Aufladung der Verbrennungskraftmaschine [1 ed.] 3211837477, 9783211837474

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Der Fahrzeugantrieb Herausgegeben von Helmut List Wissenschaftlicher Beirat K. Kollmann, H. P. Lenz, R. Pischinger, R. D. Reitz, T. Suzuki

Hermann Hiereth Peter Prenninger Auflaclung cler Verbrennungskraftmaschine Der Fahrzeugantrieb

SpringerWienNewYork

Dipl.-Ing. Dr. Hermann Hiereth Esslingen, Bundesrepublik Deutschland

Dipl.-Ing. Dr. Peter Prenninger AVL List GmbH, Graz, Osterreich

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Mit 363Abbildungen

Bibliografische Information Der Deutschen Bibliothek Die DeutscheBibliothekverzeiehnet diese Publikation in der Deutschen Nationalbibliografie; detailliertebibliografische Daten sind im Internetiiberhttp://dnb.ddb.de abrufbar.

ISSN 1617-8920

ISBN 3-211-83747-7

Vorwort

Die Aufladung der Kolben-Verbrennungskraftmaschine ist so alt wie diese selbst. Anfangs zur Verbesserung der Hohenleistung bei Flugmotoren und dann zur Steigerung der Kurzzeitleistung bei sportlichen oder Hochpreisfahrzeugen eingesetzt, hat es beinahe 30 Jahre gedauert, bis sie in Form der effizienzsteigernden Abgasturboaufladung bei GroB- und mittelschnelllaufenden Dieselmotoren wirtschaftliche Bedeutung erlangte. Es dauerte weitere 30 Jahre, bis sie, sowohl mit mechanisch angetriebenen Verdrangerladern als auch modernen Abgasturbo-Aufladesystemen, Einzug in den GroBserien-Fahrzeugmotorenbau halten konnte. Da der Verbrennungsmotor trotz erfolgversprechender Alternativentwicklungen im mobilen Bereich auch fiir die absehbare Zukunft von beherrschender Bedeutung sein wird, ist seine Weiterentwicklung unerlasslich. Heute, mit der Forderung nach extremer Wirtschaftlichkeit einerseits und den gesetzlichen Vorgaben - wie Gerausch- und Abgasemissionswerten - andererseits, ist die Aufladung im gr6Bten Teil des Anwendungsspektrums von Verbrennungsmotoren eine unabdingbare Voraussetzung zur Erfiillung dieser Aufgabe. Das vorliegende Buch solI dazu dienen, die Eigenschaften von Aufladegeraten sowohl hinsichtlich ihrer physikalischen Wirkprinzipien als auch ihres Zusammenwirkens mit Kolbenmotoren besser kennenzulernen und zu verstehen . Dies gilt sowohl fiir Verdrangerlader als auch fiir die zum Teil sehr komplexen Abgasturboaufladesysteme. Dabei geht es nicht urn die Auslegung, Berechnung und Konstruktion von Aufladegeraten als solchen - dieses Spezialgebiet ist der einschlagigen Fachliteratur vorbehalten -, sondern urn jene Fragestellungen, die fiir ein effektives Zusammenwirken von Motor und Aufladesystem von Bedeutung sind, sowie urn die fiir die Darstellung einer optimalen Motor-Lader-Kombination erforderlichen Werkzeuge. Besonderes Augenmerk wird auf eine verstandliche Darstellung der Zusammenhange in moglichst einfacher Form sowie auf die Beschreibung und beispielhafte Vertiefung moderner Aufladesystementwicklungsablaufe gelegt. Soweit irgend moglich sind die prinzipiellen Zusammenhange beschrieben und mathematische Fonnulierungen auf das notwendige Minimum begrenzt, ohne dabei auBerAcht zu lassen, wie unabdingbar Simulations- und Auslegungsprogramme fiir eine schnelle, kostengiinstige und weitgehend einsatzoptimierte Motor-Lader-Adaption heute sind. Yom Aufbau und Inhalt des Buches her wollen wir uns dabei sowohl an Studenten als auch an Entwicklungsingenieure wenden, wobei hinsichtlich des Verbrennungsmotors deutlich mehr Grundkenntnisse vorausgesetzt werden als hinsichtlich der Aufladesysteme. Bei der Erstellung des Literaturverzeichnisses werden - wegen der groBen Zahl einschlagiger Veroffentlichungen - vorzugsweise jene Texte dokumentiert, die Darstellungen und Aussagen des Buches beeinflussen oder belegen.

VI

Vorwort

Wir haben einer groBen ZOOI von Personen und Firmen zu danken, die dieses Bueh dureh Anregungen und Zurverfiigungstellung vonBildmaterial ermoglicht haben. Unserbesonderer Dank gilt dem Herausgeber der Reihe .Der Fahrzeugantrieb", Prof. Helmut List, derunsermutigt hat, dieses BuehinAngriffzunehmen, unddieBearbeitung undBilderstellung tatkraftig unterstiitzt hat. Den Firmen ABB, DaimlerChrysler, Garrett-Honeywell, 3K-Warner und Wartsila-New Sulzer Diesel danken wir fiir die Uberlassung von umfangreiehem Ergebnis- und Bildmaterial undderMotortechnischen Zeitschrift fiirdieGenehmigung, zahlreiche Bilddokumente zu reproduzieren. Univ.-Prof. Dr. R. Pisehinger und Dipl.-Ing. G. Withalm danken wir fiir wertvolle Anregungen und systematisehe Prinzipuntersuehungen. Fiir spezielle stromungstechnische Hinweise und Erganzungen danken wir Dipl.-Ing. S. Sumser, Dipl.-Ing. H. Finger und Dr.-Ing. F. Wirbeleit sowie fiir umfangreiche Simulations- und versuehsteehnisehe Ergebnisse den engagierten Kollegen derAVL-Faehbereiche Thermodynamik sowieDiesel- und Otto-Motorenversueh. Dipl.-Ing. N. Hoehegger danken wir fiir die hervorragende Bildaufbereitung. Ohne die entgegenkommende Hilfe aller genannten Firmen und Personen ware dieses Bueh nieht moglich gewesen. Dem Springer-Verlag danken wir fiir die professionelle Ausfiihrung und Ausstattung dieses Buehes. H. Hiereth, P. Prenninger

Inhaltsverzeichnis

Formelzeichen, Indizes und Abkiirzungen XII 1

Einleitung und kurze Geschichte der Aufladung 1

2 2.1

Grundlagen und Ziel der Aufladung 6 Zusarnrnenhang von Zylinderladung und Zylinderarbeit sowie von Ladungsmassenstrom und Motorleistung 6 Zusarnrnenhang von Zylinderladung und Zylinderarbeit 6 Zusarnrnenhang von Ladungsmassenstrom und Motorleistung 7 Einfluss der Ladeluftkiihlung 9 Begriffsbestimmung und Aufladeverfahrensiiberblick 10 Aufladung mittels gasdynamischer Effekte 10 Schwingsaugrohr-Aufladung 10 Resonanzaufladung 12 Aufladung mittels Aufladeaggregaten 14 Lader-Druck-Volumenstrom-Kennfeld 14 Verdrangerlader 15 Stromungslader 16 Zusarnrnenwirkenvon Lader und Verbrennungskraftmaschine 18 Druck-Volumenstrom-Kennfeld des Kolbenmotors 18 Zusammenwirken von Zwei- und Viertaktmotoren mit verschiedenen Ladern 21

2.1.1 2.1.2 2.2 2.3 2.4 2.4.1 2.4.2 2.5 2.5.1 2.5.2 2.5.3 2.6 2.6.1 2.6.2 3 3.1 3.2 3.2.1 3.2.2 3.2.3 3.3 3.3.1 3.3.2 3.4 3.4.1 3.4.2 3.4.3 3.5

Thermodynamik der Aufladung 24 Berechnung der Lader- und Turbinenleistung 24 Energiebilanz des Arbeitsprozesses aufgeladener Motoren 25 Motor-Hochdruckprozess 25 Gaswechselschleifen-Niederdruckprozesse 25 Abgasenergienutzung 26 Aufladung als Mittel zur Wirkungsgradsteigerung 27 Kennzahlen zur Beschreibung der Ladungswechsel- und Motorwirkungsgrade 27 Beeinflussung des Motorgesamtwirkungsgrades durch Aufladung 31 Einfluss der Aufladung auf Abgasemissionen 32 Ottomotor 34 Dieselmotor 34 Abgasnachbehandlungsverfahren 35 Thermische und mechanische Beanspruchung der Verbrennungskraftmaschine im Aufladebetrieb 35

VIII

3.5.1 3.5.2 3.6 3.6.1 3.6.2 3.6.3 3.6.4

Inhaltsverzeichnis

Thermische Beanspruchungen 35 Mechanische Beanspruchungen 36 Modellierung und rechnergestiitzte Simulation aufgeladener Motoren 37 Einfiihrung in numerische Prozesssimulation 37 Kreisprozesssimulation des aufgeladenen Motors 38 Numerische dreidimensionale Simulation von Stromungsvorgangen 49 Numerische Simulation des aufgeladenen Motors im Verbundmit Verbrauchersystem 50

4 4.1 4.2 4.3 4.3.1 4.3.2 4.4 4.4.1 4.4.2

Mechanische Aufladung 52 Einsatzgebiete der mechanischen Aufladung 52 Energiebilanz der mechanischen Aufladung 53 Regelungsmoglichkeiten des Forderstromes mechanischer Lader 54 Viertaktmotoren 54 Zweitaktmotoren 56 Bauformen und Systematik mechanisch angetriebener Verdichter 56 Verdrangerlader 56 Stromungslader 60

5 5.1 5.2 5.2.1 5.2.2 5.2.3 5.3 5.4 5.4.1

5.5.1 5.5.2 5.5.3

Abgasturboaufladung 61 Ziele und Einsatzgebiete der Abgasturboaufladung 61 Stromungstechnische Grundlagen der Turboladerkomponenten 61 Energieumsetzung in Stromungsmaschinen 61 Verdichter 62 Turbinen 66 Energiebilanz des Aufladesystems 75 Anpassung des Turboladers 76 Abgasenergienutzungsmoglichkeiten und resultierende Auspuffsystemgestaltung 76 Turbinenauslegung und -regelung 83 Verdichterauslegungund -regelung 91 Dimensionierung und Optimierung der Gasfiihrungs- und Aufladekomponenten mittels Kreisprozess- und CFD-Simulationen 94 Auslegungskriterien 94 Beispiele zur numerischen Simulation von Motoren mit Abgasturboaufladung 98 Verifikation der Simulation 101

6 6.1 6.2 6.3 6.3.1 6.3.2 6.4 6.4.1 6.4.2

Besondere Arbeitsverfahren mit Nutzung der Abgasturboaufladung 107 Zweistufige Aufladung 107 Geregelte zweistufige Aufladung 108 Registeraufladung 109 Einstufige Registeraufladung 110 Zweistufige Registeraufladung 112 Turbokiihlung und Millerverfahren 115 Turbokiihlung 115 Millerverfahren 116

5.4.2 5.4.3 5.5

Inhaltsverzeichnis

6.5 6.5.1 6.5.2 6.6 6.6.1 6.6.2 6.6.3 6.6.4 6.6.5 6.6.6

IX

Turbocompound-Verfahren 118 Mechanische Riickspeisung in den Motor 119 E1ektrische Energieriickgewinnung 123 Kombinierte Auflade- und Aufladesonderverfahren 124 Differentia1-Verbundaufladung 124 Mechanische Zusatzaufladung 125 Unterstiitzte Abgasturboaufladung 126 Comprex-Druckwellenaufladeverfahren 128 Hyperbar-Aufladeverfahren 130 Aus1egung kombinierter Aufladeverfahren mitte1s thermodynamischer Kreisprozesssimulationen 131

7 7.1 7.2 7.3 7.4 7.4.1 7.4.2 7.4.3 7.4.4 7.5

Betriebsverhalten aufge1adener Motoren 135 Lastaufnahme und Besch1eunigungsverha1ten 135 Drehmomentverhalten und Drehmomentenverlauf 136 Hohenverhalten aufge1adener Motoren 137 Stationar- und GroBmotoren 139 Generatorbetrieb 140 Propellerbetrieb 141 Besch1eunigungshilfen 142 Besondere Prob1eme bei Aufladung von Zweitaktmotoren 143 Instationarbetrieb eines Schiffsmotors mit Registeraufladung 144

8 8.1 8.2 8.3 8.4 8.4.1 8.4.2 8.5 8.5.1 8.5.2 8.5.3 8.6 8.6.1 8.6.2

Betriebsverhalten aufge1adener Motoren im Fahrzeugeinsatz 146 Anforderungen im Personenwageneinsatz 146 Anforderungen im Nutzfahrzeugeinsatz 147 Sonstige Fahrzeugeinsatze 148 Instationarverhalten des abgasturboaufge1adenen Motors 148 Personenwageneinsatz 150 Nutzfahrzeugeinsatz 152 Abgasturbo1aderaus1egung fiir Fahrzeugeinsatz 153 Stationarauslegung 153 Instationarauslegung 156 Numerische Simulation des Betriebsverha1tens des Motors im Zusammenwirken mit Fahrzeuggesamtsystem 161 Sonderprob1eme aufge1adener Otto-Benzin- und -Gasmotoren 161 Klopfende Verbrennung 161 Prob1eme der Quantitatsregelung 164

9 9.1 9.2 9.2.1 9.2.2 9.2.3 9.3

Laderrege1eingriffe und Rege1ungsphilosophien fiir Starrgeometrie- und VTG-Lader 165 Grundsatzprob1eme der Abgasturbo1aderrege1ung 165 Starrgeometrie-Abgasturbo1ader 166 Regelungseingriffsmoglichkeiten fiir stationare Betriebszustande 166 Transient-Regelungsstrategien 169 Teillast- und Emissionsregelgr6Ben und Rege1ungseingriffe 173 Abgasturbo1ader mit variab1er Turbineneintrittsgeometrie 176

x 9.3.1 9.3.2 9.3.3 9.3.4 9.3.5 9.3.6 9.3.7 10 10.1 10.2 10.3 10.4 10.5 10.6 10.7 10.8 10.9

Inhaltsverzeichnis

Generelle Regelungsmoglichkeiten und -strategien fiir Lader 176 Regeleingriffe zur Verbesserung des Stationarverhaltens 177 Regeleingriffe zur Verbesserung des Instationarverhaltens 178 Regelsondereingriffe zur Erhohung der Motorbremsleistung 181 Sonderprobleme bei aufgeladenen Otto-Benzin- und Gasmotoren 182 Schematischer Aufbauleistungsfahiger elektronischer Waste-Gate- und VTG-Regelsysteme 182 Bewertung von VTG-Regelstrategien mittels numerischer Simulationsmodelle 185 Messtechnische Erfassung der Betriebsdaten aufgeladener Motorenam Motorpriifstand 188 Messstellenplan 189 Motormoment 190 Motordrehzahl 191 Turboladerdrehzahl 191 Motorluftmassenstrom 192 Brennstoffmassenstrom 193 Motor-Blow-By 193 Druck-und Temperaturdaten 193 Emissionswerte 195

11 Mechanik vonAufladegeraten 198 11.1 Verdrangerlader 198 11.1.1 Gehause und Rotoren: Dichtung und Kiihlung 198 11.1.2 Lagerung und Schmierung 199 11.2 Abgasturbolader 199 11.2.1 Kleinlader 199 11.2.1.1 Gehause: Aufbau, Kiihlung und Dichtung 199 11.2.1.2 Laufzeug: Materialauswahl und -beanspruchung 202 11.2.1.3 Lagerung, Schmierung und Wellendynamik 203 11.2.1.4 Fertigung 205 11.2.2 GroBlader 206 11.2.2.1 Aufbau, Gehause, Kiihlung, Dichtung 207 11 .2.2.2 Laufzeug 210 11 .2.2.3 Fertigung 211 12 12.1 12.2 12.2.1 12.2.2 12.2.3 12.3

Ladeluftkiihler und Ladeluftkiihlsysteme 212 Grundlagen und Kennzahlen 212 Ladeluftkiihlerbauarten 213 Wassergekiihlte Ladeluftkiihler 215 Luft-Luft-Ladeluftkiihler 216 Ganzaluminium-Ladeluftkiihler 216 Ladeluftkiihlsysteme 217

13

Aussichten und Weiterentwicklung der Aufladung 219 Status und Perspektiven der Aufladetechniken 219 Weiterentwicklungstrends der einzelnen Aufladesysteme 219

13.1

13.2

Inhaltsverzeichnis

13.2.1 13.2.2 13.2.3 13.3 14 14.1 14.2 14.3 14.4 14.5 14.6 14.7

Mechanische Lader 219 Abgasturbolader 220 Aufladesysteme und -kombinationen 222 Zusammenfassung 225 Beispiele ausgefiihrterAuflademotoren 227 Aufgeladene Ottomotoren 227 Pkw-Dieselmotoren 236 Nfz-Dieselmotoren 244 Flugmotoren 248 Hochleistungs-Schnelllaufer(Lokomotiv- und Bootsmotoren) 249 Mittelschnelllaufer (Gas- und Schwerolbetrieb) 250 Langsamlaufer (Stationar- und Schiffs-Gr6Btmotoren) 252 Anhang 257 Literatur 261 Namen- und Sachverzeichnis 267

XI

Formelzeichen, Indizes und Abkurzungen

Fonnelzeichen a A

b be

B C

cv , c p d dv D DK

Dr ea

F

h hK hv H Hu I k

LsI m mA mB mE mFr mL mRG msp

m mB mL

Schallgeschwindigkeit [mls]; Vibe-Parameter (Querschnitts-)Flache [m2 ] spezifischer Kraftstoffverbrauch (iiblich in g/kWh) [kg/J] effektiver spezifischer Kraftstoffverbrauch [kg/kWh] Bohrung [m] spezifische Warmekapazitat, c = dqrev/dT [J/kg K]; Absolutgeschwindigkeit in Turbomaschinen [mls] spezifische Warmekapazitat bei V = konst. bzw. P = konst [J/kg K] Zylinderdurchmesser [m] Ventildurchmesser [m] (charakteristischer) Durchmesser [m] Verdichterraddurchmesser [m] Turbinenraddurchmesser [m] spezifische auBere Energie [J/kg] Kraft [N] spezifische Enthalpie [J/kg] Kolbenhub [m] Ventilhub [m] Enthalpie [J]; Hub [m] unterer Heizwert (Heizwert) [kJ/kg] polares Tragheitsmornent [kg m 2 ] Warmedurchgangszahl [W1m2 K] stochiometrischer Luftbedarf (auch andere Einheiten) [kg/kg] Masse [kg]; Formfaktor (des Vibe-Brennverlaufes) [-] insgesamt ausstromende Gasmasse [kg] Brenn stoffmasse [kg] insgesamt angesaugte Frischladungsmasse [kg] im Zylinder verbleibende Frischladungsmasse [kg] Luftmasse [kg] Restgasmasse [kg] Spiilmasse [kg] Massenstrom [kg/s] Mas senstrom Brennstoff [kg/s], [kglh] Massenstrom Luft [kg/s], [kglh]

Md

n nK

nM

(Motor- )Drehmoment [N m] Anzahl; (Motor-)Drehzahl [s-I , min-I] Verdichterdrehzahl [S-I , min-I] Motordrehzahl [s-I , min-I]

Druck , Partialdruck [Pa, bar] Standarddruck, Po = 1,013 bar effektiver Mitteldruck [bar] innerer (indizierter) Mitteldruck [bar] Pi Mitteldruck [bar] Pm Reibungsmitteldruck [bar] Pr P Leistung [W] Pe effektive Leistung [kW] Q Warme [J] auBere Warme [J] Qa Reibungswarme [J] Qr reversible Warme [J] Qrev zugefiihrte Brenn stoffwarme [J] QB dQB/dcp Brennverlauf [JIO KW] Warmestrom [W] Q r Kurbelradius [m]; Reaktionsgrad der Turbinenstufe [-] R spezifische Gaskon stante [J/kg K] Entrop ie [J/K] ; Schnelllaufzahl [-] S Zeit [s] t Temperatur [K], Turbinentrium [%] T u spezifische innere Energie [J/kg] ; Umfangsgeschwindigkeit im Laufrad [mls] elektrische Spannung [V]; innere Energie [J] U spezifisches Volumen [m3/kg] ; v (Teilchen- )Geschwindigkeit [mls] mittlere Kolbenge schwindigkeit [mls] VKm V Volumen [m3 ] Verdichtungsvolumen [rrr'] Vc Hubvolumen eines Zylinders [m3 ] Vh Hubvolumen des gesamten Motors [m 3 ] VH Zylindervolumen beim Kurbelwinkel cp [m3 ] Vcp spezifische Arbeit [J/kg] ; w Relativge schwindigkeit im Laufrad [mls] W Arbeit [J] effektive Arbeit [J] We innere (indizierte) Arbeit [J] Wi

P PO Pe

XIII

Fonnelzeichen, Indizes und Abkiirzungen Wr WI

Reibungsarbeit [J] technische Arbeit [J] Zylinderzahl [-]

1)thw

1)u

t.

Warmeubergangszahl [W/m 2 K]; Warmeubergangskoeffizient [W/m 2 K] Brennbeginn [- ] Brenndauer Austauschwanddicke [m] Differenz zweier Grolsen

E:

Verdichtun gsverhaltni s [-]

1)8

Brennstoffumsetzungsgrad [-] Wirkungsgrad des Carnot-Prozesses [-] effektiver Wirkungsgrad [-] Giitegrad [-] indizierter (innerer) Wirkungsgrad [-] Ladeluftkiihler-Wirkungsgrad [-] mechanischer Wirkungsgrad [-] Dichteruckgewinnungs-Wirkungsgrad [-] innerer isentroper Verdichterwirkungsgrad [- ] innerer isentroper Turbinenwirkungsgrad [- ] thennodynamischer Wirkungsgrad (des vereinfachten Vergleichsprozesses bei kombinierter Verbrennung) [-]

w

thennodynamischer Wirkungsgrad des vereinfachten Vergleichsprozesses bei Gleichraumverbrennung [- ] Wirkungsgrad bei unvollkommener Verbrennung (Umsetzungsgrad) [- ] Isentropenexponent [- ] Warmeleitfahigkeit, Warmeleitzahl [W/m K]; Luftverhaltnis, Luftzahl [-] Luftaufwand [-] Liefergrad [- ] Rohrreibungszahl [-] Spiilgrad [-] Fanggrad [- ] Durchflusszahl, Uberstromkoeffizient [- ] Durchflusskennwert [-] Verlustbeiwert [-] Druckverhaltnis [- ] Dichte [kg/m"] Dichte vor Verdichter bzw. vor Einlassschlitz [kg/rrr'] Kurbelwinkel [0 KW] Durchflussfunktion [-] Winkelgeschwindigkeit [s-l]

EO ES f

Einlass offnet Einlass schlieBt frisch

2' 3 4

Bezugs- oder Standardzustand Referenzbedingung Zustand I, Zustand im Querschnitt I, vor Verdichter Zustand 2, Zustand im Querschnitt 2, nach Verdichter vor Motor (nach LLK) vorTurbine nach Turbine

a A ab abs ADK AGR AO AS ATL B CFD DK DWL dyn e E EB

auBen, auBere; (Behalter-)Austritt, ausstromend (Zylinder-)Auslass, Abgas abgefiihrt(e) (Warme) absolut Abgasdrosselklappe Abgasruckfuhrung Auslass offnet Auslass schlieBt; Arbeitsspiel Abgasturboaufladung Brennstoff, Kraftstoff Computational Fluid Dynamics Drosselklappe Druckwellenlader dynamisch effektiv; eingebracht (Zylinder-)Einlass, einstromend Einspritzbeginn

K KA KD KE KW L Lad Leek LL LLK m M Mess max min opt OT

z a

ao t.ad

8

1)e 1)e 1)g 1)i 1)LLK 1)m 1)p

1)s- i.K 1)s-i. T 1)th

K

A Aa AI Ar AS Az /-L /-La ｾ

n

P PI ,PZ

cp

'/J

Weitere Iodizes und Abkiirzungen 0 0

I 2

FB

Forderbeginn

g G geo ges HD

geometrisch Gemisch Geometrie gesamt Hochdruckphase innen, indiziert Kompression; Verdichter; Kolben; Kiihlmittel Auslasskanal Konstant Drossel Einlasskanal Kurbelwinkel Luft; Lade(druck) Ladungswechsel Leckage, Blow-by Leerlauf Ladeluftkiihler mittel Motor Messung maximal minimal optimal oberer Totpunkt

XIV p p

r red rei RG T th TL u U

Forrnelzeichen, Indizes und Abkiirzungen beip=konst. Pumpe Reibung reduziert relativ Restgas isentrop, bei s = konst.; Spiil Turbine theoretisch; therrnodynamisch Teillast; Turbolader unverbrannt(e Zone) Umfang; Umgebung

UT v V VG VL VTG W W Z ZOT zu

untererTotpunkt verbrannt(e Zone) Ventil Verbrennungsgas VoJlJast Turboladermit variablerTurbinengeometrie Wand(warrne) Wasser Zylinder Ziind-OT zugefiihrt(e) (Warme)

1 Einleitung und kurze Geschichte der Aufladung

Die Zukunft der Verbrennungskraftmaschine stellt sich im energiepolitischen Umfe1d mit einiger Wahrscheinlichkeit wie folgt dar: Erdol wird fiir absehbare Zeit weiterhin der Hauptenergietrager fiirVerbrennungskraftmaschinen im mobilem Einsatzund transienten Lastkollektiven sein; Erdgas undin begrenztem Umfang synthetische Kraftstoffe (Methanol u. A.) sowiesehrlangfristig Wasserstoffwerden zusatzlich an Bedeutung gewinnen. Verbrennungskraftmaschinen fiirdieseKraftstoffe sind Hub- oder Rotations-Kolbenverbrennungsmotoren, Gasturbinen und Dampfturbinen. Diese Maschinen werden in Flugzeugen, Schienenfahrzeugen, Schiffen, stationaren Krafterzeugungsanlagenund in StraBenfahrzeugen mit Riicksicht auf diejeweiligenErfordemisse entsprechend ihrem Entwicklungsstand eingesetzt. Im Flugzeugbau war und ist immer hochste Leistungsdichte, d. h. kleinster Bauraum und niedrigstes Leistungsgewicht, gefordert. Der Hubkolben-Verbrennungsmotor erfiillte diese Forderungen als erste Kraftmaschine. Damit hat er das Motorflugzeug iiberhaupt erst ermoglicht und bis Ende der 40er Jahre als Antriebsquelle dominiert. Heute ist er durch die Gasturbine, die als Propellerturbine oder als reines Strahltriebwerk weit hohere Leistungsdichten ermoglicht, bis auf den Einsatzzweck als Kleinflugzeugtriebwerk abgelost. Der klassische Antrieb fiir Schienenfahrzeuge war die Kolbendampfmaschine, die sich hier in 2-, 3- und 4-Zylinderbauart am langsten gehalten hat. Heute ist die Dampflokomotive durch die elektrische oder die Diesellokomotive abgelost, wobeifiir lange Strecken und niedrigeZugfolgen die Dieseltraktion wirtschaftlicher ist. Dieselmotoren hoherLeistungsdichte mit hydraulischer oder elektrischer Kraftiibertragung dominieren heute den Diesellokomotivbau. Die Gasturbine wurde immer wieder- auch als Kurzzeit-Boostertriebwerk - versuchsweise eingesetzt, konnte sich aber aus Kraftstoffverbrauchs- und Lebensdauergriinden nicht durchsetzen. Nachder klassischen Kolbendampfmaschine schienzuerstdie Dampfturbine und danndie Gasturbinedie starkansteigenden Leistungsanforderungen im Schiffbau am bestenerfiillen zu konnen. Bei schnellen Schiffen, auch Kriegsschiffen, wo Kraftstoffverbrauch und Kraftstoffqualitat nicht so entscheidend sind wie Leistungsdichte und Leistung, kann die Gasturbine auch heute noch eine Nische besetzt halten. Aber der hochaufgeladene, schnelllaufende Dieselmotor, meist in Mehrmotorenanordnung, erobertauch diesenBereichin zunehmendem MaBe. In der Handelsschifffahrt hat sich der mittelschnell- und langsamlaufende Diesel-Schwerolmotor wegenseinesguten Kraftstoffverbrauches und der Moglichkeit, auch billigsteSchwerole verarbeiten zu konnen, weitestgehend durchgesetzt. BeiGroBkraftwerken mitLeistungen von 100MWundmehrdominiert nachwievordieDampfturbine. In wieweit sich kleinere, dezentrale Stromerzeugungs- oder Warme-Kraft-Kopplungsan-

H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

2

Einleitung

lagen mit Verbrennungsmotoren durchsetzen konnen, muss abgewartet werden. Die Gasturbine hat in diesem Bereich zur Abdeckung von Lastspitzen wieder an Bedeutung gewonnen . Sowohl beim Personenkraftwagen als auch beim Nutzkraftwagen wird heute praktisch nur der schnelllaufende Verbrennungsmotor eingesetzt, und zwar aus Grunden der Leistungsdichte, der Lebensdauer und der Kosten, vor allem aber wegen seiner regelungstechnischen Vorteile und seiner Flexibilitat im transienten Betrieb. Im letzten Jahrzehnt kam eine intensive Entwicklung zur Reduzierung seines SchadstoffausstoBes bei gleichzeitig verbesserter Wirtschaftlichkeit hinzu . Dabei hat beim Nutzfahrzeugmotor die Abgasturboaufladung in Verbindung mit einer Ladeluftkiihlung zur Erreichung beider Ziele entscheidend beigetragen . Yom Schwerst-Lkw bis herab zu Transportern mit ca. 4 t Nutzlast wird heute praktisch nur noch der abgasturboaufgeladene, ladeluftgekiihlte Direkteinspritz-Dieselmotor eingesetzt. Auch im Pkw gewinnt diese Motorbauart infolge ihrer auBerordentlichen Wirtschaftlichkeit zunehmend an Bedeutung . Der Pkw-Ottomotor bereitet aufladetechnisch sowohl wegen seiner hohen Abgastemperaturwerte als auch wegen seiner fiir akzeptable Fahrleistungen hohen Dynamikforderungen zur Zeit noch Probleme. Dies umso mehr, als auch sehr enge Kostenziele erreicht werden miissen. Auch hier sind aber neue technische Losungsansatze erkennbar, so dass davon ausgegangen werden kann, dass in 10-20 Jahren weitestgehend nur noch aufgeladene Verbrennungsmotoren zum Einsatz kommen werden. Die Geschichte der Aufladung von Verbrennungsmotoren reicht bis zu Gottlieb Daimler und Rudolf Diesel selbst zuriick. Die Aufladung des schnelllaufenden Benzinmotors ist so alt wie dieser selbst. Schon Gottlieb Daimler hat seine ersten Motoren aufgeladen, wie sein Patent DRP 34926 von 1885 beweist (Abb. 1.1). Dabei handelte es sich urn die Nutzung der Kolbenunterseite, die beim Viertaktmotor als Gemischpumpe mit der doppelten Arbeitstaktfrequenz arbeitet und damit mehr Gemisch- Volumen fordert, als der Arbeitszylinder ansaugen konnte. Das Uberschieben der Ladung aus dem Kurbelraum in den Arbeitszy linder wurde durch ein Ventil im Kolbenboden bewerkstelligt. Grund fiir diese kiihne Konstruktion Daimlers war sein Wunsch nach einer moglichen Drehzahl- und Fiillungssteigerung der Motoren, trotz der damals nur sehr klein ausfiihrbaren Ein- und Auslassventile. Die Probleme, vor allem mit dem Kolbenbodenventil, zwangen Daimler jedoch sehr bald, diese an sich sehr richtige Idee zugunsten von groBeren Ventilen sowie der Anwendung von Mehrventilzylinderkopfen, aus der Feder seines damaligen Mitarbeiters Maybach, aufzugeben. Eine erste Serienanwendung fand die Aufladung im Flugmotorenbau, vor allem zur Steigerung der Hohenleistungen. In den Jahren 1920-1940 wurden die Stromungslader fiir Flugmotoren kontinuierlich weiterentwickelt, und zwar sowohl in derAerodynamik als auch in der Umfangsgeschwindigkeit der Rader. Ihren ersten absoluten Hohepunkt zur Leistungs- und Hohenleistungssteigerung von Flugmotoren erlebte die Aufladung von Ottomotoren wahrend des 2. Weltkrieges. Es wurden Mitteldruckwerte von bis zu 23 bar mit mechanisch angetriebenen Stromungsladern erreicht. Die letzten US-amerikanischen-Otto-Flugmotoren waren bereits die ersten im Serieneinsatz befindlichen Compoundmotoren, wie z. B. der 18-Zylinder-Doppelstern-Compoundmotor von Curtiss Wright mit einer Startleistung von 2420 kW (s. Abb. 6.22). Automobil-Auflademotoren wurden fiir den Renneinsatz, aber auch zur kurzzeitigen Leistungssteigerung von Sport- und Luxusfahrzeugen ab ungefahr 1920 mitmechanisch angetriebenen und zuschaltbaren Verdrangerladem ausgeriistet. Es handelte sich meist urn ein- oder zweistufige Rootsgeblase. Abbildung 1.2 zeigt einen solchen Pkw-Motor mit 40/60 PS aus 2,61 Hubraum von 1921 von Daimler Benz.

Einleitung

Ahh.1.I

3

Abb.1.2

Abb. 1.1. Patent ORP 34926 von 1885 fiir den schnelllaufenden Ottomotor von Gottlieb Daimler Abb.1.2. 40/60-PS-Pkw-Kompressormotor mit Roots-Geblase von 1921 von Daimler Benz

Erste "abgasturboaufgeladene" Ottomotoren wurden in den USA urn 1960 auf den Markt gebracht, wie z. B. der Chevrolet-Corvair [76]. Der Aufladung des Ottomotors gelang der groBe Durchbruch zum GroBserieneinsatz, mit Ausnahme der Anwendung im Flugzeugbau, erst in allerjiingster Zeit wie z. B. mit dem 2,3-l-Kompressormotor von DaimlerChrysler im SLK und in der C-Klasse oder den abgasturboaufgeladenen Motoren der Firmen Audi, Opel und Saab. Auch Rudolf Diesel hat sich sehr friih mit der Aufladung befasst, wie sein Patent ORP 95680 beweist (Abb. 1.3). Er hat bei seinem Kreuzkopfmotor die Kolbenunterseite als ZweitaktLadepumpe verwendet. In diesem Patent wird auch bereits beansprucht, die Luft im Zwischenbehalter kiihlen zu konnen. Diesel erreichte mit seiner Anordnung eine Leistungssteigerung von 30 %. Da er aber vor allem auf den Wirkungsgrad seiner Maschine achtete und sich dieser - wegen einer vollig falschen Einlassventil- und Zwischenbehalter-Dimensionierung, wie wir heute aus den damaligen Ergebnissen ableiten konnen - dramatisch verschlechterte, gab er diese Versuche auf. Diese Art der Aufladung wurde 30 Jahre spater bei Schiffsdieselmotoren (z. B. von Werkspoor) mit richtiger Dimensionierung der Bauteile sehr erfolgreich angewandt. Die Entwicklung der Abgasturboaufladung ist eng mit Namen und Patenten des Schweizer Ingenieurs Alfred Biichi verbunden. Bereits 1905 beschrieb er in dem Patent ORP 204630 (Abb. 1.4) einen - in der vorgeschlagenen Form allerdings nicht sinnvollen - TurbocompoundDieselmotor.Es dauerte aber noch bis 1925, bevor mit Motoren fiir zwei Passagierschiffe und einem Stationardieselmotor von MAN und der Maschinenfabrik Winterthur die ersten abgasturboaufgeladenen Dieselmotoren an Kunden ausgeliefert werden konnten. Die Abgasturbolader waren in beiden Fallen noch neben dem Motor angeordnet. Alle Lader waren von Biichi ausgelegt. Bei den MAN-Schiffsmotoren wurde der Mitteldruck urn 40 % auf 11 bar gesteigert und man gewann wichtige Erkenntnisse: Abgasturboaufgeladene Motoren sind sehr iiberlastfahig. Die Turboladergruppe regelt sich im Betrieb selbst.

4

Abb.l.3

Einle itun g

Abb.l.4

Abb. 1.3. Patent DR? 95680 von Rudolf Diesel fiir einen Dieselm otor mit Autla dung durch die Kolbenriickseite Abb. 1.4. Biichis Patentzeichnung DR? 204 630 fiir einen Turb ocompound -Dieselm otor

Abb. 1.5. Biichis Patent von 1925 fiir eine Druckwellen- ode r StoBautl adun g durch Zylind ertr ennung

Urn die Problematik eine s negativen Druckgefalles zwischen Ladedruck und Abgasgegendruck, d. h. ein "negatives" Spiilgefalle , das bei diesen friihen Abga sturboladem infolge ihres schlechten Gesamtwirkungsgrade s auftrat , zu iiberwinden , meldete Biichi 1925 ein weitere s Patent fiir eine Druckwellen- oder StoBaufiadung an. Diese sollte durch eine Trennung der Auspuffleitungen und die Zusammenfassung von Zylindem mit Ziindabstanden von mehr als 240 Grad Kurbelwinkel sowie enge Leitungsquerschnitte erre icht werden (Abb. 1.5). Die ersten Versuche bei der Schweizer Lokornoti v- und Maschinenfabrik Winterthur an einem 4- und einem 6-Zylindermotor mit BBe-Lader verliefen sehr erfolgreich. Es konnte eine

Einieitung

5

Leistungssteigerung von 100 % bei guten thermodynamischen Werten erreieht werden und man gewann als dritte Erkenntnis: Abgasleitungen miissen nieht nur eng, sondern auch moglichst kurz ausgefiihrt werden. Damit werden die Rohrstromungsverluste und die Warmeverluste minimiert. Deshalb werden heute die Abgasturbolader als Bestandteil der Auspuffleitung direkt an den Motor angebaut. Das beschriebene System wird seitherBiichi-Aufladung genanntund ist die Basis fiir die Abgasturboaufladung aller modernen Fahrzeugmotoren.

2 Grundlagen und Ziel der Aufladung

Ziel der Aufladung ist es, auf beliebige Art und mit Hilfe eines geeigneten Systems die Ladungsdichte des Arbeitsmediums (Luft oder Luft-Brennstoffgemisch) vor dem Einstromen in den Arbeitszylinder anzuheben, d. h. vorzuverdichten. Dabei sollte die Temperatur des Arbeitsmediums nicht merklich erhoht und damit das Temperaturprofil des Hochdruck-Arbeitsprozesses nicht naehteilig beeinflusst werden. Die Dichterhohung des Arbeitsmediums kann dabei auch, neben einer Steigerung der Leistungsdichte, zu einer Verbesserung des Verbrennungsablaufes mit dem Ziel einer niedrigeren Abgas- und/oder Gerauschernission genutzt werden. Die Zusammenhange von Mitteldruck- bzw. Leisleisausbeute und Dichte der Zylinderluft- oder -gemischladung sollen naehfolgend herausgearbeitet werden.

2.1 Zusammenhang von Zylinderladung und Zylinderarbeit sowie von Ladungsmassenstrom und Motorleistung Bei allen Verbrennungskraftmaschinen entsteht Arbeit und Leistung durch Wandlung der im Kraftstoff gespeicherten chemisehen Energie in Warrneenergie durch Verbrennung bzw. Oxidation sowie nachfolgende Umwandlung der Warmeenergie in mechanische Energie. Der zur Verbrennung notwendige Sauerstoff wird der in den Arbeitsraum eingebrachten Luft entnommen. Deshalb hangt die Arbeit jeder Verbrennungskraftmaschine, in der die durchgesetzte Luft als Verbrennungspartner fur den Kraftstoff verwendet wird, von der im Zylinder vorhandenen Luftmenge abo

2.1.1 Zusammenhang von Zylinderladung und Zylinderarbeit Der luftansaugende Hubkolbenmotor ist ein Volumenforderer und sein maximal in den Zylinder einbringbares Luftvolumen ermittelt sich als:

(2.1) Diese Zylinder-Luftfiillung ergibt mit der Dichte der Luft multipliziert die Zylinder-Luftmasse, welche die darin verbrennbare Brennstoffmasse bestimmt, mit der durch die bei der Verbrennung stattfindende Druck- und Temperaturerhohung Arbeit gewonnen werden kann. Nun ist die indizierte Arbeit Wi im Zylinder einerseits das Produkt von Kraft mal Weg sowie von Kolbenflache mal Hub mal Druck,

(2.2) Andererseits ist Arbeit das Produkt von zugefiihrter Warmemenge mal Prozesswirkungsgrad, (2.3)

H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

2.1 Zylinderladung und Zylinderarbeit sowie Ladungsmassenstrom und Motorleistung

7

mit Qzu,z als zugefiihrte Warmemenge je Zylinderladung und l7i als Prozesswirkungsgrad, dem Quotienten von mechanischer Arbeit und eingebrachter Warmeenergie. Die dem Zylinder zufiihrbare Warmemenge hangt von der in den Zylinder eingebrachten Kraftstoffmenge ab und diese wiederum von dem im Zylinder vorhandenen Sauerstoff. Dieser steht in einem bestimmten Verhaltnis zu der im Zylinder befindlichen Luftmasse - und nicht zum Zylindervolumen! Wird nun vereinfachend weder die unvollstandige Fiillung des Zylinders, der Liefergrad, noch ein allenfalls verbrennungstechnisch notwendiger Luftiiberschuss beriicksichtigt, so wird diese Warmemenge: VhPL ,zHu (2.4) , Qzu,z = mBHu = Lmin

worin mB die zugefiihrte Brennstoffmenge, Lmin den Mindestluftbedarf, Hu den unteren Heizwert des Brennstoffs sowie PL,Z die Luftdichte im Zylinder beschreiben. Halt man H u und Lmin konstant, so leitet sich daraus direkt ab: Qzu,z

rv

PL,Z.

(2.5)

Die Luftmasse mL,Z im Zylinder ist direkt proportional zur Luftdichte PL,Z, so dass damit auch die zufiihrbare Warmemenge direkt proportional zu dieser Luftmas se im Zylinder und folglich naherungsweise zur Ladungsdichte des Motors sein muss. Damit hangt die Zylinderarbeit eines gegebenen Motors direkt von der Dichte der Luft im Arbeitszylinder am Ende des Ansaugtakts und Gaswechsels abo Fiihrt man nun obige Gleichungen zusammen , so wird: (2.6)

Und daraus folgt: Pi

rv

PL,Z

(2.7)

Damit ist der mittlere indizierte Druck eines Arbeitszylinders proportional zur Ladungsdichte im Zylinder zu Beginn des Kompressionshubes bei konstant angenommenem innerem Wirkungsgrad (d. h. unverandertern Verbrennungsablauf und unveranderten Verlusten im Hochdruckprozess).

2.1.2 Zusammenhang von Ladungsrnassenstrorn und Motorleistung Nachdem die Zylinderarbeit ermittelt wurde, kann die Motorleistung nun leicht dem Luftmassenstrom zugeordnet werden. Sie muss dem Hubvolumen des Gesamtmotors (entsprechend der Gesamtzahl seiner Arbeitszylinder) sowie je nach Arbeitsverfahren der Zahl seiner Arbeitsspiele in der Zeiteinheit proportional sein. (2.8) mit VH als Gesamthubraum des Motors, Pi als mittlerem indiziertem Arbeitsdruck und der Diese ist dabei noch genauer zu definieren . Nur bei einem Zweitaktmotor, Arbeitsspielzahl bei dem jede Umdrehung ein Arbeitsspiel darstellt, ist diese identisch mit der gemessenen Motordrehzahl. Wenn wir also eine Verhaltniszahl i zwischen der Zahl der Motorumdrehungen n und der Zahl der Arbeitsspiele nAS bilden, so ist beim Zweitaktmotor i = n /nAs = 1. Beim Viertaktmotor findet dagegen nur bei jeder zweiten Umdrehung eine Verbrennung statt und damit ist beim Viertaktmotor i = n/ nAS = 2.

Grundlagen und Ziel der Aufladung

8

Die indizierte Motorleistung ist damit wie folgt zu ermitteln: (2.9)

Bezieht man noeh die Proportionalitatvon Pi und PL,z ein, so wird: (2.10)

Damit haben wir die indizierteMotorleistungmit demLuftmassenstromdurehden Motor verkniipft. SolIeine Verbrennungskraftmasehine fiirmehr als einen ArbeitstaktLeistung abgeben, so muss naehjedemArbeitsspiel dasAbgas aus demZylinderentfemt unddureh Frisehluftbeim Dieselmotor oder Frisehgemisehbeim Ottomotor ersetzt werden. Beim vo11kommenen Motor, den wir bisher betraehtet haben, gesehieht dies verlustlos und vo11kommen. BeimrealenMotorist dazu derVorgang des Ladungsweehsels genauerzubesehreiben. Er ist deshalb bedeutsam, weil dureh ihn die Motoreigensehaften sehr wesentlieh gepragt sind. Fiir die Gestaltung des Ladungsweehsels gelten folgende Anforderungen: -

das am Ende des Arbeitstaktsim Zylinder befindlieheAbgas solI moglichst vollstandigentfemt werden, die erforderliehe Frisehluft- oder Frisehladungsmenge solI den Bediirfnissen des Motors, z. B. hinsiehtlieh Kiihlung oder Abgasqualitat, exakt anpassbar sein, die angesaugte oder bei Aufladung in den Zylinder einstromende Frisehladung solI diesen moglichst vollstandigfiillen.

Das bedeutet in der Praxis, dass die gesamte in den Zylinder einstromende Frisehladungsmasse mE und die Frisehladungsmasse mFr welche im Zylinder verbleibt, in der Regel nieht gleieh sind. Sie unterseheiden sieh urn den Anteil der Ladungsmasse, die wahrend der gleiehzeitigen Offnung der Ein- und Auslassorgane, der so genannten Uberschneidungsphase, ohne an der Verbrennung teilzunehmen, direkt in den Auslass abflieBt, die Spiilmassemsp . (2.11)

Beim als Saugmotor betriebenen Viertaktmotor ist die Spii11uftmasse wegen der in der UbersehneidungsphasegeringenVentilquersehnitte unbedeutend. Sie wird meistens aueh bei aufgeladenen Motoren mit grollerer Ventiliibersehneidung nieht sehr bedeutend. Bei manehen Motortypen (mittelsehnelllaufende aufgeladene Gasmotoren sowie langsamlaufende ZweitaktgroBmotoren) wird der Spii11uftanteil a11erdings gezielt zur Brennraumkiihlung eingesetzt. Dazu ist es notwendig, ein positives Druckgefalletiber den Motor zu erzeugen (hohe Turboladerwirkungsgrade), wodureh sieh aueh grolsere Spiilluftrnengen wahrend der Ventiliibersehneidung ergeben. Beim Zweitaktmotor mit seinen sehr groBen Uberschneidungsquerschnitten der Gasweehsel-Steuerorgane ist deren Anordnung und konstruktive Gestaltung, vor a11em bei der heute iibliehen Aufladung, sehr wiehtig fiir die Optimierung des Spii11uftanteils. Insgesamt muss beim Zweitaktmotor versueht werden, mit kleinen Spii11uftmassen eine guten Ladungsweehsel zu erzielen, damit die im Zylinder verbleibendeAbgasrestmassemRG moglichstklein bleibt. Abgasmasseund pro Zyklus im Zylinder verbleibende Frisehladungsmasse mFr bilden damit die zu Beginn der Verdiehtung im Zylinder befindlieheZylinderladungsmasse mz. (2.12)

9

2.2 Einflus s der Ladeluftkiihlung

Die pro Arbeitsspiel in den Auspuff stromende Abgasmasse m beinhaltet auch die in der Uberschneidungsphase direkt in den Auslasstrakt gespiilte Spiilmasse und ist beim gemischansaugenden Ottomotor mit der einstromenden Frischladungsmasse identisch. Beim luftansaugenden Dieselmotor ist sie urn die pro Arbeitsspiel einge spritzte Brenn stoffmasse grolier als die angesaugte Luftmasse, (2.13)

2.2 Einfluss der Ladeluftkiihlung Die Verdichtung der Ansaugluft geschieht in jedem Verdichter unabhang ig von der Bauart in Verbindung mit einer Temperaturerhohung, die im Wesentlichen vom gewiinschten Druckverhaltnis, also dem Aufladegrad, und vom Verdichterwirkungsgrad abhangt.

Ti = T, { 1 + - I.- [( pz ) (K- llIK - 1]}

(2.14)

1/s-I,K

Darin bedeuten und Tz die Temperaturen vor und nach Verdichter in Kelvin, 1/s-i,K den isentropen Verdichterwirkungsgrad und und pz die Driicke vor und nach Verdichter. Diese Temperaturerhohung vermindert, bei gleichem Ladedruck, die einstromende Frischladung entsprechend der dadurch bedingten Dichte anderung und fiihrt dariiber hinaus zu erhohten Prozesstemperaturen mit allen damit verbundenen Nachteilen. Nimmt man als Beispiel fiir die Wirksamkeit der Ladeluftkiihlung einen idealen Motor mit folgenden Daten: Ansaugdruck P = 1 bar Aufladedruckverhaltnis pz/ P = 2, 5 Ansaugtemperatur T = 293 K (20 QC) Verdichterwirkungsgrad 1/s-i,K = 0,70 dann folgt daraus eine Aufladeendtemperatur von Ti = 418 K (145 QC). In der folgenden Gegeniiberstellung wird das Verbrennungsluftverh altnis konstant gehalten, d. h., die Brenn stoffmasse und damit die Leistung ergibt sich entsprechend der Ladungsmasse. Der Saugmotor hat mit obigen Daten die Luftdichte PI = o: = 1,19kg/m\';'100 %). Der aufgeladene Motor ohne Ladeluftkiihlung hat die Ladungsdichte pz = 2,09 kg/m 3 (';'175 %). Der ladeluftgekiihlte Motor mit einer Riickkiihlung auf 40 QC ermoglicht eine Dichte steigerung auf P2 = 2,78kg/m\';'234 %). Man erkennt an diesem Beispiel die enorme Wirkung der Ladeluftkiihlung, wird doch bei konstant gehaltenem Druckverhaltni s eine Dichtesteigerung von 2,78/2,09, d. h. eine Steigerung von 33 %, verbunden mit einer urn ca. 190 QC abgesenkten Proze ssstarttemperatur erreicht. Die Ladeluftkiihlung bringt damit folgende Vorteile: -

eine weitere Leistungssteigerung aufgeladener Motoren bei konstantem Druckverhaltni s entsprechend der hoheren Ladun gsdichte; eine niedrigere Ladungstemperatur am Prozessbeginn mit niedrig eren Prozesstemperaturen und darau s resultierender niedriger thermischer Bauteilbelastung; eine abgesenkte NOx-Emission infolge der niedrigeren Proze sstemperaturen; eine entscheidende Verbesserung im Klopfverhalten aufgeladener Ottomotoren; erst mit Ladeluftkiihlung sind Ottomotoren im Kraftstoffverbrauch akzept abel.

10

Grundlagen und Ziel der Aufladung

2.3 Begriffsbestimmung und Aufladeverfahrensiiberblick Es sollen hier mogliche Arten der Vorverdichtung bzw. die kennzeichnenden Eigenschaften von Ladem oder Verdichtem, anhand derer sparerdas Zusammenwirken mit dem Motor beurteilt werden kann, definiert werden. Aufladung mittels gasdynamischer Effekte - Druckwellenausnutzung in Ansaug- und Auspuffsystem mittels Schwing- oder Schaltsaugrohren und abgestimmten Auspuffrohrlangen - Aufladung mittels Helmholtz-Resonator-Saugrohranordnungen - Druckwellenaufladung mittels direktem Druckaustausch zwischen Abgas und Ladeluft (Comprex, Register-Resonanz-Lader) Aufladung mittels mechanisch vom Motor angetriebener Lader - Verdranger- oder Drehkolbenlader ohne innere Verdichtung (z. B. Rootslader) - Verdranger- oder Schraubenlader mit innerer Verdichtung (Lysholm-, Wankel-, Spirallader) - Stromungsverdichter (Radialverdichter, Axialverdichter) Aufladesysteme mit Abgasenergienutzung Koppelung eines Stromungsverdichters mit einer - auf gleicher Welle angeordneten - Turbine, Abgasturbolader genannt - Koppelung eines Verdrangerladers mit einem auf gleicher Welle angeordneten Expander (Wankel) Aufladung durch Kombinationen aus oben genannten Komponenten - Turbocompoundsystem bestehend aus einem Abgasturbolader und nachgeschalteter Nutzturbine - Kombinierte Systeme aus Resonanzaufladung und Abgasturbolader - Kombination eines mechanischen Laders mit einem Abgasturbolader 2.4 Aufladung mittels gasdynamischer Effekte Beginnen wir die nahere Betrachtung der einzelnen Aufladernoglichkeiten mit der weit verbreiteten Ausnutzung von Druckwellen durch Schwingsaug- oder Schaltsaugrohre. Uberdies konnen mittels abgestimmter Rohrlangen im Auspuffsystem in der Uberschneidungsphase Unterdriicke gegeniiber dem Zylinder und damit bessere Restgasausspiilungen erzeugt werden. Letztlich sind Liefergradsteigerungen durch die so genannte Resonanzaufladung mittels Helmholtz-Resonatorund Schwingrohr-Kombinationen (Cser-Aufladung) moglich.

2.4.1 Schwingsaugrohr-Aufladung Bei dieserArt der Vorverdichtung wird die Dynamik von Druckwellen in Saug- undAuspuffieitungen schnell laufender Motoren ausgenutzt. Es handelt sich demnach urn eine dynamische DruckIiberhohung im Ansaugsystem ohne Einsatz eines Verdichters. Durch das periodische Offnen von Ein- und Auslassventilen eines Hubkolbenmotors werden in den Ansaug- und Auspuffleitungen Schwingungen der entsprechenden Gassaulen angeregt, die je nach Phasenlage und Frequenz drehzahlabhangig vom Umgebungsdruck deutlich abweichende Leitungsdrticke an den Ventilen ergeben. Bei jedem Offnen des Ein- oder Auslassventils lauft eine Unter- bzw. Uberdruckwelle in das entsprechende Rohrsystem und wird an des sen Ende (Sammelrohr oder Schalldampfer) als Uber- bzw. Unterdruckwelle reflektiert (Abb. 2.1).

II

2.4 Aufladung mittels gasdynamischer Effekte Auslass Einlass

ｫＭ］［ｾ

ｾ

ＭｔＢ

］ＭｾＮＱ

］ＬＢｾ

ｴ

Ｍｾ

｟Ｍ

Ｍｬ

Ｍｪ

ｴ

- EinlassOffnen

ｴ

-

EinlassSchlieBen

p s po Druckerhohung am Einlassven lil vor Einlassschiuss

Abb. 2.1. Anregung und Ausbreitungsverhalten von Luftdruckwellen in einem Saugrohr und dadurch erreichbarer Nachladeeffekt

Stimmt man nun die Langen von Saug- und Auspuffrohren entsprechend ab, kommt kurz vor .Einlass schlieBt" eine Uberdruckwelle am Einlassventil an, die den Druck im Brennraum erhoht. Entsprechend kurz nach .Einlass offnet" und vor ,,Auslass schlieBt", also in der so genannten Ventiliiberschneidungsphase, erreicht eine entsprechende Unterdruckwelle das Auslassventil und sorgt damit fiir ein positives Spiilgefalle zum Saugrohr mit entsprechender Verbesserung der Brennraumdurchspiilung bzw. einer besseren Restgasentfernung. Physikalisch wird dabei die Saugarbeit des Kolbens in Verdichtungsarbeit umgewandelt. Beide Effekte kombiniert werden vorzugsweise bei Sport- und Rennmotoren angewandt, weil dort die notwendigen Wellenlaufzeiten infolge der sehr hohen Drehzahlen kurz werden und damit auch die notwendigen Rohrlangen. Abbildung 2.2 zeigt einen Sportmotor (Ferrari) mit Schwingsaugrohren. Wird auch noch das Auspuffsystem in diese Schwingungsabstimmung mit einbezogen - wie bei heutigen Rennmotoren iiblich -, werden mit einer solchen Anordnung Luftaufwandszahlen von maximal 1.25-1.3 und damit eine deutliche Aufladung erreicht.

Abb.2.2. Sportmotor (Ferrari) mit Schwingsaugrohren

12

Grundlagen und Ziel der Aufladung

einlaches Saugrohr

.

0-

ti

ｾＭ ｾ

ＧＺＬ Ｇ Ｍ Ｂ Ｂ Ｂ

ＧＢ

2

"C

Qj

.; ; :E

I .Stule 2.Stule 3. Stule Motordrehzahl n

Abb. 2.3. Dreistufiges Schaltsaugrohr (Opel) mit erreichbaren Drehmomenterhohungen

0-

n2 o

A

Po !-----k::--- - ! - - - ---:: JJI"4---

- ..r==== "'-VolumenV

Abb. 2.4. Darstellung der Gaswechselarbeit bei Schwingrohraufladung im p V -Diagramm

Bei Serienmotoren werden heute sehr oft auf der Ansaugseite so genannte Schaltsaugrohre verwendet, die mit unterschiedlichen Reflexionslangen arbeiten, wie am Beispiel des dreistufigen Opel-Saugrohres in Abb. 2.3 dargestellt. Sie erhohen so den Liefergrad im unteren Drehzahlgebiet und verbessem im mittleren Drehzahlbereich den Drehmomentverlauf. Dariiber hinaus sorgen sie auch noch fiir eine Liefergradanhebung im Nennleistungsbereich. In jedem FaIle wird bei all diesen Systemen die Gaswechselarbeit erhoht, wei1 - durch die Generierung der Saugwelle im Ansaugsystem - der Druck im Zylinder weiter absinkt als bei normalen Saugrohrauslegungen. Abbildung 2.4 zeigt die sen Effekt im p V -Diagramm. Bei einer kontinuierlichen Verstellmoglichkeit der Saugrohrlange (z. B. in der Formell) kann im gesamten Volllastbereich eine Liefergradanhebung realisiert werden.

2.4.2 Resonanzaufladung Bei der Resonanzaufladung wird ein schwingfahiges Behalter-Rohr-System (Helmholtz-Resonator) saugseitig an mehrere Zylinder angeschlossen und so ausgelegt, dass die Saugzyklen-Perioden dieser Zylinder mit der Eigenfrequenz des Behalter-Rohr-Systems iibereinstimmen. Auch damit erreicht man bei der Resonanzdrehzahl bzw. in einem begrenzten Drehzahlbereich eine Aufladung. Der Nachteil dieser Anordnung ist, dass , wenn sie nicht schaltbar ausgefiihrt wird (Abb. 2.5) , der gewollten Liefergradanhebung im unteren Drehzahlbereich ein Abfall im oberen Drehzahlbereich gegeniibersteht. Dieser Nachteil wird weitestgehend vermieden, wenn die Anordnung durch eine einfache Sperrklappe im Ladeluftrohr schaltbar ausgefiihrt wird (Abb. 2.6a). In Abb. 2.6b sind die

13

2.4 Aufladun g mittels gasdynamischer Effekte AusgleichsbehAlter Verbindungsleitung z. ATL Resonalorrohr

Abb. 2.5. Resonanzaufl adung mit getrennten Resonanzbehaltern (Saurer)

Resonanzbehliller Zyl. 1-2-3 Ausgleichsbehii lter

Wass erkOhler Lade luflkOhler LOfle r

a

- - _ Sta,,·Resona nza ufi. -

-

Schaltpun kt

-

_

Normal·L.aderohr

- - Schafl·Resonanzaull.

Motordrehzahl nM

b Abb. 2.6 a ,b. Schaltresonanzaufladung mit Liefergradverlaufen von Normal- und Schaltvarianten

14

Grundlagen und Zie1 der Aufladung

Liefergradverlaufe eines norrnalen Ladedruckrohrsystem im Vergleich mit einer starren und einer schaltbaren Resonanzschaltung im Prinzip dargestellt. Die Auslegung und Optimierung der hier beschriebenen gasdynami schen Systeme erfolgt in der Regel auf der Basis numerischer Kreispro zesssimulationen, zumal dabei unterschiedl ichste Systemvarianten bewertet und die erfolg versprechendsten optimiert werden konnen. Vor der endgiiltigen Optimierung solcher Anlagen am Motorpriifstand - vor allem in Verbindung mit einer geeigneten Regelungsstrategie - ist es zielfiihrend, im Laufe der Detailkonstruktion komplexe, dreidimensionale Bauteile im Hinblick auf ihr gasdynami sches Verhalten mittels 3-D-CFD-(computational fluid dynamics-)Simulationen zu untersuchen. Dabei kann der 3-D-Simualtionsbereich getrennt vom gesamten Motor behandelt werden, wobei die Randbedingungen fiir die Simulation von den oben angesprochenen thermodynamischen Kreisproze ssrechnungen bereitgestellt werden konnen. Ist es hingegen notwendig, Riickwirkungen des 3-D-Simulationsbereiches auf das Betriebsverhalten des gesamten Motors zu beriicksicht igen [40] (z. B. Abgasriickfiihrung- Verteilung in einem Luft sammler), so bieten verschiedene kommerzielle Programmsysteme bereits die Moglichkeit einer direkten Einbindung des CFD-Simulationsbereiches in das therrnodynamische Motorsimul ation smodell (AVL-BOOST/FIRE, WAVE/s TAR-CD, GT-POWERIVECTIS).

2.5 Aufladung mittels Aufladeaggregaten In Abschn . 2.3 wurden die verschiedenen Verdichterprinzipien schon angesprochen. Wichtig ist aber, dass entsprechend den der Gasverdichtung zu Grunde liegenden Mech anismen die Verdichter grundsatzlich in folgende zwei Gruppen eingeteilt werden konnen : -

Lader der Verdrangerbauart wie Hubkolben-, Rotation skolben- und Drehkolbenlader Lader der Stromungsbauart wie Radial- und Axialverdichter.

Die Verdichter oder Lader der Verdrangerbauart unterscheiden sich iiberdie s durch die Anwendung einer inneren Verdichtung (z. B. Hubkolbenverdichter) oder einer einfachen Gasforderung ohne innere Verdichtung (z. B. Rootsgeblase). Wie in Abb. 2.7 gezeigt, kann die Anwendung einer inneren Verdichtung die spezifische Arbeit zur Gasverdichtung deutlich reduzieren, wodurch der Verdichterwirkungsgrad , speziell bei hoheren Druckverhaltnissen, deutlich verbessert wird. In der heutigen Technik sind Anwendungen bei relativ geringen Verdichtungs verhaltni ssen bis zu 1 : 1,7 weit verbreitet. Bis zu diesem Druckverhaltnis ist aber der Vorteil, der durch eine inner e Verdichtung erzielt wird, relativ gering . Andererseits sind Laderbauarten ohne innere Verdichtung (z. B. Root sverdichter) einfacher herstellbar und daher kostengiinstiger, weshalb dieser Bauart oft der Vorzug gegeben wird.

2.5.1 Lader-Druck-Volumenstrorn-Kennfeld Uber das Verhalten der genannten Laderbau arten gibt am besten ein Druck-Volumenstrom -Kennfeld (Abb. 2.8) Auskunft , bei dem - auf der Abszisse der gefOrderte Volumenstrom und damit der Massenstrom sowie - auf der Ordinate das Druckverhaltnis des jeweiligen Verdichters aufget ragen wird. Ublicherweise wird dieses Kennfeld angereichert, einmal - mit Linien konstanter Laderdrehzahl und zum anderen - mit Linien konstanter isentroper bzw. Totalwirkungsgrade.

15

2.5 Aufladung mittel s Aufladeaggregaten

Mehrarbeit bel Kompression mit Verd ichter ohne inneres Verd lchtungsverhAltnis Ausschleben

-t--t----+_

- - - -

ｾ

Laderdrehzahl

nl
2c - 0,2 C V (Pz Pz,o) m ( V ) Pi ' 2Pz,\ z,\ z dann -0 2 0 8 - 0 53

aw = l30d ' Pz' Tz ' [ C\ V

Vi T

+ C2 -h -z,\- (Pz - Pz,o) P Z,l Vz,\

]0,8 ,

(3.34)

ansonst (3.35) In diesen Gleichungen erfassen QWi die Wandwarme strome (Zylinderkopf, Kolben, Biichse), Ai die entsprechenden Oberflachen bzw. TWi die Wandtemperaturen. Die Konstanten C\ und C2 konnen folgendermaBen berechnet werden: Cl = 2,28 + 0,308 · Cu/V Km C2 = 0,00324 fiir DI-Motoren C2 = 0,006 22 fiir IDI-Motoren Weitere bekannte Modelle fiir die Modellierung der Warmefrei setzung sind die Ansatze nach Woschni und Anisits [150], Hiroyasu [70] sowie Spicher [76]. Fiir die Wandwarmeverluste sind in der Literatur ferner Modellansatze von Hohenberg [73], Annand [7] und Bargende [16] zu tinden. Zusammen mit der Gasgleichung (3.36) worin R o die Gaskonstante bedeutet, kann das gesamte Gleichungssystem fiir jeden Kurbelwinkelschritt mittel s Methoden wie z. B. der Runge-Kutta-Methode gelost und so die Zylinderzustande wahrend der Hochdruckphase bestimmt werden.

41

3.6 Modellierung und rechnergestiitzte Simulation aufgeladener Motoren

Wahrendder Ladungswechselphase miissen in der Gleichungdes 1. Hauptsatzes der Thermodynamik die ein- und austretenden Massen- oder Enthalpiestrome beriicksichtigt werden: (3.37) Wiederum unter Beriicksichtigung der unterschiedlichen Stoffeigenschaften der eintretenden Massenstrome fiir externe und interne Gemischbildung kann 01. (3.37) in die beiden nachfolgend zusammengefassten Gleichungeniibergefiihrt werden: -

innere Gernischbildung: dTz da = m z(au/ aT

1

+ (a u / ap) pz/ Tz)

au ) -dme - ( u +-p-h z ap e do

-

{L:dQw ( aU m ) d V ｾ - pz 1 - ap V da

au ) dma- mau + ( u z+-p-h z d)' - -}' ap a do a). do '

(3.38)

autsere Gemischbildung:

-

[(Uy

) dmy dmL + p zauy -- - - + UL-- +

a

do

da

dm ] do

- + h e -dme

do

dma

ha- do

}

.

(3.39)

Fur die Wandwaremeverluste wahrend des Ladungswechsels soli auch hier reprasentativ die entsprechende Modellgleichung nach Woschni angefiihrt werden: a W = 130d-o,2 zO,8 Tz- 0,53 ( C 3 VKm )0,8 ,

(3.40)

C3 = 6, 18 + 0,417cu / VKm. Zur Bestimmung der durch die Ein- und Auslasskanale ausgetauschten Massenstrorne kann von der Modellvorstellungeiner imVentilspalt konzentrierten Drosselstelle ausgegangenwerden.Dabei sind alle im Kanal und Ventilspalt auftretenden Stromungsverluste durch diese Ersatzdrossel dargestellt, die inAbhangigkeit derVentilstellung unterschiedlicheeffektive Stromungsquerschnitte und folglich Massenstrome bei gegebenen Druckgradienten zwischen Zylinder und angeschlossenem Kanal freigibt. dm

dt =

f P O,l

f2

yR;;T;; 1/J,

(3.41 )

worin Aeff den effektiven freien Stromungsquerschnitt, Po, I den Ruhedruck stromauf der Drosselstelle und To,l die Ruhetemperaturstromauf der Drosselstelle darstellt. Die Durchflussgleichung (siehe auch 01. (2.18» lautet dabei fiir Unterschallstromung

1/J=

[(.!!l-) 2/K_ (J!l:..-) ｾ

Q.

'\

',-

200 ｾ

,

'\:"

ro

.e

｜ｾ

220

C/J 0-

0,

180 "Q;

......

I"---...

.. _ I

220

-= -.=--=.-:: . . -. ---

-r-...:.-.- -

J::l

160

l/l

200

o I

o

500 , i

500

1000 I

!

1000

[kW]

1500

[PSI

2000

I

1500

Leistung P

Abb.4.4. Vergleich der Kraftstoffverbrau che von mechanisch aufgeladenen Dieselmotor en mit (strichpunktierte Linie) und ohne (strichlierte Linie) Laderabschaltung im Teillastgebiet im Vergleich zu einem abgasturboaufgeladenen Motor gleicher Leistung (volle Linie) [156]

temperatur und vom Verbrennungsluftverhaltnis A. dargestellt ist. Probleme bereitet das Lastgebiet, wo, wie bei der Quantitatslastregelung eines Ottomotors, nur ein Teilladedruck benot igt wird. Abbildung 4.4 zeigt den Vergleich der Kraftstoff-Teillastverbrauche leistung sgleicher Dieselmotoren, einmal mit und ohne Laderabschaltun g mechani sch aufgeladen und einmal abgasturboaufgeladen. Es ist offensichtlich , dass der im nachsten Abschnitt behandelten Regelung des Ladedrucks mechani sch angetriebener Lader besondere Bedeutung zukommt.

4.3 Regelungsmogllchkeiten des Forderstromes mechanischer Lader Urn die Moglichkeiten der meist notwendigen Ladedruckregelung abzuschatzen und zu bewerten, leistet das bereits ausfiihrlich beschriebene Druck- Volumen-(Massen-)Strom -Diagramm von Lader und Motor gute Dienste . Wegen der stark unterschiedlichen Motorkennfelder macht es Sinn, die Regelungsmoglichkeiten fur Viertakt- und Zweitaktmotoren getrennt zu betrachten.

4.3.1 Viertaktmotoren Verdrangerlader Werden fiir den Fall des Viertaktmotors die Forderlinien des Laders und die Schlucklinien des Motors zusammen aufgetragen (Abb. 2.15), so erkennt man, dass bei Verdrangerladern mit den fiir beide typischen steilen Kennlinien die Fordermassendifferenz zwischen Lader und Motor mit abnehmendem Ladedruck nur sehr wenig zunimmt. Das heiBt fiir die Regelun g, dass sowohl tiber Last als auch Drehzahl nur kleine Forderstrome manipuliert, d. h. abgebl asen oder durch eine Bypass-Schaltung wieder vor den Lader gefiihrt werden miissen. Die Bypass-Regelung macht fiir den Lastbereich Sinn, wo noch ein Teilladedruck benotigt wird, somit im Kennfeldbereich zwischen Omax und 0 = 1. Diese Ladedruck-B ypass-Regelung ist beim Otto motor mit Quantitatsregelung notwendig , da tiber den Druck vor Einlassventil die vom Motor angesaugte Gemischmenge bestimmt wird. Aber auch beim Dieselmotor ist aus Grund en des Teillastkraftstoffverbrauches ein abgesenkter Teillastladedruck mit dadurch reduzierter Lader-Antriebsleistung wiinschenswert.

4.3 Regelung smoglichkeiten des Forderstromes

55

Lenkhilfepumpe

Lichlmaschine

mechan. VerdrAngertader

,/ )

,/

Riickschlagkappe

Abb.4.5

Riickschlagkappe

Abb.4.6

Abb.4.5. Laderdruckregelung mittels Kompressor-Bypass-Schaltung bei permanent angetriebenem Lade r [130] Abb.4.6. Laderdruckregelung mittels Kompressor-Bypass und Laderabschaltung [130]

Dazu kommt, dass bei dieser Art der Regelung (Abb.4.5) trotz Laderumgehung eine Luftmassenmessung realisiert werden kann, wie sie beim Ottomotor mit Lambda-Regelung und beim Dieselmotor fiir eine geregelte Abgasriickfiihrung notwendig ist. Die Abschaltung mechanisch angetriebener Lader, auch in Verbindung mit einer BypassSchaltung, ist energetisch in dem Lastbereich sinnvoll, wo der Motor auch als Saugmotor betrieben werden konnte. Die Abschaltung ist unabhangig yom Lastregelverfahren des Motors in jedem Falle sinnvoll , werden doch dadurch sowohl die Ladereigenverluste vermieden als auch die Betriebsdauer des Laders verringert und seine Lebensdauer erhoht, Abbildung 4.6 zeigt das zugehorige Prinzipschaltbild. Zwingend erforderlich ist die Laderabschaltung bei Ladern mit innerer Verdiehtung, da sonst unnotige Verdichtungsarbeit aufgebracht werden muss. Beim Ottomotor kann dann zusatzlich die ohnehin vorhandene Drosselklappe zur Lastregelung fiir den gesamten Lastbereich verwendet werden . Die einfache Art der Luftmengenanpassung an den Motorluftbedarf durch Abblasen wird man nur in Sonderfallen, z. B. fur Notabschaltungen, wahlen, da sie energetisch ineffizient ist. Auch die Laderdrehzahlregelung wird nur in Sonderfallen angewandt, wenn der Ladedruck eines Verdrangerladers im unteren Motor-Drehzahlbereich angehoben werden muss. Hilfreich ist in diesem Fall, dass die Ubersetzungsanderungen fiir den Laderantrieb moderat ausfallen und gegebenenfalls nur in Stufen geschaltet werden miissen.

Stromungslader Vollig anders stellt sich die Laderregelung bei mechanisch angetriebenen Strornungsladern dar. Fur einen im Kennfeld frei wahlbaren bestimmtem Teilladedruck muss - soferne nieht erhebliche Luftmengen mittels einer Bypass-Schaltung um- oder abgeblasen werden sollen - in jedem Falle eine variable Laderdrehzahlregelung ins Auge gefasst werden. Nur mit ihr sind energetisch sinnvolle, geregelte Teillastladedruckwerte darstellbar. Technisch realisiert werden kann eine solche Losung durch stufenlose Riemen- oder Kettengetriebe sowie mittels hydrodynamischer Getriebe (Pottinger) und hydrostatischer Antriebe. All diese Losungen sind regelungstechnisch einfach und

56

Mechanische Aufladung

Abb.4.7. Variable Laderdrehzahlregelung bei mechanisch angetriebenen Strornungsl adern [ZF]

auch betriebssicher. Sie leiden aber unter den sehr groBen notwendigen Drehzahlspannen und Drehzahlanderungsgeschwindigkeiten. Dazu kommen die beachtlichen Systemkosten fiir alle oben genannten Losungen (AbbA.7). Eingriffe, welche die Kennfeldbreite oder die moglichen Druckverhaltnisanderungen von Strornungsladern beeinflussen, sind hier nicht angesprochen. Sie werden in Kap.5 ausfiihrlich behandelt.

4.3.2 Zweitaktmotoren Das Druck- Volumenstrom-Kennfeld von Zweitaktmotoren mit in etwa symmetrischem Steuerdiagramm stellt sich naherungsweise als eine Durchsatzlinie dar, deren Startpunkt bei O-Durchsatz vom anliegenden Auspuffgegendruck abhangt (Abb. 2.13). Deutlich andere, dem Viertaktmotor angenaherte Schlucklinien ergeben sich bei Iangsgespiilten Zweitakt-GroBdieselmotoren mit asymmetrischem Steuerdiagramm (inklusive variablem Auslassschluss). Aus diesem Verhalten lasst sich ableiten, dass hier ein mechanisch angetriebener Stromungslader in starrer Ubersetzung zur Motordrehzahl bereits dann sehr gute Ergebnisse liefert, wenn nicht Sonderbetriebszustande, wie schnelle Lastanderungen, Beschleunigungen oder Drehzahlanderungen des Motors eine besondere Rolle spielen. Verdrangerlader sind dagegen in starrer Ubersetzung unterfordert . Anpassungen an besondere Bedingungen, wie z. B. hohe Luftzahlen bei Motorleerlauf, konnen eine variable Drehzahlregelung des Laders auch bei Zweitaktmotoren notwendig werden lassen. Insgesamt hat die Anwendung mechanisch angetriebener Lader heute nur noch bei kleinen, schnelllaufenden Motoren eine gewisse Bedeutung, wobei solche Motoren kaum in Serie produziert werden. 4.4 Bauformen und Systematik mechanisch angetriebener Verdichter

4.4.1 Verdranqerlader Als klassischer Vertreter des Verdrangerladers kann nach wie vor der Kolbenverdichter angesehen werden. Auch wenn er heute nur noch als Spiilpumpe bei Zweitaktmotoren entweder unter Benutzung der Kolbenunterseite des Motor-Arbeitskolbens (bei kleinen, billigen Zweitaktmotoren als Kurbelkasten-Spiilpumpe) oder bei KreuzkopfgroBmotoren als Endverdichtungsstufe und Uberschiebepumpe in Verbindung mit einer Abgasturboaufladung eine gewisse Bedeutung hat.

57

4.4 Bauformen und Systematik

a Abb. 4.8

b

c Ahh.4.9

Abb.4.8. 2- (a) und 3-f1iigeliges(b) Rootsgeblase; c Draufsicht [56] Abb. 4.9. Ansicht eines Roots-Geblases von Eaton

Aus Bauvolumen- und Gewichtsgriinden haben sich aber mehr und mehr die so genannten Drehkolbenlader durchgesetzt, weil sie mit wesentlich hoheren Betriebsdrehzahlen als der Motor selbst betrieben werden konnen. Drehkolbenlader gibt es in sehr verschiedenen Bauformen. Eine Systematikderselbenhabenu. a. FelixWankel undin neuererZeit G. Haider[56]zusammengestellt. 1mRahmendiesesBuches soll nur aufeinigewenigeLader nahereingegangen werden,namlich jene, die entwederim Serieneinsatz sind und sich auf dem Marktdurchgesetzt habenoderbesondere Vorteile fiir zukiinftige Anwendungen erwarten lassen.

Rootslader Das Rootsgeblase ist heute der in grolster Stiickzahl produzierteVerdrangerlader, Haupthersteller sind die Firmen Eaton und Ogura (Abb. 4.8 und 4.9). Es handeltsich bei dieser Laderbauarturn ein auBenachsiges Zweiwellengeblase mit zwei- oder dreifliigeligem Drehkolbenpaar. Es findet eine nur unwesentliche innereVerdichtung statt.DasTotvolumen der Maschineist groB. Vorteile sind die fiirVerdrangerlader einfache Bauform mit dadurch vergleichsweise giinstigen Herstellungskosten, eine ausreichende Lebensdauer mit konstant bleibenden Wirkungsgraden durch beriihrungsfreie Dichtung der Arbeitsraume sowie ein relativ kleines Bauvolumen durch hohe mogliche Laderdrehzahlen. Da der Rootsladerpraktischkeine innereVerdichtung aufweist und auch die Luftforderung mit bauartbedingten groBen Schwankungen erfolgt, erweisen sich die Beherrschung der Ladedruckpulsation und die Ladergerauschemission als Hauptprobleme. Sie konnen nur durch gezielte Geometriewahl der Ein- und Austrittsoffnungen des Laders einerseits und entsprechende Verwindung der Drehkolben andererseits befriedigendgelost werden. Ein weiteres Problem ist der geringe erreichbare Ladedruck bei niedrigen Motordrehzahlen infolgeder Spaltverluste zwischen Drehkolben und Gehause,die nur beriihrungsfrei gegeneinander abgedichtet werden konnen. Eine zumindest schaltbare variable Laderantriebsiibersetzung wird deshalb von einigen Anwendem naher ins Auge gefasst. Das Haupteinsatzfeld diirften in Zukunft Pkw-Ottomotoren sein, wo dieAnordnung des Laders auf der .kalten" Ansaugseite des Motors (ohne ZusatzmaBnahmen auf der .heilien" Auspuffseite) einerseits sowie der spontane Ladedruckaufbau, das breite nutzbare Kennfeld und nur geringe Anforderungen an das realisierbare Druckverhaltnis andererseits gute Voraussetzungen fiir eine

58

Mechanische Aufladung

Serienanwendung eroffnen. Er wird z. B. bei Mercedes Benz beim 2.0- und 2.3-I-Kompressormotor fiir die Typen der C-Klasse und den SLK in steigender Stiickzahl eingesetzt.

Spirallader Der Spirallader war bei vweinige Jahre unter der Bezeichnung G-Lader in verschiedenen Fahrzeugtypen zur Darstellung der jeweiligen Top-Motorisierung in Serienproduktion. Probleme mit der Fertigung sowohl hinsichtlich der Kosten als auch der Leistungskonstanz lieBen ihn wieder aus der Angebotspalette verschwinden. Spirallader arbeiten nach dem Bauprinzip ineinander abrollender Spiralen. Diese werden tiber einen Exzenter so gesteuert, dass zwei Spiralsegmente von inneren Einlassen in zwei auBenliegende Auslasse fordern (Abb. 4.10). Dabei reduziert sich das innere Volumen, was zu einer inneren Verdichtung fiihrt. Vorteilhaft sind bei dieser Bauart ein kleines Tragheitsmoment (ca. 1110 bis 1120 von Drehkolbenladern), niedriges Gerauschniveau und niedriges Gewicht. Als nachteilig gelten die schwierige Herstellung, eine ausreichende Dichtung zwischen den sehr langen Spiralforderelementen und dem Gehause sowie eine ausreichende Dichtung im Auslassbereich. ABB Turbo Systems versucht diesen Ladertyp unter dem Namen Ecodyno wieder in den Markt einzufiihren. Haupteinsatzgebiet diirfte, gegebenenfalls unter der oben genannten Zielsetzung, ebenfalls die Ausriistung kleiner Hochleistungs-Ottomotoren sein [130].

Abb.4.10. Prinzipsk izze der Wirkungsweise eines Spiralladers [130]

59

4.4 Bauformen und Systematik Auslass

Einlass

Ｍｾ

｀

-@ , Ｍ ｾ ｾ 2

i

1

• 1

Abb.4.11. Wankel-2/3-(Ro-)Lader [56]

Innenrotor

ＮＯＱＧ

ＶｉＫＮ

ｾ

Ｍ

AuBenrolor

Abb.4.12. Wankel-3/4-(Pierburg-)Lader [56]

WaDkel-2/3-(Ro-) UDd -3/4-(Pierburg-)Lader Die Firmen KKK (heute 3K Warner) und Pierburg haben nach Patenten von Felix Wankel 2- und 3fliigelige Drehkolbenladerentwickelt(Abb.4.11 und 4.12) und als Prototypenangeboten.Es handelt sich urnjeweils zweiwellige innenachsigeDrehkolbenladermit drei- oder vierArbeitsraumen.Beim Ro-Ladervon KKK taucht dabei der zweifliigelige Innenlauferin drei entsprechendeAusnehmungen des Auhenlaufers. Die Drehzahl des Innenlaufers betragt daher das 1,5fache des Aufsenlaufers. Angetrieben wird der Innenlaufer, der den Aulienlaufer tiber Ritzel und Hohlrad mittreibt. Beim DK-Kompressor von Pierburg lauft ein dreifliigeligerInnenrotor in vier Ausnehmungen des Aulienlaufers. Der Innenrotor lauft mit 1/3 hoherer Drehzahl als der AuBenrotor. Einsatzgebiete lagen ebenfalls auf dem Gebiet kleiner aufgeladener Ottomotoren. Es ist bisher aber zu keinem Serieneinsatz dieser Laderbauarten gekommen. Lysholm-Schraubenverdichter Beim Schraubenverdichter, den Lysholm erstmals in den dreiBiger Jahren realisierte, reizen vor allem die hohe innere Verdiehtung sowie hohe erreichbare Druckverhaltnisse und Wirkungsgrade. Es handelt sich urneinen zweiwelligenauBenachsigen Drehkolbenladermit Haupt- und Nebenrotor (Abb.4.l3). Der Hauptrotor hat dabei 4, der Nebenrotor 6 Zahne, Der Hauptrotor lauft mit der 1,5faehen Drehzahl des Nebenrotors. Wegen der hohen erreichbaren Druckverhaltnisse sind vor allem die Spaltverluste kritisch zu sehen. Die Fertigung der stark verwundenen Zahnprofile der Laufer ist sehr aufwandig. Die Rotortragheitmomcnte sind hoher als beim Rootslader. Dagegen ergibt sich ein besonders gleichmatiigerForderverlaufund es sind hohe Laderdrehzahlenerreichbar, was zu kleinen Laderabmessungen fiihrt,

60

MechanischeAufladung

Abb.4.13

Abb.4.14

Abb.4.13. Prinzipbildeines Schrauben-(Lysholm-)Verdichters [56] Abb.4.14. Schraubenverdichter des AMG-C32-3,2-1-Motors von DaimlerChrysler

Lysholm-Verdichter werden von Svenska Rotor Maskiner in Schweden sowie von IHI in Japan produziert, waren bei Mazda kurzfristig im Serieneinsatz und werden neuerdings bei Daimler Chrysler im AMG C32 verwendet (Abb. 4.14) . Das Haupteinsatzgebiet fiir Schraubenverdichter werden wegen der hohen erreichbaren Wirkungsgrade und Druckverhaltnisse in Zukunft vor allem modeme Hochleistungsfahrzeugoder Boots-Ottomotoren sein.

4.4.2 Stromunqslader Auf die Bauform der Stromungslader muss hier nicht naher eingegangen werden, da sich diese vom Turboladerverdichter nicht unterscheidet. Anstelle der Turbine muss beim mechanisch angetriebenen Lader nur eine entsprechende Antriebsquelle angeordnet werden, z. B. ein mechanischer Durchtrieb mittels CVT-Getriebe zur Kurbelwelle (siehe Abb. 4.7) oder ein Elektromotor. Das in Abb. 13.7 gezeigte System wird unter dem Markennamen Turbopac in kleinen Stiickzahlen in den USA zur Nachriistung von Nutzfahrzeug-Dieselmotoren eingesetzt.

5 Abgasturboaufladung

5.1 Ziele und Einsatzgebiete der Abgasturboaufladung Die eindeutige Zielsetzung der Abgasturboaufladung ist die Erhohung der Leistungsdichte von Kolbenverbrennungsmotoren durch eine Vorverdichtung des Arbeitsmediums Luft. Gleichzeitig konnen die Rahmenbedingungen fiir einen gesteuerten und nach Emissionsgesichtspunkten optimierten Verbrennungs- und Hochdruckprozessablauf unter Nutzung der - infolge des geometrisch vorgegebenen Kolbenexpansionsverhaltni sses - sonst am Ende des Hochdruckprozesses verlorenen Abgasenergie verbessert werden. Haupteinsatzgebiete fiir die Abgasturboaufladung sind demnach Anwendungsfalle, in denen hohe Motorlei stungsdichten bei niedrigsten Emissions- und Kraftstoffverbrauchswerten realisiert werden miissen. Somit ist die Abga sturboaufladung immer dann zu wahlen , wenn sie technisch oder unter Kostengesichtspunkten realisiert werden kann.

5.2 Stromungstechnische Grundlagen der Turboladerkomponenten 1m Folgenden sollen vorzugsweise die stromungstechnischen Grundlagen behandelt werden , die zum Verstandni s von Aufladegeraten mit Stromungsverdichtern und Turbinen notwendig sind, nicht aber die Probleme und Verfahren zu deren Auslegung und Optimierung. Dafiir sei auf die einschlagige Fachliteratur verwiesen [42,43,80,88].

5.2.1 Energieurnsetzung in Stromungsmaschinen Verdichtung Die Druckerhohung des Arbeit sfluids geschieht bei Stromungsverdichtern in mehreren nahezu gleichzeitig ablaufenden Phasen. Einmal wird im Verdichterrad durch Zufuhr mechani scher Energie von au Ben dem Fluid eine gerichtete Geschwindigkeit , also kineti sche Energie autgepragt (Zustandsanderung von 1 nach 2). Diese wird dann durch Verzogerung des Fluids teils in den divergenten Schaufelkanalen des Verdichterrades selbst und zum anderen Teil in denen eine s nachfolgenden ruhenden Diffusors in Druckenergie umgewandelt (Zustandsanderung von 2 nach 3). Diese Energiezufuhr und Druckerhohung (in der verzogerten Stromung) konnen mittel s des 1. Hauptsatzes der Thermodynamik fiir offene Systeme beschrieben werden (s. auch G1. (2.15), ohne Beriicksichtigung des Einflusses geodat ischer Hohen ): (5.1) worin die Enthalpie, Wt die von auBen zu-(oder ab- jgefiihrte technische Arbeit und qa die von auBen zu-(oder ab-jgefiihrte Warme erfassen. H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

62

Abgasturboaufladung

Fiir die Zufuhr kineti scher Energie Wt unter Annahme eines adiabaten Systems ( 1-2) gilt (5.2) Wt =

c2 _ c 2 12 2 + (hI-h 2).

(5.3)

Fiir die Druckerhohung durch Stromungsverzogerung (2- 3) gilt (5.4) und mit h = u + P/ P

P3

-

P2

- -

P3

=

2 2

c - c

P2

2

2 3

+ U2 -

(5.5)

U3.

Expansion Der gewiinschte Gewinn an techni scher Arbeit wird ebenfalls in nahezu parallel ablaufenden Vorgangen erreicht. Einmal wird in konvergierenden Schaufelkanalen oder Diisen die Druckenergie des Fluids teilweise in kineti sche Energie umgewandelt (Zustandsanderung von I nach 2). Diese sowie die noch vorhandene Druck energie werd en nun im Laufrad durch Stromungsumlenkung und weiteren Druckabbau (actio et reactio) in mechanische Arbe it umgesetzt (Zustandsanderung von 2 nach 3). Diese Zustandsanderungen konnen wieder mittel s des I. Hauptsatze s der Thermodynamik fiir offene Systeme beschrieben werden (Gl. (5.1» . Fiir die Umsetzung von Druckenergie in kinetische Energie (1-2) gilt 2 CI2 - C2

= 2 (P2 P2

- -PI

PI

+ U2 -

).

(5.6)

Fiir die Umwandlung der kinetischen Energie und der restlichen Druckenergie (Enthalpie) in mechanische Arbeit (2-3) gilt C2 _

Wt

=

2

c2 2 3

+ h2 -

h 3.

(5.7)

Einsichtiger ist im Allgemeinen der umgekehrte Vorgang der beschleunigten Stromung. Dabei wird nach dem Energieerhaltungssatz Druck in Geschwindigkeit umge setzt (Wandlung von potentieller Druckenergie in dynami sche Bewegungsenergie). Die Betrachtung der Turbine und ihrer speziellen Eig enschaften wird in Abschn . 5.4 .2 weiter vertieft.

5.2.2 Verdichter Axialverdichter Da die Druckerhohung durch Verzogerung (Bernoulli) opti sch am besten bei einer Axial verdichterstufe erklart werden kann , sollen die relevanten Vorgange zur Druckgewinnung unter Energieeinsatz an dieser Baufonn einer Stromungsmaschine erklart werden (Abb. 5.1).

5.2 Stromungstechnische Grundlagen

63

ｾＲ

Abb. 5.1. Stromungsverlauf mit zugehorigen Geschwindigkeitsdreiecken einer Axialverdichterstufe [118]

Man erkennt schon aus der Anstellung der Schaufeln bei Lauf- und Leitrad (Diffusor) mit kleineren Eintrittswinkeln im Vergleich zu den jeweiligen Austrittswinkeln, dass die senkrecht zu den Schaufelprofilen gemessenen Querschnitte zunehmen (Verdichter!) und somit die relative Stromungsgeschwindigkeit w in den durch die Schaufeln gebildeten Kanalen abnehmen muss, d. h., WI>

wz·

Da beim Verdichter das Verdichterrad angetrieben und damit Energie zugefiihrt wird, nimmt dabei die absolute Geschwindigkeit c des zu verdichtenden Mediums trotzdem zu: C2 > C). Diese Energ ie wird im Leitrad zur weiteren Druckerhohung durch Verzogerung auf die Eintrittsgeschwindigkeit in die Stufe CI genutzt. Dabei bezeichnet man das Verhaltnis der Druckerhohung im Laufrad zum Druckgewinn in der gesamten Stufe als Reaktionsgrad r. Dieser wird exakt definiert als Verhaltnis des Enthalpieumsatzes im Laufrad zum gesamten Enthalpieumsatz des Verdichters :

r

= _!:1_h_s K_ R_a_d !:1h s K

(5.8)

Charakteristikum des Axialverdichters ist seine naherungsweise Durchmesserkonstanz und somit seine optimale Bauform zur Aneinanderreihung mehrerer Verdichterstufen zu einem vielstufigen Mittel- bis Hochdruckverdichter (z. B. fiir Gasturbinen). Da zur Druckerzeugung keine Anderung des Raddurchmessers, genauer gesagt, kein grollerer Austrittsdurchmesser benotigt wird, ist beim Axialverdichter der Eintrittsdurchmesser der grobte Durchmesser des gesamten Verdichters. Axialverdichter sind deshalb fiir hohe Luftdurchsatze bei gegebenem AuBendurchmesser (Flugzeugtriebwerke) pradestiniert. Sie benotigen aber zur Erzeugung hoherer Driicke meist mehrere Stufen, da die pro Stufe erreichbaren Druckverhaltnisse weit niedriger sind als die eines Radialverdichters.

Radialverdichter Der Radialverdichter erreicht eine Druckerhohung pro Stufe, die stark von der Schaufelform (links riickwarts gekriimmte, rechts gerade Beschaufelung) und dariiber hinaus von dem Verhaltnis Eintritts- zu Austrittsdurchmesser des Verdichterrades abhangt (Abb.5.2). Seine Gesamtdruckerzeugung erfolgt in drei Stufen.

64

Abgasturboaufladung

SchninA-A

Abb. 5.2. Radialverdichter mit Beschaufelungsvarianten (gerade und riickwartsgeknimmt), Vorleitrad und zugehorigen Geschwindigkeitsdreiecken [156]

1. Druckerhohung im Zentrifugalfeld (Austrittsdurchmesser grolser als Eintrittsdurchmesser):

(5.9) d. h., eine Enthalpiesteigerung ist proportional zu den Quadraten der Umfangsgeschwindigkeitsdifferenzen. 2. Verzogerung der relativen Fluidgeschwindigkeit w im Rad analog der Zunahme der Stromungsquerschnitte: (5.10)

3. Druckerhohung im Austrittsdiffusor:

(5.11) Dabei wird in einem dem Laufrad nachgeschalteten Schaufel- oder Plattendiffusor das Fluid von der absoluten Austrittsgeschwindigkeit aus dem Radialrad C2 auf die Austrittsgeschwindigkeit aus dem Verdichter C3 verzogert. Die gesamte Druckerhohung und Enthalpieerhohung in einem Radialverdichter entspricht demnach (5.12)

Radialverdichter sind wegen der zusatzlichen betrachtlichen Druckerhohung im Zentrifugalfeld fiir hohe Druckverhaltnisse in einer Stufe bei vergleichsweise kleinen Durchsatzen pradestiniert. Damit sind sie fiir die Anwendung in iiberwiegend einstufig ausgefiihrten Abgasturboladem besonders gut geeignet. Die Charakteristika von Radialverdichtem und ihre Beeinflussungsmoglichkeiten sollen anhand des Verdichterkennfeldes diskutiert werden.

65

5.2 Stromungstechnische Grundlagen

Die Pump- und Stopfgrenze wurde als Grenze zu dem instabilen Feld kleiner Durchsatze und hoher Driicke im Druck-Volumenstrom-Diagramm einerseits und als Durchsatzgrenze bei maximaIerVerdichterdrehzahl andererseits definiert. AnderPumpgrenze reiBt die Stromung imVerdichterrad ab undeskommtzu Druckschwingungen im Lader und in der Ladeluftleitung nach dem Verdichter, dem so genannten Pumpen. Urn diesen Stromungsabriss und damit das Pumpen zu verhindem, gibt es mehrere Moglichkeiten, die aIledaraufabzielen miissen, den Eintritt in dasVerdichterrad stoBfrei zu gestalten. Die technischen Moglichkeiten dazu werden in Abschn. 5.4.3 naher behandelt. Die Stopfgrenze wird dadurch charakterisiert, dass die Gasstromung im engsten Querschnitt des Verdichtereintritts Schallgeschwindigkeit erreicht. Eine weitere Durchsatzsteigerung ist dann auchdurchErhohung derVerdichterdrehzahl nichtmehrmoglich.AIleLinienkonstanterVerdichterdrehzahllaufen deshalbauf einen maximalen Durchsatzwert bei Druckverhaltnis 1 zu. Ebenfallsin Abschn. 5.4.3 wird allerdings eine Moglichkeit dargesteIlt, diese Grenzein MaBen zu beeinflussen. Abbildung 5.3 zeigt die wichtigsten Charakteristika mit der nutzbaren Kennfeldbegrenzung durch die Pumpgrenze, die maximale Laderdrehzahl und den damit erreichbaren maximalen Ladedruck sowiedie Stopfgrenze (Schallgeschwindigkeit im Verdichtereintritt).

3,0 ＬＮＭｾ

Ｍ

ｲＭ

Ｍ

ＭＬｲ

I 2,8 - t l - - - + - --t-I'-T==r"-----+--_+_----t

max. zulAssige ATL • Drehzahl

ｾ

'-" -1 si ｾ ! .E' I oa. .l

Ui l

2,6 -t1---+--+-

t --.rH -....L.-+--_+_----t

2,4 Ｍｬ ｬＭＫｩ

ｈＧＭＺ

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2,2

Ｍｬ

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§ 2,0

Ｍｴｬ

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1,8 -l1---t-+-:''-t.F.'7f--ht iH -;H---_+_-__t

1,6

ＭｬＱｌＮ

1,2 ＭＱ

1,0

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ｾ

ｉＭＱＧＺＬｱＮ

ｈ

ＺＧＭ｜

｟ＫＭ

__"'--bO"'n.:____I'--ｾＫＭ

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-+---+----l

.J1===+== = 1====l===I====l==9

o

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

Volumenstrom 'it 1 [ m3/s l

Volumenstrom 'IJ

Abb .5.3

ｦＭ

Ｍｉ

ＭＫｬ

ｲＮＭ

Abb.5.4

Abb .5.3. Prinzip-Kennfeldgrenzen Pump-, Drehzahl- und Stopfgrenze von Radialverdichtem Abb.5.4. Vergleich eines Verdichterkennfeldes mit gerade endender (volle Linien) und mit riickwarts gekriirnrnter Beschaufelung (gebrochene Linien) [KKKI

66

Abgasturboaufladung

Durch eine deutliche Erhohung der Festigkeitswerte von Verdichterradwerkstoffen konnen heute Hochleistungsverdichter mit sehr hoch beanspruchten Schaufelenden (Biegung statt Zug) und damit riickwarts gekriimmten Verdichterschaufeln bestiickt werden. Damit gelingt es, den Verzogerungskanal bei gegebenem Raddurchmesser zwischen Radeintritt und Radaustritt zu verlangern und so den Druckgewinn im Rad durch Verzogerung der relativen Geschwindigkeit des Mediums im Schaufelkanal zu erhohen . Dies fiihrt im Kennfeld zu besseren Wirkungsgraden, hoheren Driicken sowie zu breiteren Kennfeldem infolge einer gesteigerten Unempfindlichkeit der Kanalstromung. Abbildung 5.4 zeigt den Vergleich eines Verdichterkennfeldes mit gerade endender und mit riickwarts gekriimmter Beschaufelung. Bei GroBserienladem im Pkw- und Lkw-Einsatz sind riickwarts gekriimmte Beschaufelungen heute Stand der Technik . Dralldrosseln und/oder beschaufelte Diffusoren werden aus Kostengriinden nur in Sonderfallen oder bei teuren Motoren angewandt.

5.2.3 Turbinen Axialturbine Da wie beim Axialverdichter die Energiegewinnung durch Druck- und Enthalpieabbau in der Axialturbinenstufe (Abb. 5.5) am besten erklart werden kann, sollen die relevanten Vorgange auch hier an dieser Bauform der Turbine naher diskutiert werden . Man erkennt an der Anstellung der Leitschaufeln, dass hier, ausgehend von der rechtwinkeligen Zustromung des Gases mit co durch flache Austrittswinkel, fh, die Stromung auf CI beschleunigt wird. Bei gegebener Umfangsgeschwindigkeit u der Turbine entsteht daraus der Eintrittswinkel der relativen Stromung WI in das Turbinenrad. In diesem wird nun unter weiterer Beschleunigung der Stromung auf W2 und C2 Energie an das Turbinenrad abgegeben . Das Verhaltnis des Enthalpieabbaus im Turbinenrad zur Gesamtturbine nennt man dabei wieder Reaktionsgrad r analog zum Verdichtcr.

. .- - u

Abb.5.5

Abb. 5.6

Abb.5.5. Axialturbinenstufe mit zugehorigen Geschwindigkeitsdreiecken [119] Abb. 5.6. Einstufige Axialturbine eines GroBabgasturboladers [MAN]

67

5.2 Strornungstechnische Grundlagen

Wird die gesamte Enthalpie im Leitrad in Geschwindigkeit umgesetzt, also mit Reaktionsgrad 0, spricht man von einer reinen Aktionsturbine. Auch bei Axialturbinensind mehrereStufenmoglich und sie werdenin Flug- oder Stationargasturbinenanlagenangewandt. Bei GroBabgasturboladern sind einstufigeAxialturbinen ausWirkungsgrad- und Zustromgriinden Stand der Technik (Abb. 5.6).

Radialturbine Auch bei der Radialturbinegeschiehtdie Druckumwandlung desArbeitgasesanalogdemVerdichter in Stufen. Zunachst erfolgt die Beschleunigung der Abgase in der meist schaufellosen Ringeinlaufdiise nach (5.13) und dann das Umsetzen dieser Geschwindigkeit zusammen mit einem weiteren Druckabbau im Rad mit der daraus folgenden Energiegewinnung - sowohl durch den Druckabbau im Laufrad durch Erhohung der Relativgeschwindigkeit w : (5.14) -

als auch durch die Umsetzung der Umfangsgeschwindigkeitsdifferenz u:

IIp "'-'

uT - ｵｾ Ｎ

(5.15)

Abbildung5.7 zeigt die Geschwindigkeitsdreiecke einer Radialturbine.

Besonderheiten der Thrbine und ihr Druck-Volumenstrom-Kennfeld An dieser Stelle solI die Charakterisierung des Betriebsverhaltens einer Turbine mittels des dafiir geeigneten Druck-Volumenstrom-Kennfeldes diskutiert werden. Dieses wurde bisher noch nicht

SchniltA-A

Abb.5.7. Funktions-Geschwindigkeitsdreiecke einer Radialturbine [156]

68

Abgasturboaufladung

behandelt und es gilt zu beachten, dass bei der Turbine andere Voraussetzungen gelten als beim Verdichter. -

-

Der Volumen- bzw. Massenstrom durch die Turbine wird vom Motor vorgegeben und - noch viel wichtiger - der Druck nach Turbine entspricht in etwa dem Umgebungsdruck, ohne eine Mengenbegrenzungdurch einen nachgeschalteten Volumenforderer, wie ihn der Motor auf der Verdichterseite darstellt. Dariiberhinaus treten iiber Last und Drehzahl des Motors unterschiedlicheAbgastemperaturen auf, die den Volumenstrom durch die Turbine beeinflussen Als letztes ist noch die Kompressibilitatder Abgase zu beachten.

Damit ergeben sich fiir die Turbine unter den bei Abgasturboladern gegebenen Durchstrombedingungen Kennlinien, die in erster Naherung denen einer adaquaten Offnung oder Diise entsprechen. Die Ausstromgeschwindigkeit aus dem Arbeitszylinder eines Hubkolbenmotors - hier der Einfachheit halber ohne Vorgeschwindigkeit im Zylinder selbst angenommen - ergibt sich aus der vorhandenen Enthalpiedifferenz des Abgases vor und nach dieser Diise: (5.16) Fur vollkommene Gase - die hier vorausgesetzt werden - kann man ansetzen: h3 - h4 = cp(T3 - T4)

(5.17)

und T3 = (P4) (K - 1lIK T4 P3

(5.18)

sowie T3 = l!2P3 R cp K

R

K-l

(5.19) (5.20)

Setzt man nun diese Terme entsprechend in Gl. (5.16) ein, so erhalt man die Ausstromgeschwindigkeit C4 nur als Funktion des Turbinendruckverhaltnisses und des Gaszustands 3 vor der Turbine als lI 2_ _ P3 (P4) (K-1 K] . (5.21) C4 = - 1 P3 P3

[1 _

Die durch die Turbine oder den Ersatzquerschnitt (Diise) stromende Masse ergibt sich als: (5.22) und mit P4/ P3 = (P4/ P3)11K zu (5.23) wobei 1/J die bereits bekannte Durchfluss-Funktion darstellt, die nur vom Turbinendruckverhaltnis und den Gaszustandswerten abhangt (siehe Gl. (2.18)). Diese Funktion, die in Abb.5 .8, fiir drei verschiedene K-Werte dargestellt ist, hat zwei Nulldurchgange bei P4/ P3 = 0 und 1. Dazwischen weist sie ein Maximum beim so genannten

69

5.2 Strornungstechnische Grundlagen 0,5 I(

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1

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Abb.5.8. Durchflussfunktion 1/1 fur = 1,135 ; 1,3; 1,4

kritischen Druckverhaltnis auf, das nur vom Gaszustand, beschrieben durch abhangt, Bei konstant gehaltenem Druckverhaltnis an der Turbine und damit konstantem hangt damit die Turbinendurchftussmenge nur vom Gasausgangszustand vor Turbine aboSetzt man noch P3 V3 = RT3, so erhalt man: (5.24) Daraus folgt, dass bei gleichbleibendem Druck P3 vor Turbine die durch die Turbine stromende Gasmasse mit 1/.Jl3 abnimmt. Bei gleichbleibender Temperatur T3 vor Turbine ist der Durchsatz dem Druck P3 direkt proportional. Damit kann man in dem zu entwickelnden Turbinenkennfeld Druck und Temperatur als Parameter eliminieren, indem man den Turbinendurchsatz m .normiert" mit

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PO

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1

J T3/ To

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Ｎ * P3yＯ ｾ 10/ T 13 · PO

Mit dieser Erkenntnis lasst sich das heute tibliche Thrbinenkennfeld herleiten, in dem die Turbinencharakteristik (mit starrer Geometrie) als "Thrbinenexpansions" - und -druckverhaltnis tiber dem mit P3/.Jl3 reduzierten Durchsatz dargestellt wird. Es ergibt sich naherungsweise eine Durchsatzlinie, die so genannte Schlucklinie der 'Iurbine, die dem Durchsatzverhalten eines adaquaten Offnungsquerschnitts entspricht. Damit hangen beim Abgasturbolader, wie Abb. 5.9 zeigt, der sich einstellende Abgasaufstau und damit der erzielbare Ladedruck tiber die jeweiligen Wirkungsgrade nur von dem gewahlten 'Iurbinengehausequerschnltt ab, sofeme dieser den durchsatzbestimmenden Drosselquerschnitt darstellt. Vorallem bei den noch naher zu behandelndenTurbinenmit variablerTurbinengeometrie (VTGLader), wo mit den verschiedenenStellungender BeschaufelungdesTurbinen-Eintrittsleitringes als Parameter ein sehr breites mit einem Verdichterkennfeld vergleichbaresTurbinenkennfeldentsteht, erscheint eine Auftragung ahnlich dem Verdichterkennfeld, wie auch von Watson und Janota vorgeschlagen, "Thrbinendruckverhaltnis tiber dem reduzierten Thrbinenvolumenstrom" (das ist jener Volumenstrom, den die Turbine bei den gegebenen Druck- und Temperaturverhaltnissen

70

Abgasturboaufladung

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I

I

4,0

5,0

Abb.5.11. Turbinenarbeitslinien fiir Vol!- und Teillasten in neuer Kennfelddarstcl!ung [DC]

wirklich verarbeitet, also .xlurchsetzen" muss) zielfiihrend (Abb. 5.10 ). Es ergibt sich damit die Moglichke it, Turbinenarbeitslinien, z. B. fiir Voll- und Teillasten einzutragen , als auch die gewollte Ahnl ichkeit zum Verdichterkenn feld, urn das Verstandnis und die Anschaulichkeit solcher Darstellun gen zu unterstiitzen, wie Abb. 5.1 1 deutlich macht.

5.2 Stromungstechnische Grundlagen

71

Es wird daher die von Watson vorgeschlagene Darstellung des Turbinenkennfeldes empfohlen. Betrachtet man die Turbine weiterhin als Ersatzquerschnitt oder Drosselstelle und setzt o/max. ein, was am Austrittsquerschnitt die maximal mogliche Geschwindigkeit, namlich die Schallgeschwindigkeit, ergibt, so erhalt man :

(5.25)

Damit ist ab o/max der Turbinendurchsatz nur noch vom Gaszustand vor Turbine und nicht mehr vom Gegendruck abhangig . Das hieBe aber mit anderen Worten, Expansionsverhalrnisse tiber das .Kritische" hinaus , also grolier als 1,8-2,0, sind nicht sinnvoll, da sonst die Energie im Abgas nicht mehr vollstandig genutzt werden konnte . Ab hier miissen wir deshalb auf die Hypothese der "adaquaten Dose" verzichten, und zwar aus dem Grund, dass "schallgeschwindigkeitskritisch" nur die jeweilig relative Geschwindigkeit in den stromungsfiihrenden Teilen der Turbine ist. Da nun aber das Turbinenrad, in dem sich z. B. im Radialrad der engste Querschnitt immer am Turbinenausgang befinden wird, im Betrieb mit erheblicher Umfangsgeschwindigkeit rotiert, ergibt sich bei einer Abgastemperatur von z. B. 620 °C und einer auf fast Schallgeschwindigkeit beschleunigten Zustromung zum Rad mit CI von 550 m/s bei einer Umfangsgeschwindigkeit von U I von 400 m/s nur eine relative Eintrittsgeschwindigkeit ins Rad, wI, von ca. 290 m/s (Abb. 5.12). Von dieser relativen Eintrittsgeschwindigkeit WI aus kann nun im Rad auf die Schallgeschwindigkeit im Fluid als Austrittsgeschwindigkeit W2 weiter beschleunigt werden . Geht man von einem sinnvollen Expansionsverhaltnis von ca. 1,8 fiir die Beschleunigung in der Diise aus und beschleunigt im Rad auf etwa die Fluidschallgeschwindigkeit von ca. 580 m/s weiter, so kann man nochmals ein Expansionsverhaltnis von 1,6 erreichen, was insgesamt ein .scheinbares Expansionverhaltnis" von ca. 3,5 ergibt, das ohne Druckverluste in einer einstufigen Radialturbine genutzt werden kann. Rechnet man zusatzlich noch mit Druckverlusten infolge der Fluidreibung in Leitapparat und Rad, so kann in einer einstufigen Radialturbine ein maximales Expansionsdruckverhaltnis von ca. 4 genutzt werden. Bei Axialturbinen kann man gegebenenfalls sogar im Leitrad auf Uberschallgeschwindigkeiten gehen und diese in einer Aktionsturbine nutzen (Lavalturbine). In der Praxis sind die Verhaltnisse in der Turbine noch komplexer, da bei StoBaufladung instationare Druckverhaltnisse wahrend des Ausstromvorganges aus dem Arbeitszylinder des Motors vorliegen (Abb. 5.13) .

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: w1-290m/s

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Abb, 5.12. Absolute und relative Einstromgeschwindigkeiten am Turbinenrad

72

Abgasturboaufladung

5

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Charakteristiken - Verfahren FOII- und Entleermethode Messung

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720

Grad 1

Abb.5.13. Druckverhaltnisse vor Turbine wahrend Ausstromvorgangesaus Arbeitszylinder [156]

Somit muss zur Kennfelddarstellung des Turbinenbetriebsverhaltens erganzend festgehalten werden, dass die einleitend angesprochene Darstellungsfonn als Turbinenschlucklinie zwar zu einer groben Beschreibung der mittleren Betriebscharakteristik dienen kann, fiir eine gezielte Turbinenauslegung aber heute nur mehr sehr bedingt geeignet ist. Sowohl im stationaren Motorbetrieb, vor allem jedoch wahrend transienter Motorvorgange wird die Turbine namlich, wie hergeleitet, bei Betriebszustanden betrieben , die durch diese Schlucklinie nicht mehr ausreichend genau charakterisiert werden konnen. Auf Grund der - bei einer sich nur geringfiigig andernden mittleren TurbinendrehzahI - stark schwankenden Driicke und Massen- oder Volumsstrome ergeben sich momentane Turbinenbetriebspunkte, die von den entsprechenden Mittelwerten deutlich abweichen. Fur die Kennfelddarstellung bedeutet dies, dass die entsprechenden Betriebspunkte nicht mehr auf dieser mittleren Schlucklinie liegen. Das Kennfeld muss somit in einem breiteren Betriebsbereich dargestellt werden (Abb.5.14). Die Vermessung solcher Kennfelder ist sehr aufwandig und muss an speziellen Thrboladerpriifstanden erfolgen, auf denen der Abgasturbolader nicht nur stationar im Leistungsgleichgewicht mit einem Verdichter betrieben werden kann. Es ist vielmehr erforderlich, Druck-, Temperatur- und Massenstromverhaltnisse sowohl auf der Verdichter- (Abb. 5.15) als auch auf der Turbinenseite (Abb. 5.16) weitgehend frei einstellen zu konnen,

73

5.2 Stromungstechnische Grund lagen

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Abb. 5.14. Turbinenken nfeld mit erweitertem Betriebsbereich

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Kamin

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MS3

Verdichle r (Thermoschock.. vorrichlung)

Abb.5.15. Turboladerpriifstand mit frei einstellbaren Druck-, Temperatur- und Massenstrornverhaltnissen [110]

Solche erweiterten Kennfelder- anstelle der mittleren Schlucklinien fiir Starrgeometrieturbinen und einer entsprechenden Kennfeld schar fiir Turbinen mit variabler Geometrie - sind vor allem fiir die korrekte thermodynamische Kreisprozesssimulation von groflter Bedeutung, da nur mit ihrer Hilfe das Betriebsverhalten der Turbine exakt abgebild et werden kann.

74

Abgasturboaufladung

erweiterter Turbinen-Leistungsbereichdurch Verdichterbetrieb bei erhohtern Druckpegel

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Ｍｾ Turbinendruckverhaltnis nT

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Abb. 5.25. Vergleich von Stau.. und StoBaufladungs.. ergebnissen an mittelschnelllaufendem Dieselmotor [156)

einfach unterteiltem Turbinengehause bei einer Zweiladeranordnung. Der heute auch im Fahrzeugbetrieb gebrauchliche S.. Zylindermotor mit symmetrischer Ziindfolge benotigt ein dreigeteiltes Auspuffsystem. Beispiele fiir Leitungsaufteilungen und Zylinderzusammenfassungen bei ViertaktReihenmotoren sowie die dabei auftretenden Abgas- und Ladedruckverlaufe zeigt Abb. 5.26. Neben der Leitungszusammenfassung gibt es noch eine weitere Moglichkeit, die Gasdynamik des Auslassvorganges zu nutzen , ohne die Nachteile der StoBaufladung, z. B. einen schlechteren Turbinenwirkungsgrad, in Kauf nehmen zu miissen. Es ist dies der Sto6umwandler (Pulse-Converter). Auch beim Pulse-Converter werden enge Auspuffleitungen mit zur StoBaufladung identischer Zylinderzusammenfassung verwendet. Sie werden hier aber nicht in getrennte Turbinenfluten geleitet, sondem im Pulse . . Converter zusammengefiihrt. Dort wird die im jeweiligen Auslass strom vorhandene Druckenergie durch Verengen des Leitungsquerschnittes und damit Beschleunigung der Stromungsgeschwindigkeit der jeweiligen Auspuffgasmasse in kinetische Energie umgewandelt und folglich die Druckunterschiede in den einzelnen Leitungsstrangen abgebaut. Es wird so eine Art Injektorwirkung erreicht, die das Zuriicklaufen von Druckwellen in die Leitungen und damit eine Storung der Spiilung verhindert. Die kinetische Energie wird hinter dem Pulse-Converter zwischen den Geschwindigkeitswellen der

82

Abgasturbo aufladung

a

b

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d

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Abb.5.26. Leitungs- und Zylinderzusammenfassungen und dabei erreichbare Ladedruck- und AuspuffdruckverHiufe bei Viertaktreihenmotoren: a Gleichdruck, b Btichi 1925, C 2er-StoB, d 3er-StoB, e ZweifachstoBumwandler, f MehrfachstoBumwandler, g modularer StoBumwandler [156]

83

5.4 Anpassung des Turboladers

Abb.5.27. Aufbaueines StoBumwandlers mit und ohne anschlieBenden Diffusor

einzelnen Zylinder ausgetauscht und gegebenenfalls in einem anschlieBenden Diffusor in Druckenergie riickgewandelt (Abb. 5.26). Meist verzichtet man jedoch aus Wirkungsgradgriinden auf eine solche Druckriickgewinnung und legt dafiir die Turbine mehr als Aktionsturbine aus. Dies hat zur Folge, dass durch die gleichmabigere Beaufschlagung deren Wirkungsgrad verbessert wird. Abbildung 5.27 zeigt einen solchen Pulse-Converter einmal mit und einmal ohne Druckriickgewinn.

5.4.2 Turbinenauslegung und -regelung Auslegung mittels Kennzahl-Diagrammen Fur die Auswahl des Turbinenrades und seiner Abmessungen benutzte man friiher folgende grobe Annaherung mittels Nomogrammen: Dem Druck- Volumenstrom-Kennfeld des aufzuladenden Motors (man kann dabei fiir Neuauslegungen vom Hubvolumen und dem gewiinschten Drehzahlband ausgehen) entnimmt man fiir die niedrigste und die hochste Volllastdrehzahl und eventuell ein bis zwei Zwischendrehzahlen unter Abschatzung des notwendigen Aufladedruckes den jeweiligen Volumenstrom V. Mit diesen Werten geht man in die in Abb. 5.28 dargestellten Nomogramme. Die so erhaltenen Ladedruckverhaltnisse fiir die ausgewahlten Drehzahlen kann man nun mit den Ausgangsschatzwerten korrelieren und korrigieren. Es liegt auf der Hand, dass ein solch grobes, iteratives Verfahren den heutigen Anspriichen fiir eine Auslegung der Aufladegruppe(n) eines neuen Motors nicht mehr geniigen kann. Dies gilt urn so mehr, als z. B. bei der Anwendung der StoBaufladung die Auspuffleitungen nach wellendynamischen Gesichtspunkten zu dimensionieren und zusammenzufassen sind. Dementsprechend werden heute numeri sche Simulationsverfahren fiir die Auslegung der Aufladesysteme verwendet.

Turbinenauswahl mittels Realprozessrechnung und Kennfeldern Die physikalischen Grundlagen sowie die entsprechenden mathematischen Modelle fur derartige rechnerische Auslegungen mit Hilfe von Simulationsprogrammen wurden in Abschn. 3.6 im Detail vorgestellt. Fiir eine aktuelle Abgasturboladerauslegung wird nach einer Modellierung des gesamten Motors der Luftbedarf im Turbinenauslegungspunkt aus der gewiinschten Luftiiberschusszahl (je nach Verbrennungsverfahren) ermittelt. Dabei werden von ahnlichen Motoren iibernommene Werte fiir den Liefergrad und den spezifischen Motorkraftstoffverbrauch verwendet und mit dem Hubvolumen abgeglichen. Dazu kann ferner ein erster Schatzwert des erforderlichen Kompressordruck-

84

Abgasturboaufladung 2,5 r - - - - - , . - - - , . - - - - ,

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0,5 0,4

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u/co [-I

u/co [-I

Laulzahl

Laulzahl

b

a

Abb.5.34. Zusammenhang von Verdichter- und Turbinenraddurchmesser fiir die Slipfaktoren 0,8 (a) und 0,9 (b) mit charakteristischen Arbeitsbereichen von Axial- und RadiaIturbinen

Tabelle 5.1. Verhaltnisse von Verdichter- zu Turbinenr adgriiBen fiir verschiedene Ladertypen Lkw-Motor- und Ladertype Dieselmotor mit Starrgeometrielader Dieselmotor mit Starrgeometrielader und Waste-Gate Dieselmotor mit Lader mit variabler Turbinengeometrie

' 0---:':=---11 I>- ....:...!.- .I - - - -

1,15 1,07 0,98

Spiralenreibung

Falschanstromung Radeinlritt Kriimmungsverlust

"Scalope" Verlust ( VentilalionsverluSI an offener Red· rOckenseil e )

Spaltverlust

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ＭＧＺｓ［ｩｴｬｉＢＬｾＪ

Ｍ ｾ

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Randverlust

SekundArverlust CamolstolJ.Radaustritt Schaufelkanalreibung

Abb. 5.35. Stromungsverluste einer Turbine

5.4 Anpassung des Turboladers

89

"BauchstoB" hoheStromunqs» umlenkung im Turbinenrad Falschanstromungswinkel in Dreh= richtung "Aerodynamische optimale" Rad= zustromung (Ieichter ROckstoB) : Falschanstromungswinkel - 0

"ROckenstoB" verminderte Sromunqs« umlenkung im Turbinenrad Falschstromungswinkel entgegen Dreh= richtung

Abb.5.36. Falschanstrom- und Umlenkverluste im Turbinenrad

ten im Turbinenrad (Abb. 5.36). Bei kleinen Turbinen, meist mit Waste-Gate und dadurch kleinen Turbinengehausequerschnitten, wirken sich auch Reibung sverluste merkbar aus. SolI vor allem die kinetische Energie der Abgasstrome in Form von Druckwellen genutzt werden, so gelingt dies fur bestimmte Motorbauformen besonders effektiv, wenn der Zufluss zum Turbinenrad durch eine so genannte Zwillingsstromturbine, bei der das Turbinengehause in zwei symmetrische Zulaufspiralen aufgeteilt wird, in Form einer Flutentrennung ausgebildet ist (Abb, 5.37 a). Zweiflutige Gehause (Abb. 5.37 b) werden dagegen nur in Sonderfallen verwendet. Die Auslegung und Berechnung eines solchen stromungsdynamisch auBerst effektiven Systems setzt aber die Kenntnis der Durchflusscharakteristik von Zwillingsstromgehausen unter instationarer Beaufschlagung voraus. Ein messtechnisch nicht triviales Problem, an dem erst in jungster Zeit unter dem Zwang, die Effektivitat modemer Auflademotoren weiter zu steigem, wieder vermehrt gearbeitet wird. Abbildung 5.38 zeigt einen Vergleich der Durchflusskennzahlen von doppelflutigen Turbinengehausen und Zwillingsstromgehausen bei Ungleichbeaufschlagung. FUr genauere Auslegungs- und Anpassungsberechnungsprogramme gibt es neue, exaktere Messverfahren, mit denen auch mehrflutige Turbinengehause und deren Ungleichbeaufschlagung bei StoBaufladung genugend genau fur das jeweilige Berechnungsverfahren beschrieben und durch Messwerte charakterisiert werden konnen. Bei Anwendung der Stauaufladung werden allerdings die als kritisch beschriebenen hohen Druckverhaltnisse an der Turbine gar nicht erreicht. So kann es dann zielfuhrend sein, der Turbine einen Diffusor nachzuschalten, urn das Expansionsverhaltnis in der Turbine durch Druckrtickgewinn nach Turbine zu erhohen , was in dem beschriebenen System zu besseren Turbinenwirkungsgraden fuhrt (Abb. 5.39).

90

Abga sturboaufladung

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Turbinen-Strangdruckverhaltnis

b Ahh .5.3!!

Abh.5.37

Abb.5.37. a Zwillingsstromturbinengehause, b Doppel stromgehause Abb.5.38. Vergleich der Durchflusskenn zahlen von doppelflutigen Turbinengehausen (Do) und Zwilling sstrorngehausen (Zw) bei Ungleichbeaufschlagun g [156]

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I! I 1

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Abb. 5.39. Turbine mit nachgeschaitetem Diffusor [MAN]

Vor allem bei GroBmotoren sind dariiber hinaus Umfangsteilbeaufschlagungen mit zweioder sogar dreiflutigen Spiralgehausen heute iiblich, Bei Gr6Btmotoren werden meist Axialturbinen (» 700 mm Durchmesser) als Laderantrieb verwendet und Teilbeaufschlagungen der Turbine sind Stand der Technik. Auch hier sind die genannten Berechnungsprogramme ein unabdingbarer Teil des Entwicklungsinstrumentariums.

91

5.4 Anpassung des Turboladers

5.4.3 Verdichterauslegung und -regelung Verdichterauswahl Als Hilfsmittel zur Verdichterauswahl stehen heute genormte Verdichterkennfelder der verschiedenen Turboladerhersteller zur Verfiigung. In Abb. 5.3 wurde bereits ein Beispiel eines solchen Kennfeldes gezeigt. Meist sind in diese Kennfelder auch theoreti sche Motorschlucklinien fiir Viertaktmotoren eingetragen, so dass die Verdichterauswahl nur nach den Kriterien -

ausreichender Durchsatzabstand zur Pumpgrenze im unteren Drehzahlbereich des Motors und ausreichender Abstand zur Drehzahlgrenze des Verdichters , unter Einbeziehung der Hohenreserve , bei den hohen Motordrehzahlen

erfolgen kann (Abb. 5.40). Genauer kann eine Verdichterauswahl mit Hilfe einer Simulationsrechnung erfolgen, bei der, ausgehend von einem bekannten Verdichterkennfeld einerseits und mit Kenntnis der genauen Motordaten andererseits durch die in Abschn. 5.4.2 beschriebene Skalierung, das heifst, durch prozentuale Anderungen der Verdichterabmessungen, die ideale Verdichtergrofe fiir einen bestimmten Motor ermittelt werden kann . Mit dieser Kenntnis kann fiir den entsprechenden Einsatzfall dann aus dem Angebot der Turboladerhersteller ein geeigneter Verdichter ausgewahlt und durch Trimmen dargestellt werden .

Verdichterregelungsmoglichkeiten Meist geniigt heute die Verwendung eines ungeregelten Verdichters und zwar sowohl im Stationarmotoren-Einsatz als auch im Fahrzeugbetrieb. Mit zunehmend hoheren Aufladedruckverhaltnissen und zusatzlich vergrofierten Lastdrehzahlspannen erreicht man heute aber mehr und mehr die Grenzen ungeregelter Verdichter. Es gibt beim Strornungsdverdichter dann grundsatzlich folgende Moglichkeiten, das Nutzkennfeld zu beeinflussen: Vordrallregelung, kennfeldstabilisierende Malmahmen, Verstelldiffusoren und Verstellverdichterschaufeln. Fur die Regelung mittels Vordrall wird mit Hilfe eines - am besten stufenlos - verstellbaren Vorleitgitters der Eintrittswinkel in das Verdichterrad geandert und so die einstromende Luft mit einem Vordrall versehen . Abbildung 5.41 zeigt eine solche Vorrichtung mit verdrehbaren Leitschaufeln. Da die gesamten Ein- und Austrittswinkel des Verdichters nur fiir einen bestimmten Durchsatz

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Abb.5.40. Typisches Verdichterkennfeld mit Volllastbetriebslinien fiir eine Pkw-Anwendung. - , VTG-Lader; - - , Starrgeometrielader mit groBer Turbine

92

Abgasturboaufladung

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Volumenstrom V[ % 1 Abb.5.41

Abb.5.42

Abb.5.41. Vordrallregelung durch Eintrittsdrallgenerator [KKK] Abb.5.42. Verschiebung der Pumpgrenze durch Vordrallanderung (Verstellbereich 0-45°) [KKK]

mit den dazugehorigen Drehzahl- und Druckverhaltniswerten stoBfrei ausgelegt werden konnen, ist leicht verstandlich, dass mittels eines Vordralls in oder gegen die Laufrichtung des Verdichterrades die Eintrittsbedingungen angepasst werden konnen. Damit wird auch die Ablosegefahr fiir die Stromung verringert, d. h. die Pumpgrenze verschoben, wie dies Abb. 5.42 deutlich zeigt. Die MaBnahme wirkt vor allem bei hoheren Druckverhaltnissen, Desweiteren kann durch ein gezieltes Riickstrornen von .nach Verdichterrad-Eintritt" zum Verdichtereintritt, heute mit kennfeldstabilisierende Ma6nahme (KSM) bezeichnet, die Pumpgrenze ebenfalls .nach links" verschoben werden. Abbildung 5.43 zeigt eine solche Anordnung, die dariiber hinaus auch noch gegen Durchsatzprobleme helfen kann. Dabei findet bei niedrigen Durchsatzen eine Rezirkulation urn den Verdichtereintritt statt, mit der Folge eines scheinbar hoheren Durchsatzes und einer damit verbesserten Schaufelanstromung. Bei hohen Durchsatzen wirkt dieser Bypass als zusatzlicher Verdichterzustromquerschnitt mit der Folge hoherer moglicher Durchsatze vor Erreichen der Stopfgrenze. Das Gleiche gilt bei einem beschaufelten Austrittsdiffusor (Abb. 5.44), wo mit der Wahl des Schaufelwinkels der Forderstrom des Verdichters und seine Grenzen in weiten Bereichen beeinflusst werden konnen (Abb.5.45). Generell gilt dabei : Je steiler der Austrittswinkel, desto hoher der Durchsatz durch den Verdichter (Stromungsquerschnitt) und desto kleiner der Druckgewinn. Sowohl die Vordrallregelung als auch eine Regelung der Diffusorschaufelanstellung sind vorzugsweise in Kombination - geeignet, das nutzbare Betriebsfeld von Stromungsverdichtern spiirbar auszuweiten. Damit werden solche Verdichter fiir hohe mogliche Aufladegrade bei breitem

5.4 Anpassung des Turbolader s

93

ｾ

ｾ

. Abb.5.43

Abb.5.44

Abb.5.43. Kennfeldstabilisierende MaBnahme (KSM) durch gezieltes Umstromen des Verdichterrad es [KKK) Abb . 5.44. Beschaufelt er Austrittsdiffusor

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3,0

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Abb. 5.45. Porderstrombeeinflussung des Verdichters durch geanderte Ausstromdiffusoreinstellungen (Verstellbereich 10-19 °) [156)

Durchsatzband, d. h. groBen Nutzdrehzahlspannen eines Motors , geeignet. Die Regelung der Verdichterschaufelanstellung ist nur bei einem Axialverdichter moglich, der allerdings bei der Aufladung von Verbrennungsmotoren aus Bauraum- und Kostengriinden nicht einge setzt wird.

Abgasturboaufladung

94

5.5 Dimensionierung und Optimierung der Gasfiihrungs- und Aufladekomponenten mittels Kreisprozess- und CFD-Simulationen

5.5.1 Auslegungskriterien Die Aufgaben der thermodynamischen Motorauslegung von Motoren mit Abgasturboaufladung konnen, neben dem bereits behandelten Motor selbst, in folgende drei Bereiche eingeteilt werden: -

Ansaugsystem (Rohrleitungen, Filter, Ladeluftkuhler, AGR-Zumischer, Gerauschdampfer) Auspuffsystem (Rohrleitungen, Katalysatoren, RuBfilter, Schalldampfer, AGR-Leitungen) Aufladesystem (Verdichter, Turbinen, Compound-Turbinen, Waste-Gate)

Das Rohrenwerk aufgeladener Motoren beeinflusst neben dem Motor selbst ganz entscheidend auch das Betriebsverhalten des Verdichters. Hohe Druckverluste der Ladeluftsystems stromauf und stromab des Verdichters erhohen das erforderliche Druckverhaltnis ftlr ein gewunschtes Ladedruckniveau. In Abb.5.46 ist die Folge derartig erhohter Druckverhaltnisse auf die Verdichterbetriebszustandedargestellt. 1munterenDrehzahlbereich, bei dem Fahrzeugmotoren unterVolllast nahe der Pumpgrenzedes Verdichters betrieben werden (BereichA), fuhren hohere Druckverluste zu einer Verschiebung der Motorvolllastbetriebslinie zu dieser Grenze hin. So konnen daraus dann Beeintrachtigungen der Betriebssicherheit des Verdichters resultieren. Bei hohen Motordrehzahlen nahe der Nennleistung wird der BetriebsbereichderVerdichters durch die Stopfgrenzeeingeschrankt.Uberdiesnahert man sich hier der mechanisch bedingten Drehzahlgrenzedes Laders (Bereich B). Hohere Druckverluste konnen weiterhineine unzulassigeAnnaherungoder Uberschreitung der maximalenLaderdrehzahl (z. B. im Hohenbetrieb) verursachen und somit auch hier die Betriebssicherheit des Laders einschranken. Dariiberhinauserforderndie hoherenVerdichterdruckverhaltnisse gesteigerteAntriebsleistungen, wodurch in der Regel wiederum hohere Turbinendruckverhaltnisse erforderlich sind. Durch die dabei verursachtesteigendeAusschiebearbeitdes Motors reduziert sich der effektive Motormitteldruck sowohl durch saug- als auch abgasseitige Druckverluste, wie dies in Abb. 5.47 fur einen aufgeladenenOttomotor im Nennleistungspunkt dargestelltist. Bei gegebenenLuftzahlen eines bestimmtenVerbrennungverfahrens steigt damitder Ladedruckbedarf. In dieser Form entsteht eine spiralartige Ruckkoppelung des negativen Einflusses hoherer saugseitiger Druckverluste, die den direkten Nachteil noch verstarken. Es sind daher auch bei aufgeladenenMotoren minimalesaugseitige Druckverluste anzustreben, d. h., die Aufladegruppe kann solche Verluste nicht einfach ausgleichen. Neben der Minimierung der Druckverluste ist auch auf stromungsgunstige Gestaltung des Rohrenwerkes speziell nahe dem Verdichtereintritt zu achten. Hier sollte ein moglichst gleichmafliges Geschwindigkeitprofil angestrebt werden. Ebenso sind ungewollte oder unkontrollierte Drallstromungen am Verdichtereintritt zu vermeiden, da sie Geschwindigkeitprofile und Geschwindigkeitsdreiecke am Laufschaufeleintrittund damit die Verdichter-Arbeitspunkte beziehungsweise die entsprechenden Wirkungsgrade beeinflussen. Indirekt messbar ist diese Tatsache durch Erfassung der Verdichteraustrittstemperatur. 1st diese deutlich hoher als aus Eintrittstemperatur, Kennfeldwirkungsgrad und Gl. (2.14) folgend, so sollte die Zustromung zum Verdichter genauer untersucht werden. Druckseitig muss der Ladeluftkuhler fur ladeluftgekuhlte Motoren ausgelegt (Auslegung der Kuhlleistung unter Beriicksichtigung der Temperaturerhohung im Verdichter sowie des simulierten Motormassenstroms bei Nennleistung) werden. Dariiber hinaus ist der Einfluss verschiedener

95

5.5 Dimensionierung und Optimierung

2.6

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Abb. 5.46. Verdichterkennfeld mit Motorvolllastbetrieb slinien bei unterschiedlichen Druckverlusten im Saugsystem

Kiihlerbauarten - charakterisiert z. B. durch die entsprechenden Ladeluftkiihlerwirkungsgrade -

abzuschatzen. Auspuffseitig ist besonders auf die optimale Umsetzung der Abgasenergie in der (den) Turbine(n) zu achten. Das heilst, die Druck- und Wandwarmeverluste zwischen Motor und Turbine miissen minimal sein. Motorseitig konnen dazu z. B. Isolierungen des Auslasskanals, .portliner" , vorgesehen werden. Die Rohrenwerke selbst werden bereits oft als luftspaltisolierte Doppelrohre

96

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Abb. 6.21. Motorbetrieb sergebnisse des Millerverfahrens iiber Einlasssteuerzeit [156]

118

Besondere Arbeitsverfahren

turen des gesamten Prozesses. Die Diagrammzusammenstellung in Abb. 6.21 gibt den Einfluss von EinlassschlieBzeitpunkt und Turboladergesamtwirkungsgrad auf die Betriebswerte eines aufgeladenen Motors mit einem Spitzendruckwert von ca. ISO bar wieder. Das Millerverfahren erfordert demnach fur eine bestimmte Leistung wesentlich hohere Ladedriicke und Turboladergesamtwirkungsgrade als der normale Arbeitsprozess eines aufgeladenen Diesel- oder Gasmotors. Seine Anwendung wird sich daher auf Hille beschranken, wo entweder der hochste zulassige Arbeitsdruck des Prazesses, z. B. der mechanisch zulassige Spitzendruck fur die Motorkonstruktion, erreicht ist, das Aufladesystem aber noch Druckreserven aufweist, oder aber durch Prozessgrenzgrofien, wie die Klopfgrenze oder die Stickoxidemission, eine Absenkung der Prozessspitzentemperaturen erforderlich wird.

6.S Thrbocompound-Verfahren Ein Verbundverfahren ist definitionsgemaf dadurch gekennzeichnet, dass die Nutzleistung eines solchen Motors nicht nur durch den Arbeitszylinder erzeugt wird, sondern auch in einer nachgeschalteten, weiteren Expansionsstufe. Von einem Turbocompound-Motor spricht man demgemaf dann, wenn die Abgasturbine oder eine weitere, ihr nachgeschaltete Turbine auch Leistung an die Kurbelwelle abgibt. Der Sinn dieses Verfahrens liegt in der vollstandigeren Ausnutzung der Abgasenergie mit der Foige einer Kraftstoffverbrauchsreduzierung. Berechnungen hierzu [151] zeigen, dass mit sehr guten Verdichter- und Turbinenwirkungsgraden im Auslegungspunkt des Gesamtmotors Verbesserungen von mehr als 5 % im Kraftstoffverbrauch erreichbar scheinen. Da dies naturgemaf vor allem bei hoher Auslastung des Motors der Fall ist, kommen die markantesten Beispiele solcher Verbundmotoren einmal aus der Seeschifffahrt, wo (unter dem Aspekt stetig steigenden Kostendrucks) gerade in jungster Zeit der Verringerung des Kraftstoffverbrauchs, d. h. einer weiteren Wirkungsgradsteigerung hochste Aufmerksamkeit zukommt, wei1lange Zeit mit konstant hoher Leistung gefahren wird. Der andere Einsatzfall war - vor dem Siegeszug der Gasturbine auf diesem speziellen Gebiet-, ebenfalls wegen langer Betriebsdauern mit konstanter, hoher Leistung, bei Flugzeugkolbenmotoren. Wegen der hohen Verdichtungs- und Entspannungsverhaltnisse am Lader und den Turbinen infolge des gering en AuBendruckes in graBen Flughohen lagen hier besonders gunstige Verhaltnisse vor. Das leistungsstarkste im Ottoverfahren arbeitende Kolbentriebwerk fur Verkehrsflugzeuge war der Curtiss- Wright-Compound-Flugmotor mit 18 Zylindern in Doppe1sternanordnung (Abb. 6.22). Er wies eine Startleistung von 2420 kW bei 2900min- 1 aus. Der Lader wurde bei dieser Konstruktion von der Kurbelwelle aus starr angetrieben, was wegen der Prapellerlastcharakteristik ohne Nachteile moglich ist. Drei in einem Winkelabstand von 120° angeordnete ebenfalls starr mit der

Abb.6.22. Curtiss-Wright-Compound-Flugmotor mit 18 Zylindem in Doppelsternanordnung

119

6.5 Turbocornpound- Verfahren

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Abb.6.23. a Napier-Diesel-Comp ound-Flugmotor; b Schema

Kurbelwelle verbundene Abgasturbinen gaben ihre Leistung an eben diese abo Neben Ottomotoren wurden auch Flug-Diese1motoren realisiert, z. B. das 12-Zylinder-Zweitakt-Verbundtriebwerk Nomad von Napier (Abb. 6.23). Der Ein satz der Gasturbine, auch als leistungsstarke und mit hoch ster Leistungsdichte ausgestattete Antriebseinheit fur Propellerbetrieb, hat den Kolbenverbrennungsmotor auf den Einsatz in Kleinflugzeugen zuruckgedrangt , wo allenfalls ein Normalabgasturbolader fur einen vem tinftigen Hohenbetrieb preislich akzeptabel ist. Beim heutigen Einsatz von Verbundantrieben gibt es zwei Wege der Abgasenergienutzung, die mechanische Rtickspeisung in den Motor und die elektri sche Energiertickgewinnung.

6.5.1 Mechanische Riickspeisung in den Motor Die mechanische Rtickspeisung in den Motor ist eine Losung fur die Seeschifffahrt in der Form , dass ein Teil der Abgase vor der Turbine des Abgasturboladers, also in Parallelentnahme, abgezweigt und - bei Teillast durch Abga sklappen abkuppelbar - einer Nutzturbine zugeftihrt wird (Abb. 6.24 ). Die Nutzturbine speist ihre Leistung dabei tiber ein Reduziergetriebe und eine hydraulische Dampfungskupplung in den Abtrieb des Verbrennungsmotors ein , Abb.6.25 zeigt eine Ausfuhrung von ABB fur einen Grof3motor.

Besondere Arbeitsverfahren

120

Hauptmotor Verdichter

Abb.6.24

Abb.6.25

Abb. 6.24. SchemaeinerAnlagemit mechanischer Energieriickspeisung Abb. 6.25. Mechanische Riickspeisung bei einem GroBmotor (BBC)

Abgasturbolader

LLK MotorkOhler

Abgas-Nachschaltturbine

Reduktionsgetriebe mit Freilauf und Dieselmotor Schwingungsdampfer

Abb. 6.26. Prinzip mechanischer Riickspeisung bei NfzAnwendung

In jiingster Zeit hat der Compound-Dieselmotor auch im Nutzfahrzeug erfolgreich Einzug gehalten, und zwar mit mechanischer Riickspeisung. Hier wird allerdings aus Grunden eines besseren dynamischen Verhaltens bei Lastanderungen die Nutzturbine nach dem Abgasturbolader angeordnet (Abb. 6.26) . Die Firma Scania riistet ihren 6-Zylinder-Motor DTC 1101 (Abb. 14.44) mit Nachschaltturbine aus und erreicht dadurch Vorteile im Kraftstofffahrverbrauch zwischen 1 bis 3 %. Die generelle Energiebilanz mit den prozentualen Mehr- und Minder-Kraftstoffverbrauchen in einem Nfz-Motorkennfeld zeigt Abb. 6.27. Man erkennt, dass nur im Hochlastbereich Kraftstoffverbrauchsverbesserungen moglich sind.

121

6.5 Turbocompound-Verfahren

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Motordrehzahl nM [min-1) Abb.6.27. Kraftstoffverbrauchsauswirkungen (positive Werle entsprechen prozentua1er Verbrauchsverbesserung) im Kennfe1d eines Nfz-Motors mit Nachschaltturbine

Die angesprochenen erzielbaren Wirkungsgradverbesserungen haugen ganz wesentlich von den Wirkungsgraden der eingesetzten Turbomaschinen aboDa die Nutzturbine die Exergie des Abgases in Nutzarbeit umsetzt und zu diesem Zweck den Gegendruck nach der ATL- Turbine etwas anhebt, miissen die dadurch bedingten motori schen Verschlec hterungen in der Ladungswech selarbeit durch die Nutzturbinenarbeit, die dem Turbinenwirkungsgrad direkt proportional ist, iiberkompensiert werde n. Fiir jeden Betriebspunkt kann somit unter Beriicksichtigung der aktuellen Wirkungsgradverhaltnisse ein optimales Verhaltnis zwischen ATL- und Nutzturbine gefunden werden (Abb. 6.28). Derartige Unters uchungen miissen in allen relevanten Lastpunkten durchgefiihrt werden , bevor die endgiiltige Auslegung hinsichtlich des bestmoglichen Betriebskraftstoffverbrauchs erfolgen kann. Unterstiitzt werden derartige Auslegungen auch durch Simulation von Teillastschnitten, in denen der sinkende Beitrag der Nutzturbine zur gesamten Nutzarbeit erfasst werden kann . Mitte ls der thermodynamischen Kreisprozesssimulation kann so nach Anpassung des Turboladers und der Nutzturbine das Verbrauchsverbe sserungspotential im gesamten Lastbereich vorhergesagt werden . In Abb. 6.29 und 6.30 wird fiir einen 12-I-HSDI-Dieselmotor mit und ohne TurbocompoundEinsatz das Verbrauchsverbesserungspotential im Teil- und Volllastbetrieb mittels numerischer Simulationen prognostiziert.

122

Besondere Arbeitsverfahren

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Abb. 6.28. Auslegung einer Nutzturbine mittels thermodynamischer Kreisprozesssimulationen fiir optimale Gesamtsystemleistung bei 75 % Nenndrehzahl

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Zeit tIs) Abb.7.9

Abb.7.8. Beschleunigungsvorgang eines GroBmotors mit StoB- und Stauaufladung [156] Abb.7.9. Beschleunigungsvorgang eines groBen, direkt mit Schiffspropeller gekoppelten Zweitaktmotors [156]

vor sich, was einerseits auf die groBen Massen der Abgasturbolader mit einem Verdichterdurchmesser von 760 mm, andererseits auf die bei Stauaufladung sehr niedrige Turbinen-Uberschussleistung zuriickgefiihrt werden kann (s. auch Abschn . 7.4.3).

7.4.3 Beschleunigungshilfen Die im Folgenden diskutierten Beschleunigungshilfen sind vor allem fur GroBmotoren gedacht und sollen nur als Hochlaufhilfen und zur Anpassung bei erforderlichen raschen Lastanderungen dienen. Eine Klassifizierung kann dabei wie folgt vorgenommen werden : Beschleunigungshilfen, die nur zum Anfahren und bei schneller Belastung des Motors aus dem Leerlauf notwendig werden und nur in grolseren zeitlichen Abstanden angewandt werden miissen ; Beschleunigungshilfen, die in kiirzeren Zeitabstanden notwendig werden konnen, dafiir aber einen gewissen zusatzlichen Bauaufwand rechtfertigen. Fiir den ersten Fall kommen vorzugsweise fremd- oder yom Motor angetriebene Zusatzverdichter sowie das Zufiihren von Druckluft aus einem Speicher in Betracht. Dabei wirkt diese Zusatzluftmenge bei Zwei- und Viertaktmotoren jedoch unterschiedlich. Beim Zweitaktmotor, dessen Druck- Volumenstrom- Kennfeld mit Betriebslinie exemplarisch in Abb. 7.10 dargestellt ist, verursacht eine Zusatzluftmenge, b2, bei niedrigen Lasten ein Zuriickdrangen der vom ATL geforderten Luftmenge aj in die Pumpregion des Verdichters, wahrend bei hohen Lasten diese Zusatzmenge toleriert wird. A I liegt links der Pumpgrenze. Beim Zweitaktmotor muss deshalb die Zufiihrung von Zusatzluft fur eine bestmogliche Beschleunigung des ATL bei kleinsten Lasten mittels Injektor in den Verdichter erfolgen (Abb. 7.9). Nur bei hohen Lasten ware die Direkteinblasung sinnvoll.

143

7.4 Stationar- und GroBmotoren

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Abb.7.10. Laderpumpgrenze und Motorbetrieb slinie beim Zweitaktmotor (Schema) Abb.7.11. Laderpumpgrenze und Betriebslinie eines Viertaktmotors (Schema)

Beim Viertaktmotor liegen die Verhaltnisse genau umgekehrt (Abb. 7.11). Eine FremdIuftzugabe im Leerlaufgebiet wird vom ATL- Verdichter akzeptiert, die Zugabe im hohen Lastbereich wtirde den Verdichter ins Pumpgebiet drticken (A2 links der Pumpgrenze). Beim Viertaktmotor muss deshalb die ZusatzIuft sinnvollerweise direkt ins Ladedruckrohr zugefuhrt werden und zwar nur im unteren DrehzahI- und Lastgebiet.

7.4.4 Besondere Probleme bei Aufladung von Zweitaktmotoren Standig bereite Beschleunigungshilfen mit erhohtem Bauaufwand sind vor allem bei Zweitaktmotoren notwendig, deren Abgasturbolader das fur die Sptilung notwendige positive Spulgefalle (der Ladedruck muss hoher als der Druck vor Turbine sein) nicht bei allen Betriebszustanden liefern kann . Als eine erste MaBnahme bietet sich hier die Zuschaltung eine s mechanisch angetriebenen Verdichters in Reihe mit dem Verdichter der Aufladegruppe an. Bei niedriger Auspuffenergie und demzufolge fehIendem Ladedruck des Abgasturboladers tibernimmt der mechani sche Lader die LadeIuftverdichtung. Mit steigender Motorleistung nimmt der Anteil der Verdichtungsleistung durch den Abgasturbolader zu, der des mechanischen Verdichters aboEin Ausftihrungsbeispiel fur einen Fahrzeugmotor ist in Abschn . 6.6.6 beschrieben. Eine besonders elegante, wenn auch aufwandige Art ist der Antrieb des Abgasturboladers tiber ein Getriebe und einen Freilauf von der Motorwelle aus (Abb. 7.12), wie beim Zweitaktlokomotivmotor EMD 567 und 645 von General Motors angewandt. Bei niedrigen Motorleistungen mit nicht ausreichender Auspuffenergie wird die Abgasturboladerwelle vom Motor aus angetrieben, mit steigender Motorlei stung tibernimmt die Abgasturbine einen immer groberen Anteil der VerdichterIeistung. Wird die Deckung der Verdichterleistung nur mittels Abga sturbine erreicht, lost sich der mechanische Antrieb tiber den Freilauf. Bei Zweitaktgrobtmotoren, z. B. die MAN-Baureihen KSZ und KEZ, wird ein elektrisch angetriebenes Vorgeblase (Abb. 7.13) eingesetzt, das sich ab einem bestimmten Lastpunkt automatisch zu- oder abschaltet. Dadurch konnte auf die Ausbildung der Kolbenunterseiten als Hilfspumpen verzichtet werden . Als Alternative dazu hat Siemens einen direkt mit einer Abgasturboladerwelle gekoppelten Elektromotor entwickelt. Dieser wird tiber eine Leistungselektronik gesteuert bei Start und Teillastbetrieb zugeschaltet und lauft ansonst Ieistungslos mit, ohne abgekuppelt zu werden. Den beschriebenen Systemen muss eine gute Chance fur zuktinftige , moderne Motorkonstruktionen mit modernster Aufladetechnik zugesprochen werden . Das urnso mehr, als neue Emissions-

144

Betriebsverhalten aufge1adener Motoren

Abb.7.13 Abb.7.12. Zusatzantrieb des Abgasturboladers von der Motorwelle tiber Getriebe mit Freilauf [GMC] Abb.7.13. Elektri sch angetriebenes Vorgebliise fiir Zweitaktgrolstmotoren [MAN]

vorschriften im Hafenbereich sehr bald ZusatzmaBnahmen zur Emissionsabsenkung im Niedriglastbereich erforderlich machen diirften. Naheres dazu findet sich in Kap. 13.

7.S Instationarbetrieb eines Schiffsmotors mit Registeraufladung Ebenso wie fiir StraBenfahrzeuge ist das transiente Betriebsverhalten aufgeladener Motoren auch in anderen Einsatzgebieten von wesentlicher Bedeutung zur Erfiillung der betriebstechnischen Anforderungen. Beispielhaft solI hier ein in Lit. 55 beschriebener Hochleistungsschiffantrieb und Frischluft Abgas

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llK

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llK

Abb.7.14. Schiffantriebssystem mit registeraufgeladenen Turbomotoren [55]

145

7.5 Instationarbetrieb eines Schiffsmotor s 1,00

Schiffgeschwindigkeit

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0,80

Motordrehzahl

[1 :: 1500 min- 1]

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Abb .9.31. Simulation des Einflusses der Turbinenregeistrategie auf das MotorbetriebsverhaIten wahrend eines Fahrzeugbeschleunigungsvorganges (80- 120 kmlh) bei konventioneller ladedruckgefiihrter Regelung sowie optimierter, rauchbegrenzter Regelung

- - Verbrauchsoptimierte Strategie (FOhrungsgroBe Rauchgrenze und Ladungswechselarbeit ) - - - Basisstrategie (FOhrungsgroBe Ladedruck )

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Abb.9.32. Simulation des Effektes einer rauchbegrenzten Ladedruckregelungsstrategie im MVEG-Fahrzyklus fur ein 2100 kg schweres Fahrzeug mit einem 2,5-1-HSDI-Dieselmotor

187

9.3 Abgasturbolader mit variabler Turbineneintrittsgeometrie

Basiswert

Referenzladedruck

+

Abwei chung

VTG-Stellwert

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gemessener Ladedruck

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-

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DifferentialGlied

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Standard PI-Regelung Modellbasierte PID-Regelung

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Abb. 10.12. Prinzip-Scha1tbild einer Abgasana1yse-Messan1age fiir Motorpriifstande und Fahrzeugmessungen

10.9 Emissionswerte

197

(Schwefelverbindungen, Wasser, Asche und VerschleiBteilchen) Komponenten dar. Letztlich sollen Partikelanalyse-Messmethoden angeftihrt werden, mit denen im stationaren und transienten Motorbetrieb die Partikelemissionen hinsichtlich Partikelzahl und -groBe in Form vonVerteilungsspektren (Partikelgrolien als Funktion der Partikelgrolienklassen) gemessen werden konnen, Messgerate, mit denen diese Messaufgaben durchgefuhrt werden konnen, sind Mobilitatsspektrometer (DDMPS, dual differential mobility particle spectrometer, oder TDMPS, transient differential mobility particle spectrometer). Der prinzipielle Aufbaueiner derartigen Abgasmessanlage ist in Abb. 10.12 zusammengestellt.

11 Mechanik von Aufladegeraten

In diesem Kapitel werden vor allem die mechanischen und produktionstechnischen Eigenschaften von Aufladegeraten beschrieben. 11.1 Verdrangerlader

Unter Verdrangerlader werden vorzugsweise Kolbenverdichter in jeglicher Form (Drehkolbenverdichter o. A.), Schraubenverdichter sowie Spiralverdichter verstanden. Als Beispiel ist in Abb. 11.1 ein Spirallader (Ecodyno) fiir zwei Fordergroben gezeigt. Damit solI nochmals verdeutlicht werden, dass bei Verdrangerladern die Baugrolie in etwa linear zum geforderten Durchsatz ansteigt. In Abb. 11.1 a ist dazu der Typ S-I 00/35 dargestellt, der ein geometrisches Fordervolumen von ca. 700 crrr' aufweist und hier mit einer wirksamenVerdichterbaubreite von 100 % ausgewiesen wird. In Abb. 11 .1b ist der Typ S-100/50 dargestellt, der ca. 1000cm3 Fordervolumen hat, also ca. 40 % mehr als der S-I 00/35, wobei dessen Baubreite urn etwa denselben Betrag zunimmt.

11.1.1 Gehause und Rotoren: Dichtung und Kiihlung Gehause und Laufer vonVerdrangerladern, die mit Ausnahme des Spiralladers alle als Drehkolbenlader - mit und ohne innereVerdichtung - ausgefiihrtwerden, sind heute grofstenteils in Druckguss hergestellt.

a

b

Abb.l1.1. Grobenvergleich zweier Baugrolien von Spiralladern (Eeodyno): a Typ S-100/35 mit geometrisehem Fordervolumen von ea. 700 ern": b Typ S-l 00/50 mit Fordervolurnen von ea. 1000 crrr'

H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

11.2 Abgasturbolader

199

Die Bearbeitung der Laderrotoren ist einmal wegen der zwischenzeitlich aus Gerauschgriinden meist stark verwundenen und auf weite Strecken ineinander greifenden Drehflugelkonfigurationen und zum anderen aus Griinden der meist etwas unterschiedlichen Warmeausdehnungen von Gehause und Rotoren nieht unproblematisch. Dies gilt umso mehr, als dazu noch eine gute Abdiehtungsqualitat zwischen Rotor und Gehause einerseits und andererseits zwischen den Rotoren selbst zur Erreichung hoher Wirkungsgrade und kleiner Spaltverluste zwingend erforderlich ist. Das Gehause selbst wird aus Steifigkeitsgriinden mit starken Verrippungen ausgefiihrt, was wiederum eine ahnliche Warmeabfuhr von Gehause und Rotoren zum Zweck gleieher Bauteilerwarmumg und damit -ausdehnung erschwert. Die Diehtung zwischen Gehause und Rotor sowie von Rotor zu Rotor wird heute meist durch Aufbringen einer abrasiven schmierfahigen Schicht (graphithaltige Pasten) auf Laufer und/oder Gehause erreieht, wobei in der Erstlaufphase des Laders durch Abrasion der Dichtbeschiehtung ein gleichmaliig engstes Spiel zwischen Gehause und Rotor und von Rotor zu Rotor erreieht wird. Dieses Spiel stellt sieh nach den groliten Ausdehnungsunterschieden und den grobten im Betrieb vorkommenden Temperaturdifferenzen der jeweiligen Bauteile ein und bleibt nur so lange konstant, wie keine iibermalsige Bauteilerwarmung durch z. B. Uberlastung des Laders auftritt. Damit sind die engsten Spalte nur fiir den ungiinstigsten Betriebsfall optimal einzustellen und aile anderen Betriebszustande miissen mit diesen DiehtspaltmaBen auskommen. Die Laderbauartauswahl muss deshalb auch unter den Gesichtpunkten der Anzahl der Dichtflachen im Stim- und Umfangsbereieh des Laders sowie der auftretenden Gleitgeschwindigkeiten erfolgen. Dabei werden heute maximale Gleitgeschwindigkeiten von ca. 60 m/s zugelassen.

11.1.2 Lagerung und Schmierung Fur Drehkolben- und Spirallader werden heute ausschlieBlich Walzlager verwendet. Einmal aus Griinden der engstmoglichen Lagerspiele, die ja auch die moglichen DiehtspaltmaBe mit bestimmen, und zum andem wegen der einfacheren Schmierung.

11.2 Abgasturbolader Man muss bei der Behandlung der Abgasturboladerbauarten und -fertigungsmethoden unterscheiden zwischen den in grolsen Stiickzahlen produzierten und aulserst kostenkritischen Kleinladern [96], wie sie fiir Pkw- und Nfz-Motoren verwendet werden, und den auf hochste Wirkungsgrade und Druckverhaltnisse hin entwickelten und allenfalls in Kleinserie gefertigten GroBIadem fiir GroBund Grotltmotoren.

11.2.1 Kleinlader 11.2.1.1 Gehause: Aufbau, Kiihlung und Dichtung Das Gehause von Abgasturboladem besteht heute bei Grobseriengeraten aus drei Teilen, dem eigentlichen Lagergehause und den an ihm befestigten Gehausen fiir den Verdichter und die Turbine .

Verdichtergehause Das Verdichtergehause umschlieBt das Verdiehterrad und beinhaltet zusatzlich den Lufteintrittsstutzen in den Lader, den meist unbeschaufelten Diffusor, die Luftsammelspirale sowie eventuell

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Mechanik von Aufladegeraten

zusatzliche Luft- und Rezirkulationskanal e fiir kennfeldstabilisierende MaBnahmen (KSM). Das Verdichtergehause wird heute iiberwi egend aus Aluminium oder Magnesium gego ssen.

Turbinengehause Das Turbinengehause umschlieBt sinngemaf die meist als Zentripetalrad ausgefiihrte Turbine und beinhaltet den Abga seintritt und die ins Gehause integrierte Zulaufdiise fiir die Turbine bei Starrgeometrie-Ladem sowie meist das Waste-Gate oder die Eintrittsbeschaufelung inklusive Verstellmechanismus bei Turbinen mit variabler Eintrittsgeometrie. Auch die Turbinengehause werden heute gegossen. Fur Sonderfalle, z. B. Marineanwendungen, in denen die Oberflachen des gesamten Auspuffsystems nur bestimmte Grenztemperaturen erreichen diirfen , ist eine Wasserkiihlung moglich (siehe .Lagergehause"), Die verwendeten Werkstoffe konnen entsprechend den auftretenden Abgastemperaturen ausgewahlt werden. Fur Temperaturen bis ca. 750 °C, also die meisten Dieselmotoranwendungen, wird heute GGGX-SiM051 verwendet, fiir hohere Temperaturen bis ca. 850 °C wird meist GGG NiCr 202 (D2) eingesetzt und fiir hoch ste Abgastemperaturen bis max. 1050 °C , also den Ottomotorenbereich, verwendet man GGG NiCr 355 2 (D5). Da im Falle eines Verdichter- oder Turbinenradberstens die Radtriimmer die jeweiligen Gehau se nicht durch schlagen diirfen , sind beide Gehause von der Materialwandstarke her auch nach diesem Gesicht spunkt zu dimensionieren. Zur Nachprii fung dieser Eigenschaft wird der so genannte Containment-Test durchgefiihrt. Dazu wird das j eweilige Rad so weit beschleunigt, bis es birst. Nach dem Bersten werden die Gehause hinsichtlich ihrer Containment-Sicherheit beurteilt. Die Berstdrehzahlliegt bei den verwendeten Werkstoffen ca. 50 % iiber der maximal zula ssigen Betriebsdrehzahl.

Lagergehause Das Lagergehau se beinh altet die Lagerung des Laderlaufzeuges, die entsprechende Schmier- und Kiihlolzufuhr, die Wellenabdichtung gegen Verdichter- und Turbinengehause und den Warmeschutz der Lagerung. Fur diesen Warmeschutz gilt in jedem Falle , dass bei der mei st verwendeten Innenlagerung des Laderlaufzeuges durch den geringen Abstand zwischen Lager- und heiBem Turbinengehause erhebliche Warmestrome zum turbinenseitigen Lager - verstarkt durch den Warmestrom durch die Laderwelle - hin auftreten. Die s kann zu Olverkokungen mit der Folge von Mangelschmierung und/oder Festkorperreibung fiihren und damit in jedem Falle zu erhohtem LagerverschleiB. Als AbhilfemaBnahmen sind, wieder gestaffelt nach den auftretenden Hoch sttemperaturen, die folgenden Konstruktionsvarianten realisiert . Durch geei gnete Lagergeh ausegestaltung (Abb. 11.2) wird der der Turbine zugewandte Lagerstuhl mittel s maximi erter Warmeleitwege thermi sch entkoppelt. Hierzu wird die Lagerstuhlanbindung an das Lagergehause weit auf die Verdichterseite und hinter die Olzufuhr verlegt. Weiter verbessert wird die Warmedamrnung der Lagerung durch ein so genannte s Hitzeschild hinter dem Radriicken der Turbine, das den direkten Kontakt zwischen den heiBen Abgasen und dem Lagergehause weitgehend verhindert. Durch eine zusatzliche SpritzOlkiihlung der Laderwelle auf der heiBen Seite wird der Warmeeintrag durch diese Welle in die Lagerung reduzi ert.

Kiihlung Bei Ladem fiir Ottomotoren, fiir die die auftretenden Temperaturen nochmals 200-300 °C hoher liegen als bei den Dieselmotoren, werden mei st zusatzlich wassergekiihlte Lagergehause verwendet (Abb . 11.3). Dabei ist dann das Lagergehause in den Kiihlkreislauf des Motors integriert. Treten

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11.2 Abgasturbolader

Abb. 11.2

Abb.II.3

Abb, 11.2. Lagergehausegestaltun g mit maximaier Warmeentk oppelung und Schwimmbuchseni agerung Abb. 11.3. Waste-Gate- Turboiader mit wassergekiihltem Lagergeh ause fiir Ottomotoren

trotzdem, z. B. beim Abstellen des Motors aus hoher Last, Probleme durch Warmestau auf, so muss eine kleine, thermostatisch geregelte Zusatzwasserpumpe verwendet werden. Uberpriift wird die thermische Belastung eines Laders durch den Start-Stop-Test. Dazu wird der Lader an den bekannt kritischen Stellen mit Temperaturmesseinrichtungen versehen und fiir eine bestimmte Anzahl von Zyklen aus der Volllast herau s abgestellt. Nur wenn dabei weder die zulassigen maximalen Bauteiltemperaturen iiberschritten noch nennen swerte Mengen von Olkohle aufgebaut werden, gilt der Test als bestanden.

Abdichtsystem Das Lagergehause ist am Wellendurchtritt zum einen gegen Olverlu ste sowohl auf der Verdichterals auch auf der Turbinenseite abzudichten, zum anderen auch gegen die heiBen Abgase, die von der Turbine sonst ins Lagergehause strornen konnten. Bewerkstelligt wird das bei GroBserienladem durch je einen Kolbenring, der in einer entsprechenden Nut der Lauferwelle sitzt (Abb. 11.4). Diese Kolbenringe drehen sich nicht mit, sondem sind im Lagergehause fest verspannt und bilden so eine Art beriihrungsloser Labyrinthdichtung. Bei Ladem, die z. B. im Gasmotorenbereich eingesetzt werden, wird haufig aus Grunden der besseren Gas verteilung und damit Gemi schbildung die Dros selklappe als Lastregelorgan vor den Verdichter gesetzt. In diesem Fall kann im Verdichtergehause ein erheblicher Unterdruck entstehen , der von der beschri ebenen Kolbenringlabyrinthdichtung nicht mehr bewaltigt werden kann. Es muss dann eine zusatzliche Dichtung, meist ein Kohlegleitring, eingesetzt werden.

Abb, 11.4. Koibenrin gabd icht system der Laderwelle

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MechanikvonAufladegeraten

Fiir all diese Dichtungen gibt es Funktionstests. Dazu wird der Lader an einem realen Motor im gesamten Kennfeld untersucht, wobei fiir die Uberpriifung des verdichterseitigen Dichtringes der Unterdruck am Verdichtereintritt so weit erhoht wird, wie ihn ein verschmutzter Luftfilter verursachen konnte. Zur Uberpriifung der turbinenseitigen Abdichtung wird der Kurbelgehausedruck einer verstopften Motorentliiftung simuliert. In beiden Fallen darf kein 01 zu den jeweiligen Radern hin austreten.

11.2.1.2 Laufzeug: Materialauswahl und -beanspruchung Die kritischte Komponente heutiger Abgasturbolader ist - unabhangig von seiner Baugrolse und Bauart - das Laufzeug, bestehend aus der Welle, dem auf der einen Seite aufgesetzten Verdichterrad und dem auf der Gegenseite angeordneten Turbinenrad. Bei Kleinladem fiir Pkw- und Nfz-Motoren handelt es sich bei den Verdichter- und Turbinenradem heute zum grobten Teil urn radial durchstromte Rader; vereinzelt sind so genannte Mixed-flow-Turbinen, eine Mischbauform von Axialund Radialturbine, im Einsatz.

Verdichterrad Bei der Materialauswahl fiir das Verdichterrad wird bei den heutigen Pkw- und Nfz-GroBserienladem, aber auch fiir schnelllaufende grofere Motoren mit mehreren Ladem ausschlieBlich auf vergieBbare Aluminiumlegierungen zuriickgegriffen. Die dabei zulassigen Umfangsgeschwindigkeiten liegen im Bereich von 550 mls. Hohere Umfang sgeschwindigkeiten sind bei verkiirzter Lebensdauer moglich. Zusatzliche MaBnahmen zur Reduzierung der Spannungsspitzen im Rad selbst, z. B. eine Verstarkung des Radriickens zur Nabe hin (Abb, 11 .5), lassen weitere Erhohungen der Umfangsgeschwindigkeiten zu. Voll bearbeitete Rader aus geschmiedetem Aluminium werden nur in Sonderfallen eingesetzt.

Thrbine Die Turbine wird heute bis zu Durchmessem von ca. 150 mm ausschlieBlich als Radial- oder Mixed-flow-Tangentialturbine ausgelegt, da diese Bauart mit abnehmendem Durchmesser bessere Wirkungsgrade als vergleichbare Axialturbinen hat. Zudem kann sie in Kombination mit Ieitringlosen Turbinengehausen kostengiinstig produziert werden . Die verwendeten Werkstoffe miissen bei den auftretenden hohen Temperaturen noch ausreichend Festigkeit bieten , urn die erforderlichen

Abb. 11.5. Reduzierungder SpannungsspitzendurchVerstarkungdes Radriickens zur Nabe in einemVerdichterrad

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11.2 Abgasturbolader

Umfangsgeschwindigkeiten des Verdichterrades erzielen zu k6nnen . Heute werden fur Grollserienturbinen im Wesentlichen zwei Werkstoffe verwendet: -

GMR 235 bei Abgastemperaturen bis ca. 850 "C am Turbineneintritt, also vorwiegend fiir den Einsatz in Dieselmotoren, Inconel 713 (73 % Ni, 13 % Cr) bei Abgastemperaturen bis 1050 "C, also fiir aufgeladene Ottomotoren.

Hauptbestandteil beider gieBbarer Legierungen sind Nickel und Chrom o

11.2.1.3 Lagerung, Schmierung und Wellendynamik Laufer hier beschriebener GroBserienlader drehen mit bis zu 200.000 min -I und sollen dabei Laufzeiten bis zu 1Mio . km (Nfz-Einsatz) erreichen. Nur speziell entwickelte Gleitlagersysteme sind in der Lage, diesen hohen Anforderungen zuverlassig und kostengiinstig gerecht zu werden.

Radiallagerung mit schwimmender Buchse Bei der Radiallagerung mit schwimmender Buchse sind zwischen den verdichterseitig und turbinenseitig angeordneten Lagerstiihlen im Lagergehause Gleitlagerbuchsen angeordnet, innerhalb deren sich die Welle verschleiBfrei auf einem Olfilm drehen kann . Die Buchse selbst dreht ebenfalls auf einem Olfilm zwischen Lagerstuhl und Buchse, so dass die aus Messing gefertigte Buchse mit ca. halber Wellendrehzahl rotiert und damit schwimmt. Dadurch kann einmal die Gleitgeschwindigkeit in der Lagerung halbiert werden und zum anderen iibt der doppelte Schmierfilm eine gewiinschte Dampfungsfunktion aus, die zu einer stabileren Wellenbahn der Lauferwelle beitragt (Abb. 11.2). Durch die Wahl der Schmierspaltbreiten von Lagerstuhl zu Buchse und von Buchse zu Welle kann die hydrodynamische Tragfahigkeit der Lagerung einerseits und das Dampfungsverhalten andererseits optimiert werden. Die Schmierspaltbreite von Welle zu Buchse wird dazu unter dem Gesichtspunkt der Tragfahigkeit ausgelegt, der Spalt zwischen Buchse und Lagerstuhl unter dem Gesichtspunkt einer optimalen Dampfung. Zunehmende Schmierspaltbreiten erhohen dabei die Dampfung und vermindem die Tragfahigkeit.

Einbuchsenlagerung Die Einbuchsenlagerung wird wieder vermehrt angewandt. Die Lauferwelle dreht sich dabei innerhalb einer einzigen langen und stehenden Buchse, die auBen von 01 umspiilt wird (Abb. 11.6).

Abb. 11.6. Ausfiihrungsbeispiel schwimmender Einbuchsenlagerung

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Mechanik vonAufladegeraten

Dabei kann nun der auBere Spalt der Lagerung speziell auf die Lagerdampfung hin optimal ausgelegt werden, da keine Drehbewegung stattfindet. Der so mogliche, geringere Lagerabstand in einem Lagerstuhl mittels der beidseitig im Mittelteil hinterdrehten Buchse fiihrt zu einer kiirzeren Gesamtbaulange des Laders . AuBerdem ergeben sich Montage- und damit weitere Kostenvorteile . Weder die Schwimmbuchsen- noch die Einbuchsenlagerung nehmen Krafte in axialer Richtung auf. Nun wirken aber aufVerdichter- und Turbinenrad im Regelfall unterschiedlich hohe Gaskrafte, was zu einer Verschiebung in axialer Richtung fiihren wiirde. Deshalb ist ein weiteres Lager, das Axiallager, erforderlich.

Axiallager Das Axiallager nimmt Krafte in axialer Richtung auf. Es wird heute iiberwiegend als Keilflachen gleitlager ausgebildet. Als Anlaufflachen dienen dabei zwei Scheiben, die fest auf der Welle verspannt sind, wahrend das Axiallager selbst im Gehause angeordnet wird. Ein Olabweisblech verhindert dabei, dass zu viel 01 in die Nahe der Wellenabdichtung gelangt.

Schmierung AIle heutigen Lader sind mit Motorol geschmiert und in den Motorolkreislauf integriert. Demzufolge gelangt das notwendige Schmierol mit ca. 4 bar in das Lagergehause, wird dort mittels einer Drossel auf ca. 2 bar entspannt und der Lagerung zugefiihrt. Der Olablauf erfolgt drucklos. Fiir einen ungehinderten Olabfluss muss daher sowohl durch die Dimensionierung der Olabflussleitung als auch durch den Ort der Olriickfiihrung in den Motor, d. h. oberhalb des Motorolspiegels, gesorgt werden.

Wuchtung Dass so hoch drehende Laufzeuge wie das eines Turboladers besonders gut gewuchtet werden miissen, versteht sich von selbst. Die Bauteile Turbinenrotor und -welle werden dabei, ebenso wie das Verdichterrad, einzeln vorgewuchtet und nach dem Zusammenbau im fertigen Lader nochmals feingewuchtet (siehe auch Abschn 11.2.1.4).

Rotordynamik Das Laufzeug eines jeden Turboladers wird im Betrieb durch die pulsierende Beaufschlagung der Turbine mit Abgas, durch die eigene Restunwucht und die mechanischen Schwingungen des Verbrennungsmotors in seinem Drehbewegungsablauf beeinflusst und zu Schwingungen angeregt. Diese Rotordynamik und die damit auftretenden Wellenverlagerungsbahnen des Laufzeuges in den Lagem werden heute sorgfaltig simuliert und auch vermes sen, urn zu groBe Auslenkungen des Laufzeugs in den Lagem, die insbesondere beim Zusammentreffen niedriger Schrnieroldriicke und hoher Oltemperaturen zu Instabilitaten und metallischer Beriihrung mit der Folge von erhohtem Lagerverschleif fiihren konnen, zu verhindem.

Turbinenschaufelschwingungen Die oben genannten Anregungsformen stellen fiir die Turbinenschaufeln ahnliche Probleme wie ftir die Rotordynamik dar und konnen zu unerwiinschten Schaufelresonanzschwingungen mit der Foige einer Gefahrdung der Betriebssicherheit und Lebensdauer fiihren. Die auftretenden dynamischen Belastungen der Turbinenbeschaufelung werden deshalb im Motorenbetrieb bei hochster Belastung mittels geeignet angeordneter Dehnmessstreifen erfasst, beurteilt und hinsichtlich des Schwingungsverhaltens optimiert.

11.2 Abgasturbolader

205

11.2.1. 4 Fertigung Funktion und Einsatzbedingungen von Turboladem stellen einerseits hohe Anforderungen an die Fertigungsgenauigkeit und -qualitat, Andererseits unterliegt der gesamte Lader starkem Kostendruck. Der Fertigungsprozess von Turboladem hat sich deshalb seit Beginn der Produktion immer grofserer Stiickzahlen mit zugleich stetig sinkenden Herstellungskosten fortwahrend weiterentwickelt und verfeinert. 1m Rahmen dieses Buches kann daher der Fertigungsablauf nur grob und exemplarisch behandelt werden. Das spezielle Fertigungs-Know-how, das heutige Turbolader zu kostengiinstigen, langlebigen und zuverlassigen Produkten gemacht hat, liegt im Wesentlichen bei den Herstellerfirmen.

Fertigung des Thrbinenrades und Verbindung mit Welle Turbinenrader bestehen, wie schon dargestellt, aus einer hochwarmfesten Nickellegierung, die im Vakuum erschmolzen und vergossen werden muss . Die dazu notwendigen keramischen Schalenformen werden nach dem Wachsausschmelzverfahren hergestellt. Dazu werden zuerst die fur jedes Rad notwendigen Wachsmodelle im MaBstab I : I zu Gielibaumen zusammengeklebt. Diese werden dann durch mehrmaliges Tauchen in einen Keramikschlicker und anschlieBendes Besanden mit einer 6-lOmm dicken, feuerfesten Keramikschale versehen. Nach dem Trocknen und Abbinden dieser Schale konnen die Wachsmodelle ausgeschmolzen und die so entstehenden GuBformen gebrannt werden. Der eigentliche Abguss erfolgt in diese beim Gussvorgang erhitzten Formen. Nach dem Erkalten kann die Schale abgeschlagen und die Gussstiicke konnen vom Baum abgetrennt und bearbeitet werden. Das fertig geputzte und gegebenenfalls nachgearbeitete Turbinenrad wird durch ReibschweiBen mit der Laderwelle verbunden. Dazu wird die Welle gefasst und zusammen mit einer Schwungmasse auf eine Drehzahl von ca. 1000 min- 1 gebracht. Dann wird der Antrieb von Welle und Schwungmasse entkoppelt und die Welle definiert gegen das stehende Turbinenrad gepresst. Durch die Reibung erhitzen sich die Welle und das Turbinenrad so stark, dass am Ende beide Teile zuverlassig verschweiBt sind. Nach dem ReibschweiBen erfolgt das Spannungsfreigliihen und die Bearbeitung der Welle. Daran anschlieBend werden die Lagerstellen gehartet und der gesamte Rotor einer weiteren Warmebehandlung unterzogen. Das Bearbeiten auf die endgiiltigen MaBe erfolgt durch Schleifen, wobei besonders hohe Anforderungen an MaBhaltigkeit und Rundlauf gestellt werden miissen. Zum Abschluss werden die TurbinenradauBenkontur geschliffen und die Einstiche fur die Dichtkolbenringe eingebracht. Die fertige Turbinenwellenkombination wird schlieBIich auf speziellen Maschinen durch Ansenken der Turbinenriickwand gewuchtet.

Fertigung des Verdichterrades Die Herstellung des Verdichterrades beginnt miteinem auf einer 5-Achsen-Frasmaschine hergestellten Urmodell. Von diesem Urmodell wird die Urmatrize, eine Hohlform, hergestellt, aus der dann die so genannten Arbeitsmodelle aus Gummi gezogen werden. Das Gummiarbeitsmodell dient nun auf eine Arbeitsplatte montiert zur Herstellung von Gipsmodellen, aus denen nach dem Trocknen das Gummimodell drehend , in jedem Faile aber unbeschadigt, herausgezogen werden muss. Dass diese Art der Herstellung die Form des elastischen Gummimodells und dam it auch des moglichen Verdichterrades und seiner Konturen beeinflusst, liegt auf der Hand. Die entstandenen Gipsformen werden in der Folge zwischen Platten gespannt als Gussformen fiir den AluminiumDruckguss der Rader verwandt. Die Bearbeitung des Verdichterrades beginnt mit dem Einbringen

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Mechanik von Aufladegeraten

der Mittelbohrung, wobei die Konzentri zitat zwischen Radrohling und Bohrung durch spezielle Spannvorrichtungen sichergestellt wird. AnschlieBend werden Radriicken und Radkontur bearbeitet. Auch das Verdichterrad wird nach Fertig stellung gewuchtet.

Fertigung von Verdichter- und Turbinengehause Die Rohlinge beider Gehau se werden aus den jeweilig ausgewahlten Werkstoffen gegossen. Die nachfolgenden Arbeiten umfassen Dreh- , Bohr- und Frasarbeiten auf CNC-(computer numerical control-)Maschinen. Die Endbearbeitung mit dem Frasen der Flanschflachen sowie dem Einbringen von Bohrungen und Gewinden erfolgt auf Rund-Transfermaschinen. Die meist verwendeten Verdichtergehause aus Aluminium-Druckguss bediirfen dabei wegen ihrer hohen GussmaBgenauigkeit und guten Oberflachengiite nur einer geringen Endbearbeitung. Die Turbinengehause werden am Ende ihrer Bearbeitung entgratet und gegen Korrosion konserviert.

Bearbeitung des Lagergehauses Die Bearbeitung des aus Grauguss gegossenen Lagergehauses erfolgt, ahnlich dem Turbinengehause, auf mehr spindli gen CNC-Maschinen. Es miissen die turbinen- und verdichterseitigen Anschlussflansche gedreht sowie die Lagerbohrung eingebracht und geschliffen oder gehont werden. Auch das Lagergehause wird gegen Korrosion geschiitzt.

Montage Die Montage unterteilt sich in die Rumpfgruppen- und die Endmontage. Dazwischen wird das kompIette Laufzeug in der Rumpfgruppe nochmals bei hoher Drehzahl feingewu chtet. Die Rumpfgruppe besteht aus Lagere inheit, Laufzeug unf Verdichterriickwand. Bei dem Montage vorgang werden zuerst die Lagerbu chsen im Lagergehause montiert, dann die Turbinenrotor-Wellen-Kombination mit den Dichtkolbenringen in die Lagerung eingesetzt. AnschlieBend wird das Axiallager montiert und die Verdichterriickwand aufgeschraubt. Auf das noch freie Wellenende wird anschlieBend das Verdichterrad aufge steckt und mit einer Wellenmutter verspannt. Die gesamte Rumpfgruppenmontage geschieht bei GroBserienladern automati sch. Bei der folgenden Endmontage werden an Gruppenarbeitsplatzen die Verdichter- und Turbinengehause montiert sowie gegebenenfalls der Waste-Gate- oder VTG-Mechanismus angebracht und einge stellt. Damit ist der Lader fertigge stellt und wird als Zuliefermodul an die jeweiligen Motorhersteller geliefert.

11.2.2 Grofilader Bei GroB- und Gr6Btmotoren mit Zylinderleistungen zwischen 1000 und beinah e 10.000 kW ist der heute ausschlieBlich verwendete Abgasturbolader ein wesentliches Konstruktionelement, das maBgeblich Leistung, Kraftstoffverbrau ch und Bauraumbedarf beeinflusst. Sowohl seine Konzeption als auch seine Herstellung unterliegen damit vollig anderen Gesichtspunkten als beim vorher behandelten GroBserienlader. Zwi schen beiden Eckkonzeption en gibt es naturgemaf eine Menge Zwischen stufen. 1m Rahmen dieses Buches solI hier nur auf das andere Extrem , den wirklichen GroBlader, eingegangen werden .

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11.2 Abgasturbolader

11.2.2.1 Aufbau, Gehause, Kiihlung, Dichtung Aufbau Wahrend Kleinlader bevorzugt aus vier Bauelementen, dem Laufzeug, dem Lagergehause, dem Turbinengehause und dem Verdichtergehause, zusammengesetzt sind, ist der Aufbau eines GroBladers weit komplexer. So werden voll bearbeitete Verdichterrader und beschaufelte Diffusoren sowie Axialturbinen mit aullerer Zu- und zentraler Abga sabstromung verwendet, wodurch auch das Laderlagergehause (siehe .Lagerung" ) vollig anders gestaltet werden muss. Abbildung 5.40 zeigt als Grobladerausftlbrungsbeispiel einen NNS-Lader von MAN.

Lagerung Die Lagerung muss ebenfalls differenziert von der des Kleinladers behandelt werden. Wahrend bei den Kleinladern heute ausschlieBlich eine Innenlagerung Verwendung findet, ist bei GroBladern die AuBenlagerung dominierend. Abbildung 11.7 zeigt die prinzipielle Anordnung. Dariiber hinaus wird auch meist eine Walzlagerung mit eigener Olversorgung verwendet und zwar aus folgenden Grunden : niedrigere Verlustleistungen bei den gegebenen Drehzahlen hohe Kurzzeit-Uberlastfahigkeit der Walzlagerung hohe Unempfindlichkeit auf kurzzeitige Schwankungen der Olversorgung

Aul!enlagerung

Innenlagerung

Abb. 11.7. PrinzipielleAnordnung der Lager bei Innen- und AuBenlagerung

..

t

KompressorseiteLagerkrafte

Abb. 11.8. Lagerkrafte und ihre Ursachen am Laderlaufzeug

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Ahh. l l.9

Mechanik vonAufladegeraten

Ahh. 11.10

Abb. 11.9. Doppelkugelwalzlagerung eines GroBiaders Abb. 11.10. Vierpunktwalzlager mit Spritzolpurnpe

eigene Olversorgung unabhangig vomMotorschmierolkreislauf keineOlverschmutzung durchden Motor sowie die Moglichkeit, spezieIle Olqualitaten und -viskositaten zu verwenden Betrachtet man zusatzlich die Krafte, die auf das Laufzeug eines Turboladers wirken (Abb. 11.8), und beriicksichtigt die Lebendauerforderungen an Grobtmotoren, so wird es leicht einsichtig,dass auch in die Lagertechnikdieser Lader ein wesentlich grollererAufwandinvestiert werden muss als im FaIle von Kleinladem. Abbildung 11 .9 zeigt dazu ein verdichterseitiges DoppelkugeIlager mit Dampfungszwischenlage an den AuBenringen und einer eigenen Schleuderscheiben-Olpumpe. Neben der gezeigten Ausfiihrung kommen auch so genannte4-Punktlagerungen, wie sie Abb. 11 .10 in Kombination mit einer Spritzolpumpezeigt, oder norrnale DoppelkugeIlager-Lagerungen (Abb. 11.11) in Kombination mit einer Hohlschaftolpumpe und einer Zahnradolpumpe zur Anwendung. Verdichtergehause Als ersteskomplexes BauteilsoIldasVerdichtergehause behandeltwerden. Es bestehtmeistausdem ringformigen, sich zum Verdichtereintritt hin stark verjiingenden Luftzulauf zum Verdichter und hat als Vorsatz einen koaxial angeordneten Lamellenschalldampfer zur Dampfung der Verdichtergerausche und zur Beruhigung des Ansaugluftstromes (Abb. 11.12). In dem durch profilierte Tragstreben abgestiitzten, inneren Gehauseteil ist nahe dem Verdichterrad das verdichterseitige, am AuBenring gedampfte Walzlager mit integrierter Olpumpe und Olvorratsraum platziert.Es handeltsichmeisturnein Doppelkugellager, das auchdieAxialkrafte des Laderlaufzeuges aufnimmt. Der meist beschaufelteAustrittsdiffusor und der daran anschlieBende Luftsammlersind ein weiters Bauteil, das zudem die Verbindung mit dem Abgassammler hersteIlt.

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11.2 Abgasturbolader

...,

u.. 0 ./' Abb , 11.1 2

Abb. 11.11. Walzlagerung mit Hohlschaft- (links) und Zahnradolpurnpe (rechts) Abb. 11.12. Verdichtergehause (links). Abgassammel- (Mitte) und Turbinengehause (rechts) eines GroBiaders mit

Ansaugschalldampfer

Abgassammler Der Abgassammler (Abb. 11.12) sammelt das Abgas, das aus der Axialturbine nach innen auf das Verdichtergehause zu ausstromt, und leitet es in der Regel nach oben in das Abgassammelrohr. Er stellt zusammen mit dem Verdichtergehause das tragende Element des Laders dar und ist zur Vermeidung von thermi schen Verziigen, die einer seits die realisierbaren SpaltmaBe zwischen Verdichter und Verdichtergehause sowie Turbine und Turbinengehause negativ beeinflussen wiirden und andererseits zu Fluchtproblemen der Lagerung fiihren konnten , meist wassergekiihlt. In seinem Inneren hat er ein zur Laderwelle konzentrisches Schutzrohr mit Flansch, das einmal die durchtretende Laderwelle vor Warme schiitzt und zum anderen , zur Sicherung der Lagerflucht, direkt mit dem Turbinengehause verschraubt wird. Auf seiner anderen Seite ist das Turbinengehause angeordnet.

Turblnengehause Das Turbinengehause (Abb. 11.12) hat einen ebenfalls konzentrischen, sich zur Axialturbine hin verjiingenden (Diisenform) Abgaszulauf und tragt als gehauseseitigen Vorsatz den Leitschaufelund den TurbinenauBenring. Es stellt weiterhin iiber einen konzentri schen Hals die fluchtende Verbindung zum Verdichtergehause her und schlieBt damit auch das Rohr zur Wellenab schirmung gegen das Abga s. In seinem Inneren ist das turbinenseitige Walzlager angeordnet, meist ein axial verschiebbares, ebenfalls gedampftes Rollenlager, urn die thermische Dehnung der Laderwelle aufzunehmen. Es besitzt ebenfalls eine eigene Schmierolversorgung mit Pumpe und Vorratstank. Das gesamte Gehause ist wassergekiihlt. Gegen einen Abgaseintritt von der Turbine in das Lagergehause schiitzt eine doppelte Labyrinthdichtung auf der Laderwelle.

Laderwelle Die Laderwelle ist weit komplexer aufgebaut als bei kleinen Ladem. Auf Grund der auBenliegenden Lager und des damit weit gr6Beren Lagerabstands muss sie sehr sorgfaltig auf Biegung und Schwingungen hin berechnet und optimiert werden. Da hohe Leistungen an das Verdichterrad iibertragen werden miissen, ist dessen Sitz sehr sorgfaltig zu dimensionieren. Turbinenseitig

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Mechanik von Aufladegeraten

tragt die Welle die FuBscheibe fiir die Axialschaufeln, die in dieser meist mit selbstzentrierender Tannenbaum-Verzahnung gelagert sind. Kiihlung Wahrend aus Verzugs- und Fluchtungsgriinden, ebenso wie zur Sicherstellung ausreichend kiihl laufender Lager und Olreserven, eine groBziigige Kiihlung aller heiBen Bauteile auBerst wiinschenswert erscheint, muss mit Riicksicht auf den in diesem Motor- und Ladersegment obligatorischen Schwerolbetrieb mit groBer Verkokungs- und Verschmutzungsgefahr darauf geachtet werden, dass die verschmutzungsgefahrdeten Bauteile eine geniigend hohe Temperatur zur Vermeidung von Verkokung haben. Die Auslegung der Kiihlung muss deshalb strategisch erfolgen und fiihrt in diesem Kontext zu einem gewollt und gezielt eingesetzten Nebeneinander von Isolationsund KiihlmaBnahmen.

11.2.2.2 Laufzeug Verdichterrad Auch die Strornungskomponenten miissen und werden aus Wirkungsgradgriinden sehr viel exakter bearbeitet und mit weniger Auslegungskompromissen belastet. Die Verdichterrader, auch hier immer Radialrader und meist aus Titan gefertigt, werden mit 5-Achsen-Frasmaschinen aus dem Vollen herausgearbeitet. Stark verwundene, profilierte und riickwarts gekriimmte Schaufeln mit zuriickgesetzten Zwischenschaufeln sind hier Stand der Technik (Abb . 11.13). Es werden Umfangsgeschwindigkeiten in der Grofenordnung von 600 m/s zugelassen. Zur weiteren Wirkungsgradsteigerung werden zusammen mit den beschriebenen Hochleistungsverdichterradern in steigendem MaBe profilbeschaufelte Diffusoren eingesetzt. Die so he ute erreichten Verdichterwirkungsgrade liegen bei bis zu 88 %. Thrbine Die Turbine von GroBladern wird iiberwiegend als Axialturbine ausgefiihrt, die bei Durchmessern iiber 300 mm klare Wirkungsgradvorteile gegeniiber der Radialbauform aufweist. Durch rela-

0,88

Neuentwicklungen

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2,4 2,8 3,2 3.6

Turbinendruckverhiiltnis

Abb .l1.13

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nr [-I

Ahh. 11.14

Abb. 11.13. Voll bearbeitetes Verdichterrad Abb.l1.14. Effektive Turbinenwirkungsgrade modemer GroBiader tiber dem Expansionsverhaltnis [122)

11 .2 Abgasturbolader

211

Abb.l1.15. Arlen der Auspuffstrangzufiihrung zumTurbinengehause

tiv einfache Anderung der Schaufellange kann die Turbine optimal an die jeweiligen Laderleistungsanforderungen angepasst werden. Zusammen mit einem vorgeschalteten Leitapparat mit ebenfalls profilierter und - mehr und mehr - verstellbarer Beschaufelung sowie nachgeschalteten Abstromdiffusoren lassen sich heute Turbinenwirkungsgrade von bis zu 85 % erreichen (Abb. 1l.l4). Verschiedene Arten der Auspuffstrangzufiihrung zum Turbinengehause sind in Abb. 1l.l5 aufgezeigt.

11.2.2.3 Fertigung Die vorstehend beschriebenen GroBlader sind immer Kleinstserienlose, die auf modernsten Komplett-Bearbeitungszentren gefertigt werden, wo hochste Anspriiche an die Fertigungsgenauigkeit und Reproduzierbarkeit erfiillt werden konnen.

12 Ladeluftkiihler und Ladeluftkiihlsysteme

Da, wie in Kap. 2 ausfiihrlich hergeleitet, die Ladeluftkiihlung bei der Realisierung von hohen Leistungsdichten sowie niedrigen Kraftstoffverbrauchen und Emissionswerten eine entscheidende Rolle spielt, muss dem Ladeluftkiihlsystem und seinen Komponenten die entsprechende Bedeutung bei der Ausahl fiir bestimmte Motorkonzepte und Einsatzfalle zugemessen werden . Dazu sind die Kenntnis von Kiihlerbauarten sowie die Auswahl eines geeigneten Ladeluftkiihlsystems ebenso wichtig wie die der jeweils entsprechenden Kennzahlen.

12.1 Grundlagen und Kennzahlen Die Dichte der vom Motor angesaugten Luft hangt von deren Druck und Temperatur ab (p = p / Ziel muss es daher sein, eine Druckerhohung mit moglichst geringer Temperatursteigerung zu erreichen. Da reale Verdichter mit Wirkungsgraden TJs-i,K < 1 (verglichen zum idealen isentropen Verdichtungsvorgang) arbeiten, erfolgt bei realer Verdichtung der Motoransaugluft eine Temperaturerhohung in Abhangigkeit von gewahltem Druckverhaltnis und Verdichterwirkungsgrad, wie in Abb. 12.1 dargestellt und mit folgender Gleichung beschrieben: (12.1) Man erkennt, dass auch mit besten erreichbaren Wirkungsgraden von TJs-i,K = 0,8 bei einem Druckverhaltnis von n = 3 eine Temperaturerhohung urn ca. 135 °C auftritt. Dies hat zur Folge, dass bei

Druckverhaltnis P2/P1 ｾ

250

=0.5 lls-i ,K =0.6 lls.i ,K =0.7 lls-i,K =0.8 lls-i,K

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2.5 I/)

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100 50

Basislemp. 20°C

0 +---,---,---,--........ 1.5 2.0 2.5 3 1

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Isenlrope Verdichlung

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Isotherme Verd. T2 =T 1

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3.0

1.5

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2.5

3.0

Druckverhaltnis P2/P1 [-I Abb.12.2

Abb. 12.1. Ladelufttemperaturerhohung in Abhangigkeit von Druckverhaltnis und Verdichterwirkungsgrad Abb, 12.2. Dichtesteigerung der Ladeluft in Abhangigkeit von Druckverhaltnis und Verdichterwirkungsgrad

H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

12.2 Ladeluftkiihlerbauarten

213

9ul19 . r

Max. KCihlung

ｌ ｾ､ ･ｬｵｦｴ Ｚ T2 = 393 K. P2 = 1.7 bar Kuhlluft: T2= 303 K. P2 = 1.0 bar

T2' =T 1 =T K

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ｾ

3.0

Umgebungs- und /. KCihlmilteltemp.=20OC /. /. _ 'ls-i.K - 0.7 /.

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1.5 2.0 2.5 Druckverhiiltnis pipl

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3.0

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Abb.12.3

Abb.12.4

Abb. 12.3. Verh altnis der Ladeluftd ichte vor und nach Kiihlung in Abhangigkeit von Druckverhaltnis und Kiihlerwirkungsgrad

Abb. 12.4. Erreichbare s Dichteverhaltnis in Abhangigkeit von Druck verlust, Kiihlerwirkung sgrad und Riickkiihlrate

dem gewahlten Druckverhaltnis nur eine Dichtesteigerung P2 / PI von ca. 2 erreicht werden kann (Abb. 12.2). SolI nun eine hochstmogliche Dichteanhebungerzielt werden, so muss die Ladeluft gekiihltund damit ein Dichteriickgewinn erreicht werden.Als Kiihlstoffe kommen dafiirdie natiirlichenMedien Luft oder Wasser infrage. Zur Beurteilung der Qualitat der Ladeluftkiihlungwird eine Kennzahl fiir den Kiihler, der Kiihlerwirkungsgrad als das Verhaltnis der erreichbarenWarmeabfuhr zur maximal moglichen Warmeabfuhr, definiert: (12.2) wobei T2 und T2' die Ladelufttemperatur vor und nach dem Ladeluftkiihlerund TK die Kiihlmitteltemperatur beschreiben. Damit sind bei einem angenommenen Verdichterwirkungsgrad von rJs-i,K = 0,7 und einer Umgebungs-, d. h. Kiihlmitteltemperatur TK von 20 °C in Abhangigkeit vom Kiihlerwirkungsgrad rJLLK bei einem Druckverhaltnis von 3 Dichtesteigerungen von bis zu 2,7 moglich (Abb. 12.3). Man kann auch, und das ist heute der bevorzugteWeg, einen Dichteriickgewinn-Wirkungsgrad definieren: = / l::ipmax' (12.3) Abbildung 12.4 zeigt diesen Wirkungsgrad fiir bestimmte Druckverluste apjjj, im Kiihlnetz iiber der Ladeluftnickkiihlrate A hLK. 12.2 Ladeluftkiihlerbauarten Ladeluftkiihler bestehen prinzipielI aus einer Anzahl von Warmeaustauschflachen, welche die Ladeluft- und Kiihlmittelstrome einerseits so fiihren . dass zwischen ihnen keine Vermischung stattfindenund andererseits ein moglichst groBer Warmeaustauscherfolgenkann. Deshalb werden in den jeweiligen Stromungskanalen zur Oberflachenvergroberung und damit verbundenen Erhohung des Warmeiibergangs Rippen angeordnet. Der Warmeaustausch erfolgt unmittelbar iiber die genannten Wande und Rippen, die demzufolge aus einem gut warmeleitenden Material, im AlIgemeinen

214

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Ladeluftkiihler und Ladeluftklihlsysteme

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Abb.12.5 . Ausfiihrungen von Ladeluftwarmetauschern: a l-PlussKreuzstrom-, b 2-Fluss-Kreuzgegenstromwiirmetauscher

b

Metall, bestehen. Zur Minimierung des Bauaufwandes werden die Stoffstrome dabei nach dem Kreuzstrom- oder Kreuzgegenstromprinzip gefiihrt (Abb. 12.5). Der Ladeluftkiihler soli eine moglichstgroBe Warmeleistung tibertragen, d. h. abfiihren konnen , DieiibertragbareWarmeleistung errechnet sich wie folgt: (12.4) wobei k den Warmedurchgangskoeffizient und AK die Kiihlflache beschreiben. Die Faktoren k und AK sind von der Kiihlergrobe und -bauart abhangig, wahrend als Randbedingung vorliegt. k · AK wird als Warmeiibergangswert bezeichnet. Er hangt von den folgenden Faktoren, Warmeiibergangskoeffizient auf der Kiihlmittelseite, aa Warmeiibergangskoeffizient auf der Ladeluftseite, Ai Kiihlflache auf der Kiihlmittelseite, A a Kiihlflache auf der Ladeluftseite, 8 Dicke der Austauschwand, A Warmeleitfahigkeit der Austauschwand, ai

nach folgendem Zusammenhang ab: 1

1

8

1

-=-+-+--. kAk ajAi A aaAa

(12.5)

Die Gleichung zeigt die Einfliisse der Ladeluft, des Kiihlmittels und der Wande in Bezug auf den Warmeiibergang. Die Grobe dieses Wertes wird von den Summanden im Nenner bestimmt, die wiederum vom Kiihlerselbst abhangen: Grelle der Kiihlflachen Ai auf der Kiihlmittel- und A a auf der Ladeluftseite Warmeilbergangskoeffizienten ai und aa Quotienten 8/ A aus Wanddicke und Warmeleitzahl der Wand Aus Gl. (12.5) folgt auch, dass die Produkte tx . A moglichst grof sein miissen, urn einen hohen also einen hohen Warmeiibergangswert, zu erreichen. Diese Erkenntnis bestimmt Wert k . demzufolge Kiihlerbauart und -grobe. Fiir die moglichen Kiihlstoffe Luft oder Wasserergebensich daraus sehr unterschiedliche Anforderungen an die Kiihlerbauart. Bei Luft-Luft-Ladeluftkiihlung miissen auf Grund der in etwa gleich groBen Werteder Kiihlund Ladeluftseite auch die Kiihlflachen Ai und A a annahernd gleich grof sein. Bei einer Kiihlung der Ladeluft mit Wasser ist das Verhaltnis der Werte von Wasser zu Luft etwa 10: 1. Somit stellt die Kiihlflache auf der Luftseite immer die kritische Grolie dar. Eine Verrippung ist deshalb auf der Wasserseite nicht notwendig. Es tritt eine Sattigung des Kiihlers auf der Luftseite ein.

12.2 Ladeluftkiihlerbauarten

Rundrohr

215

Rohrboden

Abb. 12.6. Rundrohrkiihler [113)

Je nach Kiihlmittelwahl sind also sehr unterschiedliche Kiihlerbauarten moglich. Dies gilt umso mehr, wenn man die Betriebseinfliisse von Luft oder Wasser als Kiihlmittel in Bezug auf Verschmutzung und Korrosion beriicksichtigt.

12.2.1 Wassergekiihlte Lade1uftkiihler Man unterscheidet entsprechend der Bauform zwischen Rundrohr- und Flachrohrkiihlem.

Rundrohrkiihler Der Kiihlerblock des Rundrohrkiihlers besteht aus einer Vielzahl von Rippenblechen, welche von Rohren durchkreuzt werden (Abb. 12.6). Die Rohre sind ihrerseits mit den Kragen der Rippen warmeleitend verbunden. Diese Verbindung erfolgt entweder durch ein hydraulisches oder mechanisches Aufweiten der Rohre oder durch Weichverloten der Rippenkragen mit den Rohren. In Bezug auf die Qualitat der Warmeiibertragung besteht dabei zwischen den Verfahren kein merklicher Unterschied. Sehr wohl aber hinsichtlich der moglichen Werkstoffkombinationen, Bei der hydraulischen Aufweitung konnen auch nichtlotbare Paarungen wie rostfreier Stahl, Kupfer, Messing oder Titan (Rohre) mit Rippen aus Kupfer oder Aluminium ausreichend warmeleitend verbunden werden. Rohrkiihler werden iiberwiegend bei einer direkten Beaufschlagung mit Roh- oder Seewasser (harteste Einsatzbedingungen) verwendet. Das Kiihlwasser muss dabei vor Kiihler mindestens gesiebt werden. Auch eine regelmafsige Kiihlerreinigung ist unerlasslich. Dariiber hinaus sind Mindest- und Hochstwasserdurchsatze wegen Schmutzablagerung und Korrosion einerseits und Erosionschaden auf der Rohreintrittsseite andererseits zu beachten und einzuhalten. ｴｳｵｬｲ･ｖｐｾ gewisse GrenRundrohrkiihler erreichen hinsichtlich ihres Giitegrades 1JG,LLK = zen. Diese konnen mit Flachrohrkiihlem bei gleichen Abmessungen deutlich ausgeweitet werden.

12/

Flachrohrkiihler Flachrohre verursachen auf Grund ihrer stromungsgiinstigeren Form geringere Druckverluste auf der Ladeluftseite, wodurch sie intensiver berippt werden konnen. Die relativ engen Rohrkanale sind allerdings fiir Schmutzwasser ungeeignet und solIten deshalb nur in geschlossenen Kiihlsystemen (Abschn. 12.3) verwendet werden. Flachrohrkiihler konnen in zwei Bauweisen dargestellt werden, Als Kombination von Flachovalrohren und diinnwandigen Rohrboden (Abb. 12.7) sind die Rohre (mit oder ohne innere Berippung) mit den LuftlamelIen, Seitenteilen und Rohrboden durch Lotung verbunden. An den Kiihlerblockenden sind Wassersamrnelkasten angeschweiBt oder

216

Ladeluftkiihler und Ladeluftkiihlsysteme

Ahb.12.7 Abb.12.7. Flachovalrohr-Lamellenkiihler ohne Innenberippung [113] Abb.12.8. Flachrohrkiihler in Stab-Plattenbauweise [113]

angeschraubt. Das geschiJderte Bauprinzip erfordert Spezialstanzwerkzeuge fiir die Rohrboden und ist damit nur fiir grolsere Stiickzahlen wirtschaftJich umsetzbar. Als Kombination von Rohrwandblechen und Abschlussleisten (Abb. 12.8) besteht der komplett hartverlotete Kiihlerblock aus Blechen, Staben und Stiitzlamellen, we1che die Wasserkanale bilden, sowie luftseitigen Lamellen und deren Seitenteile. An den Blockenden werden Wasserkasten angeschweiBt. Diese Bauweise ist auch und vor allem fur kleine und mittlere Stiickzahlen geeignet, da keine teuren typgebundenen Werkzeuge erforderlich sind.

12.2.2 Luft-Luft-Ladeluftkiihler Fur den Einsatz in Luft- und vor allem Boden-Fahrzeugen, wo Wasser als Kiihlmittel nieht direkt zur Verfiigung steht, miissen Luft-Luft-Ladeluftkiihler verwendet werden. Bei Luft-LuftLadeluftkiihlern stromt, im Gegensatz zu den wassergekiihlten, die Ladeluft durch die meist auch innen berippten Flachrohre. Zwischen diesen Rohren sind Kiihlluftlamellen angeordnet. Abbildung 12.9 zeigt einen so1chen Kiihler in Stab-Platten-Bauweise mit innenverripptem Flachrohr, Abb. 12.10 einen in Flachovalrohr-Larnellen-Bauweise ebenfalls mit innenverripptem Flachovalrohr.

12.2.3 Ganzaluminium-Ladeluftkiihler Urn die Leistungsfahigkeit, das Gewieht und die Herstellungskosten weiter zu optimieren, kommen in zunehmenden MaBe Kiihler in Ganzaluminiumbauweise zur Anwendung. Auch hier werden zwei unterschiedJiche Bauformen gewahlt:

-

Kiihlerbauart mit geringer Blocktiefe (ca. 30 mm) und Rohren ohne Innenrippe fiir mittlere Ladeluft-Massenstrome; Bauart mit Blocktiefen von ca. 50-100 mm mit Turbulenzeinlagen in den Rohren fiir besonders hohe Leistungsanforderungen bei gleichzeitig kompakter Bauweise.

217

12.3 Ladelu ftkiihlsysteme

Ladeluft

Abb. 12.9. Luft-Lu ft-Ladeluftkiihler in StabPlattenbauweise [113)

Abb. 12.10

Abb. 12.9

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Abb.12.10. Luft-Luft-Ladeluft kiihler in Flachoval-Lamellenbauweise mit Innenbe rippung [113)

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52mm tiel 66mm tiel

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kfJhlluftseitiger Druckabfall t\PKL [Pal

275

300

Abb. 12.11. Behr-D iagramm zurLadeluftkiihlerauslegung [83)

Abbildung 12.11 zeigt die Leistungsfahigkeit verschiedener Rohr-Rippen-Kombinationen bei unterschiedlichen Blockti efen. Mit diesen Bauweisen konnen auch mehrere Warmeiibertragerkomponenten zu einer Einheit - zu einem so genannten Monoblock - zusammengefasst werden.

12.3 Ladeluftkiihlsysteme Die entsprechenden Kiihlsysteme setzen sich immer aus dem Ladeluftkiihl er selbst, den entsprechenden Rohrleitungen, oder allgeme iner: Verbindungen, sowie allfalligen Zusatzkompon enten fiir ein Ladeluftw armemanagement zusammen. Dabei kommen vorzugsweise zwei Systeme zum Einsatz: direkte Ladeluftkiihlung mit luft- oder wasserbeaufschlagtem Kiihler oder indirekte Ladeluftkiihlung mit entsprechenden Kiihler-Kombinationen. Abbildun g 12.12 zeigt das Prinzipschaltbild fiir die direkte Ladeluftkiihlung. Bei Luft-LuftLadeluftkiihlung hangt die erreichbare Riickkiihlung und der damit erreichbare Dichteriickgewinn im Wesentlichen von der Kiihlergrolie und von seiner Effizienz aboWerte fiir /),. T von ca. 15-20 °C iiber Umgebun gs-, d. h. Kiihlmitteltemperatur sind erreichbar. Bei Roh- oder Seewasserkiihlung

218

Ladeluftkiihler und Ladeluftkiihlsysteme

Regelventil

KOhtmittel

Thermostat KOhlluft

-.

Ladetu!t· kOhler Turbolader

Nieder· TemperaturKOhlmille lkOhler

Ladeluft

Abb. 12.12

HauptKOhlmittelKOhler

Motor Pump0T-_

Turbolader

"T"'"

Ladeluftl KOhtmillel kOhler

bb. 12.13

Abb. 12.12. Prinzip-Schaltbild fiir direkte Ladeluftkiihlung [83] Abb.12.13. Prinzip-Schaltbild fiir indirekte Ladeluftkiihlung [83]

sind Werte von 5-10 °C iiberKiih1mitteltemperatur realisiert. Ein Warmemanagement der Lade1uft (Kiihlung z. B. nur bei hohen Lasten o. A.) ist nur mit erheblichemZusatzaufwand zu realisieren. Das Grundsystemist dagegeneinfach, robust und preisgiinstig. Wie Abb. 12.13 fiir die indirekte Ladeluftkiihlung zeigt, wird der eigentlicheLadeluftkiih1er a1s Luft-Wasserwarmetauscher in moglichst kompakter Bauweise ausgefiihrt. Dieser wird mitte1s eines zweiten Kiihlkreislaufs riickgekiihlt. Es ist damit bei gegebenen Kiihlflachen im Fahrzeug eine hohere Riickkiihlrate mit verbessertem Dichteriickgewinn und gleichzeitig kleinerem ladedruckseitigemDruckverlust moglich, Dariiberhinauskann die Ladelufttemperatur durch eine ventilgesteuerteVerbindung mit dem Motorkiihlmittelkreislauf sehr gut geregelt und ein sehr flexibles Motorwarmemanagement realisiert werden. Nachteilig ist die Notwendigkeit einer zusatzlichen Kiihlmittelpumpe. Das System ist insgesamt komplexer, schwererund teurer.

13 Aussichten und Weiterentwicklung der Aufladung

In diesem Kapitel solI der Versucheines Ausblickes auf mogliche kiinftigeEntwicklungen- ausgehend vom aktuellen Stand der Aufladetechnik- untemommen werden, wobei moglichst realistische Szenarien zugrunde gelegt werden.

13.1 Status und Perspektiven der Aufladetechniken Wie bereits im geschichtlichen Uberblick angedeutet, hat die Aufladung bei den Verbrennungsmotoren einen Siegeszug ohnegleichen angetreten und aIle Motorkategorien bis auf Billig- und Kleinmotoren sowie den Pkw-Ottomotor praktisch zu 100 % erobert. Dabei kommt es vor allem auf preisgiinstigeAufladetechniken an. Dies konnte sich bei weiter verscharften Gesetzesauflagen fur Verbrennungskraftmaschinen im Hinblick auf Gerausch- und Schadstoffemissionen einerseits und erhohten Anforderungen an niedrigstmogliche Kraftstoffbetriebsverbrauche andererseits in naher Zukunft dramatisch andern. Als Beispiel dafur moge die Situation bei den mittleren und schweren Nutzfahrzeug- aber auch den modemen Direkteinspritz-Pkw-Dieselmotoren dienen. Beide Motortypen sind ohneAufladung und Ladeluftkiihlung nicht mehr in der Lage, die gesetzlichen Schadstoffemissionsgrenzwerte zu erfullen. Dazu kommen neue Forderungen von der Fahrzeugseite, z. B. nach stark erhohten Motorbremsleistungen bei Nutzfahrzeugen und besserem transientem Verhalten bei Pkw-Motoren. All dies wird zu einer Verlagerung der Kosten vom Basismotor, der billiger werden muss, hin zu leistungsfahigeren, multifunktional einsetzbaren Aufladesystemen fuhren. Dies urn so mehr, als der stetige Kostendruck zu weiter erhohten Aufladegraden fuhren wird. Damit wird sich aber auch der Pkw-Ottomotor dem Trend zur Aufladung nicht mehr lange widersetzen konnen, auch weil hier die Kraftstoffverbraucheinsparpotentiale weitaus am grolsten sind.

13.2 Weiterentwicklungstrends der einzelnen Aufladesysteme

13.2.1 Mechanische Lader Die mechanischeAufladung, d. h. dieAufladung mittels mechanisch vom Motor angetriebenerVerdrangerlader, erlebt beim klassischen Ottomotor zur Zeit eine bemerkenswerte Renaissance. Die Griinde dafiir sind einmal in der ausfiihrlich beschriebenen Problematik der Abgasturboaufladung des Ottomotors zu suchen. Zum anderen wird hier mit der Aufladung meist nur die Spitzenmotorisierung einer Motorfamilie realisiert, so dass die Aufladung als Add-on-Losung dargestellt werden muss. Dies ist aber mit einem die heiBe Seite des Motors nicht tangierendenAufladesystem H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

Aussichten und Weiterentwicklung

220

1,0

ＢＧｲ］ｾＺＡ

ｾ］Ｚ

°

0,1

0,2

I

0,3

0,4

0,5

Volumenstrom VI [m3/sj

a

b

Abb.13.1. Kennfeld (a) und Lauferpaar(b) eines modernen Schraubenverdichters

sehr viel einfaeher zu realisieren als mit einer tief in das Gesamtmotorkonzept eingreifenden Abgasturboaufladung. Es konnen sieh dariiber hinaus aueh Einbauvorteile fiir den meehanisehen Lader ergeben. Dazu kommt noeh der Verkaufsaspekt im sehr emotional gepragten Pkw-Markt, wo der Zusatz Kompressor sehr viel wirksamer zu sein seheint als die weit verbreitete und mit dem Diesel-Pkw verkniipfte Abgasturboaufladung. Wie aueh immer, die Aufladung mittels eines meehaniseh angetriebenen Verdrangerladers ist fiir kleine Ottomotoren dann eine sehr sinnvolle MaBnahme, wenn die Verdrangerlader im Hinbliek auf ihren natiirliehen Ladedruekverlauf iiber der Motordrehzahl einerseits und auf die erreiehbaren Druckverhaltnisse und Wirkungsgrade andererseits weiterentwiekelt werden . Dariiber hinaus darf aueh die heute noeh immer sehr problematisehe Gerauschentwicklung meehani seher Aufladesysteme nieht vergessen werden . Die Gesamtproblematik einer meehanisehen Aufladung ware z. B. mit einem gut entwiekelten Schraubenverdichter, der einerseits hohe Druckverhaltnisse und andererseits hohe Gesamtwirkungsgrade (Abb. 13.1a) erreiehen kann (aufgrund der hohen inneren Verdiehtung und der quasikontinuierliehen Forderung), bei niedrigen Gerauschpegelwerten sehr gut zu losen. Abbildung 13.1b zeigt das hochprazise Lauferpaar eines solehen Verdiehters. Es wird darauf ankommen, ob soleh ein Prazisionslader dauerhaltbar und mit kleinem Toleranzfeld fiir einen GroBserienmotor hinreiehend kostengiinstig dargestellt werden kann. Aueh der so genannte Spirallader kann bei entspreehender Weiterentwieklung in Kosten und Toleranzfeld durchaus eine Losung fiir zukiinftige kleine Auflade-Ottomotoren sein (Abb. 11.1). Ob fiir die gangigen Roots-Ladertypen aus Griinden eines besseren Ladedruekverlaufes iiber der Motordrehzahl eine variable Drehzahlkoppelung an den Motor mittels eines Vario- oder zumindest Sehaltgetriebes notwendig werden wird, ist noeh nieht absehbar. Es wird dies zumindest keine Billiglosung sein konnen.

13.2.2 Abgasturbo1ader Wie bereits mehrfach erwahnt, hat der Abgasturbolader heute bereits aIle Motorgroben bis herab zu den Dieselmotoren fiir leiehte Nutzfahrzeuge d. h. bis herab zu ca. 3-41 Hubvolumen zu 100 %

13.2 Weiterentwicklungstrends der einzelnen Aufladesysteme

221

Max.·Ste llung+Bypass (2 Kanale + Bypass)

Max.·Ste liung (2 Kan Ie)

MII.·Ste liung (1 Kanal)

Abb.13.2. Schiebehiilsen-VTG von 3K-Wamer

i, Regelung mil Drosselklappe i.. Regelung mil Waslegale ZielWert i..

.,

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ｾ or:

i

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Molorlasl

100% ｾ

Abb.13.3. GroBmolor-VTG fiir Gasbetrieb [ABB]

erobert. Seine Entwicklung geht, dessen ungeachtet, gerade zum jetzigen Zeitpunkt mit bisher nicht fiir moglich gehaltenem Tempo voran . So ist zwischenzeitlich auch der Pkw-Dieselmotor weitgehend abgasturboaufgeladen und es gilt noch die bisher nicht oder nur schwach bedienten Volumenmarkte der Ottomotoren zu erobem. Die Weiterentwicklung variabler Turbineneintrittsgeometrien (VTG) wird dabei eine wichtige Rolle spielen, sowohl von der funktionalen als auch von der Kostenseite. Abbildung 13.2 zeigt als Beispiel eine kostengiinstige Verstellturbinenschieberlosung , wie sie von 3K-Wamer entwickelt wurde . Dies gilt auch fiir den GroBmotorensektor, mit z. B. dem in Abb. 13.3 darge stellten VTG-Lader fiir einen GroBgasmotor, und fiir Grobtrnotoren, wie die in Abb. 13.4 gezeigte 2-stufige VTGAxialturbine eine s GroBiaders. Eine beinahe eben so groBe Rolle werden MaBnahmen zur weiteren Druckverhaltnis-Steigerung bei gleichzeitiger Verbreiterung des nutzbaren Kennfeldbereichs auf der Verdichterseite spielen. Abbildung 13.5 zeigt als Beispiel dafiir die Entwicklung der moglichen maximalen Verdichterdruckverhaltnisse in den Jahren 1946-1990. Auch auf dem Gebiet der zulassigen Abgastemperaturen werden weitere Fortschritte erzielt werden, wobei keramische Turbinenwerkstoffe interessante Perspektiven bietet. Abbildung 13.6 zeigt eine mogliche Verbindung eines Keramikturbinenrades mit der metallischen Laderwelle. Zur Verbesserung des Ansprechverhaltens von Lader und Katalysator befinden sich auch Blechturbinengehause mit geringer Warmekapazitat in Entwicklung.

222

Aussichten und Weiterentwicklung

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1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

Volumenstrom'il [m3/sl Abb. 13.5 Abb.13.4. 2-stufige Axialturbine fiir GriiBtmotoren mit VTGin 1. Stufe [156] Abb. 13.5. Entwicklung der rnoglichen Verdichterdruckverhliltnisse von Radialverdichtem [75]

Abb. 13.6. Verbindung von Keramikturbinenrad mit Laderwelle [KKK]

13.2.3 Aufladesysteme und -kombinationen Vor allem beim Einsatz der Aufladung fiir Nfz- und Pkw-Motoren werden in Zukunft spezifischere Aufladegesamtsysteme zur Anwendung kommen , urn die sehr unterschiedlichen Anforderungen der beiden Fahrzeuggruppen noch besser befriedigen zu konnen.

Registeraufladung Die Registeraufladung wird bei GroBmotoren bereits weit verbreitet eingesetzt, konnte aber auch im Nfz-Bereich an Bedeutung gewinnen, wenn die Dauerhaltbarkeit des VTG-Laders die fiir NfzEin satze notwendigen Werte nicht erreichen kann. Dabei muss allerdin gs iiber andere Schaltungsstrategien nachgedacht werden. So ist bei der Verwendung im Fahrzeugeinsatz an eine Laderum schaltung im Hauptbetriebsbereich des Motors aus Sicherheitsgriinden (Leistungseinbruch in kriti schen Fahrsituationen) nicht zu denken . Vielmehr konnte eine mogliche Schaltphilosophie so aussehen, dass mit einem Lader

13.2 Weiterentwicklungstrends der einzelnen Aufladesysteme

223

nur der Anfahrbereich - dann mit sehr viel hoherem Drehmoment - bedient wird und im gesamten iibrigen Fahrbetriebsbereich mit zwei Ladern gefahren wird. Bei modernen 4-Ventilmotorkonstruktionen konnte es dariiber hinaus reizvoll sein, zusammen mit variablen Ventilsteuerungen pro Ventil einen eigenen Abgasstrang vorzusehen, urn so auch die gasdynamischen Verhaltnisse - Zweiflutigkeit und Zylinderzusammenfassung - fiir beide Lader zu optimieren. Zweistufige geregelte Aufladung Der zweistufig geregelten Hochaufladung muss mindestens die gleiche Chance wie der Registeraufladung eingeraumt werden . Lassen sich doch mit ihr nicht nur sehr hohe Ladedriicke bei niedrigen Motordrehzahlen, sondern dariiber hinaus auch ein verbessertes Lastaufnahmeverhalten und Vorteile in der Schadstoffemission durch hohere realisierbare Luftiiberschusswerte erreichen. Vor allem schnelllaufende GroBmotoren konnten von diesen Vorteilen in Zukunft profitieren, da schon heute in dieser Motorkategorie sehr hoch entwickelte und dementsprechend teure Aufladesysteme zur Anwendung gelangen. Zweistufige Abgasturbolader Es sind Entwicklungen im Gange, zweistufige Lader kompakt in einem Gehause und angetrieben von einer Turbine darzustellen, was zu erheblichen Einbauvorteilen fiihren wiirde. Thrbocompound-Betrieb Der Turbocompound-Betrieb ist heute , urn mit den kleinsten Motoren zu beginnen, schon beim Nfz vereinzelt in Anwendung. Eine breitere Einfiihrung hangt hier allerdings maBgeblich von der Entwicklung der Kraftstoffpreise einerseits und von einer weiteren Wirkungsgradverbesserung der Stromungskomponenten andererseits aboEine Faustformel fiir den Einsatz all dieser wirtschaftlichkeitssteigernden Abgasenergienutzungssysteme heiBt zumindest auf dem Nutzfahrzeugsektor: Der Mehrpreis muss sich fiir den Betreiber in hochstens einem Jahr amortisieren. Eine neue Perspektive bietet dabei auch der einstufige Compound-ATL-Betrieb, tiber den noch berichtet wird. Bei Grolitmotoren ist der Compoundbetrieb ebenfalls von groBer Bedeutung, geht es doch hier im Sinn der Wirtschaftlichkeit urn niedrigstmogliche Betriebs- und damit vor allem Kraftstoffkosten . Allerdings ist man von der mechanischen Losung zwischenzeitlich zugunsten der elektrischen Energieriickspeisung (d. h. man lasst die Nachschaltturbine direkt auf einen Generator wirken, urn so das elektrische Bordnetz giinstig und effektiv zu versorgen) abgekommen. Ein Problem stellt sich neuerdings allerdings durch die weiter gestiegenen Wirkungsgrade des Grundmotors mit der Folge, dass bei Verwendung einer Nachschaltturbine die Restabgasenergie zu weit absinkt, urn das Schwerol damit ausreichend vorwarmen zu konnen, Unterstiitzung des Abgasturboladers Zurzeit zielen sehr viele Anstrengungen und Forschungsaktivitaten darauf, durch eine Unterstiitzung des Abgasturboladers das Abgasturboaufladesystem in seiner Funktionalitat deutlich zu verbessern und zu erweitern . Dabei muss zwischen Anwendungen im Pkw und Nfz sowie bei Stationar- und GroBmotoren unterschieden werden. Fiir die Anwendungen im Pkw geht es vorzugsweise darum, die selbst bei Einsatz eines VTGLaders vorhandene Anfahrschwache von Turbomotoren zu beseitigen. Beim Anfahrvorgang steht naturgemsf namlich nur das Saugdrehmoment des jeweils verwendeten Motor s zur Verfiigung, da

224

Aussichten und Weiterentwicklun g

Abb.13.7. Elektrisch angetriebener Garrett-Stromungslader von Honeywell

Ladedruck erst nach einer erhohten Drehmomentanforderung, sprich : Erhohung der dem Motor zugefuhrten Kraftstoffmenge, aufgebaut werden kann. Als Losung bietet sich hier eventuell sogar ein Zusatzlader an, der billig ins Saug- und Ladedrucksystem integriert und ohne weiteres elektrisch mit Strom aus der Bordbatterie angetrieben werden konnte . Es handelt sich ja nur urn einen sehr kurzzeitigen Betrieb , bei dem der Ladedruck nach Erkennen des Fahrwunsches durch Zuschaltung des Zusatzladers (vor dem Einkuppeln und der Lasterhohung zum Anfahren des Fahrzeugs) bei niedrigen Motordrehzahlen erhoht wird. Es gentigen hier Druckverhaltnisse von 1,4-1,6, urn das Anfahrmoment zu verdoppeln . Turbodyne/Honeywell hat ein solches Anfahrsystem mit dem Namen Turbopac in Entwicklung (Abb. 13.7). Weitere Moglichkeiten ergeben sich mit einem solchen System in der Kaltstart- und Warmlaufphase von Diesel- und Ottomotoren durch Vorheizen der Ansaugluft, was beim Ottomotor zum Verzicht oder zu einer starken Reduktion der Startanfettung, beim Dieselmotor zu einem verbesserten Kaltstart und eventuell sogar zu einer Absenkung der notwendigen Kaltstart-Verdichtungsverhaltnisse und damit Spitzendrticke im Normalbetrieb fuhren konnte. Ftir die Anwendungen im Nfz erfordert die Anfahrproblematik den Einsatz von Motoren mit gentigend Hubraum, urn mit dem Saugdrehmoment auch am Berg anfahren zu konnen . Somit konnte ein Zusatzlader Abhilfe schaffen . Beim Nfz gibt es aber noch weitere interessante Anwendungsaspekte, die fur einen Zusatzantrieb des ohnehin notwendigen Abgasturboladers sprechen. Gelingt es, den Abgasturbolader im gesamten Last- und Drehzahlbereich des Motors mechanisch oder elektrisch mit dem Gesamtsystem zu koppeln , so ergibt das Verbesserungsmoglichkeiten im Lastaufnahmebetrieb, durch einstufigen Turbocompound-Betrieb sowie im Motorbremsbetrieb. Der Turbolader wird fur den Lastaufnahmebetrieb durch einen Elektromotor, der entweder auf der Laderwelle angeordnet oder mit ihr durch eine Kupplung verbunden werden kann, auf Drehzahlen beschleunigt, bei denen er in der Lage ist, den in diesem Betriebsbereich eigentlich gewtinschten Ladedruck (z. B. zum Anfahren eines voll beladenen Nfz am Berg) zur Verfugung zu stellen - unabhangig von der zur Verftigung stehenden Abgasenergie. Die Untersttitzungszeit wird dabei in der Regel sehr kurz sein, da mit verfugbarem Ladedruck auch die Turbinenleistung sehr schnell ansteigt und dann die Leistungsforderung des Verdichters abdecken kann . Neben der Nutzung einer auf der Turboladerwelle angeordneten E-Maschine als Zusatzantrieb (auch zur Steigerung der Ladedrticke im untersten Drehzahlbereich) kann im einstufigen Turbocompound-Betrieb dieses Aggregat als stationarer Generator genutzt werden . In all jenen Betriebszustanden , in denen z. B. ein Waste-Gate zur Ladedruckregelung eingesetzt wird, kann nun die Laderdrehzahl (und damit der Ladedruck) mittels des Generators reduziert und die gewonnene

225

13.3 Zusammenfassung E - Maschine d. Compoundturbine

12 V

oder 24V

Verteiler KOhlaggregatAntrieb

5-15 kW 10-15.000 min'1

Motor / Generator im Antriebsstrang

verschiedene Abnehmer 10-20 kW

U =24-60V

Abb. 13.8. Elektrisches Schaltschema fiir I-stufigen Turbocompound

elektrische Leistung ins Bordnetz riickgespeist werden. Dazu sind allerdings geeignete Steuerungen sowie Leistungselektronikbauteile und Energiespeicher erforderlich. Uberdies miissen die eingesetzten Turbinen dieser zusatzlichen Anforderung entsprechend neu ausgelegt werden, urn dann auch bei veranderten Druck-Massenstromverhaltnissen ausreichend hohe Wirkungsgrade bereitzustellen (Turboladerdrehzahl weicht deutlich von der Freilaufdrehzahl ab!). Theoretisch ist es auch denkbar, die elektrische Energie wieder dem Antriebsstrang z. B. mittels eines E-BoosterMotors oder Kurbelwellen-Startergenerators zuzufiihren. Der Erfolg derartiger Systeme hangt narurgemaf von den Wirkungsgraden vor allem aller elektrischen Komponenten stark abo Abbildung 13.8 zeigt ein mogliches Schaltungsbeispiel eines derartigen elektrischen CompoundSystems. Benutzt man den beschriebenen autarken elektrischen Laderantrieb auch im Motorbremsbetrieb, so kann die Motorbremsleistung deutlich gesteigert werden, weil ein weit hoherer Luftdurchsatz durch den Motor erreicht wird. Dieser kann z. B. mittels einer heute schon serienmaliigen Konstantdrossel in hohere Bremsleistungen umgesetzt werden. Dazu kommt noch die elektrische Leistung des Wellen generators, die hier als Zusatzbremsleistung anfallt, Man kann sich noch weitere Zusatzfunktionen eines solchen Systems iiberlegen, wie Z. B. eine Vorwarmung der Ladeluft beim Kaltstart durch einen Umluftbetrieb des Laders vor dem Start. Ein ahnliches System lasst sich eventuell auch mechanisch realisieren, darauf soli hier aber nicht naher eingegangen werden.

Mechanische Zusatzaufladung Fur den Nfz-Einsatz wurden Systeme, die einen mechanischen Lader mit einer Abgasturboaufladung kombinieren, von DaimlerChrysler und Volvo bereits vorgestellt. Sie stellen jedoch ein sehr aufwandiges, eventuell auch storungsanfalligeres System mit zwei unterschiedlichen Laderbauarten dar, das man auch aus Kostengriinden nur in Sonderfallen einsetzen wird. Vollig anders stellt sich die Lage bei Zweitaktmotoren dar, wobei hier besonders auf die mittelschnellund langsamlaufenden Motoren hingewiesen werden solI, bei denen diese Kombination aus mechanischem Spiilgeblase und Turbolader (Abb. 14.59) heute Stand der Technik ist.

13.3 Zusammenfassung Die Aufladung von Hubkolbenverbrennungsmotoren hat sich zwischenzeitlich als sinnvollstes Mittel zur Steigerung von Leistungsdichte und Wirkungsgrad sowie zur Schadstoffemissionsab-

226

Aussichten undWeiterentwicklung

senkungweitestgehend durchgesetzt. SiewirdauchnochdenOttomotorzueinemhohenProzentsatz erobern, wenn weiter verscharfte Forderungen zur Emissionsabsenkung einerseits und zur gleichzeitigen Steigerung der Wirtschaftlichkeit andererseits von Gesellschaft und Politik erhobenwerden. Sie wirddariiber hinausein sinnvolles Downsizing vorallemim hochdynamischen Fahrzeugeinsatz weiter voranbringen, sobald letztendlich die heute noch vorhandenen Schwachen der Abgasturboaufladung im dynamischen Betrieb beseitigt sind.

14 Beispiele ausgefiihrter Auflademotoren

14.1 Aufgeladene Ottomotoren

Die Geschichte aufgeladener Ottomotoren begann mit Rennsporteinsatzen, wobei bereits in den 1920er, vor allem aber in den 1930er Jahren mittels mechanischer Aufladung sowohl von AutoUnion-als auchMercedes-Benz-Rennmotoren beachtlicheLiterleistungen imBereichvon120kWII erreicht wurden. Mit dem Portschreiten der Turboladertechnik begann der Einsatz dieser Technologie auch bei Rennmotoren. Eines der bekanntesten Beispiele ist der legendare Porsche917. Im Jahr 1975wurde von Porsche schlieBlich ein 2-I-Serien-4-Zylindermotor mit Abgasturboaufladung fiir den 924er vorgestellt. Der verwendete K26-Ladervon3K(vormals KKK) besaB saugseitigein integriertes Umluftventil, abgasseitig wurdederTurbinenmassenstrom mittelseinesexternenWaste-Gates geregelt, wie dies in Abb. 14.1 gut erkennbarist. Turbomotoren wurden in den 70er Jahren in der Polge u. a. von Saab (2-1-4-Zylinder), Audi und BMW vorgestellt. Zu dem in Abb. 14.2gezeigten 5-Zylindermotor ist als Besonderheit derAuspuffkriimmer zurTurbinezuerwahnen.AufGrundderspezifischen Ziindfolge des5-Zylindermotors ist dieser Kriimmer dreiflutig ausgefiihrt, so dass die Abgasfiihrung bis zum Turbinenflansch fiir die Zylinder 1, 2 und 5 bzw. 3 und 4 getrennt erfolgt. Ais Beispiel eines friihen Serien-6Zylinder-Reihenmotors soll hier der 3,2-I-BMW-Motor gezeigt werden (Abb. 14.3), wobei neben Turboaufladung zur Steigerung der Leistungsdichte und des Drehmomentenverlaufs auch eine Ladeluftkiihlung undEinzelschwingrohre eingesetzt wurden, wiediesAbb. 14.4entnommen werden kann.

Abb. I-1.1

Abb. I-1.2

Abb.14.1. Ansicht des 2-1-4-Zylinder-Turbomotors fiir 924-Turbo von Porsche [156] Abb.14.2. Schnittansicht des 2,14-1-5-Zylinder-Turbomotors fur Audi 200 [156]

H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

228

Ausgefiihrte Auflademotoren

Lader

Abgasturbine Auspuffrohre

LLK

Bypassleitung ＧＢｨＺｾＭｉ

Ｍ

Waste-Gate

Steuerleitung

1-"':::>.......c:>.::I::;:ｾＬＮＭ･Ｚ＾｣Ｇｩ

AuspuffkrOmmer

n-,.,-,--r-1-..tO=t=Fl1tt-

Drosselklappe

Luftverteilun g

Abb . 14.4 Abb.14.3. Ansicht des 3,2-I-Reihen sechszylinder-Turbomotors mit Ladeluftkiihlung von BMW[156] Abb. 14.4. Schemabild der Ladeluft- und Abgasfiihrung des 3,2-I-Reihensechszylinder- Turbomotors von BMW [156]

Abb. 14.5. Schnittbild des 5-Ventil-Ottomotors in der 4-Zylinderausfiihrung als Turbomotor von Audi [115]

In den 90er Jahren verstarkte sich der Trend hin zu turboaufgeladenen Benzinmotoren, wobei durch die verbesserte TurboIadertechnoIogie das beriichtigte Turboloch weitgehend eliminiert und damit die Kundenakzeptanz deutlich verbessert werden konnte. In der Folge sollen einige Beispiele fiir diese modernen aufgeladenen Motoren genauer beschrieben werden . Im Jahr 1994 wurde von Audi die bekannte 5-Ventil-Ottomotorenbaureihe in der 4-Zylinderausfiihrung als Turbomotor vorgestellt (Abb. 14.5). Die wichtigsten Kenn- und Leistungsdaten des Motors sind in Tabelle A.I im Anhang zusammengefasst. Die Aufladeeinheit besteht aus einem Turbolader von 3K, Baureihe K03, und einem nachgeschalteten LadeIuftkiihIer. Die Ladedruckregelung erfoIgt mittels eines im Turbinengehause integrierten Abblaseventils. Verdichterseitig ist ein Umluftregelventil (Kurzschluss des VerdichterkreisIaufes) angeordnet, damit bei Lastwechseln mit schnellem SchIieBen der Motordrosselklappe der Verdichter nicht auBerhaIb der Pumpgrenze betrieben wird. Die Auslegung des Turboladers erlaubt die Erzielung des maximalen Ladedruckes bereits bei ca. 1750 min -I unter stationaren Volllastbedingungen . Dementsprechend steht ab diesem

229

14.1 Aufgeladene Ottomotoren 300

120,0

}

250

ｾ

I I

c

I

3.5

:!

7.5

III

RTA.8184C

8, 7.0 c:

CIl

.0

2.5

ｾ E

J:

2.0

8.0

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c:

2 s: 3.0

:2> "tl

RLB 197880 82 84 86 88 90 92

:i! Jahr

6.5 6.0

197880 82 84 86 88 90 92

Jahr

Abb, 14.60. Entwick lung der Hauptm otorkenn werte von New-Sulzer-Motoren seit 1987

qualitaten, die im Kreuzkopfzweitaktmotor besser verarbeitet werden konnen als in Viertakttauchkolbenmotoren, nur noch das Zweitaktprinzip zur Anwendung. Dariiber hinaus sind zum Direktantrieb heutiger Schiffspropeller aus Wirkungsgrad- und damit Kraftstoffverbrauchsgriinden sehr niedrige Drehzahlen bis herunter zu ca. 60 min -I notwendig, die nur von Zweitaktmotoren erfiillt werden konnen . Die Entwicklungen der letzten Jahre waren dabei durch immer langere Hiibe mit Hub-Bohrung sverhaltni ssen von iiber 4 einerseits und immer hohere Aufladegrade mit gleichzeitig steigenden Mitteldriicken anderer seits gekennzeichnet. Abbildung 14.60 zeigt die Entwicklung der wichtig sten Motorau slegungsparameter fiir die GroBmotoren von New Sulzer zwischen den Jahren 1978 und 1992. Erstaunlich , aber aus Griinden des Kraftstoffverbrauches offenbar unbedingt notwendig, ist dabei vor allem die Steigerung der Spitzendruckwerte auf 180 bar. Der MAN-Motor KZ 1051180stand Mitte der 60er Jahre am Ende der Entwicklung umkehrgespiilter Zweitaktmotoren und markierte mit einer Bohrung von 1050 mm den grollten bis heute realisierten Kolbendurchmesser. Der Querschnitt dieses Motors, der bei einem Hub von 1800 mm eine Zylinderleistung von ca. 2950 kW entwickelt, ist in Abb. 14.61 dargestellt. Der Motor VEe 52/105 von Mitsubishi war ein langsge spiilter Zweitaktmotor mit drei Auslassventilen und hatte als Besonderheit eine 2-stufige Aufladung, wobei fiir die Hochdruckturbine die StoBaufladung zur Anwendung kam. In Abb.6.3 ist der Querschnitt dieses Motors dargestellt, der eine Zylinderleistung von ca. 1000 kW bei 175 min- I aufwies. Die Entwicklung ging ab diesem Zeitpunkt ganz klar zum langsge spiilten Langhubmotor mit Zentral-Auslassventil (meist hydraulisch angesteuert) und hochentwickelter Stauaufladung.

254

Ausgefiihrte Auflademotoren

" hb. 14.61

"hh.14.62

Abb. 14.61. MAN-KZ-105/180-GroBtmotor mit Umkehrspulung; ca. 3000 kW/Zylinder Abb.14.62. New-Sulzer-RT-84-T-Motorquerschnitt; ca. 4000 kW/Zylinder

Auslassventilhub hV•A

UT

a

Zylinderdruck Pz

OT

Kurbelwinkel cp

b

Abb. 14.63. Teillastventilhub- und Steuerzeitverstellung (a) sowiezugehorigerVerbrennungsdruckverlauf(b). VAS, variable AuslassventilschlieBzeit

Den aktuellen Stand der Technik zeigt der Motor RT 84 T von New Sulzer. Es handelt sich dabei urn einen langsgespulten Kreuzkopfzweitaktmotor mit zentralem, hydraulisch betatigtem Turbolator-Auslassventil, dessen Steuerzeit und Hub variiert werden konnen (VEe, variable exhaust closing) , was zusammen mit einer Verstellung des Einspritzzeitpunktes (VIT, variable injection timing) zu einem sehr guten Teillastverhalten mit optimalen Kraftstoffverbrauchen fuhrt. Der sehr einfache Aufbau des Motors ist aus der entsprechende Querschnittszeichnung (Abb. 14.62)

14.7 Langsamlaufer

255

- - mit VITNEC /IPDLC -

- ohne VITNEC/IPDLC 140

ｾ .c.c 130 xo. 120 ｾｾ

coE ｅ Ｎｾ

N • 0. N .>< Ｇｏｾ

110 100

2 g

90

ｾＧｏ (])

80

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70

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60

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50

450 400 € () 350 Co:::l :::l 0 I- I- - 300 E Ｈ｝ＩｾｌＺ

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40

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550 500 ｾ

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ｾ

250

160

I Motordrehzahl oM 45 Last M

25

50

55

60 50

70

65 65

75

75 [mio-1]

90100

Abb.14.64. Leistungs-, Kraftstoffverbrauchs- und ATL-spezifische Motordaten des New-Sulzer-RT-84-T

erkennbar. In Abb. 14.63a ist die hydraulische Ventilbetatigung mit der Einrichtung zur Hubund Steuerzeitanderung, in Abb. 14.63b die Auswirkung der Ventilhub- und Steuerzeitanderung ,,Auslass schlieBt" auf den Zylinderdruckverlauf dargestellt. Abbildung 14.64 zeigt die erreichbaren Motorleistungswerte mit und ohne die geschi1derten Eingriffe VIT und VEe. A1s eine Besonderheit sei zum Sch1uss noch auf die von MTU entwickelte Verbundkraftan1age des Schiffes Fritz Heckert (Freikolben-Gaserzeuger mit integrierten Kolbenspiil - und Aufladepumpen) verwiesen (Abb. 14.65).

256

Ausgefiihrte Auflademotoren

Saugventil

Luftpuffer

FOrderventile

Freikolbenanlage

Kolbensatz

Gasturbinen

Abb. 14.65. Verbundkraftanlage des Schiffe s Fritz Heckert mit Freikolbengaserzeugern mit integrierten Kolben spiil- und Aufladepumpen von MTU

Anhang

Daimler Ch rysler OM 613 COIMotor AVL-Li st Zweirak t-DlDieselmotor Mazda RFComprex-ID IDieselmotor mit Druckwellen-Aufl adung

AudiW II Bi-Turb o VWPDE

FiatJTD

Daimler-Benz OM617 BMWM47

Diese lmotoren

Mercede s Ben z M 119HL

Aud i 1,8-15V-Turb o Porsche 959

Ottomotoren

Type

3-Zyl.-Zwei taktReih enm otor mit U ingsspiiIun g 4-Zy l.- Reihen Motor mit Wirbelk amm er

3-Zyl.-ReihenMotor mit Ausgleichswe lle 6-Zyl.-Reihenmotor

19 : I 18,45 : I 18,5: I 19,5 : I

18 : I

18,5 : I

21,1 : I

84 x 88 82 x 90,4 86,4 x 78,3 86,7 x 76,5

88 x 88,34

72 x 80

86 x 86

1,95

1,196

3,224

0,9 8

1,998

3,3 28

2,3 87

21 : I

9: I

96, 5 x 85

90 ,9 x 92,4

5,00

8-Zy l.-V-Motor mit A lu- KG und TS -Schm ierung

8,3: I

9:I

[-]

e

95 x 67

8 1 x 86,4

Bohrung mal Hub [mm]

3,00

2,85

6-Z yl.-Boxe rmotor

5-Zyl.-Reihenmotor 4-Zyl. -Reihen Motor 5-Zyl.-Rei henMotor 8-Zyl.-V-Motor

1,781

[I]

VH

Reihe-4

Bauart

Tabelle A.I. Kenn- und Leistun gsdaten ausgefiihrter Auflademotoren

Au slass: 4V DOHC, Einlass: 2 x 5 Schl itze 2V OHC

4VDOHC

2VOHC

4V DOH C

2VOHC

4V DOHC

2VOHC

4VDOHC

5V DOHC mitVVT 4VDOHC

Ventiltrieb

680 bei 7000

2 x Luft-Luft (Behr)

Co mprexDWL

Garrett VNTI 5

Ga rre tt VNT

Common Rail

2 x G arrett VNT I5 Ga rrett VNTl2

Verteiler Einspritzpumpe

Co mmo n Rail

nockengetriebenes PumpenDusen- Element Bosch- CommonRail-System

Common Rail

61 bei 4000

49 bei 3500

145 bei 4200

45 bei 4000

165 bei 4000

100 bei 4200

100 bei 4000

100 bei 4000

331 be i 6500

2 x Luft-Luft

Reih enpumpe mitLDA Verteilerpumpe

110 bei 5700

Pmax be i min-I [kW/ min]

I x Luft -Luft

LLK

Garr ett VTG

Garrett

Garrett

2 x was serge kiihlt KKK K26 2 x KKK K 27 K

3K K03

ATL

265 (Ke nnfeldmi n.)

235 (VoIllast) 167 bei 1500-2500 182 bei 2000

203 (Kennfeldmin.)

220 (VoIllas t) 202 (Ke rinfeldmin.) 205 (Kennfeldmin.) 205 (Kennfeldmin.) 2 10 (Kennfeldm in.)

235 (Kennfeldmin.)

be. mi n [glkWh]

470 bei 1800-2600

140 bei 2000

480 bei 1800

304 bei 2000

280 bei 1750

245 bei 2500

1020 bei 4800

500 bei 5500

2 10 bei 1750

Md. max bei min -I [Nrn/min]

(JQ

::l

ｾ

::l ::J'

;l>

tv

lJl 00

259

Anhang

°

2,0 0,0 3

o,t

NO,

Ｎｾ

0,0

I

Pkw und leichte Nfz

:2CO I'Ik::t

g/miE 1 4,0

ｾ

Japan

Pkw und leichte Nfz < 3750 Ib

Pkw und leichte Nfz 85 kW; 6, < 85 kW. B 0, Tier 0; I, Tier 1; 2, Tier 2; 3, Schwerlastkraftwagen; 4, Stadtbus. C I , > 1265 kg Fahrzeugausgangsgewicht; 2, < 1265 kg Fahrzeugausgangsgewicht; 3, indirekte Einspritzung; 4, direkte Einspritzung

260

Anhang

Tabelle A.2. EU-Abgasgrenzwerte fiir Ottomotorengemessen im ECElEG-Testzyklus [Kraftfahrtechnisches Taschenbuch, 23. Aufl.] Standards

EU Stufe I EU Stufe II EU Stufe III EU Stufe IV

Einfiihrung

CO

HC

NO,

HC + NO,

(g/km)

(g/krn)

(g/km)

(g/krn)

2,72 2,2 2,3 1,0

Juli 1992 Januar 1996 Januar 2000 Januar 2005

0,97 0,5 0,2 0,1

0,15 0,08

Tabelle A.3. Abgasgrcnzwerte fiir Ottomotoren in USA (49 Staaten) und Kalifomien gemessen im FfP-78-Testzyklus [Kraftfahrtechnisches Taschenbuch,23. Aufl.] Giiltigkeitsbereich

Modelljahr

USA (49 Staaten)

Standards'

Tier I Tier 2 TLEV LEV ULEV

1994 2004b

Kalifomien"

CO

HC

(g/mi)

(g/mi)

NO, (glmi)

3,4 1,7 3,4 3,4 1,7

0,25 0,125c 0,125c 0,075c 0,04c

0,4 0,2 0,4 0,2 0,2

aTLEY, transitional low-emission vehicles; LEY,low-emission vehicles; ULEY, ultralow-emission vehicles bYorschlag c Organische GaseohneMethan d Die Einfiihrung ist vom Durchschnittswert der organischen Gaseohne Methan der Fahrzeugflotte eines Herstellers abhangig (er zertifiziert das Fahrzeug unddie gesamteFahrzeugflotte)

Tabelle A.4. Abgasgrcnzwerte fiir Ottomotoren in Japan gemessen im Japan-Testzyklus' [Kraftfahrtechnisches Taschenbuch, 23. Aufl.] Testverfahren

CO

HC

NO,

10-15-mode (gIkm) l l -mode (glTest) SHED (glTest)

2,1-2,7 (0,67) 60,0-85,0 (19,0)

0,25-0,39 (0,08) 7,0-9,5 (2,2)

0,25-0,48 (0,08) 4,4-6 ,0 (1,4)

Yerdunstung (HC)

2,0

a In Klammem angegeben sindgeplante Werle

Tabelle A.S. Abgasgrcnzwerte gemaB TA-Luft fiir Stationarmotoren(giiltig seit 1992) Motorart

Diesel-Gas-Motor Gas-Motor a Partikelernission bS %02 cTrocken

PMa,b

S02 b

Formaldehyd

(g /lln 3)

(g /lln 3 )

(g/lln 3 )

0,05

0,42 0,42

0.02 0.02

COb ｈｃｯｨｮ･ｾ

(g /lln 3)

0.15 0.15

(g /lln 3)

0.65 0.65

NOxb.c 2-Takt (g/rn, 3)

NOxb,c 4-Takt

0,8 0.8

0,5 0.5

(g /m n3)

Literatur

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