Technische Verbrennung Verbrennungsmotoren [1 ed.] 978-3-519-06379-7, 978-3-663-14679-7

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G. P. Merker I U. Kessen Technische Verbrennung Verbrennungsmotoren

Technische Verbrennung Verbrennungsmotoren Von Univ.-Prof. Dr.-log. habil. Gunter P. Merker und Dipl.-Ing. Uwe Kessen Universitat Hannover

Mit 118 Bildem

EI3

Springer Fachmedien Wiesbaden GmbH 1999

Die Deutsche Bibliothek - CIP-Einheitsaufnahme Merker, Günter P.: Technische Verbrennung. Verbrennungsmotoren / von Günter P Merker; Uwe Kessen. Stuttgart ; Leipzig : Teubner, 1999

ISBN 978-3-519-06379-7 ISBN 978-3-663-14679-7 (eBook) DOI 10.1007/978-3-663-14679-7 Das Werk einschließlich aller seiner Teile ist urheberrechtlich geschützt. Jede Verwertung außerhalb der engen Grenzen des Urheberrechtsgesetzes ist ohne Zustimmung des Verlages unzulässig und strafbar. Das gilt besonders für Vervielfältigungen, Übersetzungen, Mikroverfilmungen und die Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen. © Springer Fachmedien Wiesbaden 1999 Ursprünglich erschienen bei B. G. Teubner Stuttgart • Leipzig 1999 Gesamtherstellung: Präzis-Druck GmbH, Karlsruhe Umschlaggestaltung: Peter Pfitz, Stuttgart

Vorwort Das Buch entstand aus Vorlesungen, die der erstgenannte Autor seit dem Wintersemester 1994/95 regelma£ig im Fachbereich Maschinenbau der Universitat Hannover fiir Studierende des Maschinenbaus und des Lehramts an berufsbildenen Schulen (LBS) mit einem Umfang von zwei Semesterwochenstunden halt. Schwerpunkt des Buches ist weniger die konstruktive Gestaltung von Verbrennungsmotoren als vielmehr die Vedahrenstheorie und die konsequente Anwendung der thermodynamischen und thermofluidmechanischen Grundlagen auf die Beschreibung der in einem Verbrennungmotor ablaufenden Prozesse. 1m Vordergrund stehen deshalb mehr die den schnelllaufenden Fahrzeugmotoren und den langsam laufenden Groidieselmotoren gemeinsamen Grundlagen und weniger ihre konstruktiven Unterschiede. 1m vorliegenden Band "Verbrennungsmotoren" werden nach einer allgemeinen Einfiihrung in Kapitel1 und Kapitel2 zunachst die Hauptbauteile des Hubkolbentriebwerks vorgestellt und anschlieiend in Kapitel 3 die Grundlagen der Triebwerksdynamik erlautert, wobei auf das Torsionsschwingungsverhalten der Kurbelwelle ausfiihrlich eingegangen wird. In Kapitel 4 werden Kenngroien und Kennwerte fiir unterschiedliche Motorentypen erlautert sowie das Kennfeld eines Motors beschrieben. Kapitel 5 ist der Motoren-Thermodynamik gewidmet, und Kapitel 6 beschreibt den Prozei des Ladungswechsels fiir 4-Takt- und 2-Takt-Motoren. Kapitel 7 bringt eine kurze Einfiihrung in die Grundlagen der Aufladung und Kapitel 8 einen Abril6 der Geschichte des Verbrennungsmotors. Das Buch schlieit mit einer Einfiihrung in die Gasturbine, wobei die thermodynamischen Grundlagen erlautert werden, die Gasturbine mit dem Hubkolbenmotor verglichen und eine kurze Erlauterung zur konstruktiven Ausfiihrung unterschiedlicher Gasturbinen gegeben wird. Die Grundlagen der Gemischbildung, Verbrennung, Schadstoifbildung und -reduzierung werden im Band "Motorische Verbrennung' behandelt. Das Buch wendet sich an Studierende des Maschinenbaus und anderer technischer Fachrichtungen an Universitaten und Fachhochschulen. Es ist sowohl zum Selbststudium als auch zum Gebrauch neben den entsprechenden Vorlesungen geeignet. Frau Brauer danken wir fiir die graphische Gestaltung aller Bilder und Diagramme und Frau Heise fiir die Ausfiihrung der Schreibarbeiten. Herrn Dipl.-Ing. R. Golloch sind wir fiir die kritische Durchsicht des Manuskriptes sowie fiir Verbesserungsvorschlage zu Dank verpflichtet. Dem Teubner-Verlag danken wir fiir die stets gute Zusammenarbeit. Hannover, im September 1998

Giinter P. Merker Uwe Kessen

Inhaltsverzeichnis Formelzeichen und Abkiirzungen 1

IX

Einfiihrung

1

1.1

Energiewandlung

1

1.2

Hubkolbenmotor

3

1.3

Verbrennungsmotoren

4

1.3.1

Otto- und Dieselmotor .

5

1.3.2

Kreiskolben- und St.irlingmotor

7

2 Hauptbauteile des Triebwerks

3

11

2.1

Kurbelwelle

11

2.2

Kolben.

16

2.3

Pleuel .

20

2.4

Laufbuchse

21

Triebwerksdynamik

23

3.1

Kinematik des Kurbeltriebes

23

3.2

Massen und Krafte am Kurbeltrieb .

26

3.2.1

Massenaufteilung.

26

3.2.2

Massenkriifte

27

3.2.3

Gaskraft...

29

3.2.4

Uberlagerung von Gas- und Massenkraften

30

3.3

3.4

Massenausgleich

.......... .

31

3.3.1

Einzylinder-Massenausgleich

31

3.3.2

Mehrzylinder-Reihenmotor .

32

3.3.3

Mehrzylinder V-Motoren

36

..

Torsionsschwingungen an der Kurbelwelle

41

3.4.1

Erregerkdifte............

41

3.4.2

Einmassenschwinger ohne Dampfung .

45

3.4.3

Drei-Massen-Schwinger ohne Diimpfung

3.4.4

Mehrmassenschwinger mit Diimpfung

47 48

3.4.5

Strukturmechanische Kurbelwellen-Simulation

50

3.4.6

Kritische Drehzahlen . . . . . . . . . . . . . . .

52

.

Inhaltsverzeichnis 4

5

Kenngrof&en, Kennwerte und Kennfeld

55

4.1

Kenngrof&en................

55

4.1.1

Leistung und Mitteldruck . . . .

55

4.1.2

Wirkungsgrad und spezifischer Brennstoffverbrauch

56

4.1.3

Luftaufwand und Liefergrad .

58

4.1.4

Geometrische GrofSen

59

4.2

Ahnlichkeit und Kennwerte

60

4.3

Motorkennfeld . . . . . .

63

Motoren-Thermodynamik

66

5.1

66

5.2

5.3

6

VII

Geschlossene Kreisprozesse

..

5.1.1

Carnot Prozei

5.1.2

GleichraumprozefS

70

5.1.3

Gleichdruckprozei

71

5.1.4

SeiligerprozefS . . .

73

5.1.5

Vergleich der Kreisprozesse

66

5.2.1

Prozei des vollkommenen Motors.

74 75 75

5.2.2

Energiefreisetzung durch die Verbrennung

77

Offene Vergleichsprozesse

.....

5.3.1

Abweichung vom Idealprozef&

80 80

5.3.2

VIBE-Ersatzbrennverlauf

82

5.3.3

Warmeiibergangsmodell.

85

5.3.4

Experimentelle Ermittlung des ortlich gemittelten Warmeiibergangskoeffizienten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . ..

87

Realer MotorprozeiS . . . . . . . . .

Ladungswechsel

90

6.1

Allgemeines.

90

6.2

4-Takt-Verfahren

92

6.3

2-Takt-Verfahren

97

6.3.1

Steuerschlitze.

97

6.3.2

Spiilvorgang..

99

6.3.3

Spiilverfahren.

101

VIII

Inhaltsverzeichnis

7 Aufiadung 7.1

104

Einfiihrung . . . . . . . . . .

104

7.1.1

Zweck der Aufladung .

104

7.1.2

Aufladeverfahren

105

7.2

Mechanische Aufladung

108

7.3

Abgasturboaufladung ..

109

7.3.1

Einstufige Stauaufladung

110

7.3.2

Zweistufige Stauaufladung .

118

7.3.3

Stoiaufladung . . . . . . . .

120

8 Geschichte

9

123

8.1

Uberblick

123

8.2

VorUi.ufer

125

8.3

Der Weg zum modernen Verbrennungsmotor

126

8.4 Das Ende vom Anfang . . . . . . . . . . . . .

127

Gasturbine

130

9.1

Thermodynamische Grundlagen .

130

9.1.1

Der einfache Joule-Prozef&

130

9.1.2

Der regenerative Joule-Prozef& .

133

9.1.3

Vergleich Hubkolbenmotor und Gasturbine

137

9.2

Konstruktive Gestaltung .

137

9.2.1

F'unktionsschema.

137

9.2.2

Strahl-Triebwerke .

9.2.3

Wellenleistungs-Triebwerke

139 140

A Ausgef"tihrte Motoren

142

Literatur

148

Index

150

Formelzeichen und Abkiirzungen Formelzeichen

F+1 F+2

F-I

F-2 M+1 M+2

Tw mA

mB mT

mV

x

X a

AK ak

be bi

Bb C

C,C1 ,C2 Cm Cp

Cv

D E E

EK Ep EB,ges

F Fa FK

Fp

FR FT FOl F02

FKN FM,osz

rechts drehender Vektor der 1. Ordnung rechts drehender Vektor der 2. Ordnung links drehender Vektor der 1. Ordnung links drehender Vektor der 2.0rdnung rechts drehender Momentenvektor der 1.0rdnung rechts drehender Momentenvektor der 2.0rdnung mittlere Wandtemperatur Abgasmassenstrom Brennstoffmassenstrom Massenstrom durch 'Thrbine Massenstrom durch Verdichter Kolbengeschindigkeit Kolbenbeschleunigung Temperaturleitfahigkeit [m 2 j s] Kolbenflache Abstand vom Kurbelwellenschwerpunkt (Abstandsvektor) effektiver spezifischer Brennstoffverbrauch indizierter spezifischer Kraftstoffverbrauch Widerstandsmoment Massenanteil Kohlenstoff im Brennstoff Konstanten mittlere Kolbengeschwindigkeit [mj s] spezifische Warmekapazitat bei const. Druck [kJ/kgK] spezifische Warmekapazitat bei const. Volumen [kJ/kgK] Zylinderdurchmesser Elastizitat eines Motors Warmemenge [kJ] kinetische Energie potentielle Energie maximal freisetzbare Warmemenge Kraft [N] Gaskraft Kolbenkraft PleuelkraIt Radialkraft Dreh-, Tangentialkraft Massenkraft erster Ordnung Massenkraft zweiter Ordnung KolbennormalkraIt oszillierende Massenkraft

x FM,rot

FT,a FT,M

G h Ha

Ho Hu i i I Ip J Jp k

k k I

h 12 m m M

Me Mn mp mB

Mb maa ma mI,rot mKur mK mL

Mmaz m OBZ mp,OBZ mp,rot mrot

MT,B mth

mz n

Formelzeichen und Abkiirzungen rotierende Massenkraft Gasdrehkraft Massendrehkraft Schubmodul [Njmm 2 ] Massenanteil Wasserstoff im Brennstoff Gemischheizwert [kJjm 3 ] oberer Heizwert [kJjkg] unterer Heizwert [kJjkg] Arbeitsspiele pro Umdrehung Laufzahl der Ordnung FUichentragheitsmoment [mm 4 ] polares FUichentragheitsmoment Massentragheitsmoment [kg m 2 ] polares Massentragheitsmoment Laufzahl der Zylinder Ordnung Torsionsteifigkeit charakteristische Lange Schwerpunktabstand der Pleuelstange Schwerpunktabstand der Pleuelstange Formparameter Masse Drehmoment [Nm] nutzbares Motormoment Drehmoment im Nennpunkt Pleuelmasse Brennstoffmasse Biegemoment Masse Gegengewicht Gemischmasse Massentragheitsmoment des Pleuels Masse Kurbelkropfung Kolbenmasse inc!. Bolzen und Ringe Luftmasse maximales Drehmoment oszillierende Masse des Ersatzsystems osz. Anteil der Pleuelmasse rot. Anteil der Pleuelmasse rotierende Masse des Ersatzsystems Torsionsmoment theoretisch mogliche Masse bei ES Masse im Zylinder Stoffmenge in [kmol]

Formelzeichen und Abkiirzungen n

nMmax

Nu o P

p( O! Thermischer Wirkungsgrad:

ｾｲ＠

Qab

=

T

Ｇｦｊｴｨ］Ｍｬｾ＠

Wt Qz'U

Qab Qz'U

1.2 Hubkolbenmotor

1.2

3

Hubkolbenmotor

• Triebwerk Das Triebwerk setzt die oszillierende Bewegung des Kolbens in die rotierende Bewegung der Kurbelwelle urn siehe Abb.1. Der Kolben kehrt seine Bewegung im oberen Totpunkt (OT) und im unteren Totpunkt (UT) urn. In diesen beiden Totpunkten ist die Geschwindigkeit des Kolbens jeweils gleich Null, die Beschleunigung hat dort jedoch ein Maximum. Zwischen dem oberen Totpunkt und der Unterseite des Zylinderkopfes verbleibt das Kompressionsvolumen v;, (bei Hubkolbenverdichtern auch der sog. schadliche Raum) . EinlaJ3 Luft+

AuslaB

-+--i> Abgas

Brennstotf

Zylinderkopf

ＭＺｾｂ｀］ｭ＠

Brermraum Kolbenringe ....

Laufbuchse Kolben Kolbenbolzen Pleuel Kurbelgehause (qualitativ)

integriertes Gegengewicht

Hubzapfen Grundzapfen Kurbelwelle

Abbildung 1: Triebwerk des Hubkolbenmotors

• Arbeitsverfahren Abb.2 zeigt qualitativ das p,V-Diagramm fUr das 4-Takt- und das 2-TaktVerfahren mit folgendem Prozeil,verlauf: Beim 4-Takt-Verfahren ist das Arbeitsspiel durch den Ansaug-, den Verdichtungs-, den Arbeits- und den Ausschiebetakt gekennzeichnet. Das 2-Takt-Verfahren umfaf5t dagegen nur den Verdichtungs- und den Arbeitstakt. Wah rend beim 4-Takt-Verfahren zwei Hiibe fUr den Ladungswechsel, namlich die Takte Ausschieben u. Ansaugen, zur Verfiigung stehen, erfolgt dieser

4

1 Einfiihrung beim 2-Takt-Verfahren im UT-Bereich des Kolbens. Dieser Vorgang wird beim 2-Takt-Verfahren auch als Spiilung bzw. als Spiilvorgang bezeichnet. ｾｎｉＧ

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ｾＮＬ＠

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pu

-As

V

Vc-

4-Takt-Verfahren

;:-

As Vh

E. V

2-Takt-Verfahren

Abbildung 2: Arbeitsverfahren des Hubkolbenmotors • Bauformen

Abb.3 zeigt Prinzipskizzen moglicher Bauformen des Hubkolbenmotors, wobei heute praktisch nur noch die Varianten 1, 2 und 4 zum Einsatz kommen. Fiir eine ausfiihrliche Beschreibung verschiedener Bauformen sei auf [1] verwiesen.

1.3

Verbrennungsmotoren

Der Verbrennungsmotor hat seit seiner Erfindung vor iiber hundert Jahren einen unglaublichen Siegeszug angetreten. Er ist mit Abstaqd die erfolgreichste und am weitest verbreitete Energiewandlungsmaschine. Ohne ihn ware die moderne Industriegesellschaft nicht denkbar. Bei der Ausfiihrung unterscheidet man nach ihren jeweiligen Erfindern zwischen Otto- und Dieselmotoren. Daneben sind noch einige wenige Sondermotoren bekannt geworden.

1.3 Verbrennungsmotoren

5

4

6

1-Reihenmotor 2-V-Motor

3 - Sternmotor 4- Boxennotor

Mehrkolben-Arbeitseinheit: 5-U-Motor 6 -Gegenkolbenmotor

Abbildung 3: Bauformen des Hubkolbenmotors 1.3.1

Otto- und Dieselmotor

• Funktionsweise des Ottomotors

- Ein Gemisch aus Luft und Brennstoff wird verdichtet. - Die Ziindung wird mittels einer Ziindkerze, also durch Fremdziindung des Gemisches, eingeleitet. - Die Regelung des Motors iibernimmt bei herkommlichen Ottomotoren eine Drosselklappe. Diese Art der Regelung wird als Quantitatsregelung (Menge des Gemisches) bezeichnet. Neuste Entwicklungen gehen in Richtung variable Ventilsteuerung und Direkteinspritztechnik (GDI). • Funktionsweise des Dieselmotors

- Ausschlief&lich Luft wird angesaugt und verdichtet. - Der Brennstoff (Dieselkraftstoff) wird kurz vor dem oberen Totpunkt in die durch die Verdichtung aufgeheizte Luft mit Hilfe eines Einspritzsystems eingespritzt. - Aufgrund des hohen Verdichtungsverhaltnisses ist die Temperatur der verdichteten Luft hOher als die Selbstziindtemperatur des Kraftstoffes. 1m Gegensatz zum Ottomotor setzt deshalb eine Selbstziindung des Brennstoffes ein. - Die Regelung erfolgt iiber die Menge des eingespritzten Brennstoffes und wird auch als Mischungs- oder Qualitatsregelung bezeichnet.

6

1 Einfiihrung • Ausfiihrungen

- Die einfachsten Ausfiihrungen stellen Saugmotoren dar. - Aufwendigere Motoren besitzen zur Leistungskonzentration dagegen ein Aufiadesystem. Hier kommen entweder mechanische Lader oder Abgasturbolader zum Einsatz. - Pkw-, Lkw- und Grof&motoren werden meistens als wassergekiihlte Motoren ausgefiihrt. Kleinere Motoren z. B. fiir kleine Zweirader, Motorsagen oder kleine Stationaranlagen werden luftgekiihlt. Zusammenfassend zeigt Abb.4 ein Schema bzw. eine EinteiIung der heute gebrauchlichen Motortypen.

ATL evtI.ML LLK

2T, 4T : Arbeitsverfahren ATL : Abgas-Turbo-Lader

LLK : Ladeluftkilhler

DE : Direkte Einspritzung

ML : mechanischer Lader IDE : Indirekte Einspritzung

Abbildung 4: Schema der heute gebrauchlichen Motortypen

1.3 Verbrennungsmotoren

1.3.2

7

Kreiskolben- und Stirlingmotor

In diesem Kapitel werden zwei Sonderbauarten des Verbrennungsmotors, namlich der Kreiskolben- oder auch Wankelmotor und der Stirlingmotor vorgestellt.

•

Kreiskolbenmotor

Der Kreiskolbenmotor wurde von Felix Wankel erfunden, bei NSU entwickelt und 1960 erstmals der Offentlichkeit vorgestellt. Er wurde serienma£ig als Antriebsaggregat im NSU Ro 80 und spater im Mazda MX5 verwendet. Abb.5 zeigt ein Schnittmodell des Zwei-Scheiben-Kreiskolbenmotors des Ro 80. 1m Unterschied zum Hubkolbenmotor fUhrt der Kreiskolben eine rein rotierende Bewegung aus. Dadurch entstehen folgende Vorteile fur das Triebwerk: - Das Triebwerk besitzt keine oszillierenden Triebwerksmassen. - Die rotierenden Massen sind durch Gegengewichte leicht ausgleichbar. - Es existieren keine Ventile, damit ist auch keine Nockenwelle fUr den Ventiltrieb notwendig. Jedoch ist die Abdichtung zwischen den einzelnen Kammern problematisch.

DicbtJeiste Ｍ｟Ｎ！ｗｬ＠

SchmierOlpumpe

mum Olktlhler

Olfllter

Abbildung 5: Schnittmodell des Zwei-Scheiben-Kreiskolbenmotor des Ro 80 von NSU

1 Einfiihrung

8

Das Arbeitsverfahren der Kreiskolbenmaschine entsprieht dem Viertaktverfahren des Hubkolbenmotors und Iauft umjeweils 1200 Kurbelwinkel (oder 360 0 Exzenterwinkel) versetzt in allen drei Kammern abo Auf jede volle Umdrehung des Kolbens, d.h. auf drei Umdrehungen der Exzenterwelle, kommen somit drei vollstandige Arbeitsspiele, also ein Arbeitsspiel pro Umdrehung der Exzenterwelle. Durch die typische Kreiskolbenform entsteht bei Drehung der Kolben eine sogenannte Epizykloide als vorgegebene Brennraumbegrenzung mit drei ausgezeichneten Volumina (Brennkammern). Abb.6 zeigt eine Gegeniiberstellung, wodurch die Analogie der Verfahrensabschnitte des Hub- und des Kreiskolbenmotors deutlich wird. 1m OT-Bereich entstehen zwei Sieheln als Brennraum, jeweils voraus- und

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A

--

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LOT--330--+-1.--H

@),--Ｍｾ

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-

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ｾＭﾭｾＺＭ ｚｏｔＭﾱ］ｊｯｾ＠

Abbildung 6: Arbeitsverfahren des Hub- und des Kreiskolbenmotors nacheilend. Die vorauseilende ｶ･ｲｧｯｾｴ＠ sieh, die nacheilende verkleinert sich. Die Gasstromung (Quetschstromung) besitzt bei einer Drehzahl von n = 6000 min- 1 eine Geschwindigkeit von 70 r;-. Zusatzlich betragt die Flammgeschwindigkeit etwa 30 r;-. In Drehriehtung lauft damit eine Flammenfront mit ca. 100 r;-. Dadurch brennt das Gemisch schnell durch, es tritt eine geringe Klopfneigung auf. Wegen des ｧｲｯｾ･ｮ＠ OberfUichen/ Volumen-Verhiiltnisses ist die CH-Emission etwa doppelt

1.3 Verbrennungsmotoren

9

so hoch wie beim Hubkolbenmotor, die NOx-Emission ist dagegen deutlich geringer. Als Ursachen sind eine niedrigere Verbrennungstemperatur und innere Abgasriickfiihrungseffekte durch undichte Dichtleisten zu nennen. Auf weitere Details solI im Rahmen dieser Abhandlung nicht eingegangen werden.

•

Stirlingmotor

Der Stirlingmotor geht auf den im Jahre 1816 von Robert Stirling zum Patent angemeldeten Heil?,luftmotor zuriick. 1m folgenden wird eine kurze Darstellung dieses Motors gegeben. In Abb.7 ist der ideale Kreisprozel?, des Stirlingmotors im p,v- und im T,s-Diagramm dargestellt. \

P \ 3 \ \ \

\ \

4

Tmin-+-.....'---......- - -

1

v"

v'

v

Abbildung 7: Stirlingprozel?, im p, v- und T, s-Diagramm In den einzelnen Prozel?,schritten werden folgende Warmemengen iibertragen: 1

-+

2:

isotherme Verdichtung

Q12

2

-+

3:

isochore Warmezufuhr

Q23

3

-+

4:

isotherme Expansion

Q34

4

-+

1 : isochore Warmeabfuhr

v" = R Tmin in, v = CV (Tmax - T min) V"

Q41

= R Tmax in, v = -Cv (Tmax - Tmin )

Damit erhalt man fiir den thermischen Wirkungsgrad des Stirlingprozesses: 'fIth

=

Q34 - Q12

= 1_

Q34

'fIth

Q12

= 1 _ R T min

=1-

Tmin

-Tmax

ｩｮｾ＠

R T max in ｾＬ＠

Q34

= 'fie

, .

1 Einfiihrung

10

Der Stirlingprozel6 hat somit einen gleich hohen Wirkungsgrad wie der CarnotProzef5 (siehe Kap. 5.1.1) . Dies ist letztlich der Grund, warum immer wieder versucht wird, den Stirlingmotor zu realisieren. Die isochore Warmezufuhr von 2 -+ 3 und die isochore Warmeabfuhr von 4 -+ 1 erfolgen dabei iiber einen Regenerator (Speicher-Warmetauscher). Dieser Regenerator ist damit das entscheidende aber auch problematischste Bauteil des Stirlingmotors. In Abb.8 ist der Querschnitt eines Stirlingmotors dargestellt. Anhand dieser Darstellung laJ6t sich der hohe konstruktive und fertigungstechnisch intensive Aufwand der Stirlingmaschine erahnen. Die gegenlaufige Bewegung des Verdrangers und des Kolbens wird dabei durch ein aufwendiges Rhombengetriebe realisiert. Auf weitere Details kann hier nicht eingegangen werden. -+---Auspuff

Brenner Ringfllrmiger Verbindungskanal HeifierRaum

Erhitzerrllhre 700°C Kilhlrippen Regenerator

KUhlwasser 20

Verdrllnger

Kalter Kolben Pufferraum Teilkreis der

Rollsockendichtung Verdrlingerstange Kolbenstange Kolbenjoch KoJbenpleuelstange

Gegengewicht

Kurbelzapfen Kurbelradius Rhombengetriebe

Abbildung 8: Querschnitt des Stirlingmotors

2

Hauptbauteile des Triebwerks

Wir wollen im folgenden die wesentlichen Bauteile des Hubkolbentriebwerkes kurz vorstellen. Fiir eine ausfiihrliche Beschreibung der konstruktiven Details und der Berechnung dieser Bauteile mug auf die angegebene Fachliteratur verwiesen werden.

2.1

Kurbelwelle

Durch die exzentrische Anordnung des Kurbelzapfens auf der Wange der Kurbelwelle wird die oszillierende Bewegung des Kolbens iiber die Pleuelstange in eine Drehbewegung der Kurbelwelle iibertragen. Am Kupplungsflansch des Motors wird die Wellenleistung abgenommen. Die Bezeichnung der einzelnen Bauteile der Kurbelwelle ist in Abb.9 angegeben. Die Kurbelwelle von Mehrzylindermotoren Wellenzapfen Grundzapfen Kurbelwange

freies KW - Ende Gegenkupplungsseite

Antriebsende Kupplungsseite

,- ............ I

,,

Hohlkehlen Kupplungsflansch Kurbelzapfen Hubzapfen

'

'-TKurbellaiSpfung Schwingungsdl:lmpfer

Abbildung 9: Bezeichnungen der Bauteile der Kurbelwelle entsteht durch Aneinanderreihung der Kurbelkropfungen der einzelnen Zylinder, wobei die Faustregel gilt: Lagerung nach

ｃ･ｊＺｾｮＩ＠

Kurbelkropfung fiir

Ｈｮｾ［ＭＩ＠

belastete Motoren.

Bei V-Motoren sind haufig zwei Pleuel nebeneinander auf einer Kurbelkropfung angeordnet, deshalb ist der Hubzapfen bei V-Motoren breiter als der Grundzapfen. Die Kropfungsfolge (Phasenfolge) wird unter Beachtung einer gleichmafSigen Ziindfolge, eines giinstigen Massenausgleichs (siehe Kap. 3.3) und geringer resultierender Torsionsschwingungen (siehe Kap. 3.4) festgelegt. Der notwendige Zylinderabstand

12

2 Hauptbauteile des Triebwerks

resultiert bei R-Motoren durch die Dimensionierung der Laufbuchse und des notwendigen Kiihlwasserraums und bei V-Motoren durch die Anforderungen an die Kurbelwelle. Abb.lO zeigt die Kurbelwelle eines 4-Zylinder Pkw-Motors. Wah-

Xl

Abbildung 10: SphiiroguiS- oder Stahlkurbelwelle eines 4-Zylinder-Pkw-Motors rend friiher gesenkgeschmiedete Stahlkurbelwellen aus 41Cr4, 42CrM04 oder 34CrNiM06 verwendet wurden, kommen heute aus Kostengriinden (niedrige Rohteil-, Modell- und Zerspanungskosten) iiberwiegend Spharogu15kurbelwellen aus GGG 60 oder GGG 70 mit angegossenen Gegengewichten zum Einsatz. Abb.11 zeigt die ge-

80B

ｾ＠ ｾ＠

Abbildung 11: Stahlkurbelwelle eines 6-Zylinder-Nutzfahrzeug-Motors senkgeschmiedete Stahlkurbelwelle eines Sechszylinder-Nutzfahrzeug-Motors mit angeschraubten Gegengewichten. Die Gegengewichte sind dabei so dimensioniert,

2.1 Kurbelwelle

13

daf& sie bei ausreichender Fliehkraftbeanspruchung mit Riicksicht auf die Torsionseigenfrequenzen ein moglichst geringes Massentragheitsmoment aufweisen, d.h. einen moglichst kleinen Schwerpunktradius haben. Deshalb sind angeschraubte Gegengewichte vorteilhafter als angegossene, weil sie etwas breiter ausgefiihrt werden konnen. Die Olbohrungen fiir die Schmier61versorgung des Kurbellagers (groff.es Pleuellager) sind so anzuordnen, daf& keine weiteren Spannungserhohungen in den ohnehin schon hochbeanspruchten Hohlkehlen auftreten. Die Miindungen der Olbohrungen werden gerundet und ggf. auch poliert. In den Hohlkehlen wird durch Rollen, Nitrieren oder Harten (OberfHichenverfestigung) eine Druckeigenspannung erzeugt, die durch die im Betrieb auftretende Biegebeanspruchung erst abgebaut wird, bevor Zugspannungen entstehen. Fiir eine erste Abschatzung sollte der Radius der Hohlkehlen etwa 6 Prozent des Kurbelzapfendurchmessers betragen, d.h. bei einem Kurbelzapfendurchmesser von 50 mm betragt der Hohlkehlenradius 3 mm. Die Kurbelwangen werden zweckmaff.igerweise oval gestaltet und so breit dimensioniert, daf& geniigend Widerstandsmoment gegen Biegung vorhanden ist. In der Kurbelwelle werden durch die Gas- und Massenkriifte Biege- und Torsionsbeanspruchungen hervorgerufen. Durch die im Betrieb auftretenden Schwingungen der Kurbelwelle werden zusatzliche Biege- und Torsionsspannungen hervorgerufen. Man unterscheidet deshalb zwischen kontinuierlich schwellender und dynamischer Belastung, wobei die durch die Tangentialkraft FT(cp) hervorgerufenen Torsionsbeanspruchungen meist klein im Vergleich zu den durch die Torsionsschwingungen hervorgerufenen Torsionswechselspannungen sind. Die durch die Gas- und Massenkriifte verursachte Biegebeanspruchung fiihrt abwechselnd zu Druck- und Zugbeanspruchungen in den Hohlkehlen, die eine Biegewechselspannung zur Folge haben (siehe Abb.12). Zusatzliche Biegewechselspannungen konnen in den Hohlkehlen der Kurbel- und Lagerzapfen der Kurbelkropfung am Antriebsende durch das infolge der Verformung der Kurbelwelle auftretende Flattern des Schwungrades entstehen. Kurbelwellen sind mehrfach gelagerte, damit statisch unbestimmte Systeme und schwierig zu berechnen. Bei den Berechungsverfahren unterscheidet man zwischen: - den Berechnungsvorschriften der Klassifikationsgesellschaften (z.B. des Germanischen Lloyd) fiir Kurbelwellen in Schiffsmotoren, - einfachen Niiherungsrechnungen und - der 3D-strukturmechanischen Kurbelwellen-Simulation. 1m folgenden wird die prinzipielle Vorgehensweise bei der niiherungsweisen Berechnung erlautert. Ergebnisse der strukturdynamischen Simulation werden in Kap. 3.4.5 vorgestellt.

14

2 Hauptbauteile des Triebwerks

ｾ＠

zugspannung: Wange / Kurbelzapfen Druclcspannung: Wange / Lagerzapfen Maximum im Bereich desZOnd-OT

Massenkraft Zugspannung: Wange / Lagerzapfen Druclcspannung: Wange / Kurbelzapfen Maximum im Bereich des LW-OT

Abbildung 12: Biegewechselspannungen in den Hohlkehlen der Kurbelwelle

Wir betrachten die in der Skizze dargestellte Kurbelwellenkropfung und erhalten folgende Biege- und Torsionsspannungen:

SchnittA-A

2.1 Kurbelwelle Biegung:

Torsion, schwellend:

Torsion, dynamisch:

Torsion, gesamt:

15 Biegemoment

Mb =FR·a

Widerstandsmoment

b 82 Wb=-

Biegespannung

Mb 6a O'b=-=-FR Wb b82

6

= FT·r

Torsionsmoment

MT,B

Widerstandsmoment

WT

= 16 d

Torsionsspannung

O'T,B

= WT = 1r d3 FT

Torsionsmoment

MT,d

1r

3

MT

Widerstandsmoment

O'Td ,

Gesamt-Torsionspannung

T

=

16r

= ki ,i+1 (.2 >.4 sin2

600K

angegeben. Es sei hier nochmals ausdriicklich darauf hingewiesen, daf& die obige Beziehung

87

5.3 Realer Motorprozel?,

an Mel?,werte angepal?,t ist. Dabei wurde insbesondere zwischen der Warmeiibertragung durch Konvektion und der durch Strahlung nicht unterschieden. Dabei besteht trotz vieWiltiger Bemiihungen und der zahlreichen bis heute bekannt gewordenen Warmeiibergangsbeziehungen noch immer Bedarf an einer relativ einfach zu handhabenden Beziehung, die die Anteile der Warmeiibertragung infolge Konvektion und infolge Strahlung physikalisch richtig wiedergibt. 5.3.4

Experimentelle Ermittlung des ortlieh gemittelten Wiirmeiibergangskoeffizienten

Weil die Gastemperatur Ta zeitabhangig ist, ergeben sich Temperaturschwankungen in den brennraumbegrenzenden Wanden. Fiir die mittlere Warmestromdichte in einer ebenen Wand gilt:

_ \ Tw-T(x) q = AW X

x

Der Energietransport durch Warmeleitung im Festkorper wird durch die Fouriersche Differentialgleichung

mit der Temperaturleitfiihigkeit A

a=pCp

beschrieben. Nimmt man als Randbedingung auf der Gasseite Temperaturschwingungen entsprechend der Fourier-Reihe 00

Tw(t) = Tw

+L

[Aicos(iwt)

+ Bi sin(iwt)J,

i=l

ab einer bestimmten Wandtiefe jedoch eine konstante Warmestromdichte an

x -+

aT =--if.

. ax

00' -

A'

88

5 Motoren-Thermodynamik

so erhalt man als Losung der Fourierschen Differentialgleichung das Temperaturfeld in der Wand

T(x, t)

= Tw -

t + ｾ＠ x

mit cos( ... )

= Ai cos(i w t -

exp (-x

/fi)

x

/fi)

+ Bi sin

(i

cos( ... )

wt - x

/fi)

Durch Differentation erhalt man daraus fiir die Warmestromdichte an der OberHache x = 0: q(O, t)

= q+AL i=l

(Ai

ｖｾ＠

ｾ＠

+ B i ) cos(i w t) + (Bi

- Ai) sin(i w t)

Weiteres Vorgehen zur Ermittlung des Warmeubergangskoeffizienten: 1. Tw (t) experimentell ermitteln

2. Tw(t)exp

= TW(t)theoTl

durch Fourier-Analyse erhalt man daraus die Fourier-

Koeffizienten Ai und Bi 3. damit ist auch qw(t) bekannt Damit folgt fur den W.U.K: a(t)

=

qw(t) Tc(t) - Tw(t)

Ublicherweise wird jedoch a mit der mittleren Wandtemperatur berechnet, also

qw(t)

a(t) = Tc(t) - Tw

In Abb.65 sind die zeitlichen Verlaufe der Gastemperatur, der Wandwarmestromdichte und des Warmeubergangskoeffizienten beispielhaft fur einen 4-Takt-Ottomotor dargestellt. Das schrittweise Vorgehen bei der experimentellen Ermittlung des mittleren Warmeubergangskoeffizienten ist in Abb.66 nochmals zusammengestellt.

89

5.3 Realer Motorprozef& T[K] 3000

q[.,1

..-;===:::::::;--f{r--,-----r 3000

2000 Ｎｷｧｾ､Ｍ｡ＺＫ＠

2000

1000

1000 ＮｊＭｉｪｬ｜ＫＺＡｯｾ｟

o .J;;.,;;;;.;_ _

0

Ｎ［ＬｌＫＭｾ］ＺＴ

o

180

｡ｩｾ｝＠

360

540

720 cp[OKW]

Abbildung 65: Massenmitteltemperatur, Warmestromdichte , Warmeiibergangskoeffizient

OT

UT

OT

UT Kurbelwinkel

Abbildung 66: Warmeiibergang, Ermittlung des WUK

6 6.1

Ladungswechsel Allgemeines

Nach jedem Expansionstakt bzw. jeder Arbeitsphase muf& der Inhalt des Zylinders (Ladung) erneuert bzw. gewechselt werden. Ladungswechsel bedeutet dabei, das Abgas muf& entfernt und das Frischgas eingebracht werden. Die Effektivitat des Ladungswechsels wird durch den Liefergrad Al beschrieben. Der Ladungswechsel wirkt sich aus auf: - die maximale Leistung Pe,max, - das maximale Drehmoment Mmax, - die Abgasqualitat (besonders NO x und He), - den spez. Brennstoffverbrauch be und - das Laufverhalten (Ottomotor) Wir wollen diese Auswirkungen im folgenden kurz beleuchten. • Leistung Pe = inpme VH,

Pme

= "Ie Al Ha

Pe = n "Ie Al i Ha VH

"'"'-v-" --.......-.... (1) (2)

(1) ist abhiingig yom Ladungswechsel (2) ist unabhiingig yom Ladungswechsel Der Gemischheizwert fiir konventionellen Ottobrennstoff betragt:

Ha = 2750kJjm3 = 37,5105 Nmjm 3 ::} 37,5bar Effektive Mitteldriicke in dieser Hohe werden jedoch nicht erreicht wei1: Al < 1 (etwa 0,8 - 0,9) bei Saugmotoren "Ie < 1 (etwa 0,3 - 0,5) Thermodynamik Drossel- und Spiilverluste wirken sich auf AI und Arbeitsverluste beim Ladungswechsel auf "Ie aus. Al = f(n) Mit zunehmender Stromungsgeschwindigkeit (Drehzahl) steigen die Verluste durch Drosselung in den Leitungen und Steuerorganen an. Dynamische Vorgiinge in den Ladeluft- und Abgasleitungen konnen bei bestimmten Drehzahlen einen Einfluf& haben. "Ie = f(AI, n) Naherungsweise sind die Reibverluste bei konstanter Drehzahl konstant, so da/& "Ie mit grof&erer Zylinderfiillung besser wird. Prozef&verlauf und Reibungsarbeit und damit auch "Ie hiingen von der Drehzahl abo Gute Fiillung bei hoher Drehzahl ergibt hohe Nennleistung.

91

6.1 Allgemeines •

Drehmoment i

= 2rr Pme VH

M

Mit der obigen Beziehung fiir Pme folgt daraus

M = .,.,e AI ｾ＠

(1)

i

2

Ha VH (2)

Der Ausdruck (1) ist wieder vom Ladungswechsel abhangig, fiir maximales Drehmoment mui das Produkt ""eAI maximal sein. Fiir den Verlauf der Vollastlinie ist AI durch die Ru&grenze limitiert und damit durch den Ladungswechsel im wesentlichen bestimmend. Gute Fiillung bei niedriger Drehzahl ergibt einen elastischen Motor (Abb.51). Aus

(n, ""e, AI) (""e, At)

=> max. fiir Pe,maz => max. fiir Mmaz

folgt, daiS die Nenndrehzahl nn(fiir Pe,maz) und die Drehzahl nm(fiir Mmaz) immer unterschiedlich sind, wobei nn > nMma .. gilt, siehe dazu auch Kap. 4.3

•

Abgasqualitat Zunehmende Restgasmenge im Zylinder bzw. Brennraum verringert NO z - und HC-Anteile. mRestgas

t =>

t..l. => mNOz ..I.

Der HC-Anteil des Restgases ist h6her als der HC-Anteil des ausgeschobenen Abgases. Durch Nachverbrennung des Restgases verringern sich dadurch die HCEmissionen. Die dafiir verantwortliche interne Abgasriickfiihrung la&t sich durch den Ladungswechsel steuern. Zu hoher Restgasanteil kann zu Ziindaussetzern und damit zu ungleichmaiSigem Motorlauf fiihren (Laufverhalten). • Spezifischer Brennstoffverbrauch Wegen be""e = 1 / Hu hangt auch be vom Ladungswechsel abo

92

6 Ladungswechsel

6.2

4- Takt-Verfahren

Beim 4-Takt-Verfahren sind "Ausschieben" und "Ansaugen" die Ladungswechseltakte. Sie erfolgen im wesentlichen durch die Verdrangerwirkung des Kolbens und werden im Detail durch die Steuerorgane geregelt. Dazu werden die Steueroffnungen (Ein- und Auslai) des Arbeitsraumes (Zylinder) periodisch durch Absperrorgane (Steuerorgane) geoffnet und geschlossen (gesteuert). Dabei sind folgende Anforderungen zu erfiillen: - groie Offnungsquerschnitte, - kleiner Zeitbedarf fiir Offnungs- und Schlieivorgange, - stromungsgiinstige Ausfiihrung, - hohe Dichtwirkung und - hohe Standfestigkeit. Als Steuerorgane kommen grundsatzlich Hubventile und Drehschieber in Betracht. Die Vor- und Nachteile sind in Abb.67 gegeniiber gestellt.

Hubventile Vorteile:

• einfache, sichere Dichtung

Nachteile:

• hohe Massenkriifte • Kraftschlui kann bei hohen Drehzahlen verloren gehen

I Drehschieber • kurze Offnungs- und Schlieizeiten • keine Massenkrafte • Klemmen und Fressen durch thermische Dehnung • Betriebsunsicherheit

Abbildung 67: Hubventile und Drehschieber In modernen Verbrennungsmotoren werden heute praktisch nur noch Hubventile verwendet. Diese Aus- und Einlaiventile offnen vor und schlieien nach den Totpunkten, siehe Tabelle 1.

93

6.2 4-Takt-Verfahren 1m einzelnen gilt dabei folgendes:

• Friihes A6 fiihrt zwar zu hohen Verlusten an Expansionsarbeit, reduziert aber die erforderliche Ausschiebearbeit. • Es beeinflul5t die Fiillungs- und damit die Drehmomentencharakteristik sehr viel starker als die anderen Steuerzeiten, siehe Abb.68, wobei friihes Es ein hohes Drehmoment im unteren Drehzahlbereich, aber Fiillungsverluste bei h6heren Drehzahlen, und spates Es eine hohe Nennleistung, aber Fiillungsverluste bei niedrigen Drehzahlen (Sportmotor) bedeutet. • Eine grol5e Ventiliiberschneidung bewirkt h6here Spiilverluste, wodurch der effektive Wirkungsgrad 'f}e abnimmt. Die damit verbundene verbesserte Restgasausspiilung bewirkt jedoch eine bessere Zylinderfiillung und damit eine h6here Leistung.

1,0;--------------------------------------A.I

---ＰＬＸｾＭ

Es nach "frilb" ＰＬＶｾＭＫ＠

1000

3000

5000

Abbildung 68: Einflul5 von Es auf den Liefergrad AI

Tabelle 1: Steuerzeiten fiir Otto- und Dieselmotoren A6 °KW vor UT As °KW nach OT E6 °KW vor OT Es °KW nach UT

OTTO 50 - 40 4 - 30 30 - 10 40 - 60

DIESEL 50 - 40 5 - 30 25 - 0 30 - 40

Die Steuerzeiten der Ein- und AuslaI&ventile beeinflussen die "Ladungswechselschleife" und damit die Ladungswechselverluste. Abb.69 zeigt das p,v-Diagramm der Ladungswechselschleife bei Vollast und Abb.70 dasjenige bei Teillast fUr einen drosselgesteuerten 4-Takt-Ottomotor.

94

6 Ladungswechsel p

ｾ＠

Expansions- und StrOmungsvcrlustc

OT

UT

Abbildung 69: Ladungswechselverluste Ottomotors bei Vollast p ｾ＠

Expansions- und Strllmungsverluste ｾ＠

Drossclverluste

eines

OT

Abbildung 70: Ladungswechselverluste Ottomotors bei Teillast

drosselgesteuerten

UT

eines

v

4-Takt-

v

drosselgesteuerten

4-Takt-

Wahrend friiher sowohl bei Otto- als auch bei Dieselmotoren insgesamt zwei Ventile (ein Einla£- und ein ａｵｳｬ｡ｾｶ･ｮｴｩＩ＠ verwendet wurden, hat sich in den letzten Jahren zunehmend die sog. Mehrventiltechnik durchgesetzt, wobei vier Ventile (zwei ｅｩｮｬ｡ｾＭ und zwei ａｵｳｬ｡ｾｶ･ｮｴｩＩ＠ als Standard bezeichnet werden konnen. und einem ａｵｳｬ｡ｾｶ･ｮｴｩ＠ sowie Daneben sind auch Ausfiihrungen mit zwei ｅｩｮｬ｡ｾＭ mit drei ｅｩｮｬ｡ｾＭ und zwei ａｵｳｬ｡ｾｶ･ｮｴｩ＠ bekannt geworden. Die Vorteile der Mehrventiltechnik sind die Verringerung der Massenkrafte durch den geringeren Ventilhub und der kleineren Ventilmassen, sowie eine bessere Fiillung (EinlafS) durch grofSere Offnungsquerschnitte.

6.2 4- Takt-Verfahren

95

Ais Nachteil miissen der aufwendige Ventiltrieb und der wesentlich kompliziertere Zylinderkopf genannt werden. Ventile sind thermisch und mechanisch hochbeanspruchte Bauteile, die zusatzlich korrosiven Einfiiissen ausgesetzt sind. Die thermischen Belastungen betragen je nach Einsatzfall: - Einla/?'ventil 300 - 500°C, - Ausla£ventil 600 - 800°C Abb.71 zeigt verschiedene konstruktive Ausfiihrungen von Hubkolbenventilen im Hinblick auf gute Kiihlung und geringeren VerschleifS. Beim Ventiltrieb unterscheidet man zwischen untenliegender und obenliegender Nockenwelle. Bei der erstgenannten Ausfiihrung liegt die Nockenwelle unterhalb der Trennlinie ZylinderkopfjKurbelgehause, und die Ventile werden iiber StOfSel-StoI.Mange-Kipphebel betatigt. Die obenliegende Nockenwelle wird fiir moderne, schnellaufende Ottound Dieselmotoren verwendet. Wegen der geringen ungleichformig bewegten Massen und der kleineren Elastizitat des Ventiltriebs, ist dieser Antrieb insbesondere bei hOheren Drehzahlen vorteilhaft.

NatriumgekiihItes Auslaiventil: Fliissiges Natrium verstarkt den Warmetransport durch Shakerwirkung. Natrium geht bei einer Temperatur ab () > 97, 5°C in den fiiissigen Zustand iiber.

I

Sitzpanzerung: Zur Vermeidung von VerschleifS wird Stellit auf den Ventilsitz aufgeschweiBt.

ｾ＠ o

ｾ＠

Ventilsitzring im Zylinderkopf: Aus Verschlei/?,griinden werden oft Ventilsitzringe eingebaut. In Leichtmetallzylinderk6pfen mu/?' in jedem Fall ein Ventilsitzring vorgesehen werden, da Aluminium den Belastungen nicht standhalt.

Abbildung 71: Konstruktive Details zur Ausfiihrung von Hubkolbenventilen In Abb.72 werden einige Beispiele zur konstruktiven Ausfiihrung des Ventiltriebs gezeigt. Bei der Anordnung der Nockenwelle im Motor kommen die gezeigten Bauarten zur Anwendung. Es wird unterschieden zwischen:

96

6 Ladungswechsel

I

OHV

OHV / OHC

OHV/OHC

OHV / DOHC

Stofistangen-

Schlepp- oder Schwmghebe1-

Kipphebel-

Tassensto.Bel-

Steuerung

Abbildung 72: Lage der Nockenwelle und Ventiltrieb - Stoistangen-Steuerung bei der die Nockenwelle unterhalb der Trennlinie Zylinderkopf und Motorblock angeordenet ist. Die Ventilbetatigungskraft wird mittels ｓｴｯｾｳ｡ｮｧ･＠ und Kipphebel auf die Ventile iibertragen. Fiir den Zylinderkopf ergibt dadurch eine vergleichsweise einfachere Konstruktion. Durch die groSeren Massen ist der Einsatz bei hoheren Drehzahlen begrenzt. - Schlepp- oder Schwinghebel sind schwingend im Zylinderkopf gelagert und betatigen bei gleichzeitiger Seitenkraftaufnahme die Ventile. Diese Konstruktionsvariante erlaubt zusatzlich eine Variation der Ubersetzung. - Kipphebel bewegen sich urn eine feste Lagerung bzw. Drehachse zwischen Nockenwelle und Ventil. Auch in diesem Fall ist eine Variation der Nockenhubiibersetzung moglich. - Tassenstof&el iibertragen die Ventilstellkrafte direkt iiber den ｔ｡ｳ･ｮｴｯｾｬﾭ boden auf die Ventile. Durch eine direkte Fiihrung im Zylinderkopf werden die Seitenkrafte nicht auf das Ventil, sondern auf den Zylinderkopf iibertragen. Durch die leichte und gleichzeitig steife Konstruktion ist diese Steuerung besonders fiir hohe Drehzahlen geeignet.

97

6.3 2-Takt-Verfahren

6.3

2-Takt-Verfahren

6.3.1

Steuerschlitze

Beim 2-Takt-Verfahren erfolgt der Ladungswechsel wahrend sich der Kolben in UT-Nahe befindet. Das einstr6mende Frischgas schiebt das Abgas aus dem Zylinder. Die gebrauchlichste Steuerung fUr 2-Takt-Motoren ist die Schlitzsteuerung. Die im unteren Teil des Zylinders angeordneten Ein- und Ausla£6ffnungen (Schlitze) werden vom Kolben iiberstrichen und dadurch ge6ffnet und geschlossen. Deshalb ist eine Verdrehsicherung der Kolbenringe notwendig. Die charakteristischen Eigenschaften der Schlitzsteuerung sind: - keine zusatzlich bewegten Teile, - kurzzeitige, gro/1,fiachige Offnungsverlaufe und - zum UT symmetrische Steuerzeiten. Abb.73 zeigt die Zylinderlaufbuchse eines Zweitakt-Dieselmotors. Zur Verbesse-

JO

_3 ° Schnitt E - F

Schnitt A - 8 D = 220 mm, S = 300 mm, n = 500 Ihnin, Pc = 4,5 bar

Einzelheit Z

SchnittC -D

Abbildung 73: Zylinderlaufbuchse eines Zweitakt-Dieselmotors rung der Spiilung wird bei Gro/1,motoren ein eigenes Spiilgeblase eingesetzt, bei kleineren Motoren dagegen wird die Pumpwirkung des im Zylinder oszillierenden Kolbens zum Aufbau eines geringen Spiildruckes im Kurbelgehause genutzt.

98

6 Ladungswechsel

p

2

ｾＫＭ

OT

UT

v

Abbildung 74: p,v-Diagramm des Ladungswechelvorganges beim 2-TaktVerfahren. Bei der Verwendung der Schlitzsteuerung mui Ao so £riih gelegt werden, daiS bei Eo der Zylinderdruck unter den Spiildruck Ps gesunken ist, damit ein Expandieren von Abgas in den EinlaiSkanal verhindert wird. Damit ist zwangsHiufig ein Verlust an Expansionsarbeit verbunden, der in Abb.74 durch die markierten FUichen gekennzeichnet ist. Die Offnungsquerschnitte der Ein- und Auslaischlitze zeigt Abb.75. Der AuslaiSschlitz ofi"net vor dem Einlaischlitz (Vorauslai). Die Spiilung erfolgt von Eo bis Es. Wegen der symmetrischen Steuerzeiten ist bei Es

, \

\ \ \

80

40

Nachaus-

str6men

Spillung

Es\

As

UT

40

80

Abbildung 75: Ofi"nungsquerschnitte beim Ladungswechsel der Auslaischlitz noch geofi"net, von Es bis As kann Nachausstromen von Frischgemisch stattfinden. Das Nachausstromen kann durch zusatzliche Steuerorgane auf der Auslaiseite (unsymmetrische Steuerzeiten) verhindert werden (z.B. Schieber

99

6.3 2-Takt-Verfahren

oder Ventile). Durch Gasschwingungen in entsprechend abgestimmten Abgasleiwerden. tungen kann der Ladungswechsel ebenfalls positiv ｢･ｩｮｦｬｵｾｴ＠ 6.3.2

Spiilvorgang

Der Spiilvorgang ist im Detail sehr komplex und deshalb nicht exakt berechenbar. Zur Beschreibung werden folgende dimensions lose Kennzahlen verwendet: Spiilgrad: volumetrischer Luftaufwand: volumetrischer Spiilgrad:

).S

=

Aa = As

=

mz mz+mr Vg Vzyl Vz Vzyl

Die Volumina Vg und Vz beziehen sich dabei auf den thermischen Zustand im Zylinder wahrend der Spiilphase (Mittelwerte Pz,m, Tz,m). Theoretisch einfach ･ｲｦ｡ｾ｢＠ sind die drei GrenzfaJle des Spiilvorgangs, namlich die: - Verdrangungsspiilung, die - Verdiinnungsspiilung und die •

ｋｵｲｺｳ｣ｨｬｾｰｩｮｧＬ＠

die wir im folgenden kurz beschreiben wollen.

Verdrangungsspiilung

Dabei wird angenommen, daIS sich Frischgas und Abgas nicht mischen, das Frischgas schiebt das Abgas aus. Es existiert zu jedem Zeitpunkt eine definierte Grenzflache zwischen Frisch- und Abgas. Die Verdrangungsspiilung hat die maximal mogliche Spiilwirkung.

6 Ladungswechsel

100 •

Verdtinnungsspiilung

Frischgas und Abgas werden in jedem Augenblick als vollsUindig gemischt betrachtet. Der Inhalt des Zylinders ist damit ein "ideal" gemischter BehaIter. Das ausgeschobene Gas enthalt zunehmend mehr Frischgas. •

KurzschluJ&spiilung

Dies ist der triviale Grenzfall. Das Frischgas stramt vom EinlaJ&- direkt zum AuslaJ&schlitz, die Sptilwirkung ist gleich Null! 1m Spiildiagramm in Abb.76 sind diese drei Grenzfcille dargestellt, wobei der Spiilgrad As tiber dem Luftaufwand aufgetragen ist. Wir wollen im folgenden die 1,0..---------..,.....----,

0,5

+-_ _ＭＬＧＱｬＮ｣ｾｖ･ｲ､ｕｮｵｧｳ

spUJung

I

KurzscbluBs ill g ｏｾＭ｟Ｋ＠

o

0,5

1,0

1,5

A.

Abbildung 76: Spiildiagramm mit den drei Grenzfcillen Abhangigkeit As

=f

(Aa) fUr den Fall der Verdtinnungsspiilung ableiten.

Die zeitliche Anderung der Frischgaskonzentration im Zylinder wird durch die Bilanzgleichung

dC· . Vdt = VCl - VC

,,

beschrieben. Durch einfache Umformung erhaIt man daraus

Vdt

V

dC =dAa = Cl-C

und daraus schliefmch die Lasung Aa = -In(C - Cd + I.

,

,,

\

I

,, ,,

\ \

I

\ \ \

ｖｃｉＧＭ］ｾ＠

onzentration C

\

I I

,, , , ,,

,.........

Ｍ］ｾｶ｣＠

L..-_ _- '

6.3 2-Takt-Verfahren

101

Mit der Randbedingung (Anfangsbedingung) C = Co fUr Aa = 0 folgt fiir die Integrationskonstante I = In (Co - C1 ) und damit die Losung ( C - Co) C - C1 - Aa = In Co _ C1 = In 1 - C1 - Co .

Mit der Definition des Spiilgrades

C-Co

As == C1

-

C,0

erhalt man schlie{i,lich die gesuchte Abhangigkeit

IAs = 1 die in Abb.76 dargestellt ist. Fiir Aa 6.3.3

exp( - Aa)

I

= 1,0 erhalt man daraus As = 0,632.

Spiilverfahren

Es wird innerhalb der Spiilverfahren zwischen Quer-, Umkehr- und Langsspiilung unterschieden. •

Querspiilung, siehe Abb.77

Die Querspiilung wird hauptsachlich bei Kleinmotoren verwendet. Sie weist folgende Besonderheiten auf: - Ein- und Ausla{l,schlitze sind gegeniiberliegend - Kolbennase zur Verbesserung der Spiilwirkung - symmetrische Steuerzeiten - unsymmetrische Steuerzeiten durch zusatzlichen Schieber im Abgaskanal

A

A

Schnitt durch Ein- und Auslallschlitzc

E

Abbildung 77: Querspiilung

A

6 Ladungswechsel

102

•

Umkehrspiilung, siehe Abb.78

Die Umkehrspiilung ist das am haufigsten verwendete Spiilverfahren. Die Einund AuslafSschlitze liegen auf einer Seite, womit die Gefahr der Kurzschlugspiilung vermieden wird.

A E

Schnitt durch Einlafischlitze

Abbildung 78: Umkehrspiilung

•

Langsspiilung, siehe Abb.79

Die Langsspiilung wird bei Grofbmotoren eingesetzt, weil mit der Umkehrspiilung keine ausreichende Spiilwirkung mehr erreicht werden kann. Sie hat folgende Besonderheiten: - zusatzliches Auslafbventil (oder auch Ventile) im Zylinderkopf, - zusatzlicher Aufwand durch dieses Auslagventil im Zylinderkopf, - dafiir aber beste Spiilwirkung von allen Spiilverfahren, weil beliebige unsymmetrische Steuerzeiten moglich sind. Abb.80 zeigt einen qualitativen Vergleich verschiedener Spiilverfahren fiir 2-TaktMotoren. Man erkennt, dafb die Gleichstrom- oder Langsspiilung die besten Spiilgrade erreicht, der ideale Fall der reinen Verdrangungsspiilung kann aber auch damit nicht erreicht werden. In der Literatur sind eine Reihe halbempirischer Spiilmodelle bekannt geworden. Fiir eine Zusammenstellung und ausfiihrliche Beschreibung dieser Modelle sei auf [18] verwiesen.

6.3 2-Takt-Verfahren

103

Schnitt durch EinlaBschlitze

tit

Abbildung 79: Langs- bzw. Gleichstromspiilung

1,2 TIc 1,0

I

0,8 0,6

0,4 0,2

ｐｲ｡ｸｩｳｾ＠

,

V

0,0 0,0

/

ｾ＠

V

/

ｾＺ＠ ｾ＠

-

II ｾ＠

I

-

ra:::: ｾ＠

Gleichstromsptilung Umkehrsptilung Quersplilung

I I I I I

I

0,4

0,8

1

1,2

1,6 Aa 2,0

Abbildung 80: Qualitativer Vergleich verschiedener Spiilverfahren fUr 2-TaktMotoren; I: Ideale Verddingung; II: Ideale Verdiinnung

7

Aufladung

In diesem Kapitel werden die Grundlagen der Aufladung und der aufgeladenen Motoren dargestellt. Die Aufladung war urspriinglich ausschliel&lich als Verfahren zur Leistungssteigerung gedacht. Erst in den letzten Jahren traten Verbrauchsund Emissionsfragen starker in den Vordergrund. Fiir eine ausfiihrliche Darstellung wird auf [19] verwiesen. Eine interessante Darstellung der geschichtlichen Entwicklung der Aufladung hat (20] gegeben.

7.1 7.1.1

Einfiihrung Zweck der AuHadung

Aus der bereits in Kapitel 4.1.1 abgeleiteten Beziehung fUr die Leistung: P e = iznPm,e Vh

erhalten wir mit dem Hubvolumen

= AK s

Vh

und der mittleren Kolbengeschwindigkeit Cm

= 2sn

die Beziehung: Pe =

i

2"

Cm

Pm,e AK

(30)

Z

Die Zylinderleistung kann demnach gesteigert werden durch Anhebung von: Drehzahl n:

Anstieg der Massenkraft und der daraus resultierenden Spannungen aM n 2 "-J

Kolbengeschwindigkeit cm :

beeinflul&t die Tribologie der Kolbengruppe

Kolbenflache A K :

D t, wegen sf D :::::J canst., steigt damit auch s, wegen Cm = 2 s n :::::J canst. mul& die Drehzahl sinken; fiihrt zu Grol&motoren,

Mitteldruck Pm,e:

kann durch Aufladung gesteigert werden

Die Aufladung des Hubkolbenmotors ist ein Verfahren zur: - Leistungssteigerung, Pm,e -t 30 bar - Verringerung der Leistungsmasse - Beeinflussung des Motorkennfeldes - Senkung des spezifischen Brennstoffverbrauchs - Reduzierung der Schadstoffemissionen

105

7.1 EinfUhrung Als mi:igliche Nachteile ki:innen dabei auftreten: - komplexe Bauteile - Probleme beim Beschleunigen - Probleme beim Drehmomentverlauf 7.1.2

AuHadeverfahren

Abb.81 gibt eine Einteilung der verwendeten Aufladeverfahren. Man unterscheidet Fremdaufladeverfahren

Selbstaufladeverfahren Resonanz-I Schwingrohraufladung

Mechanische Aufladung

Pu

Abgasturboaufladung

Abbildung 81: Einteilung der Aufladeverfahren zwischen Fremd- und Selbstaufladung. Unter den BegriffFremdaufladung fallen der extern angetriebene Ladeluftverdichter bei Einzylinder-Versuchsmotoren und das Spiilgeblase bei grof&en 2-Takt-Motoren. Die Selbstaufladung Uif&t sich unterteilen Ill:

• Resonanz- oder SchwingrohrauHadung, Dabei werden die Rohrschwingungen in der Ansaugleitung durch Abstimmung der Lange und des Durchmessers dieser Leitung fUr die Aufladung genutzt.

106

7 Aufladung

• mechanische Aufladung, Dabei wird ein am Motor angebrachter Lader / Kompressor mechanisch angetrieben . • Abgasturbo-Aufladung (ATL), Dabei wird ein Ladeluftverdichter unter Ausnutzung der Abgasenergie mittels einer Abgasturbine angetrieben, d.h. der Hubkolbenmotor wird mit der Stromungsmaschine Abgasturbolader lediglich stromungstechnisch verbunden. Bei der Abgasturbo-Aufladung unterscheidet man zwischen der: - Stauaufladung wobei lediglich die thermische Energie des Abgases genutzt wirdj und dabei wieder zwischen

* einstufiger und * zweistufiger Aufladung, und der - Stoiaufladung, wobei sowohl die thermische als auch die kinetische Energie des Abgases genutzt wird. Die Registeraufladung ist eine ein- oder zweistufige Stauaufladung, bei der - mehrere gleich groil,e Abgasturbolader, oder - mehrere Abgasturbolader verschiedener Groil,e nacheinander, d.h. mit steigender Motorlast und -drehzahl zugeschaltet werden. Sie wird bei groil,en mittelschnell- und schnellaufenden Hochleistungsdieselmotoren eingesetzt, die zweistufige Register-Stauaufladung dagegen nur bei schnellaufenden Hochleistungsdieselmotoren. Unter Verbundverfahren versteht man eine Kombination unterschiedlicher Aufladeverfahren an ein- und demselben Motor, z.B.: - mechanische Aufladung fUr den Schwachlastbetrieb, - ATL fUr den Mittellastbetrieb und - ATL und Nutzturbine fUr den Vollastbetrieb. Ais Beispiel fUr die Resonanzaufladung und die Abgasturboaufladung zeigen wir in Abb.82 zwei Motorquerschnitte und in Abb.83 die entsprechenden Motorenkennfelder. Der Vergleich der beiden Motorkennfelder zeigt, daB. die Resonanzaufladung fUr die Drehzahl von n = 4.000min- 1 abgestimmt wurde. Fiir kleinere und fUr grOSere Drehzahlen rallt das Drehmoment relativ stark abo Mit einer z.B. in zwei Stufen veranderbaren Lange des Ansaugrohres kann das Drehmoment fiir zwei verschiedene Drehzahlen optimiert werden. 1m Gegensatz dazu liefert die Abgasturboaufladung mit Ladedruckbegrenzung fUr einen weiteren Drehzahlbereich ein konstantes Drehmoment.

7.1 Einfiihrung

107 1,81- 92 kW

1,8 1 -Turbo - 110 kW

Abbildung 82: Motorquerschnitte des 1,8 Liter Ottomotors von Audi mit: a) Resonanzaufladung 92kW und b) Abgasturboaufladung llOkW

Rcsonanzaufladung

Abgasrwboaufladung 120

100

ｾＹＰ ｾ＠

ＱＭｬｾＫ

1- -

80

ｾ＠ｾ＠

11 0 ＱＭ

ＱＧ Ｔ Ｇ ｣Ｍ

I 220

26'S lilOO -

Ｒｾ＠

1800

ｾ＠

ＱＶＰｾ＠

:::; 70

ＱＴＰｾ＠

150

120i

taO

_

40

100 liE

30-

80

20

60

10

o

1000

3000 5000 7000 2000 4000 6000

Orehzahl [min-I)

ｾ＠

ＫＭｴＱｦ

Ｍ｢Ｎ［Ｚ

ＭＫ ＭｉＫ Ｍｬ

Ｍｦｹ｜ＫｾＲｯ＠

8

ＱＴｾＺＵ＠

2

.,

ｾ＠

ｾ＠

ｾ

30 28

Ｑ＠

220

26'S

I ". .

24;

Ｒｾ＠

180lZ

::; 70 .. ::l 160 -

ＱＸｾ＠

ＱＶｾ＠

ＹｏＧＭｴ

ｾ＠

ｖＧｉｾ＠

0: ＲＰｾ＠

:J 60 ｾ＠ -ｾ＠

ＲＴ［ｾ＠

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200

260

1

ｾ＠

ＱＶＰｾ＠

ＱＴＰｾ＠

'"

ＲＰｾ＠

1

18:::

50 --

120

40 -

100 il 14:!2 80

ｾ＠

16!

12i

30

10

20

10

8

10

8

6

o

1000

3000 5000 7000 2000 4000 6000

2

ell

12i

6

Orehzahl (min- 'I

Abbildung 83: Motorkennfelder der in Abb.82 dargestellten Motoren von Audi

108

7.2

7 Aufladung

Mechanische Aufladung

Die effektive Leistung des Motors ergibt sich bei Antrieb eines mechanisch angetriebenen Laders zu: 1

Pe=Pi"'m-PVmit dem Getriebewirkungsgrad

Pv

"'G "'G. Fiir die Verdichterleistung erhalt man

= mv Ahstv _1___1_

"'stV"'mV Sind die Stromungsgeschwindigkeiten vor und hinter dem Verdichter etwa gleich, dann folgt aus dem 1. Hauptsatz der Thermodynamik fiir das isentrope GefaIle:

Ahsv

= CpTI

[

(=)

T

1£-1 ] -1£- -1

und den isentropen Wirkungssgrad

"'St V

T2s - TI

=,.,., T· .L2 I s

Aus der letzten Beziehung erhalt man fiir die Temperatur nach dem Verdichter

T2

= T1+ T2s -VTI

T2 TI

=

"'St + (T2S _ "'StV TI

1 _1_

1)

und daraus mit der Adiabaten

T2 TI

1 "'StV _1 [(P2) 1£ : 1-1]

= +

PI

Fiir die durch den Motor stromende Masse gilt:

. mM = inz(Vh PE

Al +msp).

(31)

109

7.3 Abgasturboaufladung

Weil bei der mechanischen Aufladung Motor- und Verdichterdrehzahl starr gekoppelt sind, ergibt sich der in Abb.84 dargestellte Verlauf der Motorbetriebslinie (Motorschlucklinie) .

Radialverdichter

ｾＭ

Abbildung 84: Motorbetriebslinie im Verdichterkennfeld bei mechanischer Aufladung

7.3

Abgasturboaufladung

Bei der Abgasturbo-Aufladung wird der Hubkolbenmotor (Verdrangermaschine) mit dem ATL (Stromungsmaschine) nur stromungstechnisch verbunden, was schematisch in Abb.85 dargestellt ist. 1m Vorgriff auf die nachfolgende detaillierte Betrachtung ist in Abb.86 das Zusammenwirken von Motor und Abgasturbolader dargestellt. Die Betriebslinie des Motors ist dabei in das 1rv, V- Diagramm des Verdichters eingezeichnet. Die Drehzahlen von Motor und Abgasturbolader sind jetzt nicht mehr starr gekoppelt, sondern werden durch die thermofluiddynamische Kopplung der beiden festgelegt.

110

7 Aufladung

• Hoher Volumenstrom • Geringes Druckverhllltnis

• Geringer Volumenstrom • Hohes DruckverMltnis

Abbildung 85: Hubkolbenmotor und Stromungsmaschine

-P2 (nv,V.v) PI

MotorBetriebslinie

VM( nM,

ｾＩ＠

V Abbildung 86: Zusammenwirken von Motor und Turbolader

7.3.1

Einstufige Stauaufladung

Das p,V-Diagramm des Seiligerprozesses mit Abgasturboaufladung ist in Abb. 87 dargestellt, wobei der Druck P4 nach dem Verdichter gleich dem Druck Ps vor der Turbine gesetzt wurde. Vor Verdichter und nach Turbine herrsche der Umgebungsdruck Po = P6 = Pu· Beim stationiir laufenden Abgasturbolader muf? die von der Turbine abgegebene Leistung gleich der vom Verdichter aufgenommenen sein.

111

7.3 Abgasturboaufladung

Vollkommener 4-Takt-Motor

v

Verdichter

v

OT

v

UT

Abbildung 87: p,V-Diagramm fur Motor, Verdichter und Turbine bei Stauaufladung Damit gilt die Leistungsbilanz

PV=PT mit der Leistung des Verdichters

Pv

= mv t1h s,v

1

TJs,v TJm,v

und der Leistung der Turbine

PT = mT t1h s,T TJa,T TJm,T· In Abb.88 sind die Zustande vor und nach Verdichter im h,s- Diagramm dargestellt.

112

7 Aufladung

Verdichter 1lsv ］ｾ＠

ｾｳ＠

s 4,

Ii

5

s

Abbildung 88: h,s-Diagramm fiir Verdichter und Turbine Durch Gleichsetzen der Verdichter- und Thrbinenleistung erhiilt man

mT

_

-.-'f/s,T 'f/s,v 'f/m,T 'f/m,v -

'----'

mv

...

ｾｨ＠

ｾｨｳＬｶ＠ ｾ＠

. s,T

'f/m,ATL

'f/ATL

...

'f/ATL

Mit dem isentropen Gefiille fUr den Verdichter

t> h" v =

ｾｶ＠ T, G: -1) ｾｶ＠ T, [(:) ｋＺｾ＠ 1-1] =

und fiir die Turbine

ｾｨｳＬｔ＠

=

CpT

T5

(1- ｾＺＩ＠

=

CpT

T5

1]

1- (::) -;;;:K.T -

[

erhiilt man schlief&lich die Freilaufbedingung oder auch die sog. 1. Hauptgleichung

113

7.3 Abgasturboaufiadung der Abgasturbo-Aufiadung

CpT

*

Ts

-·'fJATL-

TI

cpv

(32)

=

eine Beziehung fiir die Druckverhaltnisse zwischen Verdichter und Thrbine, die qualitativ in Abb.89 und als Funktion: ,----------------,

P2 _ - -

PI

in Abb.90 fUr

I\:v

f

(ps

*

Ts)

-,'fJATL-

P6

TI

= I\:T = 1.4 dargestellt ist.

... . . . '"--.-PS .

Abbildung 89: Leistungsbilanz eines ATL Weil die Zusammensetzung der durch den Verdichter stromenden Frischluft und des durch die Thrbine stromenden Abgases verschieden ist, muf& zwischen den Stoffwerten cp und I\: fiir diese beiden Gasstrome unterschieden werden, was durch den zusatzlichen Index V bzw. T zum Ausdruck gebracht werden solI. Da sowohl die Massenstrome mv und mT als auch die spezifischen Warmekapazitaten cpv und CpT nur geringfiigig differieren, konnen diese Unterschiede naherungsweise im modifizierten Wirkungsgrad 'fJATL mit beriicksichtigt werden.

114

7 Aufladung 2,2 ,....------.-----rr--'T"T'"---,

2,0

ｾ＠

ＱＭＫＢｪｙｉＷｾ＠

1,8 Ｎｾ＠

ｾ＠

CI)

ｾ＠

1,6 ｴＭｩｨｦｬＮＬｾﾣ＠

:=ｾ＠

1,4 I--f-/,f---:f---->f'-T---+----i

ｾ＠ ｾ＠

1,2 1,0

ＱＭｈＺｾＫＮ［ｉ＠

E:.._---I_ _--.l._ _---I.._ _--1

1,0

1,2 1,4 1,6 Turbinendruckverhliltnis PS/p6

1,8

Abbildung 90: 1. Hauptgleichung der Abgasturboaufladung (Freilaufbedingungen) Der Massenstrom durch die Thrbine, das sog. Thrbinenschluckvermogen, Uif&t sich naherungsweise mit der Beziehung fiir die Stromung durch Verengung (Drossel) ermitteln. Fiir den isentropen Ersatzquerschnitt der Thrbine erhiilt man damit mT As,T Ps Vs, mit 1 Ps

und Vs

ｖｾ＠

ｾ＠

RT T5

[1- (P6) ｋＬｔｾ＠

1].

P5

Einsetzen von Ps und Vs in die Beziehung fiir mT und Umformung liefert schliel&lich den Ausdruck

(33)

115

7.3 Abgasturboaufladung Dies ist die sog. 2. Hauptgleichung der Abgasturbo-Aufladung

. VT5 = As,T' mT-P5

f (P5) -, "'T

P6

die in Abb.91 qualitativ dargestellt ist.

Ps P6

Abbildung 91: 2. Hauptgleichung der Abgasturbo-Aufladung Der isentrope Thrbinen-Ersatzquerschnitt ist niiherungsweise konstant und nur vom geometrischen Thrbinenquerschnitt abhangig; die Abhangigkeit von der Drehzahl des Abgasturboladers und vom Druckverhaltnis P5/P6 wird dabei vernachlassigt. Eine genauere Darstellung wird moglich, wenn der Abgasturbolader statt mit dieser relativ einfachen Niiherung durch Kennfelder fur den Verdichter und die Thrbine beschrieben wird, siehe dazu [21]. Mit Hilfe des in Abb.92 dargestellten Kennfeldes fUr den Verdichter, der Freilaufbedingung und der Thrbinenschlucklinie kann der erforderliche Thrbinenquerschnitt, d.h. die Grof&e der Thrbine, festgelegt werden. Man uberlegt sich leicht, daf& der gewiihlte Thrbinenquerschnitt und damit die gewahlte Thrbine nur fUr einen bestimmten Betriebspunkt optimal ist. Fur kleinere als die gewahlte Motordrehzahl ware eine Thrbine mit kleinerem Querschnitt und fur hohere Drehzahlen eine grof&ere Thrbine erforderlich. Bei kleineren Drehzahlen fiihrt die dort zu grof&e Thrbine zu einem Drehmomenten- bzw. Leistungsabfall. Eine fur einen grof&eren Drehzahlbereich giiltige Abstimmung kann durch

116

7 Aufladung Kennfeld des Verdichters

Freilaufbedingung (Leistungsbilanz)

P2 PI

.

jfsr---+---::::l

mA·--

Ps

P6 Turbinenschlucklinie Abbildung 92: Ermittlung des Thrbinenquerschnitts - Ladeluftabblasung (wastegate), - Abgasabblasung (Ladedruckbegrenzung), - Thrbine mit verstellbarer Geometrie (VTG-Lader), d.h. mit variablem Thrbinenquerschnitt, - Registeraufladung erreicht werden. Das Prinzip der Registeraufladung mit zwei gleich grof&en Abgasturboladern ist in Abb.93 dargestellt, der linke ATL ist zu- der rechte abgeschaltet. Beim Hochfahren des Motors wird nach Erreichen einer bestimmten Drehzahl der zweite Lader zugeschaltet. Das resultierende Motorkennfeld ist in Abb.94 dargestellt. Die Zuschaltung des jeweiligen Abgasturboladers erfolgt bei einer Drehzahl von 1600 l/min. Als Schaltkriterium kann statt einer bestimmten Drehzahl auch eine bestimmte Leistung oder auch eine Kombination aus beiden verwendet werden. Weil jeder Abgasturbolader wieder einen optimalen Betriebs'punkt hat, treten im Motorkennfeld zwei Verbrauchsminima auf. Man erkennt damit sofort, daf& bei Verwendung von nATL 'n auch n-Verbrauchsminima im Kennfeld auftreten.

117

7.3 Abgasturboaufladung

t ＱＲｬｺＮ＿ｚｾ＠

LadeluftkUhler

I:§I Abgas

Abbildung 93: Prinzip der einstufigen Registeraufladung Die Registeraufladung ist heute Standard, wobei in der Regel mehrere gleich grof?e Abgasturbolader sukzessive zu- bzw. abgeschaltet werden. Die Verwendung verschieden groJ?,er Abgasturbolader, die zwar den Vorteil einer besseren Anpassung des Motorkennfeldes an den "Verbraucher" hat, hat sich wegen der dabei auftretenden "Wechselschaltung' (Zuschalten eines gr6f?eren und Abschalten eines kleineren Laders) in der Praxis nicht durchgesetzt. Bei Anwendungsfallen mit haufigen Schaltvorgangen sind die Schaltorgane und die Abgasturbolader hohen technischen Belastungen ausgesetzt, die zu LCF-(Low-cycle-fatigue) Problemen fuhren k6nnen. Fur eine ausfiihrliche Beschreibung des Entwicklungsstandes schnellaufender hochaufgeladener 4-Takt-Dieselmotoren sei auf [22] verwiesen.

118

7 Aufladung PS

ｫｗ ｬｾＧｭｦｩｈ［ｄｉ＠

2200 11600 2300 I 2100 2000 , 1500

Ｑｾ Ｑ Ｚ｝ｾ Ｑｉｩｬ＠

1800 1700 1600 1500 .. 1400 1300 1200

j1300

o 1000

700

a

:i

::0 900

800 700 600 500 400 300

1200 I 1000

ｾ＠

500 400

200 j' 100

o

0 : 500

800

MotordrelwtbllUtmlnl

Abbildung 94: Motorkennfeld des Motors MTU 12V 396 als Schiffshauptantrieb 7.3.2

Zweistufige Stauaufladung

Abb.95 zeigt das Prinzipschema der ein- und zweistufigen Abgasturboaufladung mit Zwischenkiihlung. Unter der Voraussetzung, da/l, jeweils der gleiche Ladedruck erreicht wird, ist infolge der Zwischenkiihlung (=Niederdruck-LLK) die Verdichterarbeit bei der zweistufigen Aufladung geringer als bei der einstufigen, Wt,21

+ Wt,22 < Wt,l'

Dementsprechend sind die insgesamt abzufiihrenden Warmemengen ebenfalls kleiner, q21

+ q22 < Ql·

Bei Verwendung von unendlich vielen Zwischenkiihlern wiirde theoretisch eine isotherme Verdichtung erreicht werden. In Abb.96 ist das Kennfeld des Motors MTU 12V 595 mit zweistufiger Registeraufladung dargestellt, wobei dieser Motor mit vier zweistufigen Ladergruppen, die sukzessive zu- bzw. abgeschaltet werden (deshalb Registeraufladung), ausgestattet ist. Die Schaltpunkte der ATL sind eingezeichnet. Wahrend der sog. Basislader standig mitlauft, wird die zweite ATLGruppe bei n=1100 l/min (bzw. niedriger Drehzahl bei h6herer Last) und die dritte ATL-Gruppe bei n= 1500 l/min (bzw. lastabhangig) zugeschaltet. Die vierte ATL-Gruppe wird lastabhangig im Vollastbereich zugeschaltet. Entsprechend den vier ATL-Gruppen weigt das Kennfeld des Motors vier Verbrauchsminima aus.

7.3 Abgasturboaufladung

119 A .....................

A ............... _-_...

Niederdruckstufe

D E

Hocbdruckstufe

Abbildung 95: Einstufige und zweistufige Abgasturbo-Aufladung

ｾ｜ｪ＠

18 \

\

••••• ATL-Sch.llkun".n

1\

o 400

ｾＮＭＡｉ＠

- _. 600

800

1000

1200

1400

I1600

1800

MolonJ ... h,.hII Ulminl

Abbildung 96: Kennfeld des Motors MTU 12V 595 mit zweistufiger Registeraufladung

120 7.3.3

7 Aufladung Stoiauftadung

Bei der Stoiaufladung halt man das Volumen der Abgasleitung sehr klein. Damit wird eine sehr schnelle Fiillung der Leitung erreicht und ein grof&er Teil der kinetischen Energie des Abgases bleibt dadurch erhalten. In Abb.97 sind Stau- und Stof&aufladung im h,s-Diagramm dargestellt. Die prinzipiellen Unterschiede sind deutlich erkennbar. Das Enthalpiegefatle an der Turbine ist bei der Stoiaufladung

Stauaufladung

s

Sto13aufladung

s

Abbildung 97: Stau- und Stoiaufladung im h,s-Diagramm deutlich groi&er als bei der Stauaufladung. Die Turbine ist allerdings instationar beaufschlagt. Weil der Druck in der Abgasleitung nicht mehr konstant ist, kann man bei Mehrzylindermotoren nur solche Zylinder zusammenfassen, bei denen die Druckstof&e im Abgassystem nicht gegenseitig den Ladungswechsel storen. Fiir einen storungsfreien Betrieb werden erfahrungsgemai& ein Ziindabstand von mindestens 240 0 KW benotigt. Abb.98 zeigt das Schema eines stoiaufgeladenen 6-Zylinder Viertakt-Dieselmotors, wobei die Abgasleitungen der Zylinder 1, 2 und 3 sowie diejenigen der Zylinder 4, 5 und 6 jeweils zusammengefaf&t sind. Diese beiden Sammelabgasleitungen werden getrennt zur Turbine gefiihrt. Die Turbine ist mit einem sog. ZwillingsSpiralgehause ausgestattet. Geschwindigkeit, Temperatur und Druck als F'unktion des Kurbelwinkels fiir einen stof&aufgeladenen Motor mit sog. 6er- und 3er-Stof& zeigt Abb.99. Abschlieiend zeigt Abb.100 das mit unterschiedlichen Aufladeverfahren erreichbare Motorkennfeld. Mit der 2-stufigen Stauaufladung in Registerausfiihrung lait sich ein sehr breites Kennfeld darstellen, mit der l-stufigen Stoiaufladung dagegen ein relativ konstantes Drehmoment bei hoher Leistung.

121

7.3 Abgasturboaufladung Druckol

Getrennte Abgasleitung yom Motor zur Turbine des Turboladers. Zusammenfassung der Zylinder je nach Ziindfolge des Motors. Abgase zur Abgasaustritt +Turbine des ｉＺ｢］ｾＫＭａｮｳ｡ｵｧｬｦｴ＠

tiber Luftfilter zum Verdichter des Turboladers

ｔｵｲ｢ｯｬ｡［､･］ｳｾＺｅＧ＠

Verdichtete Luft rum Motor

Abbildung 98: Stogaufgeladener 6-Zylinder-Viertaktmotor

... _

ｾ＠

350 250

.",-

_ -

Vollast

.-

.

-- I-

-

i].150 X

ｾ＠

SO

I.)

.50

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.....

-f II

1200 1100

ｾ＠ ｾ＠

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1000

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f"lo.

700

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IV \.!

ｾ＠ I

l'f08 198 288 378 468 558 648 738 828 Kurm,lwinkelloKWI

Abbildung 99: Vergleich des 6er- und 3er-Stoges beim Motor MTU MT880

122

7 Aufladung

,\mn 100 ＮＬＭｾｨ［ｚＺ］＠ % -

80

ＭＫｐ｟ｭＮｾ

2-stufige Slauaufladung mit ATI.-Schaltwlg I

/

ｋ ｟ＲＹＮＳ＠ ｢ＭｴＮｩｙＢＬ｣ＺＫｖＯｾ｟＼ｦＱ＠

e o

l-stufige f- StoBaufladung

li cS

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40

Proe = ｜Ｗｩｾｖ＠

--

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