse umstr6mende Luft, auf der Turbinenseite durch das Wasser des gekuhlten Lagergehiiuses gekuhlt, Bild 10.17. Ein besonderer Olkuhler ist auf keinen Fall erforderlich. Aus den erwiihnten Vor- und Nachteilen leitet sich zwangslos ab, da8 gleitgelagerte Aufladegruppen praktisch Motors (Fremdschmierung)

immer

mit dem Anschlu8

ausgefUhrt werden,

ｷｩｬｺｧｾ｡･ｲｴ＠

an den Schmier61kreislauf des aber autark sind, d.h.

eine eigene Olversorgung haben (Eigenschmierung).

10.4

AusfUhrungsbeispiele

10.4.1 Abgasturbolader fUr Stra8en-Fahrzeug-Motoren Da es sich hier um Lader kleiner Abmessungen handelt und da ein kleines Massentriigheitsmoment des Liiufers fur eine gute Beschleunigung wichtig ist, kommen hierfUr nur ATL mit Radialturbine in Betracht. Fahrzeugmotoren mussen au8erdem in einem

251

weiten Drehzahlbereich arbeiten und verlangen damit, und die Drehzahllinien in einem

das Laderkennfeld breit sein ､｡ｾ＠

Bereich flach verlaufen sollen. Diese Bedingunｧｲｯｾ･ｮ＠

gen werden am besten mit einem Laderrad mit rUckwartsgekrUmmten Schaufeln erfUllt, s. Bild 10.4. Bild 10.8 zeigt den Vergleich von Verdichter-Kennfeldern des KKK-ATL, Typ K 26, mit dem frUheren geraden und dem heutigen rUckwartsgekrUmmten Schaufelaustritt. Bei Beurteilung der Hohe des Wirkungsgrades ist zu beach ten,

es sich ､｡ｾ＠

um einen Raddurchmesser von nur 60 mm (gerader) und 66 mm (rUckw.gekr. Schaufelaustritr) handelt und

､｡ｾ＠

der Wirkungsgrad von Stromungsmaschinen mit der

stark abnimmt. Es sei an dieser Stelle vermerkt,

､｡ｾ＠

ｇｲｯｾ･＠

ein japanischer Hersteller (Mitsu-

bishi) fUr die Aufladung von Motorrad-Motoren ATL mit einem Raddurchmesser von 34 mm und Drehzahlen bis 270000 min- 1 baut /10.8/. 3.2

t

3.0

EL p,

U1

2.8

E

;a

..

-E >

2.6

:.;

u

2

"0

"0 >-

(5

2.4

2.2

n.vTofT,

2.0

min- 1

1.8

1.6

1.4

Bild 10.8 Kennfeldvergleich von Laderradern mit geradem (ausgezogen) und rUckwartsgekrUmmtem (gestr iche It) Schaufe laustr itt. KKK Typ K 26

1.2

1.0 0

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25 m 3/s 0.30

V, •\.I'ToI"T.

--

In Bild 10.9 ist ein Schnitt durch einen ATL mit wassergekUhltem Gehause wiedergegeben. Bei ungekUhltem Gehause besteht die Gefahr des Verkokens des turbinenseitigen Lagers, wenn aus hoher Last plotzlich abgestellt und damit die Schmierolzufuhr zu schnell unterbunden wird. Man hat zunachst versucht, diesem Mangel durch thermische Entkopplung des Lagers (Luftspalt zwischen LagerstUtze und Gehause) abzuhelfen, geht aber jetzt anscheinend mehr und mehr zu einer WasserkUhlung Uber /10.9/, wodurch

252

dieser Mangel grundsatzlich behoben wird. Das wassergekuhlte Gehause laBt auch den Einbau von Walzlagern zu.

Bild 10.9 Schnitt durch einen KKK -ATL mit wassergekuhltem Lagergehause

Zu erwahnen ist noch, daB die Laufer der kleinen ATL fUr Fahr zeugmotoren mit ihren hohen Drehzahlen - sofern sie gleitgelagert sind - in schwimmenden Buchsen gelagert werden. Die schwimmenden Buchsen drehen sich mit einer zwar weit unter der Wellendrehzahl Iiegenden Drehzahl mit, aber fur einen dynamischen Sc hmierfilm zw isc hen Buchse und Gehause ist auf jeden Fall gesorgt. Durch dieses blpolster werden etwa entstehende

Schmierfilmschwingungen des Laufers gedampft bzw. ganz unterbunden

/10.10/ .

Wie schon in Kap. 8.4 erwahnt und in Kap. II naher begrundet werden wird, br auchen ATL fUr Automobilmotoren eine Regelung. Z.Zt. wird noch uberwiegend die Abblaseregelung (waste gate) angewandt, bei der ab einem bestimmten Ladedruck ein BypaBventil geoffnet wird, das Auspuffgas um die Turbine herum direkt in die Abgasleitung entlaBt. Dieses Ventil wird in der Regel vom Ladedruck gesteuert, kann aber auch vom Auspuffdruck gesteuert werden. Es sitzt entweder getrennt vom ATL an einer geeigneten Stelle zwischen Auspuffkrummer und Abgasleitung, oder es ist in den ATL integriert. Da die Membran im Ablaseventil (Viton) therm i sch nur beschrankt belastbar ist,

5011

das Ventil - ob integriert oder nicht - im Kuhlstrom des Ventilators liegen

und es wird zweckmaBig auch mit Kuhlrippen versehen. AuBerdem kann es nutzlich sein,

253

die Membran durch einen kleinen Luftstrom zu kuhlen, sofern die von der Steuerluft abgezweigte Kuhlluftmenge die Gemischregelung nicht beeinfluBt und sofern sie trocken, d.h. noch nicht mit Kraftstoff beladen ist. Diese Kuhlluft wird z.B. bei Dieselmotoren durch eine Bohrung im Ventilschaft auf die Niederdruckseite geleitet und zusammen mit den Abgasleckagen entlang dem VentiJschaft durch eine entsprechende Bohrung auf das Druckniveau hinter der Turbine entlUftet, BiJd 10.10.

Bild 10.10 Schnitt durch ein Abgas-Abblaseventil mit Kuhlbohrungen, AusfUhrung Garrett Die BiJder 10.lla und b und 10.12 zeigen Beispiele von ATL mit eingebautem Abblaseventil, und zwar ist das VentiJ nach 10.lla fUr trockene Luft, bei dem die Steuerdose mit dem von der Steuerluft beaufschlagten Regelventil und das Abblaseventil zusammengebaut sind, das nach 10.11 b ist fUr nasse, d.h. mit K raftstoff beladene Luft bestimmt, bei dem die Steuerdose entfernt yom heiBen Turbinengehause an die Laderspirale angebaut ist. BiJd 10.12 ist ein Foto eines aufgeschnittenen KKK-ATL, bei dem sowohl Steuerventil als auch AbblaseventiJ in das Gehause eingebaut sind. Das Abblasen bei hoher Motordrehzahl und -Ieistung hat den Nachteil, daB die Leistungsbilanz des ATL verschlechtert wird. Dadurch erhoht sich der Druck vor Turbine u.U. betrachtJich, und damit verschlechtert sich der Kraftstoffverbrauch infolge der negativen Ladungswechselschleife. Es wurde daher schon fruhzeitig nach Losungen gesucht /8.18/, die diesen Nachteil vermeiden, ohne daB diese Losungen bis vor kurzem zu einem praktischen Erfolg gefUhrt hatten. Heute befassen sich fast aile Firmen, die ATL entwickeln, zur Anpassung der Turbine an den stark veranderlichen Durchsatz mit einer variablen Turbinen-Geometrie (VT G), die auch im engJischen Schrifttum so abgekurzt (variable turbine geometrie) oder auch VATN (variable area turbine nozzle) genannt wird. Hierdurch sind nicht nur verstellbare Leitschaufeln zu verstehen, die bei der zentripetalen Radialturbine dassel be Konstruktionsprinzip besitzen wie bei der Francisturbine, sondern auch andere MaBnahmen, die den Zustromquerschnitt zum Turbinenrad regeln. Das BiJd 10.13 gibt einige der MogJichkeiten wieder, den Querschnitt zu beeinf1ussen, wie sie u.a. in /10.11/ und /10.12/ aufgefGhrt sind.

254

Bild 10.lla und b

Abgasturbolader von Garrett-AiResearch mit integriertem Abblase-

venti I (waste gate) mit Anzapfen der Steuerluft an der Spirale. Links AusfUhrung fUr trockene Luft, rechts fUr nasse, d.h. mit Kraftstoff beladene Luft.

Bild 10.12 Foto eines aufgeschnittenen KKKATL mit integriertem Abblaseventil

Ein Foto eines aufgeschnittenen ATL mit Verstellschaufeln ist in Bild 10.14 zu sehen, der Querschnitt hierzu in Bild 10.15. Bemerkenswert an dieser Konstruktion ist die

255

Bild 10.13 Beispiele fUr AusfUhrung der variablen Geometrie

fliegende

Anordnung

von Lader- und Turbinenrad

Rucken an Rucken auf derselben

Seite der Lagerung und die Walzlager direkt auf der Welle mit Dochtschmierung

Bild 10.14 Foto des aufgeschnittenen Aerodyne-ATL mit Verstellschaufeln /1 0.7/

/I 0.7 /.

Bild 10. 15 Schnittbild des Aerodyne-A TL

TURBINE NOZ ZLE LEVE RS COMPRESSOR BACKWALL

TURBINE EXHAUST

256

Ein weiteres Beispiel eines Turboladers mit Verstellschaufeln wird in Bild 10.16 gebracht. Hier sind die Schaufeln in Zapfen leicht drehbar gelagert und legen sich mit ihren Schaufelenden an ein seitlich au13erhalb des Gasstromes gelagertes Sagezahnrad, an das sie durch den Gasstrom angedruckt werden. Durch Verdrehen des Sagezahnrades in Pfeilrichtung wird der Durchstromquerschnitt verkleinert. Dieser Verstellmechanismus hat weniger Einzelteile und ist damit einfacher und wahrscheinlich auch billiger als das Verstellen durch die an jeder einzelnen Schaufel gesondert angebrachten Hebel /10.12/.

Bild 10.16 Schnitte durch einen KKK-ATL mit Verstellschaufeln. Verstellung Gber einen sagezahnartig ausgebildeten Verstellring /10.12/.

Obwohl

eine

Reihe

von

Versuchsfahrzeugen

mit

VGT -Abgasturboladern sowohl

bei

Pkw als auch bei Lkw /10.13/ schon seit einiger Zeit in Erprobung sind, ist eine EinfUhrung in die Serienproduktion noch nicht bekannt geworden. Dieses ist aber wohl in absehbarer Zeit zu erwarten. Der Vollstandigkeit halber sei darauf hingewiesen, da13 fUr kleine ATL Turbinenrader aus Keramik (vorzugsweise aus Silizium-Nitrid oder -Karbid) in Entwicklung sind, von denen

man Preisvorteile

und das Ertragen hoherer

Tempera turen erwartet /10.14;

10.15/. Trotz gewisser optimistischer Erwartungen la13t sich wohl der Zeitpunkt einer SerieneinfUhrung solcher Rader noch nicht voraussagen. Auch mit dampfbetriebenen Turboladern wird experimentiert /10.16/, bei denen die Energie zum Antrieb der Turbine aus einem abgasbeheiztem Dampfkessel bezogen wird. Der wichtigste Vorteil wird darin gesehen, da13 die Turbine im ganzen Lastbereich keinen Gegendruck hinter dem Motor erzeugt, womit der Kraftstoffverbrauch verbessert werden konnte. Natlirlich sind Dampferzeuger, Kondensator samt Kuhlgeblase und Kondensatpumpe ein erheblicher Aufwand. Me13ergebnisse im Fahrzeug liegen nicht vor und uber das zu erwartende dynamische Verhalten wird in den bisherigen Veroffentlichungen nichts ausgesagt. 257

10.4.2 GroBere Abgasturbolader als fUr StraBen-Fahrzeug-Motoren

Es sollen nun je ein Beispiel von Abgasturboladern mit auBenliegenden Walzlagern, Bild 10.17, und innenliegenden Gleitlagern, Bild 10.18 /10.18/ gebracht werden, wobei die zuerst genannte Bauweise von BBC, die zweite von der M.A.N. bevorzugt wird. Die kurzere Bauform der Innenlagerung geht aus dem Vergleich des Verhaltnisses Lange zu Durchmesser hervor. Beide ATL sind mit groB dimensionierten Schalldampfern ausgerustet und be ide Firmen haben Baureihen dieser Konstruktion in abgestuften GroBen. Wah rend fruher bei den BBC-ATL das gesamte Turbinengehause einschlieBlich Zustromgehause wassergekuhlt waren, s. Bild 10.10 in der zweiten Auflage, ist nach Bild 10.17 nur das turbinenseitige Lagergehause und das Abstromgehause wassergekuhlt. Es gibt aber

auch

AusfUhrungen

mit

isoliertem

statt

wassergekuhltem

Abstromgehause

auf

Kundenwunsch, wenn hohe Abgastemperaturen zur Ausnutzung in Abhitzekesseln verlangt werden. Das yom Zustromgehause isolierte Lagergehause bleibt aber immer wassergekuhlt. Aus den Kennfeldern, Bilder 10.19 und 10.20 /10.17; 10.18/ geht der gute Wirkungsgrad auch bei hohen Druckverhaltnissen hervor. Der Wirkungsgrad ist in beiden Fallen auf den Gesamtdruck vor und unter dem Lader bezogen.

Bild 10.17 Schnitt durch einen BBC-A TL der Baureihe VTR 4 A mit auBenliegenden Walzlagern.

258

Bild 10.18 Schnitt durch einen M.A.N.-A TL der Baureihe NA mit innenliegenden Gleitlagern Mittelschnell- und langsamlaufende Dieselmotoren arbeiten in der Regel im Schwerolbetrieb,

was zu Koksruckstanden,

insbesondere auf den Turbinenleitschaufeln Anlaf3

gibt. Diese mussen durch Wassereinspritzen oder auch durch Einblasen fester Part ike I (NuBschalen) von Zeit zu Zeit gereinigt werden, was wahrend des Betriebes aile 100 bis 200 Stunden erfolgt. Auch verschmutzte Verdichterrader werden durch Wassereinspritzen oder Dampfeinblasen wahrend des Betriebes in der Regel einmal wochentlich gereinigt. Um fUr die zweistufige Aufladung besser geeignete Turbolader zu schaffen, hat die M.A.N. aus je zwei Typen ihrer NA-Baureihe eine zweistufige Aufladegruppe mit 2 Wellen nach dem sogenannten SAS-Prinzip mit Hilfe eines Zwischengehauses derart aneinandergekuppelt, daB sich an das Turbinenrad der Hochdruckstufe sofort das Turbinenrad der Niederdruckstufe anschlieBt, Bild 10.21 / I 0.19;

10.20/. Dadurch wird gegenuber der

ublichen Anordnung von zwei einstufigen Aufladegruppen durch den Wegfall der Leitungen Platz gespart, und der Wirkungsgrad kann durch Zwischenkuhlung zwischen den beiden Stufen um bis zu 5%-Punkte verbessert werden. Die beiden einzelnen A TL sind jeweils um einen Stufensprung verschieden, z.B. 480 mm Raddurchmesser fur die Niederdruck- und 400 mm fUr die Hochdruckstufe. 259

Bild 10.19 Verdichterkennfeld eines BBC-ATL der Baureihe VTR ... 4 A /l0.17/

r

4.5 r - - - , - - - - , - - - - , - - - - . - - - - - - r - - - - - - - - ,

ｾ＠

f--------j---j---j----+__

3.51-----+---+-----j---=:;f-.d--+fM----1

2.5 f--------f---+.=-+----'>

ＲＮＰｾＭｴ

1.5 ｦＭｉＢＧｾＮＬＱＷｴ｟ｪ＠

1.0 ｌＭ｟ＺＢ］ｾＧ［＠ 2.0

4.0

6.0

8.0

ＭＮｾ＠

10.0

12.0

V m3/s

14.0

4.0

3.5

2.5

2.0

1.5

4.0

260

5.0

v-

6.0

m3/s

7.0

BUd 10.20 Verdichterkennfeld eines M.A.N.-ATL der Baureihe NA mit ruckwartsgekrummten Schaufeln /10.18/

Bild 10.21 Zweistufiger M.A.N.-ATL in Zweiwellenbauart mit Verstellleitschaufeln fur die Hochdruckstufe

Bei diesen Abgasturboladern wurden auch erstmalig Verstelleitschaufeln fUr die Hochdruckstufe eingefUhrt, deren Einzelheiten aus Bild 10.22 hervorgehen, und durch die ein besserer Wirkungsgrad bei Teildurchsatz eingestellt werden kann.

Bild 10.22 Verstellbare Leitschaufel fUr den A TL nach Bild 10.21

261

Zum SchluB sei noch ein Beispiel einer Aufladegruppe mit Radialturbine und 260 mm Raddurchmesser gebracht, Bild 10.23, bei dem ein "MultistoB-Pulse-Converter" unmittelbar in das Gehause eingebaut ist.

Bild 10.23 Leitradloses Zustromgehause mit integriertem Pulse-Converter zum M.A.N.Radial-A TL, Typ NR 26

Fur die thermodynamische Gute des Abgasturboladers ist der Gesamt- oder Totalwirkungsgrad

1)

TL = m L hsL/mThsT

maBgebend, wobei nach dieser Definition die Reibungs-

verluste automatisch in den Gesamtwirkungsgrad eingeschlossen sind. Zur genaueren Definition dieses Wirkungsgrades muB angegeben sein, ob bei hs sowohl auf Eintrittsals auch Austrittsseite von Lader und Turbine die Gesamtdrucke eingesetzt sind, oder ob man beim Turbinenaustritt, gegebenenfalls auch beim Laderaustritt nur den stat ischen Druck einsetzt, wei! die Geschwindigkeitsenergie doch nicht

mehr oder sehr

unvollstandig zuruckgewonnen werden kann.

Bild

10.24 gibt den Bereich des Gesamtwirkungsgrades der A TL-Baureihe nach Bild

10.17 wieder /10.17/, Bild 10.25 die der ATL-Baureihe nach Bild 10.18 /10.18/. Das

75

t "I. 2

"-

2 ｾ＠

F

----

70 ｾ＠

65

60

2,5

2,0

1,5

TtL tot/tot

Optimum

des

Wirkungsgrades

3,0

Bild 10.24 Bereich des -Gesamtwirkungsgrades der Abgasturbolader der BBCBaureihe VTR 4 A nach Bild 10.17

3,5

-

liegt demnach

deutlich uber

70%.

Die

Wirkungsgrade

nach Bild 10.24 sind auf die Gesamtdrucke bei Lader- und Turbineneintritt und bei Laderaustritt bezogen, aber auf den statischen Druck bei Turbinenaustritt. Zum Unter262

Bild 10. 25 Bereich des Gesamtwirkungsgrades der Abgasturbolader der M.A.N.-Baureihe NA nach Bild 10. 18

75

t%

!

70

•

2....

F

65 NA 34/TO

ｾ＠

60

2,5

2,0

3,5

3,0 It L tot /1ot

schied hierzu sind die

-----

NA100ITO

.

Wirkungsgrade nach Bild

1.,0

--

10.25 auch beim

Laderaustritt auf

den statischen Druck bezogen, was im Gesamtwirkungsgrad bis zu zwei Punk ten ausmachen kann.

10.5 Die GestaItung des Ubergangs zum Ladeluftkuhlers

An den Ubergang yom Lader zum Ladeluftkuhler stellt man zwei Forderungen: Erstens soli der Druckverlust so klein wie moglich sein, zweitens soli der Ladeluftkuhler moglichst gleichmaBig angestromt werden, damit er auch richtig ausgenutzt wird. Da der Platz zwischen

Laderaustritt

und

Ladeluftkuhler

meistens

sehr beschrankt

ist, sind diese

Forderungen haufig schwierig zu erfullen. Ofters wurde sofort an den Laderaustritt ein Krummer angeschlossen, der manchmal auch gleich mit einer Erweiterung verbunden war,

um sich dem Stirnquerschnitt des Ladeluftkuhlers anzunahern. Ein gekrummter

piffusor bringt im

Gegenteil,

ebensowenig wie ein zu groBer Kegelwinkel einen Druckruckgewinn, zusatzliche

Verluste

durch

Ablosung

und

Ruckstromung.

Bei

soichen

auch ofters doppelt, d.h. in zwei Ebenen gekrummten und stark erweiterten Ubergangen kann

der

Widerstandsbeiwert

ein

Mehrfaches der

Geschwindigkeitsenergie

betragen.

Konstruktive Losungen, bei denen vor dem Ladeluftkuhler ein Ausgleichsbehalter vorgesehen wird, in den ein an den Laderaustritt angeschlossener gerader Diffusor, gegebenenfalls ein Doppel- oder StoBdiffusor mundet, sind besser.

Bild

10.26 zeigt

zwei

der Literaturstelle /10.21/ entnommene Uisungsbeispiele, bei

denen tatsachlich der statisc he Druck bei Ladeluftkuhlereintritt hoher ist als bei Laderaustritt, also ein Teil der Geschwindigkeitsenergie ist der

zuruckgewonnen wird.

AuBerdem

Ladeluftkuhler durch das Herabsetzen der Geschwindigkeit im Diffusor und

durch die Stromungsberuhigung im Behalter sehr gleichmaBig angestromt.

263

Bild 10.26 Druckruckgewinn mit verschiedenen DiffusorSystemen vor dem Ladeluftkuhler /I 0.21/

3,1 bar

3,0

Doppeldittusor

2,8 2,7 2,6 I

I !

50

60

70

80

90

Gesd'iwindigkeit bei Verdid'iteraustritt

I

Radialdittusor

100 m/s

Schrifttum zum Kapitei 10 /10.1 /

Rothemund, M.: Eine neue M.A.N.-Hochaufladegruppe radialer Bauart. M.A.N.-Dieselmotoren-Nachrichten Nr. 33, Nov. 1956 und M.A.N.-Forschungsheft Nr. 6 (1956) S. 7/1/18

/10.2 /

Zinner, K.: Betriebergebnisse mit den Motorender Lichtenfeldklasse. Jahrbuch der Schiffbautechn. Ges. Bd. 50 (1956) S. 2/13

/ I 0.3 /

Spati, H.: Neue BBC-Turbolader VTR "4" fur hohere Druckverhaltnisse MTZ 40 (1976) S. 223/226 und BBC-Mitteilungen 5, Mai 1981, Bd. 68

/10.4 /

M.A.N.-Turbochargers. Special M.A.N.-Publication Oct. 1982 D 23652

/I 0.5 /

Gebhardt, H.: Versuchsergebnisse von Abgasturbolader-Turbinen radialer und axialer Bauart bei hohen Druckverhaltnissen. Dieselmotoren-Nachrichten RoBlau (1976) 2, S. 9/16

/10.6 /

Schroder, J.: Die Stufung der M.A.N.-Turboladerbaureihe. Aus /l0.4/

/10.7 /

Arvin, J.R. aund Osborne, N.L.: Design Features and Operating Experience of the Aerodyne Dalles VA TN Turbocharger. SAE Technical Paper Series No. 830013

/10.8 /

Martin, F.: Exhaust Gas Turbocharging. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984

/10.9 /

indra, F. und Werner, A.: Neuere Ergebnisse bei der Entwicklung von Hochleistungs-Pkw-Ottomotoren mit Abgasturbo-Aufladung. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984

/ I 0.1 0/

Henssler, H.: Neuere Entwicklung auf dem Gebiet kleiner Abgasturbolader. MTZ 38 (1977) S. 470

264

/ I 0.11/

Flaxington, D. and Szczupak, D. T.: Variable area radial-inflow turbine. Turbocharger and Turbocharging Conference, Inst. of Mech. Engineers London 1982, C 36/82

/10.12/

Engels, B. Lucks, R. und Zloch, N.: Variable Turbinengeometrie. Anforderungen, Bauformen, Ergebnisse. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984

/10.13/

Satoh, H. et al.: Development of a Variable Geometry Turbocharger for Trucks and Buses. 1983 Tokyo International Gas Turbine Congress

/10.14/

Egli, H.: Development of Ceramic Turbine Wheels for Turbochargers with Emphasis on Burst Speed- Prediction Methodology. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984

/ I 0.15/

Hartley, J.: Japanese to build Ceramic Turbos. Automotive News, December 5, 1983

/ I 0.16/

Rautenberg et al.: Comparison of Different Small Steam Turbines for Steam Turbochargers. ASME-Publ. 84-GT -239 Rautenberg et al.: A ｾｲ｡ｬ＠ Proceedings of the 19

Pelton Turbine for Steam Turbocharger. IECEC '84, SAE-849160

/I 0.17/

VTR ••. 4A,

/10.18/

Bozung, H.G.: Entwicklungsstand der Abgasturbolader fur mittelschnell- und langsamlaufende Dieselmotoren. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984

/I 0.19/

Bozung, H.G.: Zweistufige Aufladeaggregate - Wirkungsgrad und Gefiillaufteilung an einem mittelschnellaufendem Dieselmotor. MTZ 38 (1978) S. 209/217

/ I 0.20/

Bozung, H.G.: Die M.A.N.-NA und NA-VP-Turboladerbaureihe zur ein- und zweistufigen Abgasturbo-Aufladung. MTZ 41 (1980) S. 125/33

/10.21/

v. Schnurbein, E.: Constant-Pressure Turbocharging for Medium-Speed FourStroke Engines. Turbocharging and Turbocharger Conference, Inst. of Mech. Engineers, London 1978

new high efficiency turbochargers.

BBC-Druckschrift April 1984

265

11.

PROBLEME DER AUFLADUNG VON AUTOMOBILMOTOREN UND AUSFUHRUNGSBEISPIELE

11.1

Ottomotoren

Wie bereits in Kap. 2.3 kurz erwahnt, hatte die Aufladung von Ottomotoren fur Flugzeuge vor deren weitgehender AblOsung durch das Strahltriebwerk einen hohen Entwicklungsstand erreicht, und zwar die mechanische Aufladung schon im und nach dem Ersten Weltkrieg, die Abgasturbo-Aufladung kurz vor, im und nach dem Zweiten Weltkrieg. Der Anreiz zur Aufladung von Ottomotoren im Pkw war - aul3er fUr Renn- und Sportmotoren lange Zeit nicht gegeben, da es einfacher und billiger war, erhohte Leistungsanspruche durch Hubraumvergrol3erung zu befriedigen. Die ersten Pkw-Ottomotoren mit Abgasturbo-Aufladung sind erst 1962 auf den Markt gekommen. Obwohl in den USA zwischen 1962 und 1966 eine grol3ere Zahl solcher Motoren gebaut wurden, man spricht z.B. allein von 60000 damit ausgerusteten ChevroletCorvair /11.1/, war der Durchbruch damit noch nicht gelungen. Anscheinend wurde einer Leistungssteigerung von 74 erst auf 110 kW, dann auf 130 kW der Vorzug vor dem Drehmomentverhalten gegeben, was zu einem unbefriedigenden Fahrverhalten fUhrt. Die grol3eren Schwierigkeiten der Abgasturbo-Aufladung von Pkw-Ottomotoren im Vergleich zu Flugmotoren sind darin begrundet, dal3 einige fUr Flugmotoren gunstige Faktoren beim Pkw wegfallen und dal3 hier einige zusatzliche Anforderungen gestellt werden. Die die Flugmotoren begunstigenden Faktoren sind u.a.: - Die abnehmende Luftdichte mit steigender Hohe. Dadurch wird einerseits der Ausgleich des Leistungsverlustes durch

Aufladen besonders wichtig,

andererseits steigen die

mechanischen Beanspruchungen durch die Gasdrucke im Zylinder dann nicht, wenn das absolute Ladedruckniveau das der Bodenleistung nicht uberschreitet. - Die mit der Hohe abnehmende Lufttemperatur. Diese wirkt der mit steigender Aufladung steigenden Temperatur durch die Verdichtung und damit der sonst zunehmenden Klopfneigung entgegen. - Die Abhangigkeit des Klopfens von Aufladung und Motordrehzahl. Bei steigender Aufladung nimmt die Klopfneigung zu, bei steigender Drehzahl abo Der Betrieb nach P ropellercharakteristik kommt diesem Verhalten entgegen. Die Moglichkeit zur Anwendung hochklopffester Kraftstoffe bei geringerer Rucksichtnahme auf deren Kosten. - Die Moglichkeit zur Anwendung von Sonderkraftstoffen oder der Wassereinspritzung fUr die nur kurzzeitige Hochstleistung beim Start. Die zusatzlichen Anforderungen beim Automobilmotor sind u.a.:

266

- Ein mit fallender Drehzahl ansteigendes Drehmoment, urn einen erhohten Fahrwiderstand bei Steigungen weitgehend ohne Schalten uberwinden zu konnen oder den Festkuppelpunkt bei Getrieben mit hydraulischem Drehmomentwandler bei moglichst niedriger Drehzahl zu ermoglichen. - Ein schnelles Ansprechen der Leistungsanforderung ohne nennenswerte Verzogerung, d.h. ein moglichst schneller Aufbau des Ladedrucks. - Uberdecken eines groBen Drehzahlbereichs, siehe Bild ILL - Moglichst kleiner Raum-, Gewichts- und vor allem Preisaufwand .

.......

"\

\

-- ---

\

\

\ \

......

rLeerlauf

,

1000';'6000 min-1

\

"

\

\ \

\

\

\

\

I

LKW-Diesel

\

I

PKW-Ottomotor

PKW-Diesel

Vergleich der Druck-Massenstrom-Kennfelder vom Diesel-Lkw-, Diesel-PkwBild ILl und Otto-Pkw-Motoren. Aus /11.2/ Bild 27

Eine

erfolgreiche

Abgasturbo-Aufladung

von

Pkw-Motoren

hatte zur Voraussetzung,

daB kleine und billige Abgasturbolader hoher Drehzahl mit genugend hohem Wirkungsgrad auch bei kleinen Durchsatzen, also mit einem besonders breiten Kennfeld, und auch mit

genugend

groBer Standfestigkeit gegenuber den hohen Auspufftemperaturen zur

Verfugung standen, siehe Kap. 10. Heute haben praktisch aile groBen Automobilhersteller aufgeladene Motoren

entweder schon in ihrem Programm oder sie experimentieren

damit, sei es in der Form der Abgasturbo- oder Comprex-Aufladung, vereinzelt auch wieder mit der mechanischen Aufladung. Trotz der zunehmenden Tendenz durfte allerdings bei den nach dem Ottoverfahren arbeitenden Automobilmotoren die Zahl der Saugmotoren noch auf lange Sicht groBer sein als die der aufgeladenen. 1m Vergleich zum Dieselmotor hat es der Ottomotor hauptsachlich aus drei Grunden schwerer, mit den Problemen einer betriebssicheren und den Anforderungen des Fahrzeugantriebs genugenden Abgasturbo-Aufladung fertigzuwerden: Wegen des Klopfproblems, wegen der hoheren Auspufftemperatur und wegen der Quantitatsregelung.

267

11.1.1

MaBnahmen zur Beherrschung des Klopfens

Die haufigste Art des Klopfens besteht bekanntlich in einer plotzlichen Entflammung des von der Flammenfront noch nicht erreichten Gemischanteils (Endgemisch). Dieser wird durch die Drucksteigerung des von der Flammenfront bereits erfaBten Gemischanteils weiterverdichtet und erwarmt, wodurch die im Endgemisch ablaufenden Vorreaktionen so beschleunigt werden, daB es schlieBlich zu einer schlagartigen Verbrennung kommt. Das Klopfen (Klingeln) fUhrt zu einer Zerstorung der Brennraumwande, wobei diese Wirkung nach neueren Erkenntnissen weniger auf eine Erhohung des Warmeuberganges, als auf eine mechanische Zerstorung durch die hochfrequenten Schwingungen zuruckzufuhren ist, ahnlich wie bei der Kavitation. Das Klopfen kann durch Spatzundung hinausgeschoben werden - womit allerdings die Verbrennung verzogert wird, Leistung und Kraftstoffverbrauch schlechter werden und die Abgastemperaturen steigen - auBerdem durch kaltere Luft und durch Gemischanfetten. Naturlich wird das Klopfen auch durch das Verdichtungsverhaltnis stark beeinfluBt.

1,9

1,9

bar

bar

1,8

1,8 1,7 1,7

t

1,6

PE 1,5 x 1,5 1,4 1,4 1,3 1,2 1,2 20

4'0

60

8'0

1(lO

6 120°C 140

Bild 11.2 Ladedruck an der Klopfgrenze bei optimalem Ztindzeitpunkt in Abhangigkeit yom Druck und Temperatur der Ladeluft fUr verschiedene Luftverhaltnisse und Kraftstoff-Oktanzahlen. Aus /11.2/ Bild 7

7

E_

8

Bild 11.3 EinfluB des Verdichtungsverhaltnisses und der Ladelufttemperatur auf den an der Klopfgrenze fahrbaren Ladedruck. Aus /11.4/ Bild 3

Bild 11.3 gibt fUr einen bestimmten Motor den EinfluB des Verdichtungsverhaltnisses auf den an der Klopfgrenze zulassigen Ladedruck wieder, dem zu entnehmen ist, daB das Verdichtungsverhaltnis im Vergleich zum Saugmotor herabgesetzt werden muB, wenn der Ladedruck betrachtlich tiber das Niveau des nicht aufgeladenen Motors gesteigert werden 5011.

Das Herabsetzen des Verdichtungsverhaltnisses verschlechtert den Wirkungsgrad,

was nur durch sekundare MaBnahmen, wie Optimierung von Gemischzusammensetzung 268

(nur bei Motoren ohne Katalysator) und Zundzeitpunkt und durch Verringern der relativen Reibungsverluste durch den hoheren Mitteldruck wettgemacht werden kann. Schon aus Bild 11.2, insbesondere aber aus Bild 11.3 - das nur qualitativ, d.h. fUr einen bestimmten Kraftstoff und eine bestimmte Brennraumform gilt - geht die Bedeutung einer Ladeluftkuhlung hervor. Wah rend zum Beispiel bei der niedrigen Drehzahl von 2500 min- I bei einem absoluten Ladedruck von 1,5 bar an der Klopfgrenze nur ein Verdichtungsverhaltnis von

£ =

6 eingestellt werden kann, konnte dieses bei Kuhlung auf 60

°c

auf

£ = 8 erhoht werden. Ebenso ergeben sich Vorteile der Ladeluftkuhlung auf Leistung

und Verbrauch bei hohen Drehzahlen uber die zulassige Vorzundung, Bild 11.4. An sich ist die Ladeluftkuhlung besonders im Fahrzeugmotor mit einem zusatzlichen Aufwand verbunden, doch nimmt die Erkenntnis zu, daB man sich diesen Aufwand beim Pkw-Ottomotor leisten sollte und mit Rucksicht auf die erzielbare Leistungssteigerung, auf die thermische Standfestigkeit, auf Verbrauch und Abgasemission auch leisten kann, sofern nicht zwingende Grunde dagegen sprechen. Solche Grunde konnen sein: Platzmangel fUr einen vernunftigen, d.h. wirksamen Einbau des LLK bei dem vorhandenen Fahrzeug, °v.OT

30

ｾ＠

K'"

t 26 "'vz. 22

.........

ｾ＠

-........

ｾ＠

210

"'- .........

340

300 /"

V

kW 220

Pe

g/kW·h

Bild 11.4 EinfluB der Ladelufttemperatur auf zulassigen Zundwinkel Ii>v2' auf Leistung P e und spez. Krattstoffverbrauch b . e Aus /11.8/, Bild 3

ｾ＠

>

/

t

Pe 200

ｾ＠

190

./

280

60

I

I

70

80

I

90

Ladelufttemperatur

100

da in der Regel der Auflademotor in das gleiche Fahrzeug hineinpassen soli wie der Saugmotor, ferner die Unwirksamkeit eines nur yom Fahrtwind beaufschlagten LLK bei Fahrzustanden mit hoher Leistung und niedriger Geschwindigkeit (z.B. PaBfahrten mit Anhangelast). Trotz dieser Gegengrunde kann nicht deutlich genug auf die durch viele Versuche bestatigte Regel hingewiesen werden, daB die im LLK abgefUhrte Warme

269

im Motorkuhlwasser nicht mehr abgefuhrt zu werden braucht, d.h., daB die Summe von Warme aus LLK und Motorblock bei gleicher Leistung etwa gleich ist. Bei Neuauslegung kann es u.U. gunstiger sein, den LLK selbst etwas auf Kosten des MotorwasserKuhlers zu vergroBern, wobei natlirlich die Kuhlwirkung bei allen Fahrzustanden sichergestellt sein muB. Dies ist z.B. durch ein thermisch gesteuertes elektrisch angetriebenes Kuhlgeblase mogJich. Die bereits im LLK abgefGhrte Warme wirkt sich gunstig auf Klopfgrenze und thermische Beanspruchung und damit auf erreichbare Leistung und Betriebssicherheit aus. Zur DurchfGhrung der Ladeluftkuhlung stehen vier Systeme zur Diskussion.

I. Ladeluft-Wasserkuhler im Kuhlwasserkreislauf des Motors. 2. Ladeluft-Wasserkuhler mit eigenem Kuhlwasserkreislauf. 3. Ladeluft-Luftkuhler, letzterer vor oder neben dem Wasserkuhler des Motors. 4. Ladeluft-Luftkuhler mit eigenem Kuhlgeblase, das von einer mit Ladeluft beaufschlagten Luftturbine angetrieben wird, Bild 11.5 Fur die Beurteilung des Kuhlsystems sind Wirksamkeit, GroBe und Gewicht, UnterbringungsmogJichkeit,

Kosten,

Zuverlassigkeit,

Wartungsaufwand

und

Leistungsverbrauch

fur die Kuhlung maBgebend. Nach Untersuchungen an einem aufgeladenen Lkw-Dieselmotor /11.5/ ist das System 3 bezuglich des Verhaltnisses Wirkung zu Aufwand am gunstigsten, es wird fast ausschlieBlich sowohl bei Pkw- als auch bei Lkw-Motoen angewandt. Das System 4, das manchmal bei einem nachtraglichen Einbau in ein vorhandenes Fahrzeug Vorteile bringen kann, scheint ein Sonderfall gebJieben zu sein.

2

Bild 11.5 Ladeluft-Luftkuhler nach Pkt. 4, System Garrett 1: 2: 3: 4: 5: 6: 7: 8:

Auspuffleitung Abgasturbolader Druckluftleitung Kuhlgeblase Ubergang zum LLK Austritt der Kuhlluft Ladeluftkuhler Luftaustritt aus LLK

270

3

4

5

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 hoher als bei Dieselmotoren, aber die Abgase sind sauerstoffarm und wirken damit weniger korrosiv. Ein Leitrad ist, sofern Abblaseregelung angewandt wird, bei den kleinen Radialturbinen in der Regel nicht vorhanden, die richtige Anstromung der Laufschaufeln wird durch die entsprechende Bemessung der Zustromspirale sichergestellt. Schwierigkeiten mit den hohen Temperaturen treten eher am Tubinengehause, an den Auspuffleitungen (Kriimmern) und am Abblaseventil auf. Eine vollstandige Trennung des Auspuffes aus den Zylindergruppen bis zum Laufrad einschlieBlich dem unterteilten Turbinenzustromgehause gelingt bei den hohen Abgastemperaturen des Ottomotors noch nicht. Zustromgehause mit doppeltem Eintritt, die die beiden Teilstrome bis zum Laderrad trennen wiirden, haben noch keine geniigende Standfestigkeit /11.6/, sie reiBen oder verziehen sich, da bei diesen Wanden jede Kiihlungsmoglichkeit fehlt. Aus diesem Grunde arbeiten

Abgasturbolader fUr

Pkw-Ottomotoren z.Z.

immer mit

Vollbeaufschlagung

der Turbine. Soweit der vorhandene Platz eine gruppenweise Zusammenfassung in Einzelleitungen mit dem erforderlichen Ziindabstand zulaBt, ist allerdings eine Trennung der einzelnen Zylindergruppen bis an den Turbinenflansch vorteilhaft /11.2; 11.14/. FuBend auf Entwicklungen fUr die Fahrzeuggasturbine wird auch an der Entwicklung keramischer Bauteile fUr den ATL gearbeitet, urn die hohen Temperaturen besser beherrschen zu konnen.

Keramische Zustromgehause zum

Beispiel wiirden wahrscheinlich getrennte

Kammern im Zustromgehause und dam it die reine StoBaufladung ermoglichen. Ein konischer Diffusor unmittelbar hinter der Abgasturbine verbessert deren Wirkungsgrad /11.6/. Zur Beherrschung des erhohten Warmeeinfalles bei aufgeladenen Motoren werden manchmal natriumgekiihlte AuslaBventile (bei Ottomotoren), meist eine ()lkiihlung des Kolbens durch Anspritzen aUs einer feststehenden Diise u.a. angewandt, siehe auch SchluB des Kap. 8.7. Beziiglich der speziell beim Porsche 944 Turbo, beim BMW-Turbo-Diesel und beim Golf-Turbo-Diesel fUr die aufgeladene Version geanderten Bauteile siehe Seiten 281, 190 und 291.

11.1.3 Regelungsprobleme 1m Gegensatz zum Dieselmotor arbeitet der Ottomotor mit Quantitatsregelung, d.h., er benotigt eine Drosselklappe zur Regelung der Ladungsmenge. Die Drosselklappe kann vor oder nach dem Lader angebracht werden, beides hat Vor- und Nachteile. Die Drosselklappe vor dem Lader hat den Vorteil, daB der Lader durch das plotzliche SchlieBen 271

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 Iiegen kommt, andererseits die Leistungsgleichheit zwischen Lader und Turbine bei einer hoheren Laderdrehzahl erreicht wird. Bild 11.6 zeigt die Drehzahldifferenz des Laders bei Anordnung der Drosselklappe vor und hinter dem Verdichter. 1m ersteren Fall hat der Lader eine hohere Ausgangsdrehzahl und spricht beim Beschleunigen besser an. Fur Motoren mit Vergaser hat die Drosselklappe vor dem Lader folgende Vorteile: - 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 gleichmaBiger verteilt - die Verdampfung des Kraftstoffs tragt zur Ladeluftkuhlung bei. Da praktisch aile Ottomotoren mit der Drosselklappe hinter dem Lader arbeiten, konnen diese Vorteile gegenuber den auch vorhandenen Nachteilen nicht allzu groB sein. 90000

min- 1 80000

70000

t

60000

nL 50000

40000

30000

20000

10000 I

I

I

2000

3000

4000

nM -

I

min

1

5000

Drehzahldifferenz des Bild ＱＮｾ＠ Laders bei Anordnung der Drosselklappe vor (obere Kurven) oder nach (untere Kurven) dem Lader in Abhangigkeit von Last und Drehzahl. Aus /11.2/ Bild 40

Nachteilig bei der Drosselklappe vor dem Lader ist, daB dieser absolut oldicht sein muB, damit nicht durch den Unterdruck bei Ladereintritt 01 angesaugt wird. Das wurde zu Olverlust, Verschmutzung und insbesondere zu einem Anstieg der unverbrannten 272

Kohlenwasserstoffe im Abgas fGhren, da dieses mit der Luft angesaugte t'll nicht vollstandig verbrennt. t'lldichtheit an der Laderwelle wird durch Kohle-Schleifringe erreicht, die allerdings wieder den Nachteil eines gewissen Verschlei13es und einer geringen Erhohung der Reibung haben. Wenn ein Vergaser !,-inter dem Lader angewandt wird, mu13 dieser druckfest und in der Regel in Zweistufenbauart ausgefGhrt sein, da die Anpassung sonst Schwierigkeiten macht. Die Drosselklappe nach dem Lader erlaubt fGr den ATL die praktisch verschlei13freien Labyrinth-Dichtungen. Ein plotzliches Schlie13en der Drosselklappe nach dem Lader bringt die Gefahr des Laderpumpens, zu dessen Vermeiden ein Umluftventil angewandt wurde. Man kann aber meist auf das Umluftventil verzichten, das geringe und kurzzeitige Pumpen wird in Kauf genommen, da es neben den anderen Motorgerauschen kaum horbar ist und im Gegensatz zu Gro13motoren auch keine Schad en verursacht. Bei Dieselmotoren wird ein Umluftventil allerdings manchmal wieder angewandt, um in bestimmten Bereichen den Ladedruck abzusenken und dam it das notige Gefalle fGr eine AbgasrGckfGhrung (zur NO -Verminderung) zu erzeugen.

x

Wie bereits erwahnt, stellt das Automobil besonders hohe Anforderungen an das Drehmomentverhalten und das Ansprechen des Motors, au13erdem an den Drehzahlbereich. und damit an ein besonders breites Druck-Volumen-Kennfeld des Laders. Die grundsatzlichen Schwierigkeiten, die der Abgasturbolader fGr 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 noch in der Entwicklung zur Serienreife - vielleicht auch zu teuer - sind, arbeiten z.Z. fast aIle auf dem Markt befindlichen Pkw-Motoren mit Abblaseregelung an der Turbine. HierfGr mu13 der ATL auf den fGr eine mittlere Motordrehzahl geltenden Durchsatz ausgelegt sein, Lader und insbesondere die Turbine sind wesentlich kleiner, als zum Erreichen einer Hochstleistung bei voller Motordrehzahl gGnstig ware. Ein kleiner Turbinenquerschnitt ist nicht nur mit RGcksicht auf das Drehmomentverhalten, sondern auch auf die Beschleunigung notwendig. Der Einflu13 des Tubinenquerschnittes auf den Druckaufbau vor dem Motor ist erheblich /11.2/. Bei voller Motorleistung wGrde ein ungeregelter ATL dieser Auslegung eine zu hohe Laderdrehzahl und einen zu hohen Ladedruck mit den nachteiligen Folgen fGr Laderund Motorbeanspruchung erzeugen. Von den verschiedenen Abblasemoglichkeiten, wie Abblasen von Luft ab einem bestimmten Ladedruck, Abblasen von Abgas gesteuert yom Auspuffdruck oder gesteuert yom Ladedruck ist erstere weitgehend verlassen. Wie in Veroffentlichungen, u.a. in /11.2/, naher ausgef(jhrt, ist das Abblasen von Abgas thermodynamisch gGnstiger, weil dann die Auspuffgase bei voller Motordrehzahl und -leistung weniger hoch hinter dem Motor aufgestaut werden als bei Abblasen von Luft.

273

Der Aufstau des Auspuffs hinter dem Motor

- bei Abblaseregelung ist der Druck hinter

dem Motor fUr hohe Drehzahlen meist h6her als der Ladedruck - vergr6Bert die Ausschubarbeit und vermindert durch h6heren Restgasanteil die Fullung des Zylinders. Dadurch wird auch der Kraftstoffverbrauch erh6ht. Bei der Abgas-Abblaseregelung, die natlirlich auch den ATL- Wirkungsgrad verschlechtert, kann die Turbine von vornherein wegen des kleineren Durchsatzes kleiner ausgefuhrt werden als beim Abblasen von Luft, was einen" besseren Wirkungsgrad bei kleinem Durchsatz und damit ein besseres Ansprechen ergibt. Zusatzlich wird auch haufig die Turbinenbeschauflung mit einer unsymmetrischen Wirkungsgradkurve uber u/c o ausgelegt, d.h. verschoben nach besserem Wirkungsgrad fur kleinen Durchsatz. Mit Rucksicht auf die komplexen Zusammenhange zwischen Klopfen und Vorzundung, Gemischzusammensetzung,

Ladeluftdruck,

Ladungs-

und

Zylindertemperatur und

des

Einflusses dieser Variablen auf Leistung, Verbrauch und Abgasemission ist beim aufgeladenen Motor eine optimale Einstellung von Gemischzusammensetzung und Zundzeitpunkt besonders wichtig. Bild 11. 7 gibt die bekannte Abhangigkeit des Kraftstoffverbrauchs bei Vollast YOm LuftuberschuB bei einer urn 4 °kW von der Klopfgrenze entfernten Einstellung des Zundzeitpunktes wieder. Der Verbrauch reagiert empfindlich auf Abweichungen, und zwar durch unvollstandige Verbrennung im fetten und zu langsame Verbrennung im mageren Bereich.

140

% 130

t

be

120

\

110

Bild 11.,7 Vollastkraftstoffverbrauch in Abhangigkeit yom LuftverMltnis). im Zylinder bei 4 °kW Abstaftd von der Klopfgrenze. Aus /11.2/ Bild 9

274

\

100

0,6

0,8

./ 1.0

Az -

/

1.2

/ 1,4

Das Einhalten der in USA geltenden Schadstoff-Emissionsgrenzen - deren gesetzliche EinfUhrung in Deutschland ab 1989 vorgesehen ist aber schon vorher durch steuerliche MaBnahmen gefordert werden soll - verlangt z.Z. noch den Einbau eines Katalysators mit Lambda-Sonde, wie in Kap. 8.6 bereits ausgefuhrt. Da die Lambda-Sonde den Magerbetrieb bei Teillast nicht zuUiBt, ist - optimale Abstimmung auf niedrigen Verbrauch in beiden Fallen vorausgesetzt - der K raftstoffverbrauch bei Autos mit Katalysator in der Regel etwas hoher als ohne. Fur den zur Zeit gGltigen Europatest kommt man zwar ohne Katalysator aus, aber auch hier muB einer Abstimmung auf guten Verbrauch und gute Abgasemission ein besonderes Augenmerk gewidmet werden. Da sichergestellt sein muB, daB der Motor bei allen Betriebsbedingungen nicht klopft, muB bei den ublichen nur von Last (Unterdruck) und Drehzahl (Fliehkraft) abhangigen Zundverstellern ein nicht zu kleiner Sicherhe·itsabstand von der Klopfgrenze eingehalten werden. Wegen der oben erwahnten komplexen Abhanigkeit des Klopfens von dem Luftverhaltnis, dem Zundwinkel, der Luft- und Motortemperatur und bei Aufladung zusatzlich yom Ladedruck ist eine optimale Abstimmung auf niedrigen Verbrauch und niedrige Schadstoffemission praktisch nur mit Hilfe der Elektronik moglich / 11.7; 11.9/. Ein Mikrocomputer errechnet hierbei nach den von MeBfUhlern gemessenen EinfluBgroBen die optimale Kraftstoffzufuhr und den optimalen Zundzeitpunkt und stellt sie nach einem eingegebenen, d.h. auf Grund von Prufstandsergebnissen vorprogrammierten Kennfeld ein. Anhand der z.B. von der Firma Bosch GmbH, Stuttgart, entwickelten Systeme wie DJetronic, L- und LH-Jetronic, K- und KE-Jetronic und anderen, schlieBlich der Motronic geht hervor, daB elektronische Regelungen in den letzten Jahren immer vollkommener allerdings auch kostspieliger - geworden sind, da sie immer mehr EinfluBgroBen in die Regelung einbeziehen. Insbesondere gestattet der Einbau von Klopfsensoren, die auf Korperschall ansprechen und bei dem ersten Auftreten von Klopfen zuerst die Zundung, spater (bei aufgeladenen Motoren) den Ladedruck zurGcknehmen, ein besseres Ausnutzen des klopffreien Betriebes bis an die Klopfgrenze und damit Vorteile in Leistung, Verbrauch und Schadstoff-Emission / 11.10/.

11.2 DieseJmotoren Wegen der erwahnten Unterschiede - keine Kiopfgrenze, niedrigere Auspufftemperatur, Qualitatsregelung - ist die Aufladung von Pkw-Dieselmotoren im Vergleich zu Ottomotoren betrachtlich erleichtert. In bezug auf ATL-Auslegung und -Regelung gel ten dieselben Prinzipien wie fUr Ottomotoren.

Wegen der niedrigen Auspufftemperatur

275

kann bei geeigneter Zylinderzusammenfassung von der StoBaufladung Gebrauch gemacht werden. Infolge des groBen Drehzahlbereiches benotigt man auch hier in der Regel eine Abblaseregelung. Da man mit ROcksicht auf Kosten, LeitungsfOhrung und Unterbringung meistens nur ein Abblaseventil verwendet, werden die getrennten Auspuffstrome meist doch vor der Turbine zusammengefaBt, 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 LadeluftkOhlung verzichtet werden. Bei Anwendung einer elektronischen Regelung, die die hochstzuUissige Einspritzmasse nach gespeicherten Kennwerten festlegt, kann man auf einen ladedruckabhangigen FOllungsanschlag verzichten. Wegen des Fehlens von Klopfvorgangen und Wegfall der Steuerung des Luftverhaltnisses kommt man bei Dieselmotoren mit einfacheren System en der elektronischen Regelung als bei Ottomotoren aus.

11.3

Die Vorteile der Aufladung bei Automobilmotoren

Es werden hier die gleichen Vorteile in Anspruch genom men, die allgemein fUr die Aufladung gelten: Geringeres Gewicht und kleinerer umbauter Raum fOr gleiche Leistung im Vergleich zum Saugmotor, geringerer Leistungspreis, besserer Wirkungsgrad, insbesondere bei Dieselmotoren, groBerer Leistungsbereich mit demselben Motortyp, kleinere KOhler fUr gleiche Leistung, bess ere Gerauschdampfung und geringere Schadstoffemission. Die beiden zuerst genannten Faktoren fielen anfangs am starksten ins Gewicht, weshalb aufgeladene Motoren zunachst bei Renn- und Sportfahrzeugen eingesetzt wurden. Ein kleinerATL mit Drehzahlen bis zu 150000 min- I fUr eine aufgeladene Motorleistung bis rd. 110 kW, das entspricht einer Leistungssteigerung von rd. 40 kW, hat eine Masse von ca. rd. 6 kg, er wird direkt an die Auspuffleitung angebaut, braucht also keine Konsole. Mit keramischen Turbinenradern, die leichtere und billigere Turbinengehause erlauben wOrden / I 0.14/, konnten weitere Gewichtseinsparungen erreicht werden. Es laBt sich aber heute wohl noch nicht sagen, wann solche Laufer fOr Pkw-Motoren in Serie gehen konnen. Trotz zusatzlichem Abblaseventil und den zusatzlichen Luft- und Abgasleitungen, ist das Verhaltnis von Mehrleistung zu Mehrmasse wesentlich gOnstiger als das Verhaltnis Leistung zu Masse beim Saugmotor. Das Volkswagenwerk gab z.B. an, daB 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 eine n ATL mit integriertem Abblaseventil besitzt, aber keine LadeluftkOhlung. Angaben Ober die Kostenersparnis lassen sich naturgemaB schwerer machen. Die kleinen

276

ATL sind durch die Massenfabrikation an sich sehr billig, aber die notwendigen Leitungsanderungen, i\nderungen am Motor (z.B. blanspritzung der Kolben) und gegebenenfalls i\nderung am Motorraum beeinflussen die Herstellungskosten. Dem heute zu beobachtenden starkeren Eindringen des ATL in das Gebrauchsfahrzeug wurde insbesondere durch die Abgasgesetze und die Energiekrise Auftrieb gegeben. Die MaBnahmen zur Begrenzung der schadlichen Abgasemission durch Abmagern und Spatzundung bedingec einen Leistungsabfall, der durch die Abgasturbo-Aufladung mehr als wettgemacht wird, so daB auf den Einbau teuerer Modelle mit vergroBertem Hubraum verzichtet werden kann. Auch sparsamer Betrieb verlangt das Vermeiden des Fahrens im fetten Gemischbereich, d.i. ein Verzicht auf die dam it erreichbare Hochstleistung. Die durch das Erniedrigen von

E

verursachte Verbrauchserhohung von aufgeladenen Otto-

motoren laBt sich auf zwei Wegen ausgleichen: Erstens durch die verminderte Reibung und die kleineren Gaswechselverluste des im Vergleich zum Saugmotor gleichstarken aufgeladenen Motors kleineren Hubraumes und zweitens durch Drehzahlsenkung des aufgeladenen Motors mit gleichem Hubraum /11.11/. Die letztere Losung ermoglicht von vornherein den Einsatz eines kleineren ATL. DaB der aufgeladene Ottomotor bei Vollast meist keinen besseren Verbrauch hat als der leistungsgleiche Saugmotor, ist dadurch bedingt, daB bei der derzeit ublichen Regelung ein KompromiB zwischen Vollastverbrauch und Ansprechen gemacht werden muB. Eine kleine Abgasturbine bzw. ein enges Zustromgehause verbessert das Ansprechen, verschlechtert aber den Vollastverbrauch. Bei Teillast ist der leistungsgleiche aufgeladene Motor meist gunstiger, ob auch bei Vollast, hangt von dem gewahlten KompromiB abo Beim leistungsgleichen, aufgeladenen kleineren Dieselmotor ist die Verbrauchsverbesserung eindeutiger, wenn man auf den EinfluB von machen, den SchadstoffausstoB begrenzenden MaBnahmen, z.B. RuBfilter absieht. MaBgebend fUr die Wirtschaftlichkeit ist der StraBenverbrauch und fUr die Abgasemission der vorgeschriebene Test. Beide sind in der Regel fUr den Auflademotor besser, wofUr als Beispiele zunachst nur die Tabellen 11.1 und 11.11 gel ten sollen. Bild 11.'8 schlieBlich gibt den Verbrauchsvergleich zwischen zwei Otto-Saugmotoren verschiedener Leistung mit einem Saug:- und einem Auflade-Dieselmotor im gleichen Fahrzeug wieder. Es zeigt sich, daB bei dem Turbodiesel insbesondere bei den hoheren Geschwindigkeiten die Verbrauchswerte starker von denen des Saugmotors abweichen.

277

Tabelle 11.1 Vergleich des Kraftstoff-Streckenverbrauchs leistungsgleicher Saug- und Auflade-Ottomotoren. Aus /11.2/

Strecken

Saugmotor

Auflademotor

Bezeichnung

Nr.

km

Liter

Innenstadt 1 Person Spitze 50 km/h

1.4

88

17,58

19,9

15,60

17,7

AuBenstadt 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

18,7

13,06

16,3

Schwarzwald zul. Ges.-Gew.

6.0

340

14,7

46,90

13,7

15.00 50,05

1/100 km

Liter

1/100 km

Tabelle 11.11 Vergleich der Abgas-Emissionswerte von leistungsgleichen Saug- und Auflade-Ottomotoren im Europa-Test ohne Reaktor, und im CVS-Test. Aus /11.2/

Saugmotor

Auflademotor

CVS HC g/mile

4,46

3,05

CO g/mile

22,08

15,71

NO g/mile

5,71

KV

1/100 km

19,9

3,86 16,71

Europa HC g/Test

5,32

4,709

CO g/Test

116,921

68,930

NO g/Test

8,015

5,049

KV g/Test

278

Bild II. 8 Vergleich des Strekkenverbrauchs b von Diesel-, Turbodiesel- und 2 Ottomotoren im gleichen Fahrzeug bei konstanter Fahrgeschwindigkeit v. Aus /11.25/ Bild 6

14 I 100km 12 10

t

8

b

6

4

2

0

40

60

80

v_

Aus Bild 11.9 geht der deutliche Unterschied im Kraftstoffverbrauch des Ottomotors bei Optimierung auf guten Verbrauch oder auf gute Abgasemission hervor. Selbst der auf gute Abgasemission optimierte Motor hatte insbesondere bei niedrigen Lasten einen noch etwas besseren Verbrauch.

18 I 100 km 16

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14

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12

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b

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10

Bild 11.9 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

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8

V

V

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6

4 40

60

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I

!

80

100

120

v-

I

!

140 km/h

279

Auch in der Gerauschemission bringt, wie mehrfach berichtet wird, der aufgeladene Motor keine Nachteile, sondern im Gegenteil gewisse Vorteile hauptsachlich im Auspuffgerausch, da die Turbine dampfend auf die an sich schwerer zu dampfenden niedrigen Frequenzen wirkt. Man kann daher den Auspuffschalldampfer u.U. vereinfachen, d.h. widerstandsarmer machen. Was die Beschleunigung anlangt, kommt es hier nicht auf den Vergleich des leistungsstarkeren Auflademotors mit dem Saugmotor des gleichen Typs an, sondern auf den Vergleich gleichstarker Motoren iJn gleichen Fahrzeug. Das Nachhinken des Ladedrucks beim Turbomotor laBt sich ja nicht ganz vermeiden. Die Schnelligkeit des Druckaufbaus hangt stark von der Turbinenauslegung, d.i. dem Turbinenquerschnitt und dem polaren Massentragheitsmoment des Laufers abo Nach Hiereth /11.2/ wurde man eine Verzogerung des Ansprechens dann nicht storend empfinden, wenn der Druckaufbau weniger als 0,5 s beansprucht.

11.4

Ausfiihrungsbeispiele

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 deutsche bzw. europaische Hersteller ausgesucht wurden, von denen Veroffentlichungen im deutschen Schrifttum am leichtesten greifbar sind. Nahere Einzelheiten sind den angegebenen Veroffentlichungen zu entnehmen. Die Firma Dr. h.c. Ferdinand Porsche AG startete ihre Turbomotoren-Entwicklung zunachst 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, 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 und ein getrenntes Abgas-Abblaseventil. Die Mehrleistung von 33 kW wird durch eine Mehrmasse (ATL mit Umluftventil, Abblaseventil, zusatzliche Leitungen, kein Ladeluftkuhler) von 29 kg erreicht. Ein modernerer Motor ist der Typ Porsche 944, der mit vier Zylindern von 100 mm

280

Bohrung und 78,9 mm Hub als Saugmotor 120 und mit Aufladung 162 kW bei 5800 min-I leistet, und zwar in USA-Version mit Katalysator. Eine kGrzliche Veroffentlichung / 11.29/ gibt die Moglichkeit, auf einige geanderte Bauteile und einige andere bemerkenswerte Konstruktionsmerkmale

des

Auflademotors

hinzuweisen.

Folgende

Bauteilanderungen

sind fUr den hoher belasteten Turbomotor vorgesehen: Die gegossenen Aluminiumkolben wurden durch gepresste ersetzt und es wurde eine neue Ringbestlickung zum Erreichen niedrigerer Durchblasemenge und gGnstigen Olverbrauches gewahlt. Zur Reduzierung der Verdichtung auf

E =

8,0 : I wurde eine ovale Mulde im Kolbenboden vorgesehen,

der Zylinderkopf erhielt hochtemperaturfeste Sitzringe und VentilfGhrungen, blieb aber sonst ungeandert. 1m AuslaBkanal sorgen eingegossene keramische "Portliner" fUr eine bessere Warmeisolierung, wodurch die KGhlwasserwarme gesenkt und die Abgastemperatur erhoht wird. Die hohere Abgastemperatur sorgt fUr schnelle res Ansprechen von Abgasturbolader und Katalysator. Die EinlaBventile wurden auf ein temperaturfesteres Material umgestellt, die AuslaBventile haben ein Nimonic-Kopfstlick und einen natriumgefUllten Schaft. Die Ventilfeder-SchlieBkraft wurde um 20 % erhoht und die Zylinderkopfdichtung erhielt eine Einfassung aus Edelstahl. Natlirlich wurde auch die Forderleistung der 01pumpe erhoht und der Motor ist mit Ladeluft-LuftkGhlung ausgerGstet. Beim Aufladesystem sind folgende Einzelheiten bemerkenswert: Der KKK-Abgasturbolader Typ K26 hat zur Senkung der Lagertemperatur ein auf der Turbinenseite wassergekGhltes Lagergehause, s. Bild 10. 9 , und zusatzlich einen Gber dem ATL angeordneten Wasserbehalter, der nach plotzlichem Abstellen des Motors die Stauwarme aus Lagerund Turbinengehause durch Thermosyphonwirkung aufnimmt, wobei die KGhlung zusatzIich durch eine thermostatisch gesteuerte Elektropumpe unterstlitzt werden kann. Tatsachlich steigt die Lagertemperatur nach plotzlichem Abstellen aus hoher Last nicht mehr an, was bei ungekGhltem Lagergehause manchmal zu Lagerschaden gefUhrt hatte. Der AuspuffkrGmmer aus hochwarmfestem Stahlblech ist mit einer asbestfreien Matte isoliert, die Rohre zwischen AuspuffkrGmmer und Turbine und die zum Katalysator sind luftspaltisoliert, das alles zum schnellen Anspingen und guten Arbeiten des Katalysators. Das BypaBventil wird nicht yom Ladedruck direkt, sondern als Funktion einiger Parameter, die mit einem gespeicherten Kennfeld verglichen werden, elektronisch gesteuert, s. Bild 11.10. Wie aus zahlreichen Berichten der letzten Jahre bekannt ist, baut Porsche im Auftrag der Fa. TAG (Technique d' Avant Garde) einen sehr erfolgreichen Rennmotor, Bild 11.11, der 1984 in den Formel-l-Rennwagen von Mc Laren eingesetzt war. Mit sechs Zylindern, Bohrung 82 mm und Hub 47,3 mm und 1500 cm 3 Hubraum leistet der Motor rd. 700 kW (genauere Angaben waren nicht zu erhalten) und hat eine Masse von nur 150 kg.

281

Bild 11.10 Aufladungsund Regelungsschema zum Porsche 944 Turbo. I : 2 : 3 : 4 : 5 : 6 : 7 : 8 : 9 : 10: II: 12: 13: 14: 15:

Luftfilter Luftmengenmesser ATL-Verdichter Ladeluftkuhler Drosselklappengehause Luftverteiler Abgaskrummer Abgasquerrohr ATL-Turbine Vorschalldampfer Ladedruck-Regelventil Druckgeber Klopfsensor Taktventil Steuergerat

Jede der beiden Zylinderreihen mit drei Zylindern hat einen Abgasturbolader, die drei einzelnen Auspuffrohre abgestimmter Lange vereinigen sich vor der Turbine, wir haben es also in diesem Fall mit reiner StoBaufladung und Vollbeaufschlagung der Turbine zutun.

Bild II. II Formel I-Motor TAG Turbo von Porsche 282

Jeder ATL hat sein eigenes BypaBventil und der Motor ist natlirlich auch mit Schwingrohren und Ladeluftkuhler fur jede Zylinderreihe ausgerustet.

Auf dem europaischen Markt brac hte die schwedische Fa. Saab als erste einen in Serie gebauten Ottomotor mit Abgasturbolader fur ein Gebrauchsfahrzeug heraus. Der neue Typ DOHC 16 hat, wie sein Vorganger Saab 900-Turbo, 1985 cm 3 Hubraum (90 x 78 mm), aber vier V-formig hangende Ventile je Zylinder und zwei Nockenwellen, damit eine auf p9 kW bei 5300 min- 1 erhohte Leistung, Bild 11.1 , /11.13/. Die Leistungssteigerung ist sowohl auf die vier Ventile als auch auf die Ladeluftkuhlung zuruckzufUhren.

Bild 11.12 Saab Turbomotor Typ DOHS 16, 129 kW bei 5300 mm , E: = 9,0 : I

Die Bosch LH-Jetronic erlaubt zusammen mit den eingebauten Klopfsensoren, daB der Motor nahe an der Klopfgrenze arbeiten kann.

Auch BMW hat sich schon fruhzeitig mit der Aufladung von Pkw-Ottomotoren fUr Gebrauchfahrzeuge befaBt. Bild 11.13 ist ein Foto des 3,4 I BMW 745i -Motors, der eine Weiterentwic klung des bereits 1979 vorgestellten 3,2 I Sechszylindermotors ist /11.14/. Die Hauptdaten sind: 92 mm Bohrung, 86 mm Hub, 3430 cm 3 Hubraum, E: = 8,0, 185 kW bei 4900 min-I, max . Drehmoment 380 Nm bei 2200 min-I. Der Motor wird durch einen KKK-ATL

Typ

Kurbelgehauses Zurucknahme

K

27 aufgeladen. Zwei Klopfsensoren erfassen die Sc hw ingungen des

und

des

die elektronische

Regelung

Zundzeitpunktes und,

wenn

reagiert

bei "Klopfen"

das nicht ausreicht, durch

sofort

durch

Erniedrigen

des Ladedruckes. BMW hat zur Verbrauchs- und Schadstoffminderung fruhzeitig elektronische Systeme angewandt, das Funktionsschema der Regelorgane fUr den 745i (Bosch Motronic) geht aus Bild 11.14 hervor.

BMW baut auch Motoren fUr Formel I Rennwagen. Der in Bild 11.15 abgebildete Motor hat

nur vier Zylinder mit

insgesamt

1499 cm 3 Hubraum, nur einen Abgasturbolader

mit BypaBregelung, natlirlich abgestimmte Auspuffleitungen, die sich kurz vor Turbinen-

283

eintritt veremlgen, Schwingsaugrohre und LadeluftkUhlung. Die Leistung betragt 650 kW bei II 000 min-I (z.Z. noch ohne Wassereinspritzung).

Bild 11.13 3,4 I Sechszylinder-Ottomotor BMW 745i mit Turboaufladung und LadeluftkUhlung

I : 2 : 3 4 : 5 : 6 : 7 8 : 9 : 10: II:

12: 13: 14:

Luftfilter Luftmengenmesser Verdichter LadeluftkUhler Drosselklappe Luftverteiler AuspuffkrUmmer Abgasturbine vordere Auspuffrohre BypaB ventil Magnetventil D rosselklappen-Potentiometer Ladedrucksensor Klopfsensor

Bild 11.14 Funktionsschema der Regelorgane und Sensoren fUr BMW-Turbomotoren /I 1.9/

284

II

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Das gibt ahnlich wie beim Porsche-Formel-l-Motor eine fast unglaublich hohe Uterleistung und so niedrige Leistungsmassen, wie sie seinerzeit auch von Otto-Flugmotoren nicht erreicht wurden. Hierzu tragen die sehr viel h6here Aufladung, das auf optimalen Ladungswec hsel und Erh6hung des Ladesdruckes abgestimmten Saug- und Auspuffsystem bei, sowie die Tatsache, daB bei Rennmotoren eine wesentlich kurzere Standfestigkeit verlangt wird als fruher (und auch heute) von den Flugmotoren.

Bild 11.15 Aufgeladener BMW-Ottomotor fUr Formel 1 Rennwagen Auch

Audi hat seinen aufgeladenen Funfzylinder-Ottomotor Typ 200 gegenuber dem

Vorganger verbessert, und zwar durch h6here Verdichtung (

£

= 8,8 : 1), Ladeluftkuhlung,

Minimierung der Str6mungsverluste in der LuftzufUhrung, geanderte Steuerzeiten zur Anhebung des Grunddrehmomentes, Klopfregelung, optimale Zundzeitauslegung (vollelektronisch)

nac h Kennfeld

und

BypaBregelung durch den Ladedruck (fruher durch den

Auspuffdruck) /11.15/. Die Leistung des Motors mit 2,14 I Hubraum (Zyl.-Abmessungen 79,5 x 86,4) wurde auf 134 kW bei 5700 min- I angehoben. Der Abgastubolader KKK Typ K27

ist

auf

ein wassergekuhltes Lagergehause umgestellt, wodurch die Gefahr

des Verkokens des turbinenseitigen Lagers beim Abstellen aus hoher Last gebannt wird /11.16/. Ein Foto des Motors ist in Bild 11.16 zu sehen. Gegenuber dem Vorgangertyp ist vor allem der K raftstoffverbrau c h erheblich verbessert, wie aus der Tabelle in /11.15/ hervorgeht. Es wird fUr den Funfzylindermotor weiterhin eine unterteilte Auspuffleitung verwendet, wobei sich die Auspuffst6Be erst im Turbinengehause vereinigen (MultistoBaufladung).

285

Bild 11.16 Aufgeladener Ottomotor Typ Audi 200'-1 134 kW bei 5700 min

Der Turbomotor von Alpina Typ B7 / 11.17/ ist mit der Bezeichnung B7/2 von 3 auf 3,34 I Hubraum vergrof3ert worden. Er ist einer der ｶ･ｲｨｾｕｴｮｩｳｭ｡ｦＳｧ＠

wenigen Pkw-Otto-

motoren mit kombinierter Aufladung, auch Porsche hat einige ModeJle von Schwingrohr auf Resonanz, also auf die Verbindung des Abgasturboladers mit einem Resonanzsystem zwischen Lader und

Motor umgestellt. · Die Leistung des Alpina-Sechszylindermotors

Bild 11.17 TurbomotorTyp B7/2 von Alpina, kombinierte Aufladuns.'1 243 kW bei 5800 min

286

mit 92 mm Bohrung und 86 mm Hub ist auf 243 kW (330 PS) angehoben, das Verdichtungsverhaltnis betragt 8,0 : I, das maximale Drehmoment 450 Nm bei 3000 min-I. Die Zundanlage ist System Bosch Motronic. Eine Ansicht des Motoreinbaues in das Fahrzeug von oben vermittelt das Bild 11.1.7.

11.4.2 Dieselmotoren Da, wie oben erwahnt, die Aufladung von Pkw-Dieselmotoren geringere Schwierigkeiten macht als die von Ottomotoren, wird sie hier haufiger angewandt. Bild 11.18 zeigt den Daimler-Benz 300 SD Turbodiesel Typ OM 617 A /11.18/ fUr den Mercedes-Benz 300 SD und andere Fahrzeuge. Dieser Motor ist die aufgeladene Version des Typs OM 617, ein Funfzylindermotor mit 90,9 mm Bohrung

und 92,4 mm Hub, d.i. ein Hubraum von

2998 cm). Die Leistung des Saugmotors von 65 kW bei 4400 min-I wird durch die Aufladung auf 92 kW bei 4350 min -I ohne LLK gesteigert. 1m Vergleich zum Luftfilter fallen die verhaltnismaBig kleinen Abmessungen des Abgasturboladers {lui.

Bild II. 18 ' Daimler-Benz Turbodiesel Typ OM_yI7 A, 92 kW bei 4350 min

Der Kraftstoffverbrauch ist nach allen Tests mit dem Turbomotor deutlich besser als mit dem Saugmotor, ebenso die CO- und HC-Emission /11.18/. Die im Modelljahr 1984 in Kalifornien geforderten niedrigen NO x-Werte werden durch AbgasruckfUhrung und Umluft (Umluftventil am Verdichter) erreicht. Fur den Jahrgang 1985 Kalifornien wird der Motor mit einem RuBfilter ausgerustet. Der gleiche Motor wurde mit Ladeluftkuhler als "Rekordmotor" in einem Versuchsfahrzeug 287

C 111 III eingesetzt, mit dem zum Beweis der Betriebssicherheit des Motors eine Reihe von Dauer-Weltrekorden aufgestellt wurden /11.19; 11.20/. Der Leistungs- und Drehmomentverlauf der drei Versionen OM 617 Saugmotor, OM 617 A Turbomotor und OM 617 A Rekordmotor gehen aus dem Bild 11.19 hervor, wobei zu beachten ist, daB dieses Bild und das nachste der bereits 1977 erschienenen Veroffentlichung /11.19/ entnommen sind und daB Drehmoment und Leistung von OM 617 und OM 617 A inzwischen nach obiger Angabe auf 65 bzw. 92 kW gesteigert wurden. Der Motor hat eine gemeinsame Auspuffleitung fUr die fUnf Zylinder, da diese Zylinderzahl fUr StoBaufladung von vornherein ungUnstig ist. Der Serienmotor hat ein in den Abgasturbolader GarrettAiResearch Typ TO 3 integriertes Abgas-Abblaseventil, wah rend der mit LadeluftkUhler ausgerUstete Rekordmotor mit RUcksicht auf die hohe Leistung mit einer anderen ATLSpezifikation auf das BypaBventil verzichtet. Der Unterschied in der Leistung und im Bild 11.19 Verlauf der Leistungsund Drehmomentkurven der Dieselmotoren OM 617 (gestrichelt), OM 617 A (strichpunktiert) und OM 617 A-Rekord (ausgezogen) /11.19/

140 kW 120 100

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80

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60

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1000

2000

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4000 min- 1

Drehmomentverhalten ist im Bild 11.19 deutlich zu sehen. Wahrend das Ladedruckverhaltnis beim Serienmotor durch das Abblasen auf 1,75 begrenzt ist, erreicht das Druckverhaltnis beim Rekordmotor den Wert von 3,3. Der Verzicht auf das Abblasen ermoglicht es, dieses Ladedruckverhaltnis mit einem Turbinen-Druckverhaltnis P3/ P4 = 2,7 zu erhalten, Bild 11.20. Es ist interessant, daB Daimler-Benz sich auch mit der Register-Aufladung, s. Kap. 9.7, im Pkw befaBt. U.a. wurden Versuche an einem 3,3 1 V6-Dieselmotor, s. Bild 11.21, durchgefUhrt, der 113 kW bei4000 min- 1 leistete.

288

Bild 11.20 'Druckverhaltnisse und Temperaturen am Abgasturbolader des Motors OM 617 A-Rekord. P2/ PI •.. D ruckve rhalt nis am Lade r, P3/P4 ..• Druckverhaltnis a.d. Turbine, t 2... Ladelufttemperatur hinter dem "uhler /11.19/

3,5 3,0 2,5 2,0

0

1,5

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700

3000

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4000

5000min-'

Es handelt sich hierbei allerdings um ein reines Forschungsprojekt, an eine EinWhrung in die Produktion ist bis auf weiteres nicht gedacht. Jede Zylinderreihe hat einen Abgasturbolader, die in Registerschaltung betrieben werden, d.h. unter 2200 min- I ist nur

Bild 11.21 Versuchs-Dieselmotor mit Register-AufJadung von Daimler-Benz

289

ein ATL, von dieser Drehzahl aufwarts sind beide in Betrieb. Durch die Registerschaltung gelingt es, in dem Drehzahlgebiet zwischen 1200 und 2100 min-I das Drehmoment gegenuber

dem

Parallelbetrieb

mit

beiden

ATL

nicht unbetrachtlich

anzuheben.

wodurch

Elastizitat und Ansprechen verbessert werden.

Obwohl die BMW AG spater als andere Firmen die Entwicklung und Produktion von Dieselmotoren aufgenommen hat, ist ihr mit dem 2,4-1-Turbodiesel ein sehr guter Wurf gelungen. Der Motor ist in mehreren Ver6ffentlichungen / 11.21; 11.22; 11.23/ ausfUhrlich beschrieben. Mit den Zylinderabmessungen 80 x 81 mm (Hubvolumen 2443 cm)) leistet der Motor, Bild 11.22, 85 kW bei 4800 min-I, das maximale Drehmoment ist 210 Nm bei 2400 min -I, das Verbrennungsverfahren (Ricardo-Comet-Mark-V) mit

e:

= 22 :

I

wurde auf die speziellen Verhaltnisse und Abmessungen abgestimmt /11.23/. Bild 11.22 diesel ｶｏｾｉｂｍｗＬ＠ 4800 min

Das

2,4-1-Turbo85 kW bei

GrauguBkurbelgehause

entspricht

in

seinen

Abmessungen

weitgehend

dem

eines

2,7-I-Ottomotors (ETA-Motor), hat aber Wasserzwischenraume zwischen den Zylinderrohren und eine verstarkte und erh6hte Deckplatte zur Aufnahme der h6heren Krafte. Da eine einfache Bodenanspritzung des Kolbens bei Vollast keine ausreichend niedrige Temperatur in der ersten Ringnut ergab, werden Vollschaft- oder Regelkolben mit eingegossenem Kuhlkanal hinter der ersten Ringnut angewandt. Zum Auffangen der gegenuber

290

dem Ottomotor erhohen thermischen Belastung wurden der Kuhlmitteldurchsatz (geandertes Wasserpumpen-Laufrad mit erhohten Ubersetzung) und die Lufterleistung erhoht. Es kommt ein Garrett-AiResearch ATL Typ T3 oder auch ein KKK-ATL Typ K24 mit BypaBregelung zum Einsatz, der Auspuffkrummer ist aus Niresist einteilig gegossen, wobei sich bei dem Sechszylinder durch die Zusammenfassung von 2 x 3 AuspuffstoBen in den bis zum ATL-Eintritt getrennt gefuhrten Einzelleitungen automatisch der Effekt der MultistoB-Aufladung einstellt. Mit einer Motormasse von 200 kg erreicht der Motor die fUr einen Dieselmotor verhaltnismaBig niedrige Leistungsmasse von 2,35 kg/kW. Um auch beim NO x die z.Z. in USA gultigen Emissionsgrenzen einzuhalten, wird der Motor mit einer pneumatisch gesteuerten AbgasruckfUhrung ausgerustet. Beschichtete RuBfilter zur Begrenzung der RuB- und PM-Emission (particulate matters) sind in Erprobuflg /11.24/. Nachdem das Volkswagenwerk zunachst einen 1,5-I-Saug- und Turbo-Dieselmotor langere Zeit in Erprobung hatte, ist vor einigen Jahren ein auf 1,6 I vergroBerter Motor in Serie gegangen, bei dem die HubraumvergroBerung bei gleichgebliebener Bohrung (76,5 mm) durch den von 80 auf 86,5 mm vergroBerten Hub erreicht wurde. Der mit einem Wirbelkammerverfahren ausgerustete Turbodiesel, Bild 11.23, leistet 51 kW bei 4500 min-I, Bild 11.23 Ansicht des 1,6-1-Turbodiesels ｶｾ＿＠ VW, 51 kW bei 4500 min

d.i. 27 % mehr als die Leistung des Saugmotors. Zum Auffangen der durch die Aufladung erhohten mechanische'n und thermischen Beanspruchungen wurden im wesentlichen folgende Bauteile geandert: Olspritzdusen zum Anspritzen des Kolbenbodens von unten, vergroBerte Forderleistung der Olpumpe, besondere Bearbeitung der Pleuellagerzapfen an der Kurbelwelle, Verstarken der Chromschicht des oberen Kolbenringes, Anderung des Materiales (warmfestere Legierung) fUr Zylinderkopf, Ventile und Sitzringe, VergroBern des Durchmessers der Zylinderkopfschrauben von 11 auf 12 mm. Der Motor wird sowohl imSaug-

291

als auch im Aufladebetrieb auch mit fUnf und sechs Zylindern gebaut /11.30/. Die Werte der Tabelle II.IV wurden zwar noch mit dem 1,5-1-Turbodiesel aufgenommen, doch gelten sie nach Angabe auch fUr das jetzige Serienfahrzeug bis auf die wegen der HubvergroBerung auf 4500 ｭｩｮｾＱ＠

erniedrigte Drehzahl und das bei 2000 bis 2500 min-I

auf 138 Nm erhohte Drehmoment /11.30/. Tabelle 11.IV Kenndaten des 1,5-1-VW-Golf-Diesel-Konzeptfahrzeugs, mit Turbolader, gekapselt und AbgasrUckfGhrung. Aus /11.25/ Bild 11.7

Motor

Wirbelkammer-Dieselmotor, Vh = 1,5 I, Abgasturbo-Aufladung mit waste gate

Leistung

p = 51,5 kW bei 5000 min-I, ｌｾｩｳｴｵｮｧｭ｡･Ｚ＠ 2,52 kg/kW -1 Md = 125 N m bei 3000 min ｈｯＸ｜ｾｦｧ･ｳ｣ｨｷｩｮ､ｫｴ＠ v = 160 km/h Beschleunigung 0 ••• 100 kffiTfi: 13,5 s HC

Emission

Kraftstoffverbrauch 1/100 km Gerausch

CO

NO

x

Partikel

US g/mile

0,11

0,8

0,9

0,24

ECE g/Test

0,6

2,33

2,95

0,6

US ｣ｯｭｾＮ＠

4,7 ISO-R 362 71 dB (A)

ECE

DIN

6,4

6,3

SAE J 958 A 66 dB (A)

Leerlauf 59 dB (A)

Nachdem, wie aus verschiedenen Veroffentlichungen une!. Berichten hervorgeht, einige Automobilfirmen die Comprex-Druckwellen-Aufladung schon seit langerer Zeit in Erprobung haben, machte die Firma Adam Opel AG mit der EinfUhrung den Anfang /11.26/. Der in den Wagen Typ Senator eingebaute Dieselmotor mit Comprex-Aufladung hat einen Hubraum VOn 2244 cm' und leistet 70 kW bei 4200 min-I. Das maximale Drehmoment Iiegt mit 195 Nm bei 2400 min -1

Eine Ansicht des Motors ist in Bild 11.24

zu sehen, der Drehmomentverlauf in Bild 11.25 /11.26/. Zum SchluB dieses Kapitels sei darauf hingewiesen, daB auch der mechanische Lader fUr kleine Pkw-Motoren wieder an Interesse gewinnt. Da solche Motoren Gberwiegend

292

Bild 11 .2_11 2,24-1Dieselmotor mit Comprex-Aufladung von Opel,_lO kW bei 4200 min

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5000

Bild 11.25 Vergleich des Drehmomentverlaufes mit Comprexund Abasturbo-Aufladung beim Motor nach Bild 11.24 1. .• Motor mit Comprex, 2... Motor mit ATL

im Teillastgebiet arbeiten, erwartet man von dem Motor mit kleinerem Hubraum Verbesserungen im Kraftstoffverbrauch im unteren Last- und Drehzahlgebiet und ein be sse res Ansprechen als mit dem Abgasturbolader; zum Erreichen der gleichen Leistung wie mit dem gr6Beren Saugmotor, Tritt der Lader in Aktion. DaB hierbei der Verbrauch etwas h6her wird als beim Saugmotor gleicher Leistung, spiele wegen der Inanspruchnahme in nur ca. 20 % der Betriebszeit keine ausschlaggebende Rolle. Zum Ein- und Ausschalten des

Laders

ist

allerdings

eine Schaltkupplung (meist elektromagnetisch)

notwendig.

In / 11.27/ sind in einer Tabelle die Vor- und Nachteile des mechanischen Laders gegenuber

293

ATL und Comprex aufgezahlt, und zwar als Vorteile: Drehmoment bei kleinen Motordrehzahlen, Ansprechverhalten, Kraftstoffverbrauch im Kundenfahrbetrieb, Anordnungsmoglichkeit des RufHilters und System- und Applikationskosten. Nachteile sind: Gerausch, Schadstoffemission, Hohenverhalten, Raumbedarf, Gew icht und geometrische Flexibilitat. Eine im Kraftstoffverbrauch noch gunstigere Losung als die Schaltkupplung wurde fUr Ottomotoren ein geregelter Lader nach Verdrangerbauart sein. Bei dem in Bild 11.2.6 im Querschnitt wiedergegebenen Gerat handelt es sich um einen Drehflugellader, bei dem durch Verdrehen eines Rohrschiebers die Steuerkante VEs verschoben und damit die Fullung des Laders geregelt werden kann. Hierdurch wird nicht nur eine Schalt-

Bild 11.26 Geregelter DrehflUgellader von Pierburg fur kleine Pkw-Motoren /11.28/

variable Einlaf)steuerkante (E.s.J kupplung entbehrlich, sondern es gibt im Drosselgebiet einen kleinen Leistungsruckgewinn (bzw. einen kleineren Drosselverlustl dadurch, daB der uber dem Ansaugdruck des Motors liegende AuBendruck ein positives Moment auf die Drehflugel ausubt /11.28/.

294

Schrifttum zu Kap. 11 /11.1 /

McInnes, H.: Turbochargers. Editor and Publisher: Bill Fisher, USA 1976

/11.2 /

Hiereth, H.: Untersuchung Uber den Einsatz aufgeladener Ottomotoren zum Antrieb von Personenwagen. Diss. TU MUnchen 1978

/11.3 /

Bahr, A.: Fahrzeug-Dieselmotoren mit Abgasturboladern auf der IAA 79. MTZ 40 (1979) S. 606/610

/11.4 /

Hiereth, H.: Besonderheiten und Probleme des Ottomotors mit Abgasturboaufladung. Automobil-Industrie 2/79, S. 19/25

/11.5 /

Marion, G. und Bidault, M.: Recent evolution in turbocharging diesel engines for truck application. Conference on Turbocharging and Turbochargers, Inst. of Mech. Engineers, London 1978

/11.6 /

Spindler, W.: Matching a Turbocharger to a Passenger Car Petrol Engine. Conference on Turbocharging and Turbochargers, Inst. of Mech. Engineers, London 1978

/11.7 /

Gorille, I. und Mitarbeiter: Bosch electronic fuel injectors with closed loop control. SAE-Paper Nr. 750368

/11.8 /

Indra, F.: Entwicklung eines aufgeladenen Ottomotors fUr Personenwagen mit 73,5 kW Literleistung. ATZ 80 (1978) S. 141/146

/11.9 /

Gorille, I.: Digital Engine Control for European Cars. SAE-Paper No. 800165 (Febr. 1980) Bahr, A.: Die Motronic von Bosch - eine digitale Motorelektronic. MTZ 40 (1979) S. 406/407

/11.10/ Emonts, E.: Elektronische Steuer- und Regelungseinrichtungen am neuen BM WTurbomotor. MTZ 44 (1983), S. 117/120 /11.11/ Liebl, J.: Abgasturboaufladung bei Ottomotoren, verbesserung. 5. Wiener Motorensymposium 1983

Konzepte zur Verbrauchs-

/11.12/ Dorsch, H. und Weber, I.: Abgasturbo-Aufladung fUr den Porsche 924 Turbo. MTZ 40 (1979) S. 107/111 /11.13/ Vierventilmotor von Saab mit Turboaufladung und LadeluftkUhlung. MTZ 45 (1984) S. 130 /11.14/ Lange, K.H. u. Mitarbeiter: Der neue aufgeladene BMW-Sechszylinder-Ottomotor. ATZ 85 (1983), S. 159/162 Neuer BMW 745i mit elektronischer Steuerung des Turbomotors und 4-GangAutomatik. MTZ 44 (1983) S. 334 /11.15/ Indra, F. u. Stock, D.: Der Turbomotor der dritten Generation im neuen Audi 200. MTZ 44 (1983), S. 307/311 /11.16/ Indra, F. und Werner, A.: Neuere Ergebnisse von Hochleistungs-Pkw-Otto-Motoren mit Abgasturboaufladung. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984 Haug, F., Dommes, W. u.a.: Der wassergekUhlte Abgasturbolader fUr die aufgeladenen Audi Ottomotoren, ATZ 86 (1984) Heft 5

295

/11.17/ Indra, F.: Kombinierte Aufladung an einem Personenwagen-Ottomotor hoher Literleistung. MTZ 40 (1979), S. 581/584 /11.18/ Oblander, K. und Mitarbe'iter: The Turbocharged Five Cylinder Diesel Engine for the Mecedes-Benz 300 SD. SAE-Paper No. 780633 /11.19/ Scherenberg, H.: Abgasturbo-Aufladung fUr Personenwagen-Dieselmotoren. ATZ 79 (1977), S. 479/486 /11.20/ Liebold, H. und Mitarbeiter: Aus der Entwicklung des C 111 III. ａｵｴｯｭ｢ｩｬＭｉｮ､ｾｲ･＠ 2/1979, S. 29/35 /11.21/

Lange, K.H. u. Mitarbeiter: M 105 - A New Turbocharged IDI Diesel Engine. SAE-Paper 820114

/11.22/ Lange, K.H. u. Mitarbeiter: Der neue BMW-2,4-I-Sechszylinder-Dieselmotor mit Abgasturbo-Aufladung. ATZ 85 (1983), S. 373/377 /11.23/ Schmidt, G. und Kugland, P.: Optimierung von Verbrennung und Ladungswechsel am neuen BMW-Turbodieselmotor. MTZ 44 (1983), S. 212/222 /11.24/ Anisits, F.: Weiterentwicklungsmoglichkeiten von Pkw-Dieselmotoren verbesserte Aufladetechniken. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984

durch

/11.25/ Sturzenbacher, U. und Sator, H.: Kraftstoffverbrauchsreduzierung durch Wirkungsgradverbesserung der Motoren. Autohaus 18:1978, S. 1714/1719 /11.26/ Opel macht den Anfang: Die Druckwellenladung im Senator Comprex D. Opel Produktinformation Nr. 10/84/7000 Hohe Durchzugskraft schon bei niedrigen Drehzahlen: Opel-Senator mit ComprexDruckwellenlader. Automobil-Revue, 18.10.84 /11.27/ Wiedemann, B. und Rhode, W.: Das Verhalten verschiedener Aufladesysteme am schnellaufenden Dieselmotor. Aufladetechnische Konferenz Aachen 1984 /11.28/ Theiss, A. und Baumgartner, H.: Ein mechanischer Lader fUr kleinere Ottound Dieselmotoren. Fisita-Kongress Wien 1984 /11.29/ Hensler, P. und Mitarbeiter.: Der Porsche-Motor 944 Turbo. MTZ 46 (1985), S. 39/47 /11.30/ Brandstetter, W. und Dziggel, R.: Der Vierzylinder-Dieselmotor fUr den Volkswagen-Transporter. MTZ 46 (1985), S. 83/86

296

12.

DlESELMOTOREN FUR NUTZFAHRZEUGE

Obzwar Motoren mit dem Firmen-Namen Saurer nicht mehr gebaut werden, soli die Entwicklung der Aufladung von Lkw-Dieselmotoren an Modellen dieser Firma beschrieben werden, da Saurer auf diesem Gebiet Pionierarbeit geleistet hat. Aus den im Kap. 6.2 beschriebenen Grunden kommt fUr eine mechanische Aufladung von StraBenfahrzeugen - wenn man nicht zusatzlich noch ein regelbares Getriebe zwischen Motorwelle und Lader schalten will - nur ein Lader nach der Verdrangerbauart in. Betracht. Die Adolph Saurer AG, Arbon, hatte Dieselmotoren mit einem uber einen Keilriemen angetriebenen Schraubenlader in groBerer Stuckzahl gebaut /12.1/. Der Keilriemenantrieb wurde spater durch ein Zahnrad-Getriebe ersetzt, siehe Bild 12.1, wobei schlieBlich sogar eine FlUssigkeitskupplung zwischen Getriebe und Lader geschaltet wurde. Aus Bild 12.2 ist zu erkennen, daB der aufgeladene Motor Typ D lKL zwar nur rd. 19 % mehr leistet als der unaufgeladene Motor Typ D I K, daB aber der Anstieg des Drehmoments mit fallender Motordrehzahl wesentlich gunstiger ist, da offensichtlich der hohe Ladedruck bei hohen Motordrehzahlen nicht voll ausgenutzt wird. Bei dem Vergleich der Spitzenleistungen

Bild 12.1 Saurer-Dieselmotor Typ DIKL mit mechanisch anget riebenem Sch raubenlader

ist noch zu beachten, daB der aufgeladene Motor - vermutlich zur Beschrankung der Triebwerksbelastung - einen um 2 mm kleineren Zylinderdurchmesser besaB und daB fUr den nicht aufgeladenen Motor eine hohere Motordrehzahl zugelassen wurde.

297

Die im Vergleich zu Motoren groBerer Leistung anfangs nur zogernde EinfGhrung der Abgasturbo-Aufladung bei Lkw-Motoren war nicht nur auf Nachteile im Beschleunigungsverhalten zuruckzufGhren. Es hat langer gedauert, bis Abgasturbolader kleiner Abmessungen mit genugend hohem Wirkungsgrad zur Verfugung standen, der Schritt zu dem notwendigen breiten Kennfeld mit guten Wirkungsgraden auch bei kleinem Durchsatz, 1100 N·m

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I

2000 min-1

Bild 12.2 Leistung und Kraftstoffverbrauch des Saurermotors Typ DIK ohne Aufladung (130 mm Bohrung, gestrichelt) und Typ DIKL mit Aufladung (128 mm Bohrung, ausgezogen)

nM -

d.h. niedrigen Motordrehzahlen, wurde sogar erst vor etwas uber einem Jahrzehnt vollzogen, siehe Kap. 10.4.1. Bei der Leistungsklasse der Lkw-Motoren war fruher die durch Aufladung erreichbare Senkung des auf die Leistung bezogenen Aufwandes an Raurn, Gewicht und Herstellungskosten nicht so groB wie bei Motoren groBerer Leistung. AuBerdem spielt bei Lkw-Motoren die Wirksamkeit des Motors als Motorbremse eine Rolle, die bei Motoren mit ATL nicht so gut ist wie bei Saugmotoren. Nachdem die Saurer AG die Abgasturbo-Aufladung schon fruher an mehreren Motorenmustern erprobt hatte (erster Einsatz eines Lkw-Dieselmotors mit Abgasturbo-Aufladung schon 1938), wurde der Motor DIKL mit Schraubenlader im Jahre 1972 endgUltig durch den Motor DIKT mit Abgasturbolader ersetzt, Bild 12.3. Die im Verhaltnis zum Motor kleinen Abmessungen des ATL, der keine Konsole benotigt und einfach an der Auspuffleitung befestigt wird, sind im Bild besonders deutlich zu erkennen. Die Vorteile des

298

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 Motorbremsw irkung bleibt bestehen.

Bild 12.3 Saurer-Diesel motor Typ D I KT mit Abgasturbolader Aus zwei GrUnden verzichtet man bei Lkw-Motoren in der Regel auf eine Abblaseregelung: Erstens ist der Drehzahlbereich kleiner als bei Pkw-Motoren, siehe Bild 11.1, und dieser kann mit den breiten Kennfeldern moderner A TL auch ohne unzulassig hohe Laderdrehzahlen Uberstrichen werden, zweitens fahren Lkw-Motoren viel ofter und langer im Vollastbereich als Pkw-Motoren. Die Abblaseregelung wUrde aber den Kraftstoffverbrauch in diesem beim Lkw fUr die Wirtschaftlichkeit maBgebenden Leistungsbereich erhohen. Bei der Adolph Saurer AG wurde spater sowohl der Motor Typ DIKT zum Typ D4KT als auch die Abgasturbo-Aufladung weiterentwickelt /12.2/, letztere u.a. zur kombinierten Aufladung ohne und mit LadeluftkUhlung /12.3/. Das Schema der kombinierten Aufladung ist noch einmal in Bild 12.5 verdeutlicht. Bei der praktischen AusfUhrung hat Saurer Wert auf Kompaktheit und auf die Kombinationsmoglichkeit mit der LadeluftkUhlung gelegt und die Resonanzrohre daher ganz oder teilweise in die aus Leichtmetall gegossenen Resonanzbehalter gelegt, die direkt am Motorblock angeschraubt sind, Bild 12.6. Der gleichfalls aus LeichtmetallguB bestehende Ausgleichsbehalter hat ein relativ kleines

299

Bild 12.4 Leistung und K raftstoffverbrauch des Saurer-Lkw-Dieselmotors mit mechanischer Aufladung (D 1KL, ausgezogen) und Abgasturbo-Aufladung (DIKT, gestrichelt)

220 kW

200 180

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2000 min-1

Volumen. Bild 12.7 gibt den Verlauf des auf Eintrittszustand bezogenen Liefergrades XIE bei kombinierter und konventioneller Aufladung wieder. Mit kombinierter Aufladung und Ladeluftkuhlung wurde ein mittlerer Nutzdruck von rd. 14,6 bar zwischen 1200 und 1600 min-I erreicht, bei der vollen Motordrehzahl von 2000 min-I ist der Mitteldruck auf 12 bar begrenzt.

Bild 12.5 Schema der kombinierten Aufladung /12.3/ 1: Resonanzrohr 2: Ausgleichsbehalter 3: Verbindungsleitung z. ATL 4: Resonanzbehalter 5: Saugrohr

300

Bild 12.6 Saurer-Dieselmotor Typ D4KT mit kombinierter Aufladung

Von de r Fa. DAF, Holland, wurde die Ladeluftkiihlung friihzeitig fUr aufgeladene LkwMotoren e ingesetzt 112.41, und zwar als Luft zu Luft-Ladeluftkiihlung. Der Ladeluftkiihler ist , wie aus Bild 12.8 hervorgeht , dem Wasserkiihler vorgebaut und nimmt diesel be StirnWiche wie diese r ein. Dies gibt eine sehr wirksame Kiihlung, der Ventilator muB zum Uberwinden des groBeren Widerstandes der beiden im Luftstrom hintereinandergeschalteten Kiihler verstarkt werden. Die Leistung des Sechszylinder-ll,6-Liter-Motors (130 mm Bohrung, 146 mm Hub) betragt bei 1800 min- 1 206 kW mit einem Drehmoment von 1093 N m, das hoc hste Drehmoment ist 1260 N m bei 1300 min-I, der niedrigste Kraftstoffve rbrauch 207 g/kW h. 1,00

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1800

min- 1 2200

Bild 12.7 Vergleich der Liefergradkurven fUr Abgasturbo- (gestrichelt) und kombinierte Aufladung (ausgezogen)

Auch die Firma Daimler Benz AG verwendet bei ihrem aufgeladenen Achtzylinder-VMotor Typ OM422LA die Ladeluftkiihlung mit einem dem Wasserkiihler vorgebauten Ladeluftkiihler, der allerdings eine etwas kleinere Stirnflache besitzt als ersterer, Bild 12.9. Der Motor (direkte Einspritzung, 14,62 I Hubraum, 128 mm Bohrung, 142 mm Hub) hat je einen KKK-Abgasturbolader Typ K 27 fiir jede Zylinderreihe, und z.Z. noch eine Hochstleistung von 276 kW bei 2300 min -1 (M d = 1160 N m) und ein hochstes Drehmoment

301

Bild 12.8 DAF-Lkw-Dieselmotor Typ DKS 1160 Emit AbgasturboAufladung und Ladeluftkuhlung von 1550 N· m (Pe = 13,32 bar} bei 1200 min-I. Die Ladelufttemperatur wird durch die Kuhlung beim hochsten Drehmoment urn etwa 38 °C, bei hochster Leistung urn rd. 60 °c gesenkt. Statt der KKK-ATL konnen auch entsprechende G roBen von GarrettAiResearch verwendet werden. Obwohl der Druckwellenlader Comprex den vollen Ladedruck - ausgehend yom gleichen Anfangszustand -

rd. viermal so schnell erreicht wie der Abgasturbolader, ist nach

Versuchen der Daimler-Benz AG das Anfahren und die Beschleunigung eines vollbeladenen Lkw in den unteren Gangen mit ATL nur unwesentlich schlechter als mit ComprexAufladung /12.5/. Das liegt naturlich daran, daB im Vergleich zu der fur das schwere Fahrzeug benotigten Beschleunigungszeit die Beschleunigung des leichten ATL-Laufzeuges nur eine geringe Rolle spielt. Erst in den hoheren Gangen ist ein Beschleunigungsunterschied zu Gunsten des Druckwellenladers vorhanden.

Wegen der ublichen Fahrweise

von Fernlastzugen - viel voiles Drehmoment bei mittleren bis hohen Drehzahlen, wenig Startvorgange und geringe SchluB

gezogen,

daB

Notwendigkeit

schneller Beschleunigung - wird daher der

Abgasturbolader ohne Abblaseventil die Anforderungen solcher

Motoren voll erfullen /12.5/, zumal der erfrderliche Drehzahlbereich beim Lkw kleiner ist als beim Pkw, s. Bild 11.1. Die Abblaseregelung hatte den Nachteil, daB der Kraftstoffverbrauch gerade in dem am haufigsten benutzten Betriebsbereich erhoht werden wurde. Es wird auch die schon am Ende von Kap. 9.6 geauBerte Ansicht bestatigt, daB die Comprex-Aufladung ihre Vorzuge eher im Pkw und Schlepper ausspielen kann als im Lkw.

302

Ein grof3er Drehmomentanstieg mit fallender Drehzahl ist aber bei Lkw-Motoren auf jeden Fall notwendig. Daf3 dieser bei entsprechender Abstimmung des ATL in zufriedenstellender Weise erreicht werden kann, geht aus dem Kurvenverlauf des Bildes 12.10 hervor, das die entsprechenden Daten fUr den Motor OM 422 LA nach Bild 12.9 wiedergibt.

Bild 12.9 Daimler-Benz-Dieselmotor Typ OM 422 LA mit Abgasturbo-Aufladung und LadeluftkUhlung

Auch fUr den Lkw bringt die elekt ronische FUliungsregelung wesentliche Vorteile /12 .6/, da

der

Vollastmengenanschlag

den

jeweiligen

Betriebsbedingungen

angepaf3t

werden

kann. Hierbei wird aus Drehzahl-, Druck- und Temperatursignalen eine Korrekturgrof3e gebildet, die die hochstzulassige Einspritzmasse nach gespeicherten Kennwerten festlegt . Je nach Drehzahl des Motors kann entweder die Abgastemperatur, die Schwarzungszahl oder der Spitzendruck die begrenzende Grof3e sein, die die Hohe der Einspritzmasse bestimmt. Uberlastung des Motors oder unzulassige Rauchbildung werden dadurch vermieden. Auch veranderliche Auf3enbedingungen werden von der Korrekturgrof3e erfaf3t und fUr die Festlegung der zulassigen Einspritzmasse berUcksichtigt.

Die

M.A.N.-NUrnberg

hat

ihren aufgeladenen

Sechszylinder-Motor Typ

D

2566

MK,

der in /12.7/ ausfUhrlich beschrieben ist, von 125 mm auf 128 mm aufgebohrt und in der Leistung erhoht. Die neue Bezeichnung lautet D 2866 K, das K steht fUr kombinierte

303

Bild 12.10 Leistung P , Nutzdruck p , Kraftst6ffverbrauch be und Schwarzungszahl SZ des DaimlerBenz Motors OM 422 LA

280 Pe

kW

250

14 Pe bar

13

200

12 11

150 10

ｲ

ＲＺｾ＠ g/kWh

220 100 200 750

I

1000

I

1250

I

1500

I

1750

I

2000

nM-

AufJadung, deren grundsatzliche Anordnung fur diesen Motor aus Bild 12.11 hervorgeht. auch hier sitzt der Ladeluftkuhler vor dem Wasserkuhler, bemerkenswert ist die Ruckkuhlung der Ladeluft von 120 auf 50 Volumen des Ausgleichsbehaiters.

°c

bei Vollast und das verhaltnismaBig kleine

Der Resonanzbehalter ist mit der Ladeluftleitung

zusammengebaut. Der Motor mit den Zylinderabmessungen 128 x 155 ist nicht nur in der Leistung, sondern auch im Mitteldruck erh6ht, insbesondere bei niedrigen Motordrehzahlen, wie aus Bild 12.12 hervorgeht. Zwischen 2200 und 1700 min- 1 ist die Leistung konstant, der hohe Mitteldruck von 15,8 bar geht herab bis zu 1200 min- 1 und betragt -1 .. bei 1000 min immer noch 14 bar. Auch der Verbrauch ist durch Anderung des Verbrennungsverfahrens niedriger als beim Vorgangermotor, das Optimum liegt bei 198 g/kW. h. Es werden Kolben mit einem Verdichtungsverhaltnis von 15,5 : 1 verwendet, die Ventiluberschneidung ist gegenuber dem Saugmotor etwas vergr6Bert. Dank der kombinierten Aufladung, die auf ein Maximum des Liefergrades bei 1200 min -1 bemessen ist, spricht der Motor auch bei niedriger Motordrehzahl gut an, so daB der ladedruckabhangige Fullungsanschlag (LDA) schon ab 1200 min- 1 die volle Fullung freigeben kann. Ein Unter-

304

schied in der Beschleunigung im Vergleich zum etwa gleichstarken Saugmotor ist nicht mehr zu bemerken, der StraBenverbrauch im gleichen Fahrzeug 08-t-Zug) ist mit dem Turbodiesel bei sogar etwas hoherer Durchschnittsgeschwindigkeit mehr als 10 % niedriger. __ ｦｬｾｮｺｲｯＯｊＡ･＠

ReSOfl(JnzbehOltl!f'

ResOflgflZbehalfer.

lyl. '-}-3

Zyl. ' ·5-6

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Bild 12.11 Schema der kombinierten Aufladung mit LadeluftkGhlung zum M. A.N .-Lkw-Dieselmotor Typ D 2866 K Sofern der Lader bei Normzustand noch eine Drehzahlreserve besitzt und der Motor auch thermisch nicht Gberlastet ist (LadeluftkGhlung), ist fOr Dieselmotoren eine yom Absolutdruck abhangige FGllungsbegrenzung (ALDA) nicht notwendig, die Motorleistung fallt dann mit steigender Seehohe kaum ab, der Abgasturbolader gleicht den geringeren AuBendruck durch hohere Drehzahl automatisch aus. Auch die Steyr-Daimler-Puch AG hat einen Motor mit kombinierter Aufladung und LadeluftkGhlung in ihrem Programm. Die Maschine mit der Typ-Bezeichnung WD 615.68, Bild 12.13, hat sechs Zylinder mit den Abmessungen 126 x 130 mm (V h = 9,73 1) und erreicht bei 2400 min- I eine Leistung von 270 kW entsprechend p = 14 bar /12.8/. e Bei 1200 min-I, das ist die halbe Motordrehzahl, ist der Mitteldruck beachtliche 17 bar hoch, allerdings betragt der Drehmomentanstieg zwischen voller Drehzahl und Drehzahl des hochsten Drehmomentes nur rd . 20 %, gegenGber Gber 30 % bei den vorgenannten Motoren. Der Kraftstoffverbrauch hat ein Optimum von 196 g/kW h bei 1800 min- 1 und betragt bei Vollast 212 g/kW h.

305

Bild 12.12 Leistungsund Kraftstoffverbrauchskermfeld zum M.A.N.-Motor Typ D 2866 K

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Wie Vergleichsversuche ergeben haben, ist das Comprexverfahren fUr das Aufladen von Ackerschlepper-Motoren besonders gut geeignet /12.9/, da hier F luktuationen bis 50 % der Zugkraft mit Frequenzen von 0,2 bis 5 Hz auftreten, und daher eine besonders schnelle Reaktion im Aufbau des Ladedruckes verlangt wird. Neben der finnischen Fa. Valmet hat auch die Steyr-Daimler-Puch AG einen Ackerschlepper-Motor mit ComprexAufladung ausgerGstet, diese Motoren werden allerdings erst in beschrankter Anzahl gebaut, Bild 12.14. Der Drehmomentanstieg zwischen 100 % und 60 % Drehzahl betragt 38 % /12.9/. Eines der wenigen Beispiele fUr einen Luft-Luft- LadeluftkUhler mit eigenem KUhlgeblase, das von einer Luftturbine angetrieben wird, finden wir in Bild 12.15. Es handelt sich urn den Mack-Dieselmotor ENDT 676, /12.10/, der nach /12.11/ einen Mitteldruck von 12,75 bar bei 2200 min- 1 und bei 1000 min- 1 sogar einen solchen von 19,6 bar erreicht. Der Luftverbrauch fUr das KUhlgeblase betragt bei Vollast rd. 5 % der Ladeluftmenge. 306

Bild 12.13 Lkw-Dieselmotor mit kombinierter Aufladung und Ladeluftkuhlung von Steyr-Daimler-Puch AG

Bild 12.14 AckerschlepperDieselmotor mit ComprexAufladung der Steyr-Daimler-Puch !)G, 110 kW bei 2200 min

307

Bild 12.15 Mack-Dieselmotor typ ENDT 676 Maxidyn mit GarrettAiResearch-Turbolader und Luft-Luft-LKK mit eigenem Ventilator

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

P3)' andererseits darin, daB wegen des groBeren Luftaufwandes (SpUlung)

die Abgastemperaturen und damit die Abgasenergie beim Zweitaktverfahren niedriger sind. Vereinfachend - d.h. mit Vernachlassigung des Einflusses der unterschiedlichen spezifischen Warmen bei Luft und Abgas - laBt sich aus der Abgasturboladerbilanz ableiten, daB das Verhaltnis der Eintrittstemperaturen in Turbine und Lader T 3/ T 1

326

groBer als 1/ "1\ TLstat werden muB, wenn P2 groBer als P3 werden soli. Fiir Stauaufladung und einem angenommenen Gesamtw irkungsgrad des ATL von 'TJ TLstat = 0,5 miiBte demnach T 3> 2T I (z.B. 2' 293 K = 586 K = 313 °C) sein, wenn iiberhaupt

nur ein geringes SpiiJgeHille erzeugt werden

5011.

Ein soJcher Gleichgewichtszustand

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2 Diagramm zur Bestimmung des Betriebspunktes

einstufiger Abgasturbolader an Viertaktmotoren

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