Aufladung der Verbrennungskraftmaschine

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Abb.6.19. Einlassventilsteuerzeit-Diagramm fur Millerverfahren

117

6.4 Turbokiihlung und Millerverfahren

Der zulassige Maximaldruck wahrend der Verbrennung ist einer der wichtigsten Faktoren, welche den effektiven Mitteldruck eines aufgeladenen Motors begrenzen, will man nicht Verschlechterungen des Kraftstoffverbrauchs hinnehmen . Dazu kommt in letzter Zeit das Problem der Schadstoffemissionen - hier vomehmlich der NOx-Emission -, die ebenfalls zum Teil sehr stark von der Prozesstemperatur abhangen . Man konnte das Millerverfahren damit auch zur Kiihlung einer intemen oder extemen Abgasriickfiihrung benutzen. Abbildung 6.20 zeigt Diagramme eines voIlkommenen Viertaktauflade-Normal-Dieselmotors und eines Motors mit Millerverfahren. Man erkennt, dass zur Ausnutzung des gleichen Prozessmaximaldruckes (P3z, P4z) im FaIle des Millerverfahrens ein weitaus hoherer Ladedruck P2 notwendig ist. Geht man trotz dieser Tatsache von einer gleichen Temperatur der Ladeluft vor Einlassventil aus, was in jedem FaIle eine aufwandigere Ladeluftkiihlung voraussetzt, so wird die Temperatur bei Verdichtungsbeginn (Pl z) beim Millerverfahren niedriger und damit die Tempera-

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30

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 Abga sturboladers, 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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Motordrehzahl nM [min-']

Abb, 6.29. Vergleich simulierter Motorvolllastergebnisse fiir einen 13-I-HSDlDieselmotor mit konventioneller AufladungsowiemitAufladung und Nutzturbine

123

6.5 Turbocompound-Verfahren

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Abb. 6.30. Teillastschnitt bei 75 % Nenndrehzahl eines aufgeladenen Motors mit Nutzturbine (Simulationsergebnisse)

6.5.2 Elektrische Energieriickgewinnung Die heute favorisierte Losung bei Schiffsgrofltmotoren ist das elektrisehe Turboeomp ound-S ystem , aueh geregelte Nutzturbinen-G eneratoranlage genannt (Abb. 6.31). Hier wirkt die Nutzturbine, statt einer Koppelung mit dem Haupt antrieb, drehzahl geregelt auf einen elektri sehen Generator, urn so mit hohem Wirkungsgrad die in Sehiffen benotigte elektri sehe Energie direkt zu erzeugen. Die vorgestellte Losung ist zudem deutlieh billiger, da man die hoehtourige Abgasturbin e nieht mit dem langsam laufenden Motor koppeln muss, sondern mit bordnetzfrequenzbezogener Konstantdrehzahl betreib en kann. Die Hauptkomponenten des besehriebenen Systems zeigt Abb. 6.32. Sehiffsantriebe mit Compound-Antriebsmotoren erreichen heute Gesamtwirkun gsgrade von deutlieh tiber 50 %.

Hauptmaschine

Regelund Steuer chran

HauptSchalttafel

6

Synchron. Generator

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Abb.6.31. Elektrisches Turbocompound-System fur Schiffsmotoren (geregelte Nutzturbinen-Generatoranlage) [ABB]

124

Besondere Arbeitsverfahren

Abb.6.32. Ausfiihrung sbeispiel der Hauptkomponenten einer geregelten Nutzturbinen-Generatoranlage [ABB]

6.6 Kombinierte Auflade- und Aufladesonderverfahren

6.6.1 Differential-Verbundaufladung Die nur fiir den Einsatz an einem Fahrzeugmotor sinnvolle Differential-Verbundaufladung beruht auf einer in Leistungsverzweigung angeordneten Aufladegruppe, wobei ein Leistungszweig des Differential- oder Planetengetriebes auf das Fahrzeuggetriebe wirkt, wahrend der andere den Lader antreibt. Die so auf Getriebe und Verdichter wirkenden Drehmomente stehen in einem festen, durch die Ubersetzung vorgegebenen Verhaltnis. Das Ziel dieser Schaltung besteht darin, einen der Zugkrafthyperbel ahnlichen Ladedruck- und damit Drehmomentenverlauf zu erreichen (Abb. 6.33). Perkins Ltd. hat urn 1960 Versuche mit soleh einem System durchgefiihrt [53]. Es konnten sehr groBe Drehmomenteniiberhohungen bis in die Nahe der Konstantleistung tiber der Drehzahl erreicht werden (Abb.6.34). Im Endeffekt stand der dadurch moglichen Reduzierung der Getriebestufen ein deutlich hoherer Bauaufwand am Motor und am Aufladesystem gegeniiber. Die Wirkungsgrade

Brennkammer

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Umluft· regelventil

Motor

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Abb. 6.33. Schaltbild einer Different ial-Verbundaufladung

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125

6.6 Kombinierte Auflade- und Aufladesonderverfahren 18 17

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Abb. 6.34. Ergebnisse von Perkins Ltd, mit einer Differential-Verbundaufladung [53]

der Gesamtanordnung lagen damit deutlich schlechter als die eines vergleichbaren konventionellen Triebstranges, so dass keine guten Kraftstoffverbrauche - das eigentliche Ziel der Entwicklung erreicht werden konnten.

6.6.2 Mechanische Zusatzaufladung Das Verfahren der mechanischen Zusatzaufladung ist gekennzeichnet durch die Hintereinanderschaltung eines mechanischen (Verdranger-)Laders und eines Abgasturboladers mit dem Ziel, im unteren Drehzahlbereich des Motors, also dem Anfahrbereich, ein hohes, spontan zur Verfugung stehendes Drehmoment bei guten Abgastrubungs- und Kraftstoffverbrauchswerten zu erzeugen. Die prinzipielleAnordnung zeigtAbb. 6.35, die im Vergleich zu einem normal aufgeladenen Motor erreichbare Verbesserung des transienten Ladedruck- und Drehmomentenaufbaus zeigt Abb. 6.36. Die beschriebene Laderanordnung hat dariiber hinaus das Potential, durch Einsatz alleine des mechanischen Laders im Motorbremsbetrieb sehr hohe Bremsleistungen realisieren zu konnen, da sowohl der Motor selbst infolge eines deutlich erhohten Luftdurchsatzes stark erhohte Bremsleistungen liefert als auch die aufzubringende Verdichterleistung der Bremsleistung voll zugeschlagen werden kann .

Abb. 6.35. Prinzipielle Anordnung einer mechanischen Zusatzaufladung [120]

Besondere Arbeitsverfahren

126 Abregeldrehzahl TL+ ML TL

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Abb. 6.36. Vergleich der mit mechanischer Zusatzaufladung relativ zu normal aufgeladenem Motor erreichbaren Drehmoment-, Ladedruck- und Motordrehzahlwerte [120]

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Abb.6.37. Erreichbare Bremsleistungen mit verschiedenen Motorbremssystemen

Dies gilt in gesteigertem MaBe, wenn der Motor mit einem Konstantdrossel-Bremssystem, wie es z. B. Mercedes Benz bei den schweren Nutzfahrzeugmotoren serienmalsig einsetzt, ausgertistet ist, Abbildung 6.37 zeigt die mit verschiedenen Motorbremssystemen erreichbaren Bremsleistungen . Mit dem beschriebenen System werden Bremsleistungswerte in der Hohe der maximalen Motomutzleistung erreicht [120].

6.6.3 Unterstiitzte Abgasturboaufladung Der Wunsch, den Abgasturbolader in kritischen Betriebsbereichen durch die Zufuhrung von Zusatzantriebsenergie zu untersttitzen, ist sehr all. Die untersttitzte Abgasturboaufladung ist in

127

6.6 Kombinierte Auflade- und Auflade sonderverfahren

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Abb.6.38. ATLmit hydrauli schem Zusatzantrieb von Garrett [86] Abb.6.39. ATL-System mit elektrischem Zusatzantrieb von Garrett

gewissem Sinne die logische und hoher integrierte Weiterentwicklung der mechani schen Zusatzaufladung . Sie hat die identische Zielsetzung , erreicht dieses Ziel aber bei erfolgreicher Entwicklung nur durch einen Zusatzantrieb des Abgasturboladers. Verschiedene , auch schaltbare, Antriebssysteme sind zur Zeit in intensiver Entwicklung. Als ausgefiihrte Beispiele sollen hier ein Abgasturbolader mit hydraulischem Zusatzantrieb (Abb.6.38 zeigt die am Laufzeug angeordnete hydraulische Hilfsturbine) sowie Systeme mit elektri schem Zusatzantrieb angefiihrt werden. Ahnlich der hydrauli schen Hilfsturbine ist auch der Laufer des Hilfselektromotors auf der Turboladerwelle angeordnet (Abb. 6.39). Mit derartigen Hilfsantrieben kann die Luftversorgung des Motors im untersten Drehzahlbereich sowie wahrend transienter Vorgange deutlich verbessert werden. Durch den damit auch an der Turbine gesteigerten Enthalpiestrom des Abgases werden Leistungszahlen (bezogen auf den Energieein satz fiir den Hilfsantrieb ) deutlich tiber I (bis zu 1,4) erreicht. Folglich konnen mit derartigen Systemen ebenso deutliche Steigerungen der stationaren Motormitteldriicke bei niedrigen Drehzahlen (Abb. 6.40) sowie Verkiirzungen des transienten Ladedruckaufbaus (Abb. 6.41) dargestellt werden [156].

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Abb.6.40. Steigerung des Motorrnitteldruckes durch Einsatz eines ATL mit elektrischem Zusatzantrieb Abb.6.41. Verbesserung des Motoransprechverh altens durch Einsatz eines ATL mit elektrischem Zusatzantrieb

5

128

Besondere Arbeitsverfahren

6.6.4 Comprex-Druckwellenaufladeverfahren Die bereits vielfach erwahnten Unzulanglichkeiten des Abgasturboladers hinsichtlich seines Beschleunigungsverhaltens und seines Drehmomentaufbaues gaben Anlass, nach anderen Moglichkeiten der Abgasenergienutzung zur Ladedruckerzeugung zu suchen, welche die erwahnten Nachteile nicht aufweisen. Eine dieser Moglichkeiten besteht darin, die Druckenergie im Abgas in einem gasdynamischen Prozess direkt auf die Ladeluft zu iibertragen. Brown-Boveri hat eine solche Maschine unter dem Namen Comprex entwickelt und zur Serienreife gebracht [152-154] . Die Wirkungsweise des Druckwellenladers beruht auf dem Reflexionsverhalten von Druckwellen in einer Rohrleitung. So wird eine in einem Rohr laufende Druckwelle - egal ob Uberdruck- oder Unterdruckwelle - an einem offenen Ende in ihr Gegenteil gewandelt, an einem geschlossenen Ende aber zum Doppelten ihres Normalamplitudenwertes aufgestaut. In der Praxis besteht der Druckwellenlader (Abb.6.42) aus einem Zellenrad mit am Umfang stimseitig angeordneten offenen Kanalen, Das Zellenrad muss zur Steuerung des Prozesses angetrieben werden, hat dabei aber nur Lager- und Ventilationsverluste zu iiberwinden. Auf der einen Seite des Zellenrades sind nun die Niederdruck-(NOL-) und Hoch- bzw. Ladedruck-(HOL -) Luftkanale stimseitig angeordnet, auf der gegeniiberliegenden Seite die identischen Niederdruckund Hochdruck-Abgaskanale (NOGund HOG). Die Verdichtungsenergie fiir die Ladeluft wird dem Abgas entnommen. Die Vorgange im Zellenrad selbst werden am besten anhand einer Abwicklung des Zellenradumfanges (Abb. 6.43) erklart, in die auch die Zu- und Abfiihrkanale des feststehenden Gehauses eingezeichnet sind. Der Zyklus beginnt in Abb. 6.43 bei I. Zu diesem Zeitpunkt seien aile Zellen mit Frischluft unter Umgebungsdruck (Ansaugzustand po) geflillt, Durch die senkrechten Striche wird angezeigt, dass sich das Gas an dieser Stelle in Ruhe befindet. Die Auspuffgase des Motors werden in einem Abgassammler gesammelt und stromen nunmehr druckausgeglichen und somit mit konstantem Druck dem Zelleneintritt (HOG) zu. Wird nun durch die Rotation des Zellenrades eine mit Luft unter Umgebungsdruck gefiillte Zelle mit dem Hochdruckkanal in Verbindung gebracht, dringt das unter hoherem Druck stehende Abgas in diese Zelle ein und lost eine sich mit Schallgeschwindigkeit fortpflanzende Druckwelle darin aus, die die Zellenluft verdichtet und in Richtung Ladeluftdruckkanal (HOL) beschleunigt.

Abb. 6.42. Schnittbild eines Druckwellenladers [37]

129

6.6 Kombinierte Auflade- und Aufl adesonderverfahren

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Abb.6.43. Vorgange im Zellenrad eines Oruckwellenladers [92]. M, Motor ; A, Abga ssamrnl er; B, Lade luftsamm ler; HOG , Hochdru ckgas; HOL , Hochdru ckluft: NOG , Niederdruckgas; NOL . Niederdruck luft; U, Umgebung

Die Druckwelle soIl das andere Ende des Zellenrades in dem Augenblick erreichen, in dem infolge der Drehung des Zellenrades der Ladeluftkanal (HDL) geoffnet wird . Die verdichtete Luft kann damit in den Ladeluftsammler und von da zum Motor stromen. Die Zelle erreicht die SchlieBkante des Hochdruckkanals zu einem Zeitpunkt, zu dem das Abgas etwa zwei Drittel der Zelle fiillt, und verhindert damit ein weiters Nachstromen von Hochdruckabgas. 1m Zellenkanal ist damit ein Gemi sch von ca. 2/3 Abgas und 1/3 Luft unter einem Druck, der niedriger als der Abgasdruck in HDG, aber hoher als der Druck in HDL ist. Auf dem Weg zum Niederdruckkanalsystem kommt das Abgasluftgemisch in der Zelle zur Ruhe (2) . Sobald die Zelle in ihrer weiteren Bewegung die Kante des Niederdruckabgaskanals iiberstreicht, kann das Abgasluftgemisch die Zelle Richtung Auslass verlassen und lost dabei eine Unterdruckwelle aus, die in die Zelle hineinlauft, Diese Unterdruck- und damit Saugwelle erreicht das andere Zellenende bei optimaler Prozesszellenraddrehzahl zu dem Augenblick, in dem der Niederdruckluftkanal geoffnet wird, so dass die Zelle nunmehr wieder mit Luft aus dem An saug system gefiillt werd en kann, wahrend das Abgas weiterhin Richtung Au sla ss abstromt, Wenn Abgas und Mi schgas die Zelle verlassen haben, also eine vollstandige Zell en splilung stattgefunden hat , beginnt der Prozess von neuem. Au s der Beschreibung wird klar, dass der Prozess nur bei exakter Steuerung befriedigende Ergebnisse hin sichtlich Ladedruck und Wirkungsgrad liefem kann. Genau hier lagen aber friiher

130

BesondereArbeitsverfahren •••••••• Turbolader - ' - Turbolader mit variabler Geometrie - - Druckwellen-Registerlader (Wirkung uber Einsatzbereich ca. 75%)

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Abb.6.45 Abb. 6.44. Weiterentwicklung des Druckwellenladers durchAntriebrnittels Elektromotor (Zellenrad nichtmehrmitstarrer Ubersetzung an Motor gekoppelt) Abb, 6.45. Mogliche Ladedruckcharakteristik elektrisch drehzahlgeregelten Druckwellenladers

die Probleme bei der praktischen Anwendung der Druckwellenaufladung. Es ist klar, dass der Prozess von der Schallge schwindigkeit und damit der Abgas- und Lufttemperatur in hohem Malle abhangt , nicht aber von irgendwelchen Last- und Drehzahlzustanden des Motors. Da der Antrieb des Zellenrades aber in irgendeiner Form vom Motor und damit mit der Motordrehzahl verkniipft erfolgen musste , waren komplizierte gasdynamische Zusatzprozesse erforderlich, urn den Prozess optimal an den Motorzustand anzupassen. Dazu kam und kommt eine grebe Empfindlichkeit des Druckwellenprozesses auf den Abgasgegendruck im Auspuffsystem. 1m Rahmen von Uberlegungen zur Weiterentwicklung des Druckwellenladers wird versucht, das Zellenrad nicht mehr mit einer starren Ubersetzung mit dem Motor zu koppeln , sondem z. B. von einem kleinen Elektromotor abgastemperaturgerecht anzutreiben, da die Antriebslei stung fur das Zellenrad sehr gering ist (Abb.6.44). A.hnlich den in Abschn.6.6.3 vorgestellten Systemen von Turboaufladung mit verschiedenen Zusatzantrieben ermoglicht auch die Comprex-Aufladung beachtliche Steigerungen der Ladedruckverhaltnisse im untersten Drehzahlbereich, d. h. bei kleinen absoluten Massen- bzw. Volumenstrornen (Abb. 6.45). Es wird von den Ergebnis sen dieser Entwicklung abhangen, ob solche neuen Uberlegungen zu einer Renaissance des Druckwellenladers fiihren werden, zumal zwischenzeitlich der Abgasturbolader mit variabler Turbinengeometrie von praktisch allen Herstellem aufgeladener PkwDieselmotoren verwendet wird. Auf Ergebnis se eines druckwellenaufgeladenen Pkw-Die selmotors wird in Abschn. 14.2 eingegangen.

6.6.5 Hyperbar-Aufladeverfahren Urn ein moglichst schnelles Ansprechen des Abgasturboladers zu erreichen (bei besonders hohen Anforderungen an den Drehmomenten-, sprich : Ladedruckaufbau), kann vor der Turbine des

131

6.6 Kombinierte Autlade- und Autlade sonderverfahren

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Abb.6.46. Hyperbar-Autladeverfahren [98]

Turboladers eine Brennkammer angeordnet werden, mittels deren durch Einspritzen von Kraftstoff das Enthalpieangebot an der Turbine stark erhoht werden kann. Eine derartige Anordnung (Abb. 6.46) wird als Hyperbar-Aufladeverfahren bezeichnet [98]. Auf Kosten des schnellen Ansprechens des Aufladesystems verschlechtert sich aber der Gesamtwirkungsgrad des Antriebs durch diesen Nachbrenner-Prozess und damit erhohten sich die Kraftstoffverbrauche so dramatisch, dass dem Verfahren kein Erfolg in Seriefahrzeugen beschieden war.

6.6.6 Auslegung kombinierter Aufladeverfahren rnittels thermodynarnischer Kreisprozesssimulationen Zweitaktmotor mit kombinierter Aufladung Zweitaktmotoren konnen im Gegensatz zu Viertaktmotoren den Ladungswechsel nicht durch die Kolbenbewegung erzwingen, weil ihnen die Ausschiebe- und Ansaughubtakte des Kolbens fehlen. Dementsprechend muss beim Zweitaktmotor tiber eine externe Spiilpumpe das Abgas ausgespiilt und das Frischgas eingebracht werden. Urn mit Zweitaktmotoren bestimmte gewiinschte Drehmomentverlaufe zu erreichen, ist es wichtig, Gaswechsel undAufladesystem des Motors vor allem im untersten Volllastdrehzahibereich aufeinander abzustimmen, da hier der schlechte Gaswechsel-Fanggrad relativ hohe Luftaufwande und damit Massendurchsatze erfordert. Damit muss der Auslegungspunkt eines mechanischen Spiiloder Aufladegeblases eines Zweitakt-Fahrzeugmotors in diesen Drehzahlbereich gelegt werden . Dariiber hinaus ist die Turboaufladung fiir den Zweitaktmotor eine unumgangliche Methode zur Steigerung der Leistungsdichte. Sind die Wirkungsgrade des Turboladers so gut, dass zwischen Saug- und Auspuffseite ein positiver Druckgradient besteht, kann iiberdies die Spiilpumpe entfallen . Dazu miissen die Gesamtwirkungsgrade des Laders allerdings Werte von mindestens 55 % erreichen, was fiir groBe Zweitakt-Schiffsdieselmotoren iibliche Werte sind. Bei ZweitaktgroB- und -grobtmotoren muss neben den Anforderungen des Spiilvorganges und des Aufladesystems auch auf eine ausreichende Kiihlung des Brennraumes - speziell des (der) Auslassventils(-ventile) - Riicksicht genommen werden . Dies wird durch ein verspatetes SchlieBen dieses Ventils erreicht, wodurch ein bedeutender Teil der eintretenden Frischgasmasse wieder ausgeschoben wird (folglich Fanggrade von nur 0,6-o,7!), womit sehr effektive Bauteilkiihlungen durch die vorbeistreichende Ladeluft erreicht werden. Zum Spiil- und Aufladesystem von Grobtmotoren kann festgehalten werden, dass auf Grund der guten Turboladerwirkungsgrade mechanisch angetriebene Verdichter in der Regel nur in der Teillast

132

BesondereArbeitsverfahren

(bzw. wahrend der Startvorgange) eingesetzt werden , soferne nicht bereits elektrisch angetriebene Turbolader zur Verfligung stehen. Ladeluftkuhlung ist hier ebenfalls hinsichtlich bester Wirkungs grade und maxi maier Lebensdauerforderungen unumganglich. Turbolader fur kleine Pkw-Motoren erbringen jedoch Wirkungsgrade weit unter diesem Niveau, weshalb der kleine Zweitaktmotor neben dem Turbolader zusatzlich eine Sptilpumpe aufweisen muss, die das erforderliche Spuldruckgefalle zwischen Frisch- und Abgasseite sicherstellt. 1m Allgemeinen wird eine derartige Anordnung als kombinierte Aufladung und Sptilung bezeichnet. Es gibt fur derartige kombinierte Spul- undAufladesysteme verschiedene.Ausfuhrungsmoglichkeiten: 1. 2. 3. 4. 5.

Turbolader vor Verdrangerspulpumpe ohne Ladeluftkuhlung Turbolader nach Verdrangerspulpumpe ohne Ladeluftkuhlung Varianten 1 und 2 mit Ladeluftkuhlung unmittelbar vor dem Motor Varianten 1 und 2 mit Ladeluftkuhlung zwischen den zwei Verdichtern Varianten 1 und 2 mit Ladeluftkuhlung zwischen den zwei Verdichtern und unmittelbar vor dem Motor

Die Varianten 1 und 2 ohne Ladeluftkuhlung erfordern den geringsten Bauaufwand, ermoglichen aber, wie bereits mehrfach dargestellt, die geringsten Leistungsdichten und werden deshalb in Zukunft kaum noch zur Anwendung kommen. Wird hingegen eine Ladeluftkuhlung unmittelbar vor dem Motor eingesetzt (Variante 3), so kann die spezifische Leistung und das Drehmoment des Motors einerseits durch Steigerung der Ladeluftdichte (bis zu 40 %) und andererseits durch Absenken der thermischen Belastung gesteigert werden . Uberdies werden die Schadstoffemissionen (NO x ) reduziert, so dass die Ladeluftkuhlung zur Erzielung bester Rohemissionen praktisch unumganglich ist. Aus Sicht der erforderlichen Antriebsleistung des zweiten Verdichters ist Variante 4 von Vorteil, da durch die Zwischenkuhlung nach dem ersten Verdichter die Eintrittstemperatur in die zweite Verdichterstufe urn bis zu 100 K (je nach Verdichtungsverhaltnis) und damit die Laderantriebsleistung urn bis zu 25 % abgesenkt werden. Foiglich verbessert sich auch der spezifische Verbrauch des Motors . Variante 5 vereint die Vorteile der zuvor beschriebenen Anordnungen mit dem Nachteil des gri:iBten Bauaufwandes und sehr hoher Systemkosten. Die Festlegung des Spul- undAufladesystems muss in enger Abstimmung mit der Auslegung der Gaswechselsteuerzeiten erfolgen, wofur in der Regel thermodynamische Kreisprozessrechnungen eingesetzt werden . Als Auslegungskriterien sind neben dem frischgasseitigen Druck , vor allem der Auspuffgegendruck und damit ein ausreichendes Spuldruckgefalle zu berucksichtigen. Geringe Spuldruckgefalle verlangen relativ lange Offnungszeiten der Steuerorgane (Schlitze oder Ventile), die aber wieder bei niederen Drehzahlen zu einer Verschlechterung des Frischgasfanggrades fuhren. Dementsprechend muss in einem ersten Schritt der Einfluss der Steuerzeiten analysiert und dann diese entsprechend der geforderten Drehmomentcharakteristik festgelegt werden (Abb.6.47). Nach Festlegung der Steuerzeiten konnen das Spulgeblase und derTurbolader ausgelegt werden . Dabei konnen entweder Fixgeometrielader oder Lader mit variabler Turbinengeometrie zur Anwendung gelangen. Mit letzterem ist es moglich, durch SchlieBen des Leitapparates den Durchflusswiderstand der Turbine speziell im unteren Drehzahlbereich stark anzuheben, wodurch die Spiilverluste reduziert und damit sowohl der erzielbare effektive Mitteldruck als auch der spezifische Kraftstoffverbrauch deutlich verbessert werden konnen. Der Vorteil der variablen

133

6.6 Kombinierte Auflad e- und Auflade sonderverfahren Motordrehzahl ~ _250

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Abb.6.48

Abb.6.47. Ermittlung des Einfiusses der Sptilkanalhohe eines aufgeladenen Pkw-Zweitaktmotors auf Motorbetriebsverhalten mittels thermod ynamischer Kreisprozesssimulationen Abb, 6.48. Einfiuss variabler Turbinengrolle auf Vol1lastbetrieb eines Pkw-Zw eitaktmotors bei niederer Drehzahl (Simulationsergebnisse)

Turbinengrolie ist in Abb. 6.48 als Ergebni s numeri scher Kreisprozesssimulationen (A VL-BOOST) fur einen unteren Volllastpunkt des obengen annten 3-Zylinder-Pkw-Zweitakt-Dieselmotors gezeigt.

Viertaktmotor mit kombinierter Aufladung FUr Viertaktfahrzeugmotoren stellen ebenfalls die Drehmomentanforderun gen im untersten Drehzahlbereich (low end torque) ein sehr wichtige s Auslegungskriterium fur das Aufl adesystem dar. FUr Auslegungen von Turbinen sowohl mit fixer als auch mit variabler Geom etrie wird hier die minimal e Turbinen schluck fahigkeit festgelegt. Beim Vergleich verschiedener Ladervarianten kann der Ladedruck- und dam it Mitteldruckaufbau im untersten Drehzahlbereich sowie der Motorvolllastverbrauch bei hohen Drehzahlen simuliert und beurteilt werden (Abb. 6.49). Die kombinierte Aufladung von Viertaktmotoren bietet daruber hinaus weitere Moglichkeiten zur Anhebung der Mitteldrucke im untersten Drehzahlbere ich. Vorteilhaft ist in diesem Fall, dass der Turboladerverdichter vom mechanischen Lader untersttitzt wird und somit auch kleinere Turbinenleistungen erforderlich sind. Dam it konnen grOBere Turbinen eingesetzt werden, die speziell bei hohen Drehzahlen den Kraftstoffverbrauch des Motor s deutl ich verbessern. Die Auslegung derartiger komplexer Auflade systeme kann in jedem Fall durch numer ische Simulationsstudien unterstutzt oder z. B. zur Festlegung von Ubersetzung sverhaltni ssen mechanischer Lader verwendet werden (Abb. 6.50).

134

Besondere Arbeitsverfahren

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Abb. 6.50. Vergleich der Motorvolllastdrehmomentverlaufe mit reiner VTG-Turboaufladung und mit kombinierter Aufladung (Starrgeome trie-ATL und mechanisch angetriebener Verdrangerlader)

7 Betriebsverhalten aufgeladener Motoren

7.1 Lastaufnahme und Beschleunigungsverhalten Bei einem Diesel-Saugmotor ist der Luftdurchsatz durch den Motor nahezu unabhangig von der Last und nur durch seine Drehzahl bestimmt. Mit dieser Charakteristik weist er das bestmogliche Lastaufnahmeverhalten auf, denn sein Leistungs- und Momentenanstieg hangt nur von der Anderungsgeschwindigkeit der Kraftstoff-Einspritzmenge ab, wobei Verbrennung sgtite und Einspritzzeitpunkt hier in erster Naherung als konstant angenommen werden und die Drehzahlanderung als klein im Vergleich zur Anderung der eingespritzten Kraftstoffmenge betrachtet werden kann . Das Gegenteil , den Worst-Case, stellt der abgasturboaufgeladene Otto motor dar, da bei Ottomotoren die Last mittel s der Gemischquantitat durch Drosselung der Ansauggemischmenge geregelt wird. Deshalb herrscht hier bei Niedrigl ast im gesamten Luftfiihrungssystem nach der Drosselklappe Unterdruck (bis 0,5 bar) und auch die Drehzahl des Lader s fallt wegen der niedrigen zugefiihrten Abgasmenge zu sehr kleinen Werten abo Soll nun dieser Motor - der Einfachheit halber auch wieder bei in etwa gleichbleibender Motordrehzahl - schnell auf volle Last, d. h. auf volles Moment gebracht werden , so gestaltet sich dieses Vorhaben hier sehr aufwandig und vor allem zeitintensiv. Es muss namlich das gesamte Saugsystem nach Drosselklappe durch ihr Offnen auf Atmospharendruck gebracht und parallel dazu die zugeftihrte Kraftstoffmenge erhoht werden . Wahrend dieses Vorganges nimmt auch die Abgasmenge und ihre Temperatur zu, womit die Turbinenleistung des Abgasturboladers ansteigt. Dadurch wird die Beschleunigung des Laderlaufzeuges und damit verbunden die Erhohung des Ladedruckes bewirkt. Der Prozess beschleunigt sich ab dem genannten Zeitpunkt progressiv, da die Turbinenleistung schneller steigt als die benotigte Verdichterlei stung. Es ist einsichtig, dass der geschilderte Vorgang nicht in sehr kurzer Zeit ablaufen kann . Als Beispiel dafur ist in Abb. 7.1 eine Volllast-La staufschaltung in einem Fahrzeug mit einer Startgeschwindigkeit von 40 kmlh, d. h. aus niedriger Teillast wiedergegeben. Es erfolgt zuerst das Auffiillen des Saugrohres auf Atmo spharendruck. Dieser Vorgang benotigt ca. 0,2 s und tritt auch bei Lastanderung eine s jeden Otto-Saugmotors auf. Daran anschlieBend vollzieht sich beim abgasturboaufgeladenen Motor der geschilderte exponentiell ansteigende Ladedruckaufbau, der in diesem Extremfall weitere ca. 5 s in Anspruch nimmt. In Abb.7.2 ist in demselben Fahrzeug ein transienter Motorhochlauf mit einer Anfangslast dargestellt, die ungefahr mit Atmospharendruck im Saugrohr erreicht wird. Man erkennt , dass hier ohne Fullvorgange und einer hoheren Abgasanfangsenergie der Ladedruckautbau bedeutend rascher, namlich in ca. 0,6 s, vor sich gehen kann . Motoren mit mechanisch angetriebenem und starr gekoppeltem Lader verhalten sich wie DieselSaugmotoren, bei zwischengeschalteter Kupplung hangt der Ladedruckautbau von der Kupplungscharakteristik abo

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

136

Betriebsverhalten aufgeladener Motoren +1,0

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Abb.7.1. Niedrigteillast-Volllast-Lastaufschaltung bei abgasturboaufgeladenem Ottomotor [60l Abb.7.2. Volllast-Lastaufschaltung von Saugrohrdruck ca. 1 bar bei abgasturboaufgeladenem Ottomotor [60]

7.2 Drehmomentverhalten und Drehmomentenverlauf Das erreichbare Drehmoment hangt bei jedem aufgeladenen Motor vom Zustand der Ladeluft, also ihrem Druck und ihrerTemperatur, sowie vom notwendigen Luftuberschussbedarf des verwendeten Brennverfahrens aboOber der Drehzahl wird damit das Motordrehmoment durch die Ladercharakteristik bestimmt, wobei sich beim ATL-Motor ein Gleichgewicht zwischen Turbinenleistung und Verdichterleistungsbedarf, vermehrt urn die Laderverlustleistung, einstellt. Diese Zusammenhange wurden in Abschn. 2.6 ftlr den Stationarfall ausftihrlich darge stellt. Bei mechanisch aufgeladenen Motoren ergeben sich demnach Betriebskennfelder, wie beispielhaft in Abb.7.3 darge stellt. Bei abgasturboaufgeladenen Motoren entstehen , je nach Einsatzfall , die in Abb.7.4 zusammengefassten Druck-Volumenstrom -Kennfelder. In Abb. 7.4a ist der ungeregelte Abga sturbolader eine s Nfz-Dieselmotors mit geringer Drehzahlspanne darge stellt, in Abb.7.4b das Kennfeld eine s abgasturboaufgeladenen Pkw-Dieselmotors und in Abb. 7.4c das breite Kennfeld eines abgasturboaufgeladenen Ottomotors jew eils mit Waste-Gate . Durch die thermodynamische Koppelung an den jeweiligen Motortyp stellt sich ein Druckgleichgewicht ein, das zu weit besseren Ladedruckverlaufen tiber der Motordrehzahl fiihrt als eine starre Drehzahlkoppelung des Stromungsladers. Der Drehmomentenverlauf abgasturboaufgeladener und mechanisch aufgeladener Dieselmotoren wird damit in erster Linie durch die vorgegebenen Einspritzmengen tiber der Drehzahl bestimmt, der des aufgeladenen Ottomotors, mit in etwa konstantem Luft verhaltni s tiber Last und Dre hzahl, durch den Ladedruckverlauf (Abschn . 8.6.2) .

7.3 Hohenverhalten

137

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Abb.7.4. Prinzip-Druck-Volumen-Kennfelder abgasturboaufgeladener Motorkategorien: a Lkw-Diesel mit ungeregeltcm ATL, b Pkw-Diesel mit ATL und Waste-Gate, c Pkw-Ottomotormit ATL und Waste-Gate

7.3 Hohenverhalten aufgeladener Motoren Bei der Betrachtung des Hohenverh altens muss zwischen mechanisch und turboaufgeladenen Motoren unterschieden werden . 1m Fall einer Aufladung mit mechanisch angetriebenem Lader in starrer Drehzahlkoppelung konnen - wie im Detail in Kap.4 ausgefiihrt - Verdranger- oder Stromungslader eingesetzt werden . Stromungslader zeichnen sich dabei bekanntlich durch annahernd konstante Druckverhaltnisse (abhangig von der Drehzahl) zwischen Pump- und Stopfgrenze aus. 1m Hohenbetrieb wird deshalb ein solcher Lader das Druckverhaltnis bei unveranderten Ubersetzungen beibehalten und den Volumenstrom liefern, der jeweils vom Motor aufgenommen werden kann. Durch den reduzierten Umgebungsdruck im Hohenbetrieb sinkt aber (bei unveranderter Laderdrehzahl) der Ladedruck und die Motorleistung reduziert sich im selben MaBe wie bei einem Saugmotor. 1m Gegensatz zum Stromungsverdichter liefern Verdrangerlader entsprechend ihrer Drehzahlkennlinien annahernd jedes beliebige Druckverhaltnis bei einer bestimmten Drehzahl. Durch die geringere Umgebungsdichte der Ansaugluft im Hohenbetrieb reduziert sich jedoch die pro Volumen geforderte Masse und dementsprechend ebenfalls die erzielbare Motorleistung.

138

Betriebsverhalten aufgeladener Motoren

Zusammenfassend kann festgehalten werden: -

-

Der Verdrangerlader kann nur fur einen konstanten Volumenstrom durch den Motor sorgen und dafur auch hohere Druckverhaltnisse erzeugen, mtisste dann aber im Hohenbetrieb mehr Volumen ansaugen, d. h. mit hoherer Drehzahllaufen, urn die Motorleistung hohenunabhangig konstant zu halten . Der Stromungslader andererseits kann beinahe jeden erforderlichen Volumenstrom - unabhangig von der Drehzahl - liefem, fur die gewtinschten hoheren Druckverhaltnisse im Holienbetrieb mtisste jedoch die Laderdrehzahl entsprechend angehoben werden.

Anders liegt der Fall beim nur thermodynamisch mit dem Motor gekoppelten Abgasturbolader. Hier nimmt mit zunehmender Hohe und damit abnehmendem Atmospharendruck zuerst einmal das nutzbare Turbinenexpansionsverhaltnis Ilr durch Abnahme von P4 zu. Damit steigt aber - aIle sonstigen Werte konstant angenommen - die Turbinenleistung und fuhrt damit automatisch zu einer hoheren Verdichterleistung, die naturgemals nur in einen erhohten Verdichterluftdurchsatz bei erhohtem Druckverhaltnis gewandelt werden kann . Dies fuhrt zu einer weitgehenden Korrektur der Luftdichteabnahme vor dem Eintritt der Ladeluft in den Motor. Ein abgasturboaufgeladener Motor hat damit in erster Naherung eine von der Hohe unabhangige Leistung zumindest so lange, wie die Verdichter- und Turbinenwirkungsgrade in etwa konstant 3,0

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Abb. 7.5. Druck-Volumenstrom- Kennfeld eines abgasturboaufgeladenen Ottomotors mit Normal- (gebrochene Lin ie) und Hohenvolllastkennlinien (volle Linie)

7.4 Stationar- und GroBmotoren

139

Tabelle 7.1. Typische Einfltisse geanderter Umgebungsbedingungen auf Motorbetriebsparameter [157] Motorparameter

ReI. Anderung je 1000 m Hohenzunahme

ReI. Anderung je 10 K Anhebung der Umgebungstemperatur - 0,5 bis -1 ,0 % +0,5 bis + 1,0 % leichter Anstieg ohne LLKa, leichter Abfall mit LLK - 1,5 bis - 2,0% - 3 bis -4 % Anstieg urn 20 K ohne LLK, Anstieg urn 5 K mit LLK starkerer Anstieg ohne LLK, leichter Anstieg mit LLK

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bleiben und die Verdichter- und Turbinen-Kennfelder geniigend Durchsatzreserven aufweisen. Abbildung7.5 zeigt fur einen aufgeladenen Ottomotor die Anderung, die sich im Laderkennfeld fur eine Hohe von 2500 m ergibt. Der Volumendurchsatz steigt in etwa wie die Dichteabnahmeund ebenso das sich einstellende Ladedruckverhaltnis. Man erkennt dariiberhinaus, dass in dieser Hohe auch die zulassigen Drehzahlgrenzen des Laders erreicht werden. Heute wird bei Nfz- und Pkw-Dieselmotoren meist eine Hohenkorrektur bis ca. 2500 m realisiert. Ab dieser Hohe werden - durch Zuriicknahme der Kraftstoffmenge auf etwa konstante Abgastemperatur- Drehmoment und Leistung reduziert, urndamit auch Uberdrehzahlen des Laders zu vermeiden. Beim abgasturboaufgeladenen Ottomotor, fur den der Ladedruck ohnehin geregelt werden muss, werden bestimmte Absolutladedruckwerte mit der dafur notwendigen Kraftstoffmenge eingehalten. Auch hier ist die Abgastemperatur die bestimmende Grobe. Tabelle7.1 gibt einige Richtwerte fur die Anderung wichtiger Betriebsdaten von abgasturboaufgeladenen Viertakt-Dieselmotoren bei Anderung des AuBenzustandes der Luft und konstanter Einspritzmenge an.

7.4 Stationar- Dod Grofsmotoren

Auch bei Stationar- und GroBmotoren ist das Instationarverhalten bei Abgasturboaufladung ein wichtiges Thema, daja auch hier plotzliche Lastanderungen durch Lastaufschaltung oder Betriebszustandsanderungen auftreten und, wie mehrfach erwahnt, jede Ladedruckanderung beim Abgasturbolader zwangsweise mit einer Drehzahlanderung verbunden ist. So kommt bei diesen Motoren sehr oft eine Beschleunigung aus dem niedrigen (kleinste zulassig fahrbare Motordrehzahl) Leerlauf auf hochstes Drehmoment bei mittlerer Motordrehzahl oder sogar auf Nennleistung, d. h. hochstes Momentbei Nenndrehzahl, vor. Daftirmuss derAbgasturbolader mittels einer vergroberten Abgasmenge sowie einer damit steigenden Abgastemperatur auf hohere Drehzahl gebracht werden. Die Luftforderung hinkt hier der Leistungsanforderung nacho Das Beschleunigungsverhalten verschiedener Abgasturboladerbauarten ist die erste EinflussgroBe, die dazu untersucht werden soli. Dazu kann entweder ein von Zinner [157, 158] entwickel-

140

Betriebsverh alten aufgeladener Motoren

ter Vergleichswert oder eine numerische Simulation des zu untersuchenden Transientverhaltens herangezogen werden (s. Abschn. 7.5). Das NachhinkendesAbgasturboladers ist bei plotzlicherLeistungssteigerung naturgemaf umso groBer,jehoherderAufladegrad gewahltwird.Wiirde z. B. der mittlereeffektive Druckeines aufgeladenenViertakt-Dieselmotors 20 bar betragen und geht man davonaus, dass ein solcherMotor als Saugmotorca. 9 bar erreichenkonnte, so betragtdas Leistungsdefizit bei plotzlicherLaststeigerung 11 bar. Man kannalso, unddies gilt fur aIlequalitatsgeregelten Motoren, in diesemFaIleniehtsofort dieVolllasteinspritzmenge freigeben, sondernmussdie Einspritzmenge der Ladedruckentwicklung anpassen. Friiher geschah dies meist mit einem so genannten ladedruckabhangigem Volllastanschlag (LDA). Heute,mitelektronischgeregelten Einspritzpumpen, wirdderLadedruckzustand desMotors dauerndmiterfasst und die Einspritzmenge dem aktuellenLadedruckangepasst, wobeizur besseren Laderbeschleunigung in dieser Phase die Luftzahl A. elektronisch geregelt auf ein ertragbares Minimumabgesenktwird.Injedem FaIledauertes einegewisse,vonMotorgrofie und-konstruktion abhangige Zeit bis die Volllast erreieht wird. 7.4.1 Generatorbetrieb

Ein kritischerFall ist bei groBen Motorendie Lastaufschaltung im Generatorbetrieb. Abbildung 7.6 zeigt den Verlaufder elektrischen und der Motordaten bei plotzlicher Belastung des Generators. Infolge des Schwungmomentes der Anlage kann zwar die Stromanforderung I sofort gedeckt werden, die volle Erholung von Motor- und Laderdrehzahl dauert aber ca. 6 s. Verbesserungen sind vor allem durch Reduktion des Ladertragheitsmomentes, d. h. eventuell auch die Anordnung mehrerer Lader mit kleineren Laufradabmessungen anstelle eines groBen Laders, sowie durch Anhebung der Verdiehter- und Turbinenwirkungsgrade zu erreichen. Auch die Schaltungder Aufladegruppe selbst tragt zu einem besseren Lastaufnahmeverfahren nicht unerheblich bei, wie Abb.7.7 fur einen Motor mit Quasi-Stauaufladung sowie einer 3StoBaufladung zeigt. Der Drehzahleinbruch ist bei Sto6aufladung mit einer Dauer von ca. 5 s 3 000

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7.4 Stationar- und GroBmotoren

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und einer Drehzahldriickung urn ca. 8 % deutlich gunstiger als bei der Stauaufladung, wo derselbe Vorgang ca. 9 s dauert und ein Drehzahlabfall von 15 % eintritt.

7.4.2 Propellerbetrieb Auch im Propellerbetrieb, bei dem die Last durch die Leistungsaufnahmefahigkeit eines Schiffsoder Flugzeugpropellers vorgegeben wird, kommt der Beschleunigungsfahigkeit des Antriebssystems eine hohe Bedeutung zu. Dies gilt umso mehr, als auch in transienten Zustanden der Antriebsanlage bestimmte Vorschriften hinsichtlich sowohl der Gerausch- als auch der Schadstoffemissionswerte erfullt werde mussen. Abbildung 7.8 zeigt fur einen mittelschnelllaufenden, hochaufgeladenen Viertakt-Diesel motor mit ca. 4000 kW die vergleichende Darstellung eines Beschleunigungsvorganges, einmal mit StoBaufladung und eimal mit Stauaufladung. Ausgehend von einer Leerlaufeinstellung bei 135 min- I wurde dabei die Zeit gemessen, nach der bei Freigabe der jeweils zulassigen vollen Einspritzmenge der Volllastmitteldruck von 16 bar bei 400 min -I erreicht wird. Man erkennt hier deutlich den Vorteil der Ausnutzung gasdynamischer Vorgange bei der Abgasturbo aufladung . Als zweites Beispiel ist der Beschleunigungsvorgang eines groBen, direkt mit dem Schiffspropeller gekoppelten Zweitaktmotors wiedergegeben (Abb.7.9). Es handelt sich urn einen mit Stauaufladung ausgeriisteten Motor, dessen Kolbenunterseiten fur eine mechanische Zusatzluftforderung genutzt werden . Diese Zusatzluft wird bei niedriger Last tiber Injektoren direkt dem Lader zugefuhrt, bei hoherer Last dann, parallel zum Abgasturbolader, direkt in das Ladeluftrohr. Da bei Stauaufladung die Turbine im Teillastgebiet nur sehr wenig Energie liefern kann, ware ohne die Zusatzaufladung durch die Kolbenunterseiten das zur Spulung notwendige positive Spulgefalle nicht darstellbar. Die Einfuhrung dieser Zusatzluft in den Lader ist auch notwendig, um das Pumpen des Verdichters zu verhindern. Wie Abb. 7.9 zeigt, geht der Beschleunigungsvorgang recht langsam

142

Betriebsverhalten aufgeladenerMoloren

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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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Abb.7.14. Schiffantriebssystem mit registeraufgeladenen Turbomotoren [55]

145

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Abb. 7.15. Regelstrategie zur optimalen Beschleuni gung eines aufgeladenen Schiffsmotors mit Registeraufladung [55]

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Abb.7.16. Regelstrategie zur optimalen Lastabschaltung eines aufgeladenen Schiffsmotors mit Registeraufladun g [55]

sein dynamisches Betriebsverhalten angefuhrt werden. Das Gesamtsystem (Abb. 7.14) besteht aus dem Verbrennung smotor und vier 2-stufigen Registeraufladegruppen. Zwischen den Verdichterstufen ist uberdie s jeweils eine wassergekuhlte Ladeluftruckkuhlung vorgesehen. FUr dynamische Betriebsvorgange konnen nun die Registergruppen tiber die entsprechenden Regelelemente schrittweise an die Abgasleitung angekoppelt werden . Die Regelstrategie zur Auf- und Abschaltung der verschiedenen Registereinheiten und das resultierende Ansprechverhalten des Motor s sowie die Beschleunigung und Verzogerung des Schiffes sind in Abb. 7.15 und 7.16 zusammengefasst. Es muss erwahnt werden, dass ein derart schnelles Hoch- und Niederfahren des Antriebsmotors nur im Zusammen spiel mit einem Verstellpropeller moglich ist.

8 Betriebsverhalten aufgeladener Motoren im Fahrzeugeinsatz

Obwohl naturgemaf der Begriff .Fahrzeug" neben den reinen StraBenfahrzeugen aueh noeh Offroadfahrzeuge, Traktoren und aueh z. B. Lokomotiven umfasst, solI hier zuerst nur in Pkw- und Nutzfahrzeuganforderungen differenziert werden, wobei die Offroad- und Traktorenbelange unter Nfz-Anforderungen subsummiert werden konnen, Die Lokomotivmotoranforderungen entspreehen weitest gehend den Stationarmotor-Betriebsbedingungen. Die speziellen Anforderungen der letztgenannten Fahrzeugkategorien werden in Absehn . 8.3 diskutiert . Fiir den Einsatz eines aufgeladenen Verbrennungshubkolbenmotors in Fahrzeugen reicht die ausschlielsliche Steigerung seiner spezifisehen Leistung und seiner Drehmomentgenerierung bei weitem nieht aus. Es miissen weit mehr Kriterien erfiillt werden , wie sie die sieher nieht vollstandige Auflistung in Tabelle 8.1 zu eharakterisieren versueht. Es ist also zu priifen, welche Anforderungen heute verwendete Motorkonstruktionen an ein Aufladesystem stellen, urn in den genannten Kriterien merkliche Vorteile aufweisen zu konnen , und inwieweit die besehriebenen Aufladesysteme diese Forderungen erfiillen konnen . Dabei ist der Begriff "Motor" eigentlieh zu eingeschrankt. Es geht dariiber hinaus urn die Erfiillung der genannten Kriterien in bestimmten Fahrzeugkategorien wie z. B. Personenkraftwagen oder Nutzfahrzeugen. Damit sind diese Kriterien stark untersehiedlieh zu wiehten oder gegebenenfalls zu erganzen , bevor sie in ein Rahmenheft fiir neu zu konzipierende Motortypen zusammengefasst und mit vorgesehenen Einsatzspektren fiir diese abgegliehen werden konnen . Auf das Auflade system bezogen konnen solche Anforderungsprofile wie folgt besehrieben werden . 8.1 Anforderungen im Personenwageneinsatz Es miissen derzeit und in Zukunft in verstarktem MaBe zum Teil reeht hohe Fahrleistungen im Pkw-Einsatz realisiert werden. Diese sind gekoppelt mit ebenso hohen Anforderungen hinsiehtlieh des Fahr- und Bedienkomforts, d. h. harmonisehen Leistungsverlaufs und -aufbau s, breiten

Tabelle 8.1. Optimierungskriterien fiir Verbrennung shubkolbenmotor Wirtschaftlichkeit

Umweltfreundlichkeit

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

147

8.2 Anforderungen im Nutzfahrzeugeinsatz

Nutz-Drehzahlbands, hoher Motorelastizitat und exzellenter Laufruhe. Dariiber hinaus muss eine hohe Wirtschaftlichkeit mit niedrigen Anschaffungs- und Unterhaltungskosten sowie - und das ist der Hauptrealisierungsgrund fiir aufgeladene Pkw-Motoren - auBerordentlich niedrigen Betriebsmittelverbrauchen erreicht werden. Die Erfiillung, besser noch Unterbietung, der sieher in Zukunft noch scharfer werdenden Emissionsgrenzwerte ist dabei eine selbstverstandliche Voraussetzung. Versucht man aus den oben angeri ssenen Szenarien - wieder stark verkiirzt - Anforderungen an ein Aufladesystem abzuleiten, so kommt man zu folgenden Aussagen: - ein breites Durchsatzband des Verdichters auf Grund des breiten Drehzahlbandes von PkwMotoren; - ein nur begrenzter Drehmomentenanstieg aus der niedrigsten Volllastdrehzahl aus Grunden eines kontrollier- und steuerbaren Anfahrverhaltens; - ein relativ flacher Drehmomentenverlauf aus Grunden der iiber das Gaspedal anforderbaren gleichen Fahrleistung (Beschleunigung) bei gleicher Pedalstellung, unabhangig von der Motordrehzahl; - ein preisgiinstiges Aufladesystem.

8.2 Anforderungen im Nutzfahrzeugeinsatz Die Nutzfahrzeugeinsatzspektren sind - man denke z. B. an Verteiler- oder Fernverkehr - weitaus vielschiehtiger als die des Personenkraftwagens. Deswegen soll hier beispielhaft das Fernverkehreinsatzprofil angerissen werden. Hier sind die vorgeschriebenen Hochstgeschwindigkeiten moglichst lange aufrechtzuerhalten, was hohe Motoriiberschussleistungen und hohe Bremsleistungen erfordert. Zusatzlich muss, wirtschaftlich sehr bedeutendend, der niedrigstmogliche Kraftstoffverbrauch - bei einem Fernverkehrs-Nfz machen die Kraftstoffkosten ca. 30 % der Betriebskosten aus - angestrebt werden. Weiterhin muss mit voller Zuladung am Berg angefahren werden konnen, was an den Drehmomentenverlaufund seinenAufbau hoheAnforderungen stellt. NiedrigeAnschaffungskosten, hohe Lebensdauer, lange Wartungsintervalle und hohe Zuverlassigkeit sind weitere unabdingbare Forderungen.

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Betriebsverhalten aufgeladener Motoren im Fahrzeugeinsatz

Fiir den Einsatz im Nutzfahrzeug gelten somit andere Anforderungen an das Aufladesystem: ein relativ schmales Durchsatzband des Laders wegen des schmaleren Nutzdrehzahlbandes; hohe bis sehr hohe realisierbare Druckverhaltnisse von 3,5-4,5, die an die Festigkeitsgrenze heutiger Radialverdichter in Aluminiumguss gehen, wegen der heute notwendigen hohen Aufladegrade sowie gewiinschter deutlicher Drehmomentiiberhohungen bis zu 30 %; - eine Lebensdauer des Aufladesystems ahnlich der Lebensdauer des Motors, das sind heute 0,6-1 Mio .km. Betrachtet man die oben gestellten Forderungen im fiir die Laderbeurteilung relevanten DruckVolumenstrom-Kennfeld, so ergeben sich fiir den Pkw-Einsatz ein breites, flaches und fiir den Nfz-Einsatz ein schmales, hohes Kennfeld (Abb. 8.1). -

8.3 Sonstige Fahrzeugeinsatze Neben den bereits fiir Nfz-Einsatze herausgearbeiteten Anforderungen an Verbrennungsmotoren miissen Motoren fiir den landwirtschaftlichen Einsatz noch folgende aufladespezifischen Kriterien erfiillen: groBe Drehmomentenanstiegswerte bei Drehzahldriickung bis zur niedrigsten Volllastdrehzahl, urn bei Lastspitzen (z. B. beim Pfliigen) das Abwiirgen des Motors zu verhindern . Gelingt dies nicht in ausreichendem MaBe, miissen Motoren mit hoheren Nennleistungen eingebaut werden, die Lastspitzen iiber die normale Lastaufnahme abdecken konnen, Fiir den Lokomotivbebetrieb muss zwischen der dieselhydraulischen und der dieselelektrischen Antriebsvariante unterschieden werden. Fiir die dieselhydraulische Antriebseinheit gelten weitgehend die Anforderungen von NfzMotoren mit einem Drehmomentenanstieg bei Drehzahldriickung, urn die Zugkrafthyperbel in den einzelnen Fahrgetriebeiibersetzungen moglichst zu erreichen. Bei der die selelektrischen Variante kann dagegen weitest gehend von einem Lastlinienbetrieb ausgegangen werden, so dass hier mehr die Kriterien von Stationarmotoren zu erfiillen sind. Bei Bootseinsatzen sind, je nach Bootsbauart, zum Teil sehr unterschiedliche Anforderungen zu erfiillen. So muss bei normalem Betrieb mindestens die zusatzliche Beschleunigungsleistung fiir Motor, Antriebsstrang und Schiffspropeller aufgebracht werden, wahrend z. B. bei Tragflachenbooten zusatzlich der Austauchwiderstand iiberwunden werden mus s. 8.4 Instationarverhalten des abgasturboaufgeladenen Motors 1m Folgenden solI nun naher untersucht werden, was die angesprochenen Forderungen bezogen auf ein Abgasturboaufladesystem bedeuten. Die in Abschn. 7.4 .1 geschilderten und auf den Fahrzeugeinsatz hin spezifizierten Probleme der Lastaufnahme sind bei abgasturboaufgeladenen Fahrzeugmotoren deshalb so besonders unangenehm, weil der Fahrer eines Fahrzeuges, wie oben ausgefiihrt, mit dem Gaspedal die Leistung und die Vortriebskraft - sprich: das Drehmoment seines Fahrzeugs wahlen mochte. Dies gilt vor allem fiir kritische Anfahrsituationen. Aber auch in sonstigen, eventuell sogar kritischen, Fahrsituationen ist der Fahrer eines StraBenfahrzeuges auf die Berechenbarkeit seiner Antriebseinheit angewiesen. Man denke hier an einen Uberholvorgang, Es bedarf keiner besonderen Erwahnung, dass fiir die geschilderte Problematik ein Saugmotor oder mechanisch aufgeladener Motor die beste Losung darstellt. Ein Grund, warum Pkw heute iiberwiegend mit Saugmotoren ausgeriistet werden. Dazu kommt, dass bei einigen Motorkonzepten wie dem aufgeladenen Ottomotor - auf Grund der Problematik klopfender Verbrennung - der Ladedruck begrenzt werden muss. Aus all diesen

149

8.4 Instationarverhalten des abgasturboaufgeladenen Motors

Aussagen folgt, dass bei aufgeladenen Fahrzeugmotoren oder anderen aufgeladenen Motoren mit einem hohen Instationarbetriebsanteil dem Ladedruckaufbau und der Regelung des Ladedruckes eine hohe Bedeutung zukommt. Dabei geht es vor allem urn jene Zeit , in der Ladedruck bei La ststeigerungen aufgebaut werden kann. Urn diese Problematik naher zu beleuchten, wurden vergleichende Lastaufnahmeversuche mit einem sehr schnell ansprechenden Comprex-Druckwellenlader (Abschn.6.5.4) und einem Starrgeometrie- und Waste-Gate-Abgasturbolader durchgefiihrt. Die typischen Unterschiede im Ladedruckaufbau bei Lastaufschaltungen aus niedriger (Abgastemperatur, 150 °C) und mittlerer Teillast (Abgastemperatur, 450 °C) zeigt Abb.8.2. Man erkennt, dass der Druckwellenlader mit Aufbauzeiten von ca. 0,5 s fiir den vollen Ladedruck sehr gute Werte aufweist. Es machte deshalb Sinn, fiir typische Nfz- und Pkw-Einsatzprofile sowohl auf dem Priifstand als auch in den entsprechenden Fahrzeugen Lastaufschaltuntersuchungen durchzufiihren, die sich ergebenden Fahreindriicke zu charakterisieren und anhand der Ladedrucka ufbaucharakteristika zu kommentieren.

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Abb. 8.2. Ansprechverhalten von Druckwellenlader (DWL) und Abgasturbolader (TL) bei Lastaufschaltungaus Niedrigund Mittellast [154] Abb. 8.3. Leistungs- und Drehmomentenverlaufe eines Pkw-Dieselmotors mit Druckwellenlader (DWL) und Abgasturbolader(TL)

150

Betriebsverhalten aufgeladener Motoren im Fahrzeugeins atz

8.4.1 Personenwageneinsatz Abbildung8.3 zeigt die Leistungs- und Drehmomentenverlaufe eines Pkw-Dieselmotors mit Druckwellenlader oder mit Abgasturbolader.Die Motoren sind Ieistungsgleich und der Druckwelleniader hat - zumindest stationar - keine deutlichen Drehmomentverlaufsunterschiede. In Abb. 8.4 ist ein instationarer Beschleunigungsversuch auf dem Priifstand im ersten und vierten Gang dargestellt. Hier zeichnen sich allerdings sehr deutliche Unterschiede in der Lastaufnahmegeschwindigkeit aboWahrend der Abgasturbolader ca. 3 s fur den Aufbau des vollen Ladedruckes benotigt, kann dies der schnelle Druckwelleniaderin ca. I S. Was dies fur die Fahrleistung eines Personenwagens bedeutet, zeigtAbb. 8.5, in der das Anfahrund Beschieunigungsverhalten eines Fahrzeugs mit oben beschriebenen Motoren und einem 4Gangautomatikgetriebe dargestellt ist. Man erkennt, dass der Ladedruckaufbau beim Druckwellenlader innerhalb I s realisiert wird, was zu einem harmonischen Leistungsaufbau und demzufoige zu einer harmonischen Geschwindigkeitszunahme mit in etwa konstanter Beschieunigung fuhrt. Dies ist vom Fahrer so gewollt und wird deshalb als gutes Fahrverhalten eingestuft. Beim ATL-Motor benotigt der volle Ladedruckaufbau ca. 3 s und erfoIgt auch noch nichtlinear. Dies hat einen deutlichen Einbruch in der Geschwindigkeitszunahme und der Fahrzeugbeschleunigung zur FoIge, den der Fahrer weder wUnscht noch akzeptiert. Es wird daraus sehr kIar, dass beim Pkw-Einsatz dem Druckaufbauverhalten des Aufladesystems eine entscheidende Rolle zukommt. Zieht man daraus verkUrzt Schlussfolgerungen fur den Pkw-Einsatz vonAufladesystemen, so kann man Foigendes feststellen: Aufladesysteme mit Druckaufbauzeiten deutlich gro8er als 1 s werden im Personenwagen zu keinem akzeptablen Lastaufnahmeverhalten fuhren.

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Abb. 8.4. Instationar-Beschleunigungsversuch eines Pkw-Dieselmotors mit Druck wellen- (- - -) und Turbolader (- - ) auf dem Priifstand im ersten (a) und vierten Gang (b)

8.4 Instationiirverhalten des abgasturboaufgeladenen Motors

151

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Abb, 8.6. Leistungs-, Drehmoment- und Kraftstoffverbrauchskurven zweier Nfz-Motoren mit Druckwellcn- (- - -) und Turboaufladung (- - ) und j e 224 kW Nennlcistung

152

Betriebsverhalten aufgeladener Motoren im Fahrzeugeinsatz

Es miissen deshalb alleAnstrengungen untemommen werden, die Druckautbaugeschwindigkeit des Abgasturboladers durch geeignete Mal3nahmen zu steigem.

8.4.2 Nutzfahrzeugeinsatz Abbildung 8.6 zeigt die Leistungs-, Drehmoment- und Kraftstoffverbrauchskurven zweier Reihen6-Zylinder-Nfz-Motoren mit je 224 kW Nennleistung. Man erkennt einen deutlichen Vorteil im Drehmomentenverlauf fur den Druckwellenlader gegeniiber der zum Auslegungszeitpunkt bestmoglichen Abstimmung fur einen Abgasturbolader. Der zugehorige Lastaufnahmeversuch auf dem Motorprufstand ist in Abb. 8.7 zusammengefasst. Wahrend der schnelle Druckwellenlader seinen vollen, d. h. im Stationarbetrieb bei gegebener Motordrehzahl sich einstellenden Ladedruck in ca. 1 s autbauen kann, braucht der Abgasturbolader dazu beinahe 4 s. Dies ist, fur sich betrachtet, ein gewaltiger Unterschied. Einen Anfahrvorgang mit diesen beiden Motoren in identischen Fahrzeugen am Berg mit voller Zuladung zeigt Abb. 8.8. Man erkennt, dass sich der scheinbar trage Ladedruckautbau des abgasturboaufgeladenen Motors wegen der groBen Masse des Lkw in den beiden unteren Gangen so gut wie nicht bemerkbar macht. Dagegen erkennt man den fehlenden Anschluss im dritten Gang infolge des bei niedrigen Drehzahlen beim ATL-Motor fehlenden Drehmomentes sehr deutlich .

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Abb.8.7. Lastaufnahmeversuch der Motoren von Abb.8.6 auf dem Motorpriifstand (---, Druckwellen1ader ; - -, Turbolader)

153

8.5 Abgasturboladerauslegung

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Abb. 8.8. Anfahrvorgang mit den beiden Motoren aus Abb.8.6 (---, Druckwellenlader; - , Turbolader) in identischen Fahrzeugen am Berg mit voller Zuladung

Damit ergeben sich die folgenden Schlussfolgerungen fur den abgasturboaufgeladenen NfzMotor. - FUr einen Nfz-Motor ist ein hohes Drehmoment bis zu niedrigen Drehzahlen au s Grunden de s Leistungsanschlusses bei Hochschaltungen sehr wichtig. - Gegenuber einem guten Drehmomentenverlauf ist die Lastaufnahmezeit de s Abgasturboladers fur die Fahrleistung relati v unkritisch. - FUr den Anfahrvorgang selbst ist ein schneller Ladedruckaufbau dann erforderlich , wenn das Grunddrehmoment des Motors, d. h. sein im Saugbetrieb erreichbares Drehmoment, zum Anfahren unter schwierigen Bedingungen nicht ausreicht. Diese wiederum verkiirzt dargestellten Au ssagen rnussen naturgemals fur eine Gesamtmotorbeurteilung hin sichtlich der Schadstoffemissionen, der Forderung nach niedrigstem Kraftstoffverbrauch sowie auch anderer fur den Nfz-Betrieb wichtiger Motoreigenschaften wie z. B. erkennbarer Leistungseinbruche von ATL-Motoren in Schaltpausen oder dem Motorbremsverhalten erganzt werden.

8.5 Abgasturboladerauslegung ftir Fahrzeugeinsatz 8.5.1 Stationaraus1egung Die Auslegungsproblematik beim Abgasturbolader fur den Fahrzeugeinsatz beginnt damit, dass die Turbine wegen der sich mit der Motordrehzahl andemden Abgastemperaturen grofsere stark veranderliche Volumenstrome als der Verdichter verarbeiten mu ss. Heutige Turbinen mit starrer Ein laufgeometrie sind dazu nur begrenzt in der Lage (Abb. 8.9 ), d. h. fur Durchsatzverhaltnisse von 3: 1 und damit, in erster Naherung, auch fur Volllastdrehzahien in ahnl ichern Verhaltnis, Man erkennt diese Tatsache leicht an dem da s Verdichterdruckverhaltnis ubersteigenden Turbinendruckverhaltnis. Abbildung 8.10 zeigt dazu ein reale s ATL-Verdichterkennfeld fur einen Starrgeometrielader, in da s durch satzkorrigiert auch die ent sprechend auftretenden Turbinendruckund -druckverhaltnislinien eingezeichnet sind. FUrMotoren mit grolierer Drehzahlspanne, d. h. Pkw- und leichte Nfz-Motoren, verwendet man de shalb haufig eine so gen annte Abblase- oder Waste-Gate-Regelung. Bei der Waste-Gate-Regelung ist ein Venti! vor der Turbine im Abgasstrang angeordnet, mit dem bei Bedarf eine bestimmte Abgasmenge urn die Turbine herum in den Niederdruckauspufftrakt abgeblasen werden kann. Mit dieser MaBnahme senkt man den Durchsatz durch die Turbine, allerdings - verglichen mit einer auf die Nennleistung ausgelegten Turbine - mit dem Nachteil eines

154

Betrieb sverhalten aufgeladener Motoren im Fahrzeugeinsatz

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Abb. 8.9. Auslegungsproblematik fiir Turbinen mit starrer Einlaufgeometrie

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Abb.8.10. Real-Turbinen- und Verdichterkennfeld eine s Starrgeometrie-Nfz-Laders

hoherenAufstaudruckes vorTurbinefiirdie Restabgasmenge, urnso die benotigteTurbinenleistung fiir den Verdichterantrieb sicherzustellen. In Abb. 8.11 sind ein Verdichter- und Turbinen-PrinzipKennfeld mit moglichen Auslegestrategien fiir die Turbine zusammengestellt. Abbildung8.12 zeigt das zugehorigePrinzipschaltbild undAbb. 8.13 ein realesVerdichter- und Turbinenkennfeld eines abgasturboaufgeladenen Ottomotors mit Waste-Gate-Lader. Man erkennt hier sehr deutlich, dass, urn negative Druckgefalle zwischenLadeluft- und Abgasstromzu vermeiden, der Ladedruck mit steigendemDurchsatz, sprich: Leistung, zuriickgenommen werden muss. Aus den bisher dargestellten Sachverhalten lasst sich ableiten,dass fiirkleinereDurchsatzspannen von ca. 3 : 1,also fiir Nfz-Verhaltnisse, sehr wohl eine funktionierende Turbinenauslegung mit starrerTurbinengeometrie gefundenwerdenkann.FiirDurchsatzverhaltnisse iiber4: 1 muss, se1bst

155

8.5 Abgasturbol aderauslegung

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Abb.8.12. Prinzip-Schaltbild eines Waste-Gate-Laders (-

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mit Abbla seregelung, entweder auf einen hohen Ladedruck im unteren Dreh zahlbereich verzichtet werden , oder die hohen Motordrehzahlen konnen von der Turbine , aus Durch satz- und Aufstaugriinden (P3 wird untragb ar hoch), nicht mehr bedient werden. Dies gilt umso mehr, wenn, was bei aufgeladenen Pkw-Motoren immer der Fall ist, aus Grunden der Triebwerksbelastung oder aus Verbrennungsgriinden (klopfende Verbrennun g beim Ottomotor) der Ladedruck begrenzt werden muss. Es stellt sich deshalb die Aufgabe , nach wirksamen Wegen zu suchen, die Leistung der Abgasturbine bei kleinen Abgasmengenstromen und niedrigen Abgastemperaturen zu steigem und bei hohen Motordrehzahlen mit moglichst der gesamten Abga smenge die notwendige Turbinenleistung

156

Betriebsverhalten aufgeladener Motorenim Fahrzeugeinsatz

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Abb. 8.13. Verdichter-Turbinenkennfeld eines abgasturboaufge1adenen Ottomotors mit Waste-Gate-Lader

bei niedrigstem Abgasaufstau zu erzeugen. Eine serienreife Losung dieses Problems ist die variable Turbineneintrittsgeometrie. Im Abgasturbolader mit variabler Thrbineneintrittsgeometrie (VTO) wird die starre Einlaufspirale zum Turbinenrad durch ein verstellbares Schaufelgitter ersetzt. Damit konnen die Zustrombedingungen zur Turbine tiber einen weiten Durchsatzbereich weitgehend optimal gestaltet werden, mit der Folge , dass mit einem solchen Abgasturbolader schon bei niedrigen VollIastdrehzahlen hohe Ladedrticke aufgebaut werden konnen. Daruber hinaus konnen auch bei hohen Durchsatzen die notwendigen Turbinenleistungen mit guten Wirkungsgraden, d. h. niedrigenAbgasaufstaudrucken erreicht werden, wie in Abb. 8.14 im Vergleich mit einem Lader mit Waste-Gate gezeigt. Fast aIle Pkw-Dieselmotoren sind mittlerweile mit einem solchen Lader in Serie und auch erste Nfz-Motoren sind oder kommen in nachster Zeit damit auf den Markt. Abbildung 8.15 zeigt ein reales Verdichter- und Turbinenkennfeld eines leichten Nfz-Motors. Ladedruck- undAbgasaufstaudruck sind fur den Volllast-Minimalkraftstoffverbrauch ausgelegt.

8.5.2 Instationarauslequnq Bisher wurde nur das generelle Zusammenwirken des Motors mit dem Aufladesystem bei stationaren Betriebszustanden betrachtet. Bei vielen Anwendungen, vor allem beim Fahrzeugeinsatz und da wiederum vorzugsweise beim Pkw -liegen aber ttberwiegend instationare Betriebszustande im Lastkollektiv vor.

157

8.5 Abgasturboladerauslegung

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Abb.8.15. Real-Kombination von Verdichter- und Turbinenkennfeld fur Nfz-Motor mit VTG-Lader

Damit ist, wie in Abschn. 8.4 als empirisches Versuchsergebnis dargestellt, neben der Bereitstellung des Auslegeladedruckes auch die Zeit angesprochen, in der das Aufladesystem diesen bei plotzlichen Laststeigerungen autbauen kann. Weiterhin mussen die Auswirkungen auf das Fahrverhalten, die ebenfalls in Versuchen aufgezeigt wurden, naher betrachtet und analysiert werden . Betrachten wir dazu die Diagramme in Abb. 8.16. In Abb. 8.16a ist tiber dem Luftdurchsatz, der in etwa der Motordrehzahl proportional ist, die fur den gewtinschten Ladedruckverlauf notwendige Verdichterleistung dick ausgezogen aufgetragen. Zusatzlich sind die Leistungskurven fur zwei Grenzturbinenauslegungen dargestellt.

158

Betriebsverhalten aufgeladener Motoren im Fahrzeugeinsatz

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Abb.8.16. Verdichterleistungsbedarf fiir optimalen Ladedruck und mogliche Turbinen-Leistungsabgabe in Abhangigkeit der Turbinenau slegung (a) sowie notwendige Laderbeschleunigungsleistungen in Abhangigkeit von der Beschleuni gungszeit (b)

Ais rechte Grenzkurve ist eine Turbinenauslegung eingetragen, die nur bei maximalem Luftdurchsatz, also Motomennleistung, die notwendige Verdichterleistung (erkennbar an dem Schnitt mit dessen Leistungskurve) autbringen konnte . Ais linke Grenzkurve ist eine Turbinenauslegung eingezeichnet, die mit maximaler Abblasemenge an der Stopfgrenze der Turbine gerade noch die maximale Verdichterleistung bereitstellen konnte . Man erkennt nun einmal, dass selbst diese Kleinstturbine mit Waste-Gate im untersten Drehzahlbereich des Motors die Verdichterantriebsleistung fiir den gewiinschten Ladedruck nicht erreicht, d. h. mit niedrigerem Drehmoment als gewiinscht gefahren werden muss . Es besteht der hellgrau eingefarbte Leistungsunterschuss. Zum anderen kann man erkennen, dass eine fiir Beschleunigungsvorgange des Laders ausreichende Uberschussleistung an der Turbine erst bei relativ hohen Durchsatzwerten erreicht wird. Dazu sind im Diagramm die fur bestimmte Drehzahlbeschleunigungswerte des Turboladers und damit Druckautbauzeiten notwendigen Turbineniiberschussleistungsanforderungen aufgetragen. Liest man aus dem linken Diagramm, wie eingezeichnet, fiir einen Ladedruckautbau innerhalb einer Sekunde den Wert !1J ab und iibertragt diesen in das rechte Diagramm , so ergibt sich der Durchsatzbereich, ab dem diese schnelle Ladedruckanderung erreicht werden kann. In unserem Beispiel ware das ab etwa dem halben Luftdurchsatz, also bei in etwa halber Motomenndrehzahl, moglich . Betrachtet man daraufhin in derselben Diagrammdarstellung (Abb. 8.17) die Situation fiir einen Abgasturbolader mit variabler Turbinengeometrie, so erkennt man, dass die Verhaltnisse fiir das Erreichen eines ausreichend hohen Ladedruckes bei niedriger Motordrehzahl einerseits und fiir die notwendige Uberschussleistung zum raschen Ladedruckautbau andererseits deutlich verbessert sind. In Abb. 8.18 sind Priifstandshochlaufe mit dem Starrgeometrie-Abgasturbolader, dem bekannt schnell en Druckwellenlader, der hier als MaBstab dienen solI, und einem Abgasturbolader mit variabler Turbineneinlassgeometrie an einem Pkw-Dieselmotor fur den ersten und den vierten Gang zusammengezeichnet. Man sieht, dass der VTG-Lader mit Druckautbauzeiten von ca. 1 s

159

8.5 Abgasturboladerauslegung

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Abb.8.18. Priifstandshochlaufe mit einem Starrgeometrie-Abgasturbolader mit Waste-Gate (--), dem Druckwellenlader (---) und einem Abgasturbolader mit variabler Turbineneinlassgeometrie(-"-) an einem Pkw-Dieselmotor fiir ersten (a) und vierten Gang (b)

160

Betriebsverhaiten aufgeiadener Motoren im Fahrzeugeinsatz

in beiden Gangstufen die entsprechenden Werte des Starrgeometrie-Turboladers auf 1/3 senken kann. In ausgedehnten Fahrversuchen hat sich herausgestellt, dass Druckautbauzeiten von ca. 1 s vomnormalen Autofahrerals angenehme und deshalb anzustrebende Drehmomentenautbauzeit empfunden werden. Dieser Zielwert ist mit einem VTG-Lader auBerhalb des Anfahrbereichs erreichbar. Fassen wir die Instationar-Auslegeproblematik zusammen, so stellen wir das Folgende fest. Die Auslegung eines Abgasturboladers fiir hohe Instationaranteile im Lastkollektiv macht sowohlbei Nfz- als auchbei Pkw-Anwendung Probleme, wennauch aus verschiedenen Grunden: BeimNfz-Einsatzist dasTurbinen- undVerdichterkennfeld wegenderheuteverwendeten hohen Aufladegrade mit Druckverhaltnissen von OK = 3,5-4,5 eng. Beim Pkw-Einsatz wird die Ausnutzung der Verdichter- und Turbinenkennfelder aus Grunden der groBen Nutzdrehzahlspanne modemer Motoren problematisch. Dariiberhinaus muss die Turbinenauslegung so erfolgen, dass, mit oder ohne Waste-Gate, bei Maximaldrehzahl ein geniigender AbstandzurStopfgrenze derTurbinesowieeineausreichende Hohenreserve eingehalten und bei niedrigen Motordrehzahlen ein moglichsthoher Ladedruck erreicht werden kann. Als letzte Grundforderung ist weiterhin darauf zu achten, dass fiir rasche Druckaufbauzeiten von der Turbinegeniigend Beschleunigungsleistung bereitgestellt werden kann. DieErfiillung all dergenanntenForderungen gelingtnaturgemaf mitWaste-Gate- oderVTG-Ladem besondersgut.

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Abb. 8.19. Simuiationsmodell eines Pkw-Antriebsstranges mit einem Dieseimotor fur eine Fahrzyklussimuiation (AVL-CRUISE)

8.6

Otto-Benzin- und -Gasmotoren

161

Tabelle 8.2. Vergleich gemessener und simulierterEmissionswerte einesPkw mit einem 2,5-I-HSDI-Dieselmotor im MVEG-Test Parameter

Messung (Fahrzeugrollenpriifstand)

Simulation (AVL-CRUISE)

Kraftstoffverbrauch [11100 km) Partikelemission [glkm) NOx-Emission [glkm) Fahrstrecke [km)

6,75 0,030 0,385 11,13

6,80 0,Q35 0,360 11,01

8.5.3 Numerische Simulation des Betriebsverhaltens des Motors im Zusammenwirken mit Fahrzeuggesamtsystem Die numerische Vorauslegung aufgeladener Motoren beschrankt sich nieht nur auf die Laderauslegung und Ansteuerung selbst, sondern kann mit geeigneten Methoden auf den gesamten Antriebsstrang ausgedehnt werden. Entsprechende Programmsysteme ermoglichen die Modellierung des gesamten Fahrzeuges (GPA [123], CRUISE [35]) oder die erforderliehen Simulationsmodelle konnen mittels Methoden wie MATLAB-SIMULINK aufgebaut werden. Als Beispiel fiir eine Gesamtsystemmodellierung mittels des Programmsystems AVL-CRUISE wird auf Abb.8.19 verwiesen, wo ein Pkw-Antriebstrang mit einem 2,5-I-HSDI-Dieselmotor modelliert wurde. Derartige Gesamtsystemmodellierungen rniissen an Hand von Vergleichen zu Messdatenverifiziert werden. Da diese Methodenbevorzugtzur Beurteilungvon Gesamtkonzepten (z. B. hinsichtlich der Fahrzyklusverbrauchs- und -emissionswerte) herangezogen werden, sind neben den thermodynamischen Zustandenauch die am Priifstandgemessenen Emissionswerte mit den Simulationsdaten zu vergleiehen. Tabelle8.2 zeigt einen derartigenVergleich fiir das genannte Fahrzeugmodell. 8.6 Sonderprobleme aufgeladener Otto-Benzin- und -Gasmotoren

8.6.1 Klopfende Verbrennung KlopfendeVerbrennung wirdbeim Ottomotordadurchverursacht,dass nachder normalen Ziindeinleitung an der Ziindkerze die bei Volllast auf hohem Druckniveau fortschreitende, mit einer weiteren Drucksteigerung verbundene Verbrennung das vor der Flammenfront liegende unverbrannte Gemisch isentrop mit verdichtet. Infolge der damit verbundenen Temperatursteigerung kommt es dann zur Selbstziindung oder zu einer Ziindeinleitung an "hot spots" im Brennraum. Der unverbrannte Restgemischanteil im Brennraum verbrennt nun detonationsahnlich rasch und verursacht damit zum Teil sehr heftige Druckschwingungen im Brennraum, die zusammen mit den in solchen Detonationswellen sehr hohen Warmeiibergangswerten zur mechanischen und thermischen Schadlgung desMotorsfiihren, Klopfende Verbrennung mussdeshalbunterallenUmstanden vermieden werdenund begrenztdamitdieAufladefahigkeit vonnach dem Ottoverfahren betriebenen Motoren. Bei der Betrachtung der klopfendenVerbrennung muss man die folgenden Haupteinflussgrofien beriicksiehtigen: Gemischzustand (A, Zylinderfiillung)

Betriebsverhalten aufgeladener Motorenim Fahrzeugeinsatz

162

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40

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120 Temperatur dar Ladaluft T2' roC)

Abb.8.20

100

7 8 Verdlchtunqsverhalmls E [-J

140

Abb.8.21

Abb.8.20. Maximal moglicher Ladedruck in Abhangigkeit von temperatur(fiireinen abgasturboaufgeladenen Ottomotor)

p;,Oktanzahl und Luftverhaltnis ).. tiber der Ladeluft-

Abb. 8.21. An Klopfgrenze erreichbare Ladedriicke in Abhangigkeit von Oktanzahl und Ladelufteintrittstemperatur tiber Verdichtungsverhaltnis e (fiirabgasturboaufgeladenen Ottomotor)

Verdichtungsverhaltnis Ziindzeitpunkt Brennraumgeometrie FiirdenAufladefallsind davondie drei ersten besonderswichtig,weil sie mit Druck undTemperatur vorTurbine den Prozess nachhaltigbeeinflussen. Ihr Einflusswurdean einem 2,8-I-Reihenmotor fiir den Fall der Abgasturboaufladung bei einer besonders klopfgefahrdeten Drehzahl von 2500 min-I untersucht. Der Gemischzustand im Zylinder eines fremdgeziindeten Motors wird beschrieben durch die Groden Kompressionsendtemperatur T2Z, Kompressionsendruck P2Z, relativesLuft-Kraftstoffverhaltnis A sowie den Restgasanteil im Zylinder und die Krafstoff-Oktanzahl. Diese Grollen, systematisch variiert, fiihren zu den in Abb. 8.20 aufgetragenen Abhangigkeiten. Es wurde hier der an der Klopfgrenze mogliche Ladedruck in Abhangigkeit von der Gemischtemperatur T~ vor dem Einlassventil bei den Luftverhaltnissen A = 0,9 und A = 1,1 sowie fiir zwei Kraftstoff-Oktanzahlwerte ROZ = 91 (Normalbenzin) und ROZ = 100 (Superbenzin) aufgetragen. Man erkennt sehr deutlich den starken Einfluss der Oktanzahl sowie den der Ladelufttemperatur. Das Verdichtungsverhaltnis sollte Kompressionsenddruck und -temperatur und damit die Klopfneigung am deutlichsten beeinflussen. Bei den Versuchen mit s-Anderungen von 8 : 1 auf 6 : 1 nahmjedoch die Klopfneigung nicht im erwartetenMaBe aboEine iiberschlagigeAbschatzung der Kompressionsendtemperatur nach der Gleichung:

P;

"-' T K-l T2Z = TIZ £ K-I = 2£

(8.1)

163

8.6 Otto-Benzin- und -Gasmotoren

16 15

co

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2 ~ 13 :::

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12 11 12

20

30

Ziindzeitpunkt ZZP [Grad)

Abb. 8.22. Einfluss des gewahlten Ziindzeitpunktes auf erreichbaren Mitteldru ck in Abhangigkeit vom 34 gewahlten Ladedruck mit und ohne Ladeluftkiihlung (fiir abgasturboaufgeladenen Ottomotor)

lasst ein deutliches Absinken der Kompre ssion sendtemperatur und damit der Klopfneigung erwarten. Es zeigt sich, dass die Kompress ionsendtemperatur bei Beriick sichtigung des Restgasante ils mit abnehmendem Verdichtun gsverhaltnis e weit weniger abfallt als fiir den Fall ohne Restgas. Dies ist auf den steigenden Restgasanteil bei reduzierten Verdichtung sverhaltnissen (Vergroberung des Brennraumvolumens) und die damit erhohten Ladungstemperaturen zuriickzufiihren. In Abb.8 .21 sind die an der Klopfgrenze erreichbaren Ladedriicke des beschriebenen Versuchsmotors in Abhangigkeit von Oktanzahl und Ladelufteintrittstemperatur iiber dem Verdichtung sverhaltnis e aufgetragen. Man erkennt , dass infolge der oben geschilderter Zusammenhange ohne Ladeluftkiihlung durch eineAbsenkung des Verdichtungsverhaltnisses nur geringe Ladedrucksteigerungen erreichbar sind. Mit einer wirksamen Ladeluftkiihlung steigt allerdings der Verdichtungseinfluss auf den erreichbaren Ladedruck, wie die obere Kurve in Abb. 8.2 1 zeigt, stark an. Der Ziindzeitpunkt ist ein sehr wesentlicher Faktor, was seinen Einfluss sowohl auf klopfende Verbrennung als auch auf den Wirkungsgrad des Hochdruckprozesses betrifft. Abbildung 8.22 zeigt den Einfluss des gewahlten Ziindzeitpunktes auf den erreichbaren Mitteldruck in Abhangigkeit vorn gewahlten Ladedruck mit und ohne Ladeluftkiihlung. Es kann selbst bei einem sehr niedrigen Verdichtungsverhaltnis e von 8 : 1 nur bis zu einem Ladedruck von 1,4 bar der optimale Ziindzeitpunkt gefahren werden . Hohere Ladedru ckwerte sind aus Klopfgriinden nur mit zuriickgenommenen Ziindzeitpunkten zu reali sieren . Auch hier zeigt sich wieder der groBe Einftuss der Ladeluftkiihlung. Die Brennraumform eine s modemen Otto motors muss einmal im Zusamm enwirken mit der Ventil- und Einlasskanal geometrie dafiir sorgen, dass eine ausreichende Gemi schbe wegung erreicht wird . Zur Vermeidung klopfender Verbrennung ist eine inten sive Gemi schbewegung besonders wirksam, und zwar durch Mischung und damit Kiihlung der einzelnen Gemi schanteil e einerseits und durch Steigerung der Flammgeschwindigkeit andererseits. Sie wird heute durch besondere Gestaltung der Einlasskanale sichergestellt, die eine Walzenstromung (Tumble) im Brennraum erzeugen. Neben der optimalen Brennraumform ist fiir eine ausreichende und gezielte Kiihlung von Ventilen und Brennraumwanden Sorge zu tragen , urn so genannte "hot spots" , d. h. heiBe Stellen im Brennraum, an denen sich das Gemisch vorzeitig entziinden oder zumindest stark aufhei zen kann , zu vermeiden.

164

Betriebsverha1ten aufge1adener Motoren im Fahrzeugeinsatz

Die Vierventiltechnik heutiger Ottomotoren, die eine weitaus bessere Kiihlung der heiBen Auslassventile aufgrund gr6Berer Ventilauflage- und Ventilschaftflachen zulasst, bietet fiir die Aufladung die besten Voraussetzungen. Vor allem dann, wenn die gegebenen Kiihlungspotentiale konsequent ausgeschopft und durch eine Kiihlung des Kolbens erganzt werden. Hier sind weiterfiihrende Forschungs- und Entwicklungsarbeiten notwendig und sinnvoll.

8.6.2 Probleme der Quantitiitsregelung Der Otto motor kann bekanntlich nur innerhalb relativ enger Grenzen des Kraftstoff-Luftverhaltnisses A betrieben werden; mit dem heute unumganglichen 3-Wege-Katalysator sogar nur bei A = I . Die Lastregelung kann deshalb nicht, wie beim Dieselmotor, nur durch Anderung der Kraftstoffmenge bei gleichbleibendem Luftdurchsatz (Qualitatsregelung), erfolgen, sondern muss mittels Anderung der Gemischmenge bei konstantem A ;::::: 1 (Quantitatsregelung) erreicht werden. Eine Zuordnung von Schlucklinien zur Motordrehzahl in der fiir Dieselmotoren charakteristischen Form tritt deshalb beim aufgeladenen Ottomotor nicht auf. Vielmehr wird, wie Abb. 7.4 im Vergleich zu Dieselmotoren ohne und mit Waste-Gate zeigt und wie das Real-Druck-VolumenstromKennfeld eines abgasturboaufgeladenen Ottomotors bestatigt, der Ladedruck im Saugrohr vor der Drosselklappe von der Ladedruckregelvorrichtung moglichst lange auf dem gewiinschten Druckniveau gehalten. Die Riicknahme der angesaugten Gemischmenge - also die Lastreduktion - wird dann durch Drosselung mittels eben dieser Klappe zwischen Ladedruckrohr und Zylinder erreicht. Erst wenn der Ladedruck wegen fehlender Turbinenleistung nicht mehr gehalten werden kann, fallt die Kennlinie im Verdichterkennfeld abo Dies passiert, wie im Kennfeld erkennbar, bei unterschiedlichen Motordrehzahlen zu unterschiedlichen Zeiten und fiihrt dann zu Diesel-ahnlichen Betriebslinien, die aber nur die unterschiedlichen Luftdurchsatze zur Uberwindung der Verlustleistungen bei den verschiedenen Motordrehzahlen reflektieren. Die gemachten Aussagen gelten allerdings nur fiir eine Drosselklappenanordnung nach Lader. Die Anordnung der Drosselklappe vor Verdichter wird sparer behandelt. Beim aufgeladenen Ottomotor kommt deshalb der Ladedruckregelung eine weit hohere Bedeutung zu als beim Dieselmotor. Dies gilt naturgemaf in besonderem MaBe fiir den abgasturboaufgeladenen Otto motor.

9 Laderregeleingriffe und Regelungsphilosophien fur Starrgeometrie- und VTG-Lader

Einleitend sollen die wichtigsten Begriffe fur Regelvorgange unter Beachtung der Definition von DIN 19226 festgehalten werden. -

-

Eine Steuerung liegt vor, wenn eine oder mehrere Eingangsgroben eines Systems eine oder mehrere Ausgangsgrolsen aufgrund von systemrelevanten gemessenen oder festgelegten Gesetzmaliigkeiten beeinflussen. Man spricht von einem offenen Steuerungskreis, Die Regelung definiert einen Vorgang, bei dem die zu regelnde GrOBe fortlaufend erfasst, mit der Fuhrungsgrofe verglichen und mit dem Ziel der Angleichung an diese beeinflusst wird. Der sich dabei ergebende Ablauf findet in einem geschlossenen Kreis statt. Man spricht vom geschlossenen Regelkreis.

Jeder Regelkreis enthalt mindestens einen Steuerkreis, das ist die Reihenschaltung von Regier und Regelstrecke. Beim Regelkreis unterscheidet man Fuhrungs- und Storverhalten. -

Mit Fiihrverhalten bezeichnet man die Reaktion der Regelgrobe des Regelkreises auf eine Anderung der Fiihrungs-(Vorgabe- )Gro6e . Das Storverhalten ist durch die Reaktion der Regelgrofse auf einen Eingriff in die Stbrgrobe gekennzeichnet,

9.1 Grundsatzprobleme der Abgasturboladerregelung

Ein Vorteil, aber auch ein Problem der Abgasturboaufladung 1iegt darin, dass das Ladersystem nur thermodynamisch mit dem Motor gekoppelt ist. Damit stellt sich bei gewahlter Verdichter- und Turbinenanpassung tiber dem Drehzahlbereich des Motors in Abhangigkeit von der Lastjeweils ein ganz bestimmterLadedruckverlaufentsprechendderTurboladerhauptgleichung (Gleichgewichtzwischen Turbinenleistung und der Summe aus Verdichter- undVerlustleistung des Laders) ein. Will man also den Ladedruck beeinflussen, so geht dies nur, wie in Abschn.8.5 behandelt, tiber eine Beeinflussung der Verdichter- oder Turbinenleistung. Die Verdichterleistung lasst sich bei gegebenem oder gefordertem Luftdurchsatz durch den Motor einmal durch Veranderung der Verdichterwirkungsgrade und zum anderen durch eine Anderung der Fordermenge, z. B. durch einen verdichterseitigen Bypass, beeinflussen. H. Hiereth et al., Aufladung der Verbrennungskraftmaschine © Springer-Verlag/Wien 2003

166

Laderregeleingriffe

Zur Beeinflussung oder besser Anderung der Thrbinenleistung stehen mehrere Moglichkeiten zur Auswahl: -

Anderung des Turbinendurchsatzes durch einen Bypass fiir das Abgas, heute meist als WasteGate bezeichnet. Anderung der Turbinenanstromverhaltnisse durch eine so genannte variable Turbineneintrittsgeometrie, realisiert in der VTG- Turbine. Anderung der Motoreinstellung durch Beeinflussung der Verbrennungsgiite z. B. durch Variation des Verbrennungsluftverhaltnisses oder des Verbrennungsablaufes (Warmefreisetzung) und damit der Abgastemperatur.

Urn die genannten Moglichkeiten fiir eine gezielte und sinnvolle Anderung des Laderverhaltens und der gelieferten Druck- und Volumenstrorne eines Abgasturboladers zu nutzen, bedarf es einer Steuerung oder besser Regelung. Dieser Regelbedarf bei Turboladem verscharft sich, wenn man zusatzlich transiente Motorbetriebszustande in die Betrachtung mit einbezieht. Es ist deshalb fiir alle modemen Abgasturboladersysteme notwendig, bei ihrer Anpassung auch die moglichen oder zulassigen Regelsysteme und -philosophien zu kennen. 9.2 Starrgeometrie-Abgasturbolader Zuerst sollen die moglichen Regeleingriffe bei Abgasturboladem mit fixer Turbineneintrittsgeometrie, seien es gegebene Turbinen-Eintrittsspiralgehause bei Radialturbinen oder entsprechende Zustromgehause bei Axialturbinen, behandelt werden.

9.2.1 Regelungseingriffsmoglichkeiten fiir stationare Betriebszustande AIle genannten Moglichkeiten sind im stationaren Motorbetrieb fiir aufgeladene Otto- und Dieselmotoren wirksam. Folgende Moglichkeiten stehen zur Verfiigung: luftseitiges Abblasen, abgasseitige Abblasregelung, luftseitiges Bypass- Ventil. Luftseitiges Abblasen stellt die einfachste Moglichkeit dar, einen vorgegebenen Ladedruck zu erreichen. Das Verfahren ist hcute bei luftmessenden Gemischbildungssystemen nicht mehr zeitgemaf und zudem energetisch auBerordentlich ineffektiv, da dem Motor tiber einen unnotigen Abgasaufstau Leistung entzogen wird. Eine mogliche einfache Ausfiihrung zeigt Abb. 9.1.

Ansaugluft vor Drosselklappe

Abb. 9.1. LuftseitigesAbblaseventil

167

9.2 Starrgeometrie-Abg asturbol ader

Druck im Saugrohr nach Drossel klappe

.. Abblaseluft

. Ansauglufl vor Drosselklappe

Abb . 9.2. Schaltun g zur Ladedruckregelung mittels luftseitigem Abblaseventi l

ggl. Zuhalledruck wenn P2' geregell werden soli

1--

~~~~~

-

-. zum Abgasrohr nach Turbine

Abgas vor Turbine

Abb .9.3

bb.9.4

Abb. 9.3. Separat anzuordnendes Waste-Gate-Ventil Abb, 9.4. Gasfiihrung durch Turb ine und Abblaseventil

Will man den Ladedruck, z. B. beim Ottomotor, abhan gig vom Lastzustand steuem, so kann dieses Ventil, wie Abb. 9.2 zeigt , durch Beaufschlagung der Federkammer mit dem Saugrohrdruck auch dazu eingesetzt werden . Fiir die abgasseitigeAbblaseregelung (Waste-Gate) wird ein Bypass-Ventil zur Umgehung der Turbine installiert, womit durch Steuerung der Abga smenge , die durch die Turbine stromt , deren Leistung und dam it der bei einem gegebenen Lastpunkt gewiinschte Ladedruck eingestellt werden kann , wenn er unter dem ohne Waste-Gate erreichbaren liegt. Dariiber hinaus ist eine Waste-GateAnordnung in der Lage, den scheinbaren Durchsatzbereich der Turbine durch deren Umgehung

168

Laderregeleingriffe

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Abb .9.5

Abb .9.6

25

50 75 Last[%]

100

Abb.9.5. Prinzipielle Anordnung einer Motor-Bypass-Leitung mit den Leistungs-, Massenstrom-, Druck- und Temperaturdaten bei 50 % Last ohne (a) und mit (b) Bypass-Betrieb Abb .9.6. Durchsatziinderungen im Verdichterkennfeld (a) und die im Teillastgebiet aus der Bypass-Schaltung sich ergebenden Vor- und Nachteile (b) [54]

zu erweitern. Allerdings mit dem Nachteil, dass das real durch die Turbine stromende Abgas zur Erreichung ausreichender Turbinenleistung hoher aufgestaut werden muss. Das Waste-Gate, ein Abblaseventil, kann dabei separat im Abgasstrang vor Turbine angeordnet sein (Abb.9.3). Es wird heute aber iiberwiegend als in das Turbinengehause integriertes Plattenventil ausgefiihrt. Die Gasfiihrung durch die Turbine und das Abblaseventil als Beispiel in einer Ausfiihrung von 3 Kist in Abb. 9.4 skizziert. Dieses Ventil wird entweder vom Ladedruck selbst, oder aber bevorzugt nach einem vorgegebenen Ladedruckverlauf elektronisch angesteuert.

169

9.2 Starrgeometrie-Abgasturbolader

Wird auch auf den Raum der Arbeitsfeder (Abb.9.3) Ladedruck gegeben, so hat man damit den Grundbaustein fiir eine sehr einfache Ladedruckregelung (s. Abschn. 9.2.2). Die Beeinflussung der Verdichterleistung tiber Wirkungsgrad und Luftdurchsatz mittels luftseitigem Bypass-Ventil wird bei GroBmotoren genutzt, urn einmal bei der heute iiblichenHochaufladung einen ausreichenden Abstand der Motorbetriebslinie zur Pumpgrenze sicherzustellen und zum anderen diese in den Bereich besserer Verdichterwirkungsgrade zu verlagem. Abbildung 9.5 zeigt dazu die prinzipielle Anordnung am Motor mit den Leistungs-, Massenstrom-, Druck- und Temperaturdaten bei 50 % Last mit und ohne Bypass. In Abb.9.6a sind die Durchsatzanderungen im Verdichterkennfeld und Abb.9 .6b die im Teillastgebiet aus dieser Schaltung sich ergebenden Vor- und Nachteile eingetragen.

9.2.2 Transient-Regelungsstrategien Neben den Ladedruckregeleingriffen zur Leistungs- und Drehmomentenformung im stationaren Motorbetrieb sind Eingriffe zur Verbesserung des Transientverhaltens abgasturboaufgeladenener Motoren, wie wir in Kap. 8 gesehen haben, zwingend notwendig, urn ein akzeptables Lastaufnahmeverhalten zu erreichen. Dazu konnen zum Teil die bereits beschriebenen Steuer- oder Regelstellorgane verwendet werden. Es andern sich aber - und das wird noch zu vertiefen sein - die Regelphilosophien und -strategien. Generelle Regeleingriffsmoglichketten bei anfgeladenen Otto- und Dieselmotoren Hier sollen jene Moglichkeiten behandelt werden, die sich unabhangig yom gewahltenArbeitsverfahren des Grundmotors realisieren lassen. Das zuvor beschriebene Waste-Gate-Ventil zur Umgehung der Turbine kann neben der Ladedrucksteuerung oder -regelung auch zur Verbesserung des Transientverhaltens bei Dieselmotoren eingesetzt werden. Dabei wird die Turbine unter Inkaufnahme von Wirkungsgradverlusten so klein wie moglich gewahlt, was zu hoheren verfiigbaren Turbinenleistungen und damit kiirzeren Laderhochlaufzeiten im unteren Motordrehzahlbereich fiihrt, wie Abb.9 .7 fiir einen abgasturboaufgeladenen Ottomotor zeigt. Nachteilig dabei ist der unvermeidbareAnstieg des Kraftstoffverbrauchs bei hohen Motordrehzahlen.

-

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Vergleich der Turbinengehliuse 2 6.1 (6 cm ) - - - -10.1 (10cm 2)

o 80000

20000

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I

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geschwindigkeil 100 km/h Direkler (4.) Gang

I

0,5

1,0

ZeilI [s]

1,5

Abb. 9.7. Einfiuss des Turbineneintrittsquerschnitts auf den Drehmomentenverlauf

170

Laderregeleingriffe

Lufteinlasskanal

Umluftkanal

UmluftstrOmung

Umluftventil (geOffnet) Saugrohrdruckanschluss

Abb. 9.8. Verdichterumblaseventil [KKK)

Regeleingrlffsmoglichkelten bei aufgeladenen Ottomotoren Die bisher vorgestellten Regeleingriffe dienen beim Ottomotor zur Sicherstellun g klopffreier Verbrennung und der Einhaltung der Verdichter- und Turbinenkennfeldgrenzen durch Vorgabe eines maximal moglichen oder gewiinschten Ladedruckverlaufes. Beim abgasturboaufgeladenen Otto motor kann nun das Instationarverhalten durch zusatzliche Regelein griffe weiter verbessert werden . Es werden ja durch die Quantitatsregelung mit Drosselun g auch im Teillastgebiet hohe Ladedriicke erzeugt und nur die durchgesetzten Gemi schmengen der Last entsprechend angepasst. Die einfachste Mallnahrne ist ein so genanntes Umblaseventil (Abb.9.8), das aus mehreren Grunden benotigt wird. Es dient einmal dazu, durch cine scheinbare Erhohung des Verdichterdurchsatzes hoheren Ladedruck an der Pumpgrenze zuzulassen und damit bei Lasterhohung a priori einen hoheren Ladedruck zur Verfiigung zu stellen. Zum anderen ist es unbedingt dann notwendig, wenn die Drosselklappe nach Verdichter angeordnet ist. Wird diese Drosselklappe, zwecks Lastwegnahme, bei hoheren Last- und Drehzahlpunkten schnell geschlossen, so wiirden, da durch den Motor kein nennen swerter Luftdurchsatz mehr stattfindet und die Abgasturbine aufgrund ihres hohen Tragheitsmomentes noch kurze Zeit hohe Leistungen erbringt, sehr hohe Druck verhaltnisse im Pumpgebiet des Verdichter s aufgeb aut werden. Das Umluftventil (Abb. 9.8) offnet sich deshalb nach Uber windun g eines durch Federbelastung vorgegebenen Differenzdru ckes zum Saugrohr nach Drosselklappe und fiihrt so Luft zum Verdichtereintritt zuriick, Dadurch wird einmal Ladedruck abgebaut und zum anderen auch hier der Durch satz durch den Verdichter scheinbar erhoht, womit das Pumpen des Verdichters verhindert werden kann. Eine sehr wirksame MaBnahme zur Verbesserung des Ansprech verhaltens ist die Anordnung der Drosselklappe vor Verdichter, und zwar aus folgendem Grund: Infolge der beschriebenen Quantitatsregelun g steht bei einem bestimmten Teillastpunkt immer dieselbe Abgasenergie , beschrieben durch Abgasmenge und -druck, und damit dieselbe Turbinenl eistung zur Verfiigung.

171

9.2 Starrgeometrie-Abgasturbolader Drosselklappe

.

vor Verdichter Verdichter

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Drosselklappe nach Verdicher Drosselklappe vor Verdichter

Abb. 9.9. Anordnung der Drosselklappe vor und nach Verdichter und die daraus im Einlasssystem resultierenden Druckverlaufe

beschrieben durch Abgasmenge und -druck, und damit dieselbe Turbinenleistung zur Verfugung . Die Einregulierung der benotigten Gemischmenge fur diesen Teillastpunkt erfolgt immer durch Drosselung. Diese kann nun aber vor oder nach Verdichter erfolgen. Der Verdichter fordert immer ein bestimmtes Volumen, wahrend der Motor, wie beschrieben, eine bestimmte Gemischmenge benotigt. Das Volumen dieser Menge hangt aber nach

v =m/p

(9.1)

direkt von deren Dichte aboErst durch Normierung des Luftzustandes, Z. B. am Verdichtereintritt, wird dem Volumen eine Mas se zugeordnet. Abbildung 9.9 zeigt schematisch die Anordnung von Dros selklappen vor und nach dem Verdichter und die daraus tiber der Saugrohrlange resultierenden Druckverlaufe. In beiden Fallen herrscht am Verdichtereintritt der Umgebungsdruck PO. Bei niedrigen Lastpunkten liegt dieser Druck tiber dem Druck P2 in der Ladeluftleitung. Bei Anordnung der Drosselklappe nach Verdichter fordert dieser, wie Abb. 9.9 zeigt, also Luft von Umgebungsdruck normaler Dichte und entsprechend kleinem Volumen, verdichtet diese auf einen jeweiligen Zwischendruck pi nach Verdichter, von wo aus auf den benotigten Saugrohrdruck P2 gedrosselt wird . Dies ist in Abb.9.10 fur die Mitteldrticke Pe = 2,4 und 6 bar mit den Punkten AI-A3 eingezeichnet. Setzt man die Drosselklappe vor Verdichter, so wird von PO auf einen Zwischendruck gedrosselt, der nun unter dem Druck P2 in der Ladeluftleitung liegt (Abb.9.9). Die Luft hat hier eine geringere Dichte und ein entsprechend grolieres Volumen - Punkte B I-B3 in auf P2 verdichtet wird. Abb. 9.10 -, mit denen sie in den Verdichter einstromt und dort von Dies geschieht, wie Abb. 9.10 deutlich zeigt , bei besseren Verdichterwirkungsgraden, weit entfemt von der Pumpgrenze und mit hoheren Verdichterdrehzahlen und demzufolge auch besseren Startbedingungen bei plotzlicher Laststeigerung. Abbildung 9.11 zeigt den Unterschied der Regelvarianten fur verschiedene Lasten tiber der Motordrehzahl mit den jeweiligen Verdichterdrehzahlen bei Drosselung vor und nach Verdichter. Es werden Drehzahlanhebungen von bis zu 10000 min"! erreicht.

pr

pr

Laderregeleingriffe

172

2,8

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cr

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100.000 min-1

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-I-----....-------.:..:.:.::.::r-----....---0,1

0,2

0,3

Volumenstrom 'if [m 3/s]

Abb.9.10. Auswirkungen der Drosselklappenlage auf die Lage der Motorbetriebspunkte im Druck-VolumenstromKennfeld 90000 80000 70000

160000

0=

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1ij 50000 N

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40000

t-

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I

I

I

I

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4000

5000

Molordrehzahl nM [min"]

Abb. 9.11. Verdichlerdrehzahlen bei Drosselung vor (e) und nach (~) Verdichter

173

9.2 Starrgeometrie-Abgasturbol ader

Die geschilderte Drosselklappenanordnung vor Verdichter hat allerdings zwei Probleme. -

-

Es ist ein Lader erforderlich, der tiber eine wirksame Olabdichtung auch bei Unterdriicken im Verdichtergehause verfugt. Diese bereitet heute noch Probleme und verursacht vor allem Zusatzkosten. Falls nach dem Lader noch ein Ladeluftkuhler und dessen Zu- und Ableitungen installiert werden mussen, kommt es zu einem starkenAnstieg des Ladesystemvolumens, das bei Teillast zu entleeren und bei Laststeigerung zu fullen ist, wodurch das Ansprechverhalten des Motors verschle chtert wird.

Bei Stationargasmotoren ist die Anordnung der Drosselklappe vor Verdichter heute Stand der Technik, wei! damit die Gaseindusung vor Verdichter erfolgen kann mit der Folge einer sehr guten Gemischhomogenisierung.

9.2.3 Teillast- und Emissionsreqelqrofsen und Regelungseingriffe Otto-Benzin- und Gasmotoren Neben der Begrenzung des Volllastladedruckes muss beim aufgeladenen Ottomotor auch darauf geachtet werden , dass - falls die Regeldrosselklappe nach Verdichter angeordnet wird - bei Teillast der Druck vor der Drosselklappe (sie regelt durch Drosselung des anstehenden Ladedruckes gerade diesen Lastzustand) nicht zu hoch ansteigt und dabei infolge kleiner Mengendurchsatze in den instabilen Bereich des Laderkennfeldes links von der Pumpgrenze des Laders driftet. Am einfachsten erreicht man diese Forderun g dadurch, dass man das Volllastabblaseventil mit dem Druck vor Dros selklappe ansteuert und diesen als Regelgrolie verwendet wie Abb. 9.12 zeigt. Es wird dann , solange dies die Turbinenleistung ermoglicht, auf konstanten maximalen oder vorgegebenen Ladedruck vor Drosselklappe geregelt, auch bei Teillast. Der Vorteil dieser Anordnung besteht in dem gleichble ibenden Druck vor Drosselklappe und damit gutem Ansprechverhalten bei plotzlichen Laststeigerungen. Es entsteht ein Motorschlucklinienverlauf, wie ihn Abb. 9.13 zeigt. Die Teillastkraft stoffverbrauche sind wegen der geforderten hohen Turbinenleistungen zur lastunabhangigen Aufrechterhaltung des vollen Ladedruckes allerdings erhoht. Es kann deshalb sinnvoll sein, den Druck nach Drosselklappe, der beim Ottomotor ein MaB fur die Last darstellt , als Regelgrose zu wahlen und somit diese Schaltung zum Teillastabblaseventil

Motor

fQ~t~it~~~Jt I1~Lade,uftkOhler

Abgasabblaseventil

r-1±!M--~F ilter Abgasturbolader

Abb, 9.12. Schaltbild eines Volllastabblaseventils angesteuert mit dem Druck vor Drosselklappe

174

Laderregeleingriffe

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s

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1,0 ..J:I~===::!:======*====!:====*===~

0,0

0,2

0,1 Volumenstrom

V[m3/s1

Abb. 9.13. Motor schlucklinienverlauf bei Druckansteuerung vor Drosselklappe

Motor

·~~L.Q~L~~~~rtr~LadeIUftkOhler

Abgasabblaseventil

Filter Abgasturbolader

Abb. 9.14. Schaltbild eines Voll- und Teillastabblaseventils angesteuert mit dem Druck nach Drosselklappe

weiter zu entwickeln (Abb. 9.14). Hohere Drucke als gewunscht und kennfeldvertraglich werden damit vermieden. Allerdings leidet dasAnsprechverhalten des Laders etwas, da das Waste-Gate auch bei Teillast offnet. Der Kraftstoffverbrauch wird durch Absenken der Teillastverdichterleistung aber positiv beeinflusst. Abbildung 9.15 zeigt die Anordnung und Steuerdruckentnahme fur Teillastab-

175

9.2 Starrgeometrie-Abgasturbolader

- - P2' nach OK - - - Wastegaleoberkammerdruck ...•.••• , pi vor OK

r--,...--- r Waste Gate nach Abb.9.3

. ...........•.........•. . , ··

. . . . . . . . . . . II'

~

.

\

Taktventile Pst

Messleitung

Messle itung

V

MOTRONIK • Messleitung :.,.....---"

·· ·· · :··............................... ..

:)

.

Abb. 9.15. Anordnung und Steuerdruckentnahme fiir Teillastabblasung sowie schematische Darstellung der elektro nischen Rege1ung fiir Drucksteuerun g in Waste-Gate-Oberkammer mittel s Drucktakt ventilen

blasung sowie die schematische Darstellun g der elektroni schen Regelung fur die Drucksteuerung in der Waste-Gate-Oberkammer mittels Drucktaktventilen. Es wird somit ein Ladedru ckkennfeld mit konstanter Druckdifferenz an der Drosselklappe moglich, was fur die Regelung vorteilhaft sein kann. Fur einen moglich st raschen und exakten Ladedruckaufbau einerseits sowie eine exakte Regelung des lastbestimmenden Ladedruckes im Teillastbereich andererseits lohnt es sich, all die bisher beschriebenen MaBnahmen zu einer Waste-Gate-Ladedruckregelung zusammenzufassen. Man beaufschlagt dazu die Federkammer (Abb. 9.3) des Waste-Gate- Ventils so lange mit dem Ladedruck vor Drosselklappe, bis der gewiinschte Ladedruck nach Drosselklappe - mithin der lastbestimmende Ladedruckwert - erreicht ist. Es wird damit ein schleichendes Offnen des Ventils bei kleinen Differenzen zwischen SoIl- und Ist-Ladedruck mit dem Nachteil von Abgasdruckverlusten vermieden. Es erfolgt eine Waste-Gate-Z wangsschlielsung. Zum anderen kann mit dieser Anordnung unterhalb des maximal erreichbaren Ladedrucks (Waste-Gate voll geschlossen) jeder gewiinschte Wert realisiert werden, was bei modemen Dieselmotoren zur Regelung des Luftverhaltnisses im Teillastgebiet, bei Ottomotoren zur Last-

176

Laderrege1eingriffe

regelung im gesamten Ladedruckbetriebsbereich verwendet werden kann. Dazu bedarfes allerdings einer geeigneten Regelschaltung, wie sie in Abschn . 9.3.6 beschrieben wird. Dieselmotor Neben den Volllastregeleingriffen wird beim aufgeladenen Dieselmotor auch im Teillastgebiet eine Regelung angewandt, urn einerseits das Emissionsverhalten zu verbessem und andererseits das Ansprechverhalten auf Lastanderungen aus der Teillast zu verbessem. Dazu kann z. B. der Teillastladedruck fiir die geringstmogliche Emission einer oder mehrerer Abgaskomponenten optimiert, in einem Kennfeld abgelegt und mittels des ohnehin vorhandenen Waste-Gates aktiviert und realisiert werden . Es kann sich dabei jedoch nur urn eine Absenkung des ohne Aktivierung des Waste-Gates erreichbaren Druckes handeln . Urn den Ladedruckaufbau und damit das Lastaufnahme- oder Ansprechverhalten des Motors unter diesen Betriebsbedingungen zu verbessem, wird man in jedem FaIle auch die bereits beschriebene Waste-Gate-ZwangsschlieBung anwenden . Ais letzte Moglichkeit der Emissionsverbesserung muss man heute die Wahl der 'Iurbinengro8e in Verbindung mit einem Waste-Gate sehen. Es wird dabei die Moglichkeit geschaffen, durch eine sehr klein gewahlte Turbine und einen demzufolge hohen Waste-Gate-Gasanteil einen hohen Abgasgegendruck zu erzeugen. Damit steht das fiir eine Abgasriickfiihrung notwendige, gaswechseltechnisch negative Druckgefalle vom Auspuffsystem zur Ladedruckleitung zur Verfiigung. Wie die Teillastladedruckregelung kann auch diese MaBnahme mit einer - eventuell nicht unbetrachtlichen - Erhohung des Kraftstoffverbrauchs verbunden sein. Sonderregeleingriffe flir Motorbremsbetrieb Fiir den Motorbremsbetrieb muss bei allen Starr- und Waste-Gate-Ladersystemen nach der Turbine eine Abgasbremsklappe angeordnet werden, die im Bremsbetrieb einerseits fiir hohe Driicke im Abgasstrang und damit verbundene, eigentlich unerwiinschte Wiederoffnung der Auslassventile sorgt und andererseits auch hohe Driicke im Turbinengehause verursacht, mit allen daraus entstehenden Problemen fiir die Abdichtung des Laderlagergehauses, 9.3 Abgasturbolader mit variabler Thrbineneintrittsgeometrie

9.3.1 Generelle Rege1ungsmoglichkeiten und -strategien ftir Lader Bei einem Lader mit variablerTurbinengeometrie (VTG) kann der Ladedruck sehr einfach durch eine Verstellung der Eintrittsschaufeln der Turbine, d. h. durch eine Anderung des Gaseintrittswinkels in das Turbinenrad, im Betrieb geandert und damit geregelt werden. Die Ansicht eines solchen Laders zeigt Abb.9.16. Der Vorteil des VTG-Laders liegt dabei darin, dass immer die gesamte Abgasmenge in der Turbine zur Leistungserzeugung genutzt werden kann. Dies beeinftusst die erreichbaren Turbinenwirkungsgrade sehr positiv, da der nutzbare Durchsatzbereich der Turbine stark ausgeweitet (Abb. 9.17) und damit der notwendige Abgasaufstau, z. B. gegeniiber einer WasteGate-Regelung, stark reduziert wird. Urn diesen Vorteil zu nutzen, muss allerdings eine Steuerung oder besser eine Regelung der Stellung der Turbineneintrittsbeschaufelung in Abhangigkeit von geeigneten Regelgr6Ben angewandt werden .

9.3 Abgasturbolader mit variabler Turbineneintrittsgeometrie

177

Abb, 9.16. Ansicht und Schnittbild eines VTG-Laders 5,0 ,,....----.,....------.,-----....-----.-------,rO,9 llS-i,T·llm

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Abb.9.17. Kennfeldbereich eines VTG-Laders

9.3.2 Regeleingriffe zurVerbesserung des Stationarverhaltens 1m Folgenden werden , da beim Ottomotor noch keine VTG-Lader serienmallig eingesetzt werden , die Probleme des Dieselmotors, d. h. die der Qualitatsregelung, behandelt. Mit VTG ist es moglich, fiirjeden Motorbetriebspunkt die Menge und den Druck der geforderten Ladelu ft durch Veranderung des Turbineneintrittsquerschnitt s, d. h. durch Anderung der Turbinenleistung, in weiten Grenzen zu variieren. So kann tiber die Wahl des Winkel s der Eintrittsbeschaufelung , die im Folgend en tiber den Verstellweg beschrieben wird, jener Luftdurchsatz gewahlt werden, bei dem sich z. B. ein kraftstoffverbrauchsoptimaler Betrieb einstellt. Wie Abb. 9.18a zeigt, steigt bei einer Abweichung in beide Verstellrichtungen der Kraftstoffverbrauch an. Dies hat folgende Ursachen: Mit kleineren Stellwegen, was hier groliere Turbinenquerschnitte bedeutet, nimmt die geforderte Luftmasse und damit die Luftzahl A. ab, wodurch sich die Verbrennun g verlangsamt (Brenndauer wird langer), der Umsetzungsgrad fiir den Brenn stoff schlechter wird und die Wandwarmeverluste zunehmen. Als Indiz dafiir erhoht sich die RuBemission.

178

Laderregeleingriffe


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~ Abb.9.18. Abhangigkeit wichtiger Motordaten von VTGSchaufelstellung

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Zu grolleren Verstellwegen hin, also mit abnehmendem Turbinenquerschnitt, werden sich die Gaswechselverluste, reprasentiert durch das Spulgefalle, erhohen. Der verbrauchsoptimale Luftdurchsatz und damit Schaufelwinkel bzw. Stellweg ist also der, welcher den besten Kompromiss aus Luftverhaltnis und Spulgefalle darstellt.

9.3.3 Regeleingriffe zurVerbesserung des Instationarverhaltens 1m dynamischen Motorbetrieb gelten grundsatzlich ebenfalls beide zuletzt genannten Kriterien. so aufgeErste Reglerauslegungen (Abb. 9.19), die als einfache PI-RegIer zur Einregelung von baut sind, dass bei einem Lastsprung der neue, hohere Ladedruck moglichst rasch erreicht wird, ergaben schon bei Untersuchugen auf dem Transientprufstand die in Abb.9.20 gezeigten unbefriedigenden Ergebnisse. Wie Abb.9.20b mit den Ladedruckverlaufen fur einen Festgeometrielader und den VTG-Lader mit P2s-Regelung zeigt, steigt der Ladedruck beim VTG-Lader zwar sehr viel rascher an als beim Starrgeometrie-Lader. Allerdings, wie Abb.9.20a zeigt, mit einem

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Abb.9.19. Einfach -Pl-Regler zur Einregelung von pS

179

9.3 Abgasturbolader mit variabler Turbineneintrittsgeometrie REGELPHASE 0>

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Abb.9.20

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Abb.20a-c. Lastaufschaltergebnisse mit Einfach-PI-Regler Abb.21a-
vollig unbefriedigenden Anstieg des Motordrehmoments, das fiir ca. 2 s sogar weit unter dem des Starrgeornetrie-Laders bleibt. Der Grund dafiir wird aus Abb.9.20c ersichtlich. Bei der Einregelung auf raschesten Ladedruckanstieg wird der Turbinenquerschnitt auf sein vorgegebenes Minimum reduziert mit der Folge, dass der Turbinenaufstau stark ansteigt, was zu negativen Gaswechselmitteldriicken fiihrt, die der Motor unterVerlust von am Schwungrad verfiigbarem Moment aufbringen muss. Es geniigt deshalb keinesfalls, im FaIle eines Lastsprunges die Verstellbeschaufelung bis zum Erreiehen des gewiinschten Ladedrucks auf ihren kleinsten Querschnitt zu stellen. Vielmehr ist darauf zu achten, dass bei der Einregelung eines neuenLadedruckwertes bei plotzlichenLaststeigerungen bestimmte Grenzwerte (Abb.9.21) eingehaIten werden. Wie aus Abb.9 .21 zu ersehen, kann eine Laststeigerung in 4 Phasen eingeteilt werden. Ausgehend von einem eingeschwungenen Teillastzustand (I ), z. B. 20 % der Volllast, soli die Last schlagartig auf 100 % gesteigert werden, wie Abb. 9.21 b mit der Fahrpedal-, sprich: Lastanforderungskurve ausweist. In dieser Phase (2) wird die VTG auf einen bestimmten Minimalwert zugefahren (Abb. 9.21a). Dabei ist darauf zu achten, dass weder ein bestimmtes, meist vom Abgastriibungswert bestimmtes Grenz-x unterschritten noch das negative Gaswechselspiildruckgefalle (p~ - P3)- jedenfalls niehtauf langereDauer- iiberschrittenwird. Diesgeschieht durchWiederoffnen der VTG in Phase 3, obwohl der gewiinschte Ladedruck noch nieht erreieht ist. Erst in Phase 4

180

Laderregeleingriffe Pulsbreilen Vorsleuerkennfeld

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Abb.9.24

Abb.9.23. Lastaufschalt-Ergebnisse mit erweitertem PI-VTG-Regler bei niedrigster Volllastdrehzahl [DC) Abb.9.24. Lastaufschalt-Ergebnissemit erweitertemPI-Regier bei hoherVolllastdrehzahl [DC].- -, Waste-Gate-Lader; - -, VTG mit Vorsteuerung

steht der volle Ladedru ck zur Verfiigung und die Werte fur J.. . und Spulge falle laufen auf ihre Endwerte zu. Auch zur Ermittlung optimierter Regelungsstrategien fur derart ige transiente Aufladevorgange stellt die numeri sche Kreisproze sssimulation ein hervorragende s Werkzeug dar - ein entsprechendes Beispiel dazu wird im Abschn. 9.3.7 im Detail vorgestellt. Am besten ware die gewiinschte VTG -Regelstrategie mit einer direkten Verarbeitung der beiden kritischen Motorwerte, des Spulgefallegrenzwertes D.ps = (p ; - P3) und des J.. . -Grenzwertes,

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9.3 Abgasturbolader mit variablerTurbineneintrittsgeometrie

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Abb.9.25. Einftuss einer Schalt-VTG-Regelung auf den Ladedruckabfall in den Schaltpausen [DC] . - - , Waste-Gate-Lader; - , VTG mitVorsteuerung

zu realisieren. Deren messtechnische Erfassung ist aber zur Zeit noch nicht dauerhaltbar und kostengunstig zu realisieren . Eine mogliche Abhilfe ist die Erweiterung des bereits vorgestellten PI-Reglers mittels last- und drehzahlabhangiger Kennfelder fur die zu wahlenden Integralund Proportional-Anteile sowie eine Vorsteuerung des VTG-Stellers (Abb. 9.22). Mit diesem verbesserten VTG-Regler lassen sich bereits sehr ansprechende Druck- und Drehzahlaufbauzeiten realisieren, wie Abb. 9.23 fur eine Volllastlastaufschaltung bei niedriger Motordrehzahl und Abb. 9.24 fur eine hohe Motordrehzahl zeigen. Eine weitere Verbesserung lasst sich im Fahrzeugbetrieb, vor allem im Nutzfahrzeugein satz, dadurch erreichen, dass in den Schaltpausen, wo der normale Starrgeometrie-Lader infolge fehlender Abgasmengenstrorne in der Drehzahl und damit im Ladedruck stark abfallt, das TurbinenLeitgitter der VTG zugefahren wird, was zu einem weit geringerem Drehzahl abfall und damit Ladedruckverlust fuhrt . Auch wird dadurch der A-Wert bei der Lastaufnahme nach dem Schalt vorgang verbe ssert, was bei zukunfti gen Transientabgastests von Bedeutung sein kann. Abbildung 9.25 zeigt den Einfluss einer Schalt-VTG-Regelung mit deutlich reduziertem Ladedruckabfall in den Schaltpausen, einer verbesserten Lastannahme nach der Schaltung und dadurch verbesserten Fahrzeugbeschleunigungswerten. Mehr zur Reglerau slegung findet sich in Abschn . 9.3.6.

9.3.4 Regelsondereingriffe zur Erh6hung der Motorbremsleistung Mit sich standig weiter verbessernder Aufladetechnologie lassen sich gewunschte Leistungs- und Drehmomentwerte mit immer kleineren Motorhubvolumina realisieren. Dies fuhrt bei Einsatz soleh moderner Hochlei stungsmotoren im Nutzfahrzeug zu dem Zusatzproblem, mit dem kleinen Motorhubvolumen nun auch hohere Brem sleistungen realisieren zu mussen. Neuerdin gs kommt verscharfend hinzu , dass diese hohen Brem sleistungen schon bei relativ niedrigen Motordrehzahlen zur Verfugung stehen sollten, urn ohne Ruckschaltung Anpa ssungsbrem sungen mit der Motorbremse alleine durchfuhren zu konnen , Die VTG ist in der Lage, auch fur dieses Problem Losungen anzubieten, wenn folgende Voraussetzungen erfullt werden: -

Die VTG muss zu kleinen Querschnitten hin noch ausreichend hohe Turbinenwirkung sgrade sicherstellen. Diese kleinen Turbineneintrittsquerschnitte mussen exakt und mit kleinster Hysterese angesteuert werden konnen und die VTG muss die sich einstellenden hohen Abgasaufstaudrucke mechanisch (inkl. der Abdichtung Turbinen- und Lagergehause) ertragen konnen,

Es stellen sich im Bremsbetrieb sehr hohe Druck verhaltnis se bei kleinsten Turbinenquerschnitten ein (Abb. 9.26 ), da nur so die notwendigen Turbinenleistungen fur hohe Luftdurchsatze im Schiebebetrieb realisierbar sind. Durch die so im Brem sbetrieb erreichbaren hoheren Luftdurchsatze lassen

182

Laderregeleingriffe

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Abb.9.26. VTG-Druck-Volumenstrom-Turbinen-Diagramm mit eingezeichneter Schlucklinie bei Bremsbetrieb Abb.9.27. Motorbremsleistungen und Abgastemperaturen mit motorseitigen MaBnahmen und mit VTG-Einsatz zur Brernsleistungserhohung. - - , VTGund Konstantdrossel; - - , Konstantdrossel und Abgasdrosselklappe

sich die Bremsleistungen, wie gefordert, stark erhohen (Abb. 9.27) und dies sogar bei thermisch niedrigerer Belastung des Motors - erkennbar an den niedrigeren Abgastemperaturen.

9.3.5 Sonderprobleme bei aufgeladenen Otto-Benzin- und Gasmotoren Die Anwendung der VTG-Ladertechnik ist beim Ottomotor mit zusatzlichen Schwierigkeiten verbunden. Einmal wegen der hohen Abgastemperaturen im Voll- und Teillastbetrieb. Zum anderen wegen der, aufgrund der notwendigen Quantitatsregelung, deutlich erhohten Anforderungen an Regelgenauigkeit und -schnelligkeit. Dariiber hinaus stellt die gesamte Regelstrategie fiir einen abgasturboaufgeladenen Ottomotor mit Drosselung im niedrigen Lastbereich, einer geregelten Abgasriickfiihrung im niedrigen und mittleren Lastbereich, einer ausreichend exakten Lastregelung iiber den Ladedruck im oberen Lastbereich, die wegen der sonst hohen Gaswechselverluste mit der Folge erhohten Kraftstoffverbrauchs sinnvoll und notwendig ist, der Kaltstart- und Warmlaufproblematik in Verbindung mit der notwendigen A-Regelung sowie einem Katalysatortemperaturmanagement an Auslegung und Architektur einer elektronischen Regelung sehr hohe Anspriiche.

9.3.6 Schematischer Aufbau leistunqsfahiqer elektronischer Waste-Gate- und VTG-Regelsysteme Generell muss zwischen der Qualitatsregelung des Dieselmotors und der Quantltatsregelung

des Ottomotors unterschieden werden.

9.3 Abgasturbolader mit variabler Turbineneintrittsgeometrie

183

Ottomotoren FUr abgasturboaufgeladene Ottomotorenwird die Reglerarchitektur sehr komplex, bereitet aber mit immer besseren Simulationsprogrammen als Auslegungshilfe (Abschn. 9.3.7) keine unuberwindlichen Schwierigkeiten mehr. Abbildung9.15 zeigt das Prinzip einer elektronischen Regelung fur einen abgasturboaufgeladenenOttomotor mitWaste-Gate-Lader. Sie besteht darin,den vollen Ladedruck vor Drosselklappen - es handelt sich bei der dargestellten Anlage urn einen Biturbomotoreinmal zu erfassen und dem Steuergerat als Eingangsgrolie zuzufuhren und zum anderen einem Taktventilblock zuzuleiten, der daraus mit Hilfe getakteter Zu- und Abstromventile einen Steuerdruck generiert. DieserSteuerdruckwirdgemessenund vomSteuergeratviaTaktzeitwahl so eingeregelt,dass im Waste-Gate-Steuerteil(z. B.einer beidseitigdruckbeaufschlagtenMembranmit Federvorspannung) ein Kraftgleichgewicht der fur den gewunschten Ladedruck P2 notwendigenWaste-Gate-Stellung erreicht wird. Dieselmotoren Die bisher beschriebenen Vorteile des VTG-Laders, wie freie Ladedruckwahl, Lastregelung bei Quantitatsregelung sowie die Einhaltung von lader- und motorseitigen Grenzen (verbunden mit einer Toleranzausregelung von Lader und Motor) konnen, wie bereits prinzipiell ausgefuhrt, nur mit einem leistungsfahigen elektronischen Regelsystem genutzt werden. Dabei muss das Stellglied in jedem Arbeitspunkt jede beliebige Stellung der Verstellschaufeln anfahren konnen. Die Eigenschaften von Stellglied und Regelkreis sind dabei entscheidend fur die Dynamik des Ladedruckaufbaus und fur die Regelgiite. Die Abhangigkeit des Systems und damit der Systemeigenschaften nur vorn Abgasstrom fuhrt zu einem nichtlinearen Regelstreckenverhalten. Daruber hinaus fuhren Begrenzungen, z. B. der Luftzahl A, der RuBemission oder des Abgasgegendrucks, sowie Eingriffe fur einen harmonischen Drehmomentenaufbau zu weiteren Einkoppelungen in das System und sind damit schwingungsanregend. Der RegIer muss in der Lage sein, diese Nichtlinearitaten zu kompensieren und daruber hinaus einen stabilen Ladedruck bzw. Ladedruckaufbau im gesamten Last- und Drehzahlbereich des Motors bei guter Regeldynamik sicherzustellen. Dies lasst sich, wie die Uberlegungen in Abschn. 9.3 und 9.4 gezeigt haben, mit einfachenPl-oderPID-Reglern nicht mehr realisieren. Dies umso weniger, als auch nochToleranzen des Laders selbst sowie im Laufe des Betriebs eintretende Verschlechterungen der Laderleistungen kompensiert werden mussen. VW wahlt deshalb fur seine Diesel-VTG-Lader-Motoren, z. B. den TOI-Motor mit 81 kW, einen POI-RegIer mit gesteuert adaptiver Parameterauswahl und zusatzlicher Storgrofsenaufschaltung zur weiteren Verbesserung von Dynamik und Stabilitat des Regelkreises. Untersuchungen ergaben eindeutig [75], dass eine Anpassung der Regelparameter an den jeweiligen Lastpunkt unbedingt erforderlich ist. Abbildung 9.28 zeigt die Struktur dieses Ladedruckreglers. Die Regelparameter werden dabei auf dem Motorprtifstand ermitteIt, sodann zu definierten Betriebsbereichen zusammengefasst und im Steuergerat abgeIegt. Eine Hauptadaptionsgrolse ist dabei der aus Drehzahl und Einspritzmenge zu errechnende Kraftstoffverbrauch. Urn ein Uberschwingen des Ladedrucks bei Volllast zu verhindern, wird eine Storgrobenaufschaltung aus den Werten fur die Kraftstoffverbrauchsberechnung - erweitert urn den Umgebungsdruck und die Ladelufttemperatur hinzugefugt, FUr Nfz-Dieselmotoren mussen, wenn sich der VTG-Lader dart durchsetzen sollte, weitere Ansteuergrofsen, wie z. B. eine geregelteAbgasruckfuhrung oder sogar ein VTG-geregelter Motor-

184

Laderregeleingriffe

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Vo rsteuerung

Endstute nansteuerung Ersatzw ert

L

Begrenzung

Abb.9.28. Struktur eines Ladedruckreglers fiir einen Pkw-Dieselmotor mit VTG

Motordrehzahl Lastanforderung

Kraltstoff·Einspritzpumpen Information

Elektronische Moto rsteuerung (ECU) enthillt Daten des Lultmassen· slrombedarts fiir das gesamte Motorkennfeld inkl. Ladedruck·, Rauch· und Turboladerdrehzahl· begrenzung

Umgebungsdruck •

Abb.9.29 . Hardwarekomponenten eines Ladedruckreglers fiir einen Nfz-Dieselmotor mit VTG

185

9.3 Abgasturbolader mit variabler Turbineneintrittsgeometrie

bremsbetrieb, beriicksichtigt werden. So hat z. B. Iveco mit dem neuen Cursor-9-Dieselmotor den VTG-Lader mit der in Abb. 9.29 dargestellten Reglerstruktur in Serie gebracht. Auch andere Nfz-Motorenhersteller befassen sich mit der Entwicklung von VTG-Ladem fur den Nfz-Einsatz, wobei man davon ausgehen kann, dass neben einer Regelung und gegebenenfalls sogar Erhohung der Bremsleistung eine geregelte Abgasruckfuhrung voraussichtlich zu berucksichtigen ist.

9.3.7 Bewertung von VTG-Regelstrategien mittels numerischer Simulationsmodelle Als Beispiel fur die numerische Simulation so11 hier der Regelvorgang an einerTurbine mit variabler Geometrie fur den in Abschn. 5.5 vorgeste11ten 6-Zylinder-Pkw-Motar diskutiert werden . Es sollte fur derartige Untersuchungen auf ein genau verifiziertes Simulationsmodell zuriickgegriffen werden (Abb.9.30). 1m Rahmen der numerischen Simulationen kann die Turbinenstellung in jeder Phase des Lastsprungs optimiert werden, wobei die Laderansprechzeit, das Verbrennungsluftverhaltnis, der Zylinderspitzendruck, die Ladungswechselarbeit und der spezifische Verbrauch oder weitere Motorparameter als Zielgr6l3e von Bedeutung sein konnen, 1m gegebenen Fall zeigt die erste Variante der Ladersteuerung die bereits angesprochene, nur scheinbar zielfuhrende Strategie der VTGRegelung: Sofort nach dem Lastsprung wird die Turbine auf minimaler Schluckfahigkeit betrieben, urn eine moglichst hohe Antriebsleistung fur den Kompressor zur Verfiigung zu ste11en. Vor a11em durch die mechanische Tragheit des Systems konnen Verzogerungen des Turbinenstellvorganges auftreten. 1st die Mitteldruck-, Spitzendruck- oder Getriebemomentenlimitierung wahrend des Lastsprunges erreicht, so wiirde eine weitere Ladedrucksteigerung mit Verbrauchsnachteilen verbunden sein (Spatstellen der Verbrennung zur Spitzendruckbegrenzung, hohe Ladungswechselarbeiten durch hohe Auspuffgegendriicke). Damit kann in dieser Phase des Lastwechsels zu einer weiteren Offnung der Leitschaufeln der variablen Turbine iibergegangen werden. So steigt auch das Verbrennungsluftverhaltnis nicht in verbrauchsungiinstige Bereiche an. Begleitet wird diese Vorgangsweise von verbesserten spezifischen Motorverbrauchen, z. B. einer Reduktion der Kraftstoffmenge fur das in Abb. 9.31 gezeigte Simulationsergebnis einer Fahrzeugbeschleunigung im 5. Gang von 80

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Abb.9.30. Simulationsmodell fUr 6-Zylinder-PkwMotormit ECU-Simulation zur Erfassung und Regelung des Transientverhaltens

186

Laderrege1eingriffe - - - optimale VTG Strategie ("Rauchbegrenzte Regelung"), t =14,6 sec.

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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

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Abb. 9.34

Abb. 9.33. Ladedruckregelungsstrategie eines modellbasierten PID-Reglersystems [29] Abb .9.34. Vergleich des Ladedruckregelungsvorganges wahrend eines positiven Lastsprunges mit Standard-PI-Regier sowie modellbasiertem PID-Reglersystem [29]

auf 120 km/h von 3,6 %. Beim Durchfahren des gesetzlichen MVEG-Fahrzyklus konnten mit dieser Regelungsstrategie mit Hilfe von Fahrzyklussimulati onen Verbrauch sverbe sserungen von ca. 1,5 % nachgewiesen werden (Abb. 9.32). Neben der optim alen betriebstechnischen Regelstrat egie ist auch die Auslegung und Optimierung eine s zugehorigen Regelungssystems notwend ig, urn ihre Vorteile im realen Motorbetrieb bestmoglich umsetzen zu konnen . In Lit. 29 ist eine derarti ge Auslegung eines Regelalgorithmus speziell hinsichtli ch der Minim ierung der bei Turboladern mit variabler Geometrie auftretenden Ladedruckubersch winger, wie in Abschn . 9.3.6 beschrieben, dargestellt (Abb. 9.33). Durch Uberga ng von einer Standard-PI-Regelstrecke auf einen modellb asierten RegIer konnen diese Drucktiberschwinger deutlich gemindert werden (Abb. 9.34). Wicht ig ist dies nicht nur fur die exakte Einhaltun g der Luftzahlen wahrend transiente r Vorgange , sondern auch zur Einhaltung der Ztinddruckgrenzen des Motors, die nattirlich bei extremen Ladedru cktiberschwingern auch zu unzulassigen Spitzendrucktiberschreitungen fuhren konnen.

10 Messtechnische Erfassung der Betriebsdaten aufgeladener Motoren am Motorpriifstand

In Kap. 9 wurde die Bedeutung der Verifikation von Simulationsmodellen an Hand von Messdaten angesprochen. Dabei wurden verschiedenste Messgrofsen wie z. B. Driicke, Temperaturen, Massenstrome , Leistungen und Drehzahlen beriicksichtigt. Wir wollen in diesem Kapitel einen sehr kompakten Uberblick tiber die bevorzugt eingesetzten Messtechniken und -mittel zur Erfassung dieser Grollen geben. Filr ein vertieftes Studium dieses Themenbereichs solI aber auf die Literatur verwiesen werden [108]. Bevor naher auf die Messtechniken und Messmethoden eingegangen wird, sollen an Hand eines typischen Messstellenplane s fur einen Priifstandsaufbau eines aufgeladenen Dieselmotors die zu erfassenden Messgrolien definiert werden (Abb. 10.1)

Umgebungstemperatur Luftfeuchte Ausgangsluft· temperatur

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Abb. 10.1. Messstellenplan fur den Priifstandsaufbau eines aufgeladenen Dieselmotors mit Ladeluftkiihlung

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

189

10.1 Messstellenplan

10.1 Messstellenplan Am Lufteintritt in den Motor werden die Umgebungstemperatur TT sowie die relative Luftfeuchte PHI gemessen. Da in der nachfolgenden Gasuhr (z. B. von Pintsch) der Volumenstrom gemessen wird, ist neben dem Umgebungsdruck Po die Lufttemperatur h am Eintritt in das Volumenstromrnessgerat von besonderer Bedeutung, da mit diesen Grofien der Luftmassenstrom berechnet wird. Die Druck- und Temperaturanderung bis zum Verdichter (z. B. im Luftfilter) wird mit den Druck- und Temperaturmessgroben Til und PI I erfasst. Nach dem Verdichter kann durch Messung des Druckes P21 und der Temperatur T2l der Verdichterwirkungsgrad bestimmt werden (sorgfaltige Wahl der Messposition !). Zur Beurteilung der Wirkung des Ladeluftkuhlers sowie zur Berechnung der auf Saugrohrzustand bezogenen Motorliefergrade ist schlieBlich die Messung der Grolien P22 und T22 im Saugsammler notwendig. Abgasseitig ist es von Vorteil, die Einzelzylinder-Abgastemperaturen TZI-Tzn zu messen, urn die Gleichformigkeit der einzelnen Zylinder beurteilen zu konnen, Moglichst nahe am Eintritt in die Turbine solIten Druck und Temperatur P3 und T3 (Indizes 31 und 32 fur eine zweiflutige Turbine) gemessen werden, urn neben der Beurteilung der Turbinenbetriebscharakteristik auch die Wandwarmeverluste des Krtimmers erfassen zu konnen. Nach der Turbine ist schlieBlich neben der Temperatur T41 vor allem der Druck P41 von Bedeutung, urn den Aufstau von Katalysator und Auspuffschalldampfer zu ermitteln. 1mAbgassystem nach der Turbine erfolgt auch die Gasprobenentnahme fur die Emissionsmessung sowie die Bestimmung der Partikel - und Rauchemission. Am Motor selbst mussen neben der Drehzahl N, dem Drehmoment M , den Ein- und Austrittstemperaturen des KUhlmittels TWE und TWA auch die Schmieroleintrittstemperatur TOl und der Oldruck POI standig gemessen werden. Als weitere wichtige GroBen werden der Kraftstoffmassenstrom mKr sowie der Blow-By-Volumenstrom VLeck standig ermittelt. Aufladetechnische Sondermessgrolien sind die Drehzahl des Turboladers, die Positionen von Schaufelstellungen (Verdichtervordrall, Diffusorbeschaufelung und Turbinenleitschaufeln) oder Ab- und Umblaseregelventilen sowie Druckindizierungen in den Zylindern und an sorgsam auszuwahlenden Messpunkten im Saug- und Auspuffsystem. Die Zusammenstellung eines erweiterten Messdatensatzes von einem typischen MotorentwicklungsprUfstand ist in Tabelle 10.1 gezeigt. Tabelle 10.1. Erweiterter Messdatensatz fur typischen Motorentwicklungspriifstand Messgrose

Messmittel

Bevorzugtes Messprinzip

Motormoment Motordrehzahl Luftvolumenstrom Blow-By-Massenstrorn

Leistungsbremse optischer Winkelmarkensensor Gasuhr Blow-By-Meter

Kraftstoffverbrauch TC-Drehzahl Stat. und dyn. Druck Temperatur Emission

Kraftstoffwaage optischer Markensensor Drucksonde Temperatursonde Abgasanalysator

Reaktionsmoment mittels DMS-Wagezelle IR-Durchlicht-/Reflexionslichtschranke Drehkolbendrehzahl entsprechendVolumendurchsatz volumetrische Durchflussmessung mittels Druckabfall an kalibrierter B1ende gravimetrische Massenmessung IR-Reflexionslichtschranke DMS- und piezoelektrische Verformungsmessung Widerstandthermometer, Thermoelement CO, C02 : nichtdisp. IR-Absorption von CO C02 : paramagnetischer Effekt von 0 NOx : Chemolumineszenz bei N02-Bildung HC: Flammen-Ionisationdurch HC-Gaschromatographie PM: Massenmessungeine Filterbeladung

190

Messtechnische Erfassung der Betriebsdaten

10.2

~otor~o~ent

Das Motormoment stellt eine zentrale Messgrofse jedes Motorenversuchs dar. Speziell im Fall stationaren Betriebes kann diese GroBe aus dem Abstiitzmoment der Bremseinrichtung abgeleitet werden, wobei die an einem Hebelarm auftretende Abstiitzkraft iiber DMS- Wagezellen oder Prazisionswaagen gemessen wird. Je nach Aufgabe und Leistungsklasse des zu priifenden aufgeladenen Motors werden verschiedene Bremsensysteme eingesetzt, wobei Wirbelstrom(Abb. 10.2) und hydraulische Bremsen (Abb. 10.3) die gebraulichsten passiven Systeme sind. Wirbelstrombremsen werden in einem weiten Leistungs- (100 bis 102 kW) und Drehzahlbereich (bis zu 20.000min- 1) eingesetzt. Hydraulische Systeme finden ihre Anwendung bevorzugt bei GroBmotoren. Dariiber hinaus erfordert die Entwicklung modemer Motoren die Untersuchung des dynamischen Betriebsverhaltens des Motors bereits auf dem Priifstand. Dementsprechend wurden fiir diese Zwecke elektrische 4-Quadrantenmaschinen inklusive Steuerung entwickelt, die neben dem generatorischen Bremsbetrieb auch den motorischen Betrieb ermoglichen. In diesem Fall kann

Abb.l0.2 Abb. 10.2. Wirbe1strombremse fur den Leistungsbereich bis 300 kW Abb. 10.3. Hydraulische Bremse fiir GroBmotorenversuche

Abb. 10.4. Schnittbild einer elektrischen 4-Quadranten-Leistungsbremse (bis zu 800 kW)

191

10.3 Motordr ehzahl

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Impulsgeber (an der Motor= seite der Gebereinrichtung )

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Verbindungskabel

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Abb . 10.5. Winkelaufnehm er zur Drehzahlmessung an rotierenden Bauteilen

somit an den Motor ein Moment abgegeben werden (Schleppbetrieb), wie dies z. B. im Fahrbetrieb in Schubphasen oder wahrend Schaltvorgangen der Fall ist. In Abb. 10.4 sind Ansicht und Schnittzeichung eine r entsprechenden 4-Quadranten-Leistungsbremse dargestellt. Die 1etztgenannten Leistungsbrem sen werden selbst zur Entwicklung von FI-Rennmotoren verwendet, wobei zur Darstellun g der realen Drehzahlgradienten Motor- und Bremsleistungen von 1000 kW bereit gestellt werden miissen. Der Drehzahlbereich dieser Brem sen erstrec kt sich bis zu 22.000 min - 1 (unter Verwendun g einer Getriebestufe). Die maximal fahrb aren Drehzahlgradienten erreichen Werte bis zu ca. 30.000 min - 1Is.

10.3 Motordrehzahl Die Motordrehzahl wird oft als integrierter messtechn ischer Bestandteil in der Brem seinrichtung miterfasst. Ande rerseits konnen auch am Motor selbst entsprechende Messeinrichtungen angebracht werd en. Bevorzugt werden opti sche Messsysteme, bei denen Infrarotlichtsign ale von einer Messscheibe mit Winkel- oder Triggermarken reftektiert oder absorbiert werden . Diese Intensitatsanderung wird von einem Infrarotsensor in ein Pulssignal umge setzt. Nach der DigitaIisierung des Signal s kann die Drehzahl aus Zahlung der Triggersignale pro Zeiteinheit ermittelt werden. Ferner kann das Winkelmarkensignal zur Steuerung winkelaufgeloster Messgroben wie z. B. Druckindi zierungen verwendet werden. Abbildung 10.5 zeigt einen derartigen Winkelaufnehmer, der zur Dreh zahlm essung an rotierenden Bauteilen verwe ndet werden kann.

10.4 Turboladerdrehzahl Messeinri chtun gen wie der Winkel aufnehmer mit Markenscheiben sind zur Messung der Turboladerdrehzahl nicht geeig net, da die sehr sensible Rotord ynamik des Turboladers bei geringsten Anderungen am Laufzeug empfindlich gestort wird. Dementsprechend werden zur Dreh zahlbestimmung des Laders in der Regel optische Methoden eingesetzt. Derartige Sensoren, die speziell fur ruckwirkun gsfreie Messung der Turboladerdrehzahl bis 200.000 min - 1 entwickelt wurden, sind fur Messungen sowohl im stationaren als auch im transienten Motorbetrieb geei gnet. Ein Laserlichtstrahl wird auf das Verdichterrad gerichtet, dort an einer Reftexmarke einmal pro Umdrehung reftektiert , vom Sensor empfangen und als periodische Folge von Spannungssignalen ausgegeben, die dann fur eine weitere Signal verarbeitung (z. B. AVL-Trigg er-Box TB350 zur Prufstandanbindung,

192

Messtechnische Erfassung der Betriebsdaten 2

3

Abb.l0.6. Funktionsweise und Bauteilbeschreibung eines ATL-Drehzahlsensors. I, LaserKollimator (bestehend aus Laserdiode, MonitorFotodiode und Linse); 2, Stromversorgungsbaustein; 3, Farbmarkierung am Verdichterrad des Turboladers (retro-reflektierende Farbe); 4, Lichtdetektor; 5, Verstarkerschaltung

Oszilloskop, Zahler) zur Verfiigung stehen (Abb. 10.6). Die groBe optische Reichweite des Sensors ermoglicht eine Messung ohne Beeinftussung des Ansaugluftstromes.

10.5 Motorluftmassenstrom Der Motorluftmassenstrom ist eine weitere wesentliche Messgrolle. Diese wird in der Regel indirekt tiber eine Volumenstrommessung ermittelt, verbunden mit einer Bestimmung der Dichte der Ansaugluft. Gute, exakte Ergebnisse werden erfahrungsgemals mit Drehkolbengaszahlern erzielt, besonders dann, wenn dem Volumenstrommessgerat ein Beruhigungsbehalter als Puffervolumen nachgeschaltet ist. Abbildung 10.7 zeigt ein Ausfiihrungsbeispiel eines entsprechenden Messgerates. Sowohl der geringe Messfehler derartiger Volumenstrommessgerate ( < 1 % zwischen 5-100 % des maximalen Messbereiches) als auch geringe Druckverluste (bis zu ca. 5 mbar beim maximalen Durchsatz) unterstreichen die gute Eignung dieser Gerate zur Volumenstrommessung der Motoransaugluft.

Kolben Q-Ring·Dichlung

Prilz isions-Sleuerrilder

Magnelkupplung

Olstandsanzeiger Olabdichtung Ablriebszapfen Anschluss fOrUmwerter, Impulsgeber, Schre iber usw.

OlfOrderscheiben

Rillenkugellager

Abb.l0.7. Drehkolbengasziihler zur Volumenstrommessung der Motoransaugluft [21

10.6 Brennstoffmassenstrom

193

Waagebalken

MessgefAB

flexible Rohrfederelemen te

1 2 3 4

Kraftstoffverbrennung zum Molor vom Molor IRQCklaUf) EntlQltungs eistung

Abb.l0.8. Kraftstoffwaage zur Kraftstoffverbrauchsmessung nach gravimetrischem Prinzip

10.6 Brennstoffmassenstrom Die Messung des Brenn stoffma ssenstrom muss mit besonderer Genauigkeit durchgefiihrt werden , da diese Grobe direkt den ausgewie senen spezifischen Kraftstoffverbrauch des Motors beeinflusst. Die Messung kann grundsatzlich eben falls indirekt auf Basis einer Volumenstrommessung erfolgen. Auf Grund der zusatzlichen Ungenauigkeiten der Dichtebestimmung des Kraftstoffs tritt bei dieser Art der Messung ein relati v groBer Streubereich auf. Bevorzugt sollten daher Messungen nach dem gravimetri schen Prinz ip durchgefiihrt werden. Hierbe i wird die wahrend der Zeiteinheit verbrauchte Kraftstoffmas se direkt mittel s einer Waage (Auslenkung entsprechend Massenanderung) bestimmt. Damit ist im gesamten Messbereich, d. h. auch bei sehr gering en absoluten Kraftstoffstromen, bei bekannter Charakteristik der Waage eine gleichbleibende Genauigkeit der Messung gewahrleistet. Die Skizze einer nach diesem Prinzip arbeitenden Kraftstoffwaage ist in Abb. 10.8 dargestellt.

10.7 Motor-Blow-By Als weiterer Massenstrom ist wahrend des Priifstandsbetriebe s das Motor-Blow-By zu erfassen. Erfahrungsgem ali ist die indirekte Messung iiber den Druckverlust des zu messenden Volumenstroms an einer kalibrierten Blende besonder s geeignet. Abbildung 10.9 zeigt den schematischen Aufbau eines nach diesem Prinzip arbeitenden Messgerates,

10.8 Druck- und Temperaturdaten Speziell fiir aufgeladene Motoren ist die Ermittlung der Druck- und Temperaturdaten im Saugund Auspuffsystem wichtig. Grundsatzlich sind darunter die zeitlich gemittelten Daten, d. h. die Mittelwerte wahrend des Motorzyklu s, zu verstehen. Auf Grund des zyklischen Verhaltens von Kolbenmaschinen weichen die kurbel winkelaufgelosten Momentanwerte jedoch betrachtlich von den Mittelwerten ab, wie dies in Abschn . 5.5.3 an Hand geme ssener und berechneter Saugrohrund Auspuffdriicke gezeigt wurde. Somit miissen neben den Mittelwerten auch die Zeitverlaufe mittel s Druckindizierungen geme ssen werden. Diese Indizierungen sind vor allem im Brennraum

Messtechnische Erfass ung der Betriebsdaten

194

24 V DC

6

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og-Ausgang '-- - - - - - - - - --1100 Anal Druck

4 Slromung

Druckdifferenz

Abb.l0.9. Indirekte Motor-Blow- By-Bestimmung an Hand von Druckdifferenzmessungen an kalibrierter Blende

von besonderer Bedeutung, da sie die unmittelbare Beurteilung des Motorhochdruckprozesses ermoglichen, Fur diese Messungen sollten Winkelauflosungen von 0,Ibis 0,20 Kurbelwinkel gewahlt werden, urn einerseits fur allenfalls notwendige Glattungen eine ausreichende Signalwertdichte und andererseits fur die Auswertung des Zylinderhochdrucksignals (z. B. Bestimmung des Brennverlaufs) genaue Informationen bezuglich der Druckgradienten zu erhalten. 1m Fall der Mittelwerte (im Saug- und Auspuffsystem) werden die statischen Drucke durch Druckbohrungen in der Rohrwand erfasst und mittels eines Druckwandlers (in der Regel auf Basis eines DMS-Sensors) in ein druckproportionales Spannungssignal umgewandelt. Dieses Signal kann in der Folge entsprechend der Sensorcharakteristik und -kalibrierung linearisiert und bewertet werden. Die dynamische Druckmessung (Indizierung) erfolgt durch spezielle Druckaufnehmer, die oft als piezoelektrischer Sensor (Ladungsanderung eines Kristalls bei Druckbelastung) oder als DMS-Messftihler ausgebildet sein konnen. Die Einbaulage dieser Sensoren muss besonders sorgsam ausgewahlt werden, da Storungen der Strornung (Abloseeffekte) zu betrachtlichen Verfalschungen des Messsignals fuhren konnen. Mogliche Einbausituationen im Brennraum sowie das Schnittbild eines derartigen Sensors sind in Abb. 10.10 zusammengestellt. Mittlere Temperaturen werden mittels Pt-l OO-Ftihlem bis 300 DC, ftirTemperaturen bis 1000 DC mit NiCr-Ni-Thermoelementen-Typ K gemessen. Die Pt- IOO-Sensoren beruhen auf dem Prinzip eines Widerstandsthennometers, bei dem eine direkte Proportionalitat zwischen Temperatur und Widerstand des Sensors gegeben ist. Die NiCr-Ni-Sensoren hingegen arbeiten nach dem Prinzip von Thermoelementen, die an der Verbindungsstelle unterschiedlicher Metalle eine mit der Temperatur zunehmende Spannung ausbilden. Typischc Kennlinien von Widerstandthermometem und Thermoclementen sind in Abb. 10.11 dargestellt. Generell ist bei Temperatunnessdaten sowie den entsprechenden Simualtionsdaten zu beachten, dass die urn den Mittelwert schwankenden momentanen Temperaturen - besonders ausgepragt im Auspuffsystem - auch bei unterschiedlichen Massenstromen auftreten. Damit wird auch der

195

10.9 Emissionswerte

Ladungselektrode

Sensorgehiiuse

Isolierung Druckaufnehmerposilionenim Brennraum

Piezo-Elemenl·Paket

Kuhlmillelzu· und -abtluss

Abb . 10.10. Einbaulagen und Schnittbild eines piezoelektrischen Drucksensors fur Zylinderdruckindizierungen

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Abb. 10.11. Kennlini en von Widerstandthermometern und Thermoelementen zur Gastemperaturmessung

Warmeiibergang zum Thermoelement beeinftusst und jene Temperaturen , die bei hohen Massenstromraten und damit Stromung sgeschwindigkeiten auftreten, werden starker gewichtet. Die Erfahrung zeigt, dass die gemessenen mittleren Temperaturen im Wesentlichen einem massenstromgewichteten Wert entsprechen :

t;

I

t" T(cp)m(cp) dcp.

= nOm 10

(l0.1)

Deshalb solhen die Simulationswerte an den entsprechenden Messstellen auch mittels Gl. (l0.1) gewichtet werden , bevor sie mit den Messdaten verglichen werden .

10.9 Emissionswerte Zur umfassenden Beurteilung des Motorberiebsverhaltens ist schlieBlich auch die Messung und Analyse der Motoremissionswerte notwendig. Es wird dabei zwischen gasformigen Abgasemissionen sowie RuB- und Partikelemissionen unterschieden .

196

Messtechnische Erfassung der Betriebsdaten

Die Gruppe der gasformigenEmissionen umfasst im weitesten Sinne: alle unverbrannten Kohlenwasserstoffe, Kohlenmonoxid, alle Stickoxide NOx (Summe aus NO und N02), Anteil der methanfreien Kohlenwasserstoffe, Methanol- und Formaldehydanteile. Die zwei letzteren Komponenten beziehen sich auf spezielle Gesetzgebungssituationen in den USA und sind daher nur in entsprechendenAnwendungsfallen zu erfassen. Konkret wird bei der Messung dieser Emissionskomponenten das gesamte oder ein Teilstrom des Motorabgases mit einem kalibrierten Verdiinnungsluftmassenstrom versetzt, urn die in diesem Gesamtgasstrom ermittelten Konzentrationen mit dem bekannten Verdiinnungsluftmassenstrom in Beziehung setzen zu konnen. Dariiberhinaus hat dasVerdiiunungverfahren die Aufgabe,NachreaktionendesAbgases in der Atmosphare zu simulieren sowie Wasserkondensation wahrend der Messung zu verhindem. Das Gasgemisch wird in der Folge entweder in Abgassammelbeutel geleitet, deren Inhalt nach Abschluss des Tests mittels eines Gasanalysators hinsichtlich CO, C02 und NOx-Konzentration untersucht wird, oder an einem kontinuierlich messendenAbgasanalysatorvorbeigeleitet. Die HCBestimmungerfolgt dagegenin der Regel tibereine separate, beheizte Probenleitung, die das Abgas zu einem kontinuierlich messenden Flammen-Ionisationsdetektorfiihrt, Die Rauch- und Partikelemissionen werden an Hand der Schwarzrauchzahl, der Abgastriibung sowie der Partikelemission erfasst. Die erste GroBe wird mittels der kalibrierten Schwarzungeines Filterpapiers sowohl im stationaren als auch dynamischen Motorbetrieb ermittelt. Die Abgastriibung ist auf eine (kalibrierte)Verminderung der Lichtdurchlassigkeit des Abgases durch RuB-, Kraftstoff-, Schmierol- und Wasserdampfteilchen zuriickzufiihren und ermoglicht somit auch eine kontinuierlicheMessung, wodurch dynamischeVorgange besonders gut aufgelost werden konnen. Die Partikelemissionsmessung stelltdie gravimetrische Erfassungder auf einemFilter abgeschiedenen Masse aus RuB und daran angelagerten loslichen (Kraft- und Schmierstoffe) und unloslichen

Partikelproben· entnahme

Motor

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Sammelbehalter

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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 einem Verdichterrad

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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 .

207

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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Turbinendruckverhiiltnis

Abb .l1.13

4

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 / RT). 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 ~ 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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Isentrope Verdichlung

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Basislemp. 20°C

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Isenlrope Verdichlung

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=0.8 =0.7 =0.6 =0.5

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n K [-I Abb.12.1

Isotherme Verd. T2 =T 1

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~deluft: T2 = 393 K. P2 = 1.7 bar Kuhlluft: T2= 303 K. P2 = 1.0 bar

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1.5 2.0 2.5 Druckverhiiltnis pipl

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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 rJp definieren: rJp = l::ip / 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

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 !:J.T 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 Wert k . AK, also einen hohen Warmeiibergangswert, zu erreichen. Diese Erkenntnis bestimmt 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 (t- 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 a- 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. ~PVerlust 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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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

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0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

Volumenstrom VI [m3/sj

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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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i

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100% ~

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 Betriebbeseitigt 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

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AuspuffkrOmmer

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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

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Abb. 14.6. Voll1astbetriebsdaten des Turbo-Ottomotors in der 4-Zylinderausfiihrung von Audi [115]

Drehzahlbereich auch das Nenndrehmoment des Motors von 210 Nm (entsprech end ca. 15 bar effektivem Mitteldruck) zur Verftigung (Abb. 14.6). Der MCC-Smart-Pkw erfordert auf Grund der extrem en Bauraumrandbedingungen eine sehr komp akte Ausfuhrung der gesamten Motors (Abb. 14.7) und speziell der Aufladegruppe. Fiir den turboaufgeladenen M l60-3-Zylindermotor wurde dieseAufgabe konstruktiv sehr zielfiihrend durch Integration des Turbinen gehauses in den Abga skriimmer gelost (Abb. 14.8), wie dies bereits zuvor von Opel im aufgeladenen 2,0-1-4-Ventil-Ottomotor gezeigt wurde . Durch die Turboaufladung kann der Motor mit 0.661 Hubraum 80 Nm Drehmoment ab ca. 2000 min -1 Motordrehzahl zur Verftigung stellen. Unter Beriicksicht igung des Motorgesamtgewichtes von 59 kg erreicht der Motor mit 40 kW Nennleistung ein spezifisches Leistung sgewicht von 1.48 kglkW. Hoch ste Leistung sdichten wurden im Fl -Renn sport mit turboaufgeladenen 1,5-l-0ttomotoren erzielt, wie sie erstmals von Renault im Jahr 1977 im Renneinsatz gezeigt wurden. Den Abschlu ss dieser Entwicklung marki erte der Honda-RA168E-Motor, der im letzten vom Reglement zuge-

230

Ausgefiihrte Auflademotoren

Abb.14.7. Smart-O,66-1-3-Zyiindermotor von Daimler Benz [81] Abb.14.8. Integration des Turbinengehauses in den Abgaskriimmer des Smart-O,66-1-3-Zyiindermotor von Daimler Benz [81]

lassenen Jahr auch die Fl-Weltmeisterschaft mit 15 von 16 moglichen Siegen gewann. In diesem letzten Jahr, 1988, der Fl -Turbomotoren war der Ladedruck mit 2,5 bar begrenzt, wohingegen im Jahr zuvor Ladedriicke bis zu 4 bar erlaubt waren. Damit konnten Leistungen von ca. 740 kW aus 1.5-1-Hubraum, d. h. unvorstellbare 495 kW/l Hubraum erreicht werden . Wurden die ersten Fl-Turbomotoren noch mitte1s eines Laders aufgeladen, so ging Renault bereits 1979 auf eine Bi-Turboanordnung iiber, wobei jede Zy1inderbank einen eigenen Turbolader besaB (Abb. 14.9). Bei 2 bar Ladedruck konnte der in Abb. 14.6 dargestellte Motor in seiner Ausfiihrung fiir die Rennsaison 1982/83 eine maximale Leistung von 470kW bei 11000 min-I Nenndrehzahl zur Verfiigung stellen. Der bereits angesprochenen Hohepunkt der Entwicklung von F1-Turbomotoren son am Beispiel des Honda-RA168E gezeigt werden (Abb. 14.10). Die beeindruckenden Drehmoment- und Leistungskurven dieser Motoren in der Variante mit 4 und mit 2,5 bar maximalen Ladedruck konnen

Frischluft

Fahrtrichtung

•

Abb. 14.9. Bi-Turboanordnung des I,5-I-F I -6-Zyiinder-Rennmotors von Frischluft

Renault [72]

231

14.1 Aufgeladene Ottomotoren

Abb.14.10. Schnittbi1d des RA168E-1 ,5-1-F1 -6-Zylinder-Rennmotors von Honda [105]

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Abb.14.11. Volllastdatender RA167E- und RA168E-1 ,5-1-F1-6-Zylinder-Rennmotoren von Honda [105]

Abb. 14.11 entnommen werden , wobei neben den bei ca. 12500 min"! abgegebenen Nennleistungen auch das maximale Drehmoment des Motors von 664 Nm bei 4 bar Ladedruck beeindruckt. Dies entspricht einem spezifischen Wert von 443 Nmll Hubraum . Die hohe Qualitat dieser Motoren wird uberdies durch die guten spezifischen Verbrauche im Bereich von 280-300 g/kWh

232

Ausgeftihrte Auflademotoren

Abb. 14.12. Schnittansicht des 2-1-4-Zylinder-Boxermotors mit Registeraufladung von Subaru [8]

unterstrichen (trotz der relativ hohen Reibungsverluste von Rennmotoren aufgrund der hohen Kolbengeschwindigkeiten im Nenndrehzahlbereich). Fur die zuvorgenannten Rennmotoren war es notwendig, keramische Turbinenrader zu entwickeln, die den hohen Temperaturbeanspruchungen im Renneinsatz widerstehen konnten. Dartiber hinaus reduziert der Einsatz keramischer Werkstoffe das Laufertragheitsrnoment und verbessert folglich das Ansprechverhalten des Laders . Subaru stellte im Jahr 1993 auf der Tokyo Motor Show erstmals den 2-I-Boxermotor in einer Variante mit Registeraufladung vor. Zusammen mit dem ins Packaging integrierten Ladeluftkuhler stellt der Motor eine sehr kompakte Bauform bei einer hohen Leistungsdichte von 92 kWII dar (Abb. 14.12). Die Betriebsstrategie des Motors und der Aufladegruppe ist dabei so ausgelegt, dass bis ca. 2500 min -1 die erste Stufe allein den Ladedruckautbau bewerkstelligt, ab 2500 min -1 der zweite Turbolader auf Betriebsdrehzahl angehoben wird, urn dann ab ca. 3000 min -1 mit beiden Turboladem den gewunschten Ladedruck von 1,8 bar zu erreichen. Das hochste Drehmoment wird in dieser Betriebsart bei ca. 5000min- 1 mit 310Nm erzielt. In Abb.14.13 sind nochmals die drei angesprochenen Betriebsbereiche der Registeraufladegruppe in entsprechenden Schaltbildem zusammengestellt. Der legendare luftgekuhlte 6-Zylinder-Boxermotor von Porsche (Abb. 14.14) wurde in einer Hochleistungsvariante mit einer Porsche-Register-Turboaufladung (siehe Abschn . 6.3) ausgertistet. Die beeindruckenden Leistungsdaten des Motors konnen wiederum dem Anhang entnommen werden . Insbesondere die spezifische Leistung dieses Motors von 115.8kW/1 unterstreicht das hohe Leistungspotential aufgeladener Ottomotoren. Die dafur vom Verdichter bereitgestellten Ladedrucke bewegen sich im Bereich von 1,9 bar absolut. 1m Rennbetrieb konnten mit diesem Motor durch Anhebung des Ladedruckes Leistungen tiber 500 kW erreicht werden. Auch beim Serien motor kam die fur den Renneinsatz konzipierte Trockensumpfschmierung zur Anwendung. Ebenfalls im Rennbetrieb war der M 119 HL von Daimler Benz sehr erfolgreich eingesetzt. Der Motor basierte auf dem Aluminium-V8-5-I-Motor fur die Mercedes-Benz-Pkw-Modelle der E- und S-Klasse. Durch konsequente Weiterentwicklung der Motormechanik und der Kuhlung einerseits und der Anwendung damals bestverfugbarer Aufladekomponenten andererseits konnten Leistungen bis ca. 700 kW mit Drehmomenten bis tiber 1000 Nm erreicht werden. Durch eine konsequente Flutentrennung fur optimale StoBabgasturboaufladung, eine selektive Zundzeitpunktregelung und den Einsatz eines mittels Keramikhochleistungsturbine und Magnesiumverdichter im Tragheitsmoment

233

14.1 Aufgeladene Ottomotoren

Dilferenzdru cksensor

2. Turbolader

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Laded ruck· konl rollven til

Umluftventil

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Abb. 14.13. Schaltbilder der Registeraufladung-Betriebsstrategie des 2-1-4-Zylinder-Boxermotors von Subaru [8]

Abb . 14.14. Langs- und Querschnitt des 6-Zylinder-Boxermotors des Porsche 959 mit Porsche -Registeraufladung [15]

minimierten Laderlaufzeuges gelang es, einen sehr harmonischen Drehmomentenautbau mit Druckautbauzeiten von ca. 1 s zu erreichen (Abb. 14.15). Die spezifischen Kraftstoffverbrauche waren mit Werten von 255 glkWh bei Nennleistung konkurrenzIos niedrig. Abbildung 14.I6 zeigt das Kraftstoffverbrauchskennfeld, Abb. 14.I7 die Motoransicht. Die Aufladung mittels mechanisch angetriebener Verdichter war speziell in den friihen Jahren der Motorenentwicklung und ganz besonders im Bereich der Flugtriebwerke weit verbreitet. DaimlerChrysler hat Mitte der 90er Jahre dieses Aufladeprinzip wieder sehr erfolgreich an dem Pkw-Ottomotor MIll K (Abb. 14.18) fiir die C-Klasse und den SLK umgesetzt, wobei die ausreichende Grundmotorisierung weite Bereiche des reaIen Fahrbetriebes ohne Zuschaltung der mechanischen Aufladung abdecken kann. Dadurch ist das Emissionsverhalten (KataIysator

234

Ausgefiihrte Auflademotoren 26 700

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Abb.14.16

Abb. 14.15. Vergleich der Ladedruckaufbauzeit bei Lastaufschaltung beim M 119 HL von Mercedes Benz mit konventionellem und im Tragheitsmornent optimiertem Laderlaufzeug (62) Abb. 14.16. Kraftstoffverbrauchskennfeld des M 119 HL von Mercedes Benz (62)

Abb.14.17. Motoransicht des M119 HL von Mercedes Benz [62]

Abb. 14.18. Ansicht des M- lll -Kompressormotors von DaimlerChrysler

235

14.1 AufgeladeneOttomotoren

Light-Off), aber auch der Fahrverbrauch durch den Downsizing-Effekt besser als mit einem leistungsgleichen Saugmotor, der spezifisch viel niederer belastet ware und damit hohere spezifische Kraftstoffverbrauche aufweisen wiirde. Andererseits kann durch die mechanische Aufladung der Ladedruck praktisch verzogerungsfrei entsprechend dem Fahrerwunsch zur Verfiigung gestellt werden . Damit ist ein saugmotorahnliches Fahrverhalten erzielbar. Der Drehmomentenverlauf iiber der Drehzahl ist flach und erreicht nicht die Uberhohungswerte und damit Motorelastizitat von abgasturboaufgeladenen Motoren . Auch Mazda fiihrte Mitte der 90er Jahre einen Ottomotor mit mechanischer Aufladung im Programm. Als Aufladeorgan kam ein Schraubenlader zur Anwendung (Abb.14.19). Das Triebwerk wurde nicht ganz korrekt als Miller-Zyklus-Motor bezeichnet (friihes SchlieBen der Einlassventile und Ladungskiihlung mittels Expansion im Zylinder bis UT; siehe Abschn.6.4), da im konkreten Fall der Einlass erst spat nach UT im Kompressionstakt geschlossen wurde. Damit wird der effektive Kompressionshub im Vergleich zur Expansion verkiirzt und so der thermodynamische Innenwirkungsgrad verbessert. Diese Art der Prozessfiihrung muss allerdings korrekterweise entsprechend seinem Erfinder als Late-Atkinson-Zyklus bezeichnet werden . Der schlechte Ladungswechselwirkungsgrad (Liefergrad) des Motors muss allerdings durch hohere Ladeluftdichten kompensiert werden (hoher Ladedruck und niedere Ladelufttemperaturen), weshalb der verwendete Schraubenlader auch das ideale Aufladeorgan darstellt. Aus der Kombination einer geeigneten Ladedruckregelung an der Volllast sowie der relativen Expansionsverlangerung konnte sowohl eine Leistungssteigerung als auch eine Fahrzyklus-(Teillast-)Verbrauchsverbesserung gegenuber dem Basismotor erzielt werden (Abb. 14.20). Eine weitere interessante Sonderbauform eines aufgeladenen Ottomotors stellt der 3Scheib en-Wankelmotor von Mazda mit Registeraufladung dar. Das Schaltbild des Motors mit der Aufladegruppe ist in Abb. 14.21 gezeigt. Durch die gewahlte Registeraufladetechnik konnte das Drehmoment- und Ladedruckverhalten dieses Wankelmotors gegeniiber einer einfachen konventionellen Turboaufladung deutlich , d. h. im unteren Drehzahlbereich urn bis zu 36 % verbessert werden.

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Abb. 14.19

Abb. 14.20

Abb. 14.19. Schaltbildder mechanischen Aufladung des KJ-ZEM-Miller-Cycle-Motors von Mazda [31] Abb.14.20. Leistungscharakteristik des KJ-ZEM-Miller-Cycle-Motors von Mazda [31]

236

Ausgefiihrte Auflademotoren

Auspuflsystem

1. Slufe

Luftfilter

beide Stufe

Abb.14.21. Schaltbild der Registeraufladung des 20B-RE-3-Scheiben-Wankelmotors von Mazda [137]

14.2 Pkw-Dieselmotoren Bereits Ende der 70er Jahre zeiehnete sieh der Trend zur Aufladung von Pkw-Dieselmotoren ab, naehdem absehbar war, dass die spezifisehe Leistung freisaugender Vorkammermotoren mittelfristig zur Abdeekung der Fahrleistungsanforderungen modemer Fahrzeuge nieht ausreichen wiirde. Von Daimler Benz wurde in diesem Sinn der 3,0-I-OM-6I 7-5-Zylindermotor mit Turboaufladung ausgeriistet. Die Leistungsdaten des Motors sind im Anhang zusammengefasst. Die Leistung des Motors konnte gegeniiber dem Saugmotor (59 kW) urn 26 kW angehoben werden . Der aus dem Saugmotor entwiekelte Auflademotor war mit einem Waste-Gate-Lader ausgeriistet und nicht ladeluftgekiihlt. Er wurde zuerst aus Flottenverbrauehsgriinden in Fahrzeugen der S-Klasse (WI16) in den USAeingesetzt. Abbildung 14.22 zeigt die Ansicht des Motors von der Laderseite. In der Folge wurden zahlreiche turboaufgeladene Pkw-Dieselmotoren am Markt eingefiihrt, wobei diese Motoren aIle mit Vorkammerbrennverfahren ausgestattet waren . Zur weiteren Absenkung des Fahrverbrauehs wurde in den 80er Jahren - unter maBgeblieher Beteiligung der Firma AVL - mit der breit angelegten Entwicklung direkteinspritzender Pkw-Dieselmotoren begonnen, so dass in den 90er Jahren sehlieBlieh diese Teehnologie einen eehten Marktdurehbrueh erzielen konnte. Die Pionierrolle in diesem Teehnologiebereieh wurde von Audi iibemommen, wobei im Jahr 1989 mit dem 2,5-1-5-Zylinder-Motor der erste turboaufgeladene Pkw-Serien-Dieselmotor mit Direkteinspritzung am Markt eingefiihrt wurde. Europaweit ist der Anteil aufgeladener PkwDieselmotoren Ende der 90er Jahre bis auf fast 25 % angestiegen und in manehen EU-Staaten werden Neuzulassungsanteile bis zu 50 % erreieht (Osterreich, Italien). Es sollen nun einige dieser modemen, direkteinspritzenden Dieselmotoren mit Abgasturboaufladung vorgestellt werden .

237

14.2 Pkw-Dieselmotoren

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Abh,

1~.23

Abb. 14.22. Ansicht des 3-1-5-Zylindermotors OM 617 A von Mercedes Benz. Motoransicht von der Laderseite Abb.14.23. Ansicht des turboaufge1adenen 1,95-I-R4-Pkw-Dieselmotors mit Direkteinspritzung von BMW[6]

Im Jahr 1998 erfolgte die Markteinfiihrung des direkteinspritzenden 4-Zylinder-Dieselmotors mit Turboaufladung von BMW (Abb. 14.23). Dieser 4-Ventilmotor loste das IDI-2-Ventilvorgangermodell aus dem Jahr 1994ab und erbrachte mit einer Leistung von 100kW aus einem Hubraum von 1,95 1erstmals fiir einen Dl-Diesel-Pkw-Motor eine spezifische Leistungsdichte von mehr als 50kW/l (51,3kW/l). Die technischen Daten des Motors sind imAnhang zusammengefasst. Das Leistungspotential dieser DI-Dieselmotorbaureihe wurde im Renneinsatz bei Langstreckenrennen im Jahr 1998 eindrucksvoll unter Beweis gestellt. Durch Modifikation des Basisserienmotors im Bereich der Ventilsteuerzeiten (spateres SchlieBen der Einlassventile), des Brennraumes (Reduktion des Verdichtungsverhaltnisses) und des Turboladers (VTG-Lader fiir gesteigerten Massendurchsatz) sowie Verstarkungen im Kurbeltrieb konnte ein Fahrzeug mit diesem Motor das 24-h-Rennen auf dem Niirburgring 1998 vor allen anderen, mit Ottomotoren ausgeriisteten Fahrzeugen gewinnen. Neben der geschatzten Leistung von 180kW und einem maximalen Drehmoment von ca. 400Nm waren der niedere Kraftstoffverbrauch des Motors (195 g/kWh im Bestpunkt und 225 g/kWh bei Nennleistung) und die damit - verglichen zu Fahrzeugen mit Ottomotoren - geringere Anzahl von Tankstopps ein Hauptgrund fiir den Sieg in diesem Langstreckenrennen. Nach der Direkteinspritzung des Kraftstoffes in den Brennraum mittels Verteilerpumpen begann bereits Mitte der 80er Jahre die Entwicklung einer neuen Generation von Druckspeicher-Einspritzsystemen (Common-Rail), die auf Grund weitergehender Variationsmoglichkeiten bei der Kraftstoffzumessung Verbesserungen des Emissions- und Leistungsverhaltens von DI-Dieselmotoren ermoglichte. Die ersten Pkw-Serienmotoren mit dieser Technologie waren die 4- und 5-Zylindermotoren der Fiat-Typenbezeichnung lTD aus dem Jahr 1997. Die technischen Daten der entsprechenden 5-Zylindervariante sind wiederum im Anhang zusammengestellt. Abbildung 14.24 kann sowohl die Anordnung der Aufladegruppe als auch des DruckspeicherEinspritzsystems (max. Speicherdruck ca. 1350 bar) entnommen werden. Mittels dieses Einspritzsystems konnten neben den Leistungszielwerten und den gesetztlich geforderten EU3-Abgasgrenzwerten durch den Einsatz von Kraftstoffvoreinspritzung deutliche Absenkungen des Verbrennungsgerausches - im untersten Drehzahl-Lastbereich urn bis zu 8 dB(A) - erreicht werden. Der Komfortgewinn durch derartige MaBnahmen steigerte damit auch die Attraktivitat dieser Motortypen im Pkw-Einsatz ganz deutlich.

238

Ausgefiihrte Auflademotoren

Abb. 14.24. Ansichtdes turboaufgeladenen 2,4-1-R5-PkwDieselmotors mit Druckspeicher-Direkteinspritzung von Fiat [90)

Abb. 14.25. Schnittbilderdes turboaufgeladenen 3,3-1-V8-TDI-Pkw-Dieselmotors von Audi [17)

Im Jahr 1997 wurde von Audi in Form des V6-Turbomotors mit Vierventiltechnik erstmals ein Pkw-Dl-Dieselmotor in V-Bauart am Markt eingefuhrt, dem 1999 der Audi-8-Zylinder-V-Motor mit Common-Rail-Dieseldirekteinspritzung und VTG-Bi-Turboaufladung nachfolgte. Letzterer ist in Abb. 14.25 dargestellt. Die aulserst kompakte Abgasanlage mit beiden Ladern ist in Abb. 14.26 gezeigt - luftseitig ist die Ladeluftkuhlung im V des Motors integriert (Abb. 14.27) . Zusammen mit der guten Kraftstoffaufbereitung der Cornmon-Rail-Einspritzanlage ermoglicht der Motor hohe Drehmomente bei niedrigsten Drehzahlen sowie eine hohe Leistungsdichte (Abb . 14.28) . Mit dieser Auslegung wurden uberdies ebenfalls die strengen EU3-Abgasvorschriften erfullt. Der gesamte Motor weist eine sorgfaltige Auswahl der Materialen sowie Produktionsverfahren hinsichtlich eines geringen Motorgesamtgewichtes auf. Neben den Aluminiumzylinderkopfen ist der Kurbelkasten und Zylinderblock als GGV-Dtinnwandguss ausgefuhrt, so dass neben dem erwahnten geringen Baugewicht hohe Spitzendriicke bis zu 160 bar zugelassen werden konnen, wodurch trotz einer Verbrennungsauslegung fur EU3-Abgasvorschriften der gute spezifische Verbrauch des Motors erklarbar ist. Im Jahr 1999 wurde erstmals ein serienmalsiger Pkw (VW Lupo TDI) mit einem NEDCFahrzyklus-Kraftstoffvetbrauch von weniger als 31 (2,991) vorgestellt, wobei das Antriebssystern aus einem 3-Zylinder-l ,2-I-DI-Dieselmotor mit VTG-Turbolader und einem speziell fur diesen

14.2 Pkw-Dieselmotoren

239

J

Abb.14.27

Abb. 14.26

Abb, 14.26. Ansicht der kompakten VTG-Bi-Turboaufladung (Audi; 3-1-V8-TDI) [17] Abb. 14.27. Ladeluftkiihlung im V des Motors (Audi ; 3,3-1-V8-TDI) [17] 500

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Abb. 14.28. Motorvoillastdaten des 3,3-1-V8-TDI-Motors von Audi [17]

Anwendungszweck weiterentwickelten Triebstrang (automatisches Schaltgetriebe und Leerlaufabschaltung) aufgebaut wurde . Der Garrett-VNTl2-Lader ermoglicht dabei durch die Verstellturbine hohe Drehmomente bei niederen Drehzahlen, so dass die Motorbetriebspunkte im Fahrzyklus in Verbindung mit dem automatisierten Schaltgetriebe in den verbrauchgiinstigen Kennfeldbereich verschoben werden konnten. Langs- und Querschnitt des Motors konnen Abb. 14.29 entnommen werden. Neben der innovativen Vollaluminium-Bauweise des Motors - der Kraftschluss fiir die hohen Ziinddruckkrafte zwischen Zylinderkopf und Hauptlagerverband wird durch integrierte Zuganker gewahrleistet - stellt auch die Hochdruckeinspritzanlage in Form von nockengetriebenen Pumpen-Diise-Elementen einen neuen Weg in der Pkw-Dieselmotortechnologie dar. Durch die mit diesem System realisierbaren hohen

240

Ausgefiihrte Auflademotoren

Abb. 14.29. Liings- und Querschnitt des 1,2-I-PDE-Dieselmotors mit VTG-Aufladung von vw [50]

Einspritzdriicke von iiber 2000 bar kann eine Verbrennungsabstimmung erreicht werden, die neben den bereits erwahnten guten Verbrauchswerten auch sehr niedere Abgasemissionswerte (ED3 sowie D4)ermoglicht. Die wichtigsten technischen Daten des Motors sind imAnhang zusammengestellt. Zur Erzielung der genannten Motoreigenschaften verfiigt der Motor neben einer konventionellen Luft-LuftLadeluftkiihlung auch iiber ein wassergekiihltes Abgasriickfiihrsystem. Durch die Summe aller MaBnahmen konnte der C02-AusstoB des Lupo in der 870-kg- Fahrzeugversion im NEDC-Fahrzyklus auf 81 g/km abgesenkt werden . Einer der modemsten Vertreter aufgeladener Pkw-Dieselmotoren ist der neue 6-ZylinderReihen-Direkteinspritz-Dieselmotor OM 613 von DaimlerChrysler als Top-Motor einer Baureihe mit 4-, 5- und 6-Zylinder-Motoren. Ausgeriistet mit einer Common-Rail-Einspritzanlage, VTGAbgasturbolader, Luft-Luft-Ladeluftkiihlung, geregelter, gekiihlter Abgasriickfiihrung sowie geregelter Einlasskanalabschaltung, mit der das Ladungsdrallniveau den unterschiedlichen kennfeldspezifischen Anforderungen angepasst werden kann, reprasentiert er den Stand der aktuellen PkwDl-Diesel-Motorenentwicklung. Abbildung 14.30 zeigt eine Motoransicht von der Laderseite.

Abb.14.30. OM-613-3.2-1-6-Zyl.-Auflademotor von DaimlerChrysler mit VTG, AGR und Ck-Einspritzung

14.2 Pkw-Dieselmotoren

241

Abb. 14.31. Ansicht und Schnittzeichnungen des bi-turboaufgeladenen V8-Pkw-DI-Dieselmotors von BMW [5]

Ein weiterer Entwicklungsschritt in der Aufladetechnik wurde von BMW bei der Einfiihrung des V8-DI-Dieselmotors (Abb. 14.31) gemacht, bei dem die VTG-Regelung nun tiber elektrische Schrittmotoren (Abb. 14.32) erfolgt. Mit dieser Technologie konnen die beiden VTG-Lader (je ein Lader pro Zylinderbank) im gesamten Betriebsbereich - vor allem im transienten Motorbetrieb und unteren Drehzahlbereich - zuverlassig im stabilen Kompressor-Kennfeld gehalten werden (bessere Ausnutzung des Kompressor-Kennfeldes bis nahe zur dynamischen Pumpgrenze). Einen logischen Einsatzbereich der Aufladetechnik stellen Zweitaktmotoren dar, die einerseits zur Umsetzung einfacher und kostengtinstiger Motorisierungen (Motorfahrrader o. A..) oder andererseits zur Erzielung extremer Leistungsdichten bei geringsten Baugewichten (Motorradrennsport) eingesetzt werden . Ferner wurden bereits in den Anfangen des Automobilbaues Zweitaktmotoren auf Grund ihrer Leistungsdichte und der hohen Laufruhe (doppelte Ziindfolge verglichen zum Viertaktmotor) eingesetzt. AVL hat speziell hinsichtlich der letzteren Eigenschaften im Jahr 1996 einen Zweitakt-Dieselmotor mit Direkteinspritzung und Turboaufladung vorgestellt (Abb. 14.33). Auf das Betriebsverhalten und die Aufladetechnologie dieses Motors wurde in Abschn . 6.6.6 naher eingegangen. Die mit diesem Motor erzielten Betriebsdaten sowie die

Ausgefiihrte Aufladernotoren

242

Abb.14.32. Elektrischer Stellmotor der VTG-Leitschaufelverstellung des V8-DI-Dieselmotors von BMW [5]

Abb.14.33. Ansicht des 2-Takt-DI-Dieselmotors von AVL List mit kombinierter Aufladung

wichtigsten Motorkennwerte sind im Anhang aufgelistet. Durch die Verbindung der Eigenschaften der Langsspiilung (bester Fanggrad aller Spiilverfahren) mit dem Konzept einer kombinierten Aufladung (geringe Spiilverluste und hohe Ladungsdichte durch Turbinengegendruck) konnten maximale Mitteldriicke von 11 bar erzielt werden. Dies entspricht einem Viertaktmitteldruck von 22 bar. Der Motor diente als Versuchstrager zur Entwicklung des Aufladesystems sowie eines neuartigen Zweitaktspiilverfahrens im Langsstromprinzip, das viertaktahnliche Zylinderabstande erlaubt, indem Spiilschlitze in den Stegen zwischen den Zylindern vermieden wurden. Ein ahnlicher Motor als Vorstufe einer moglichen Serienrealisierung wurde 1999 von Daihatsu auf der IAA in Frankfurt vorgestellt. Wie beim Ottomotor (Abschn.14.2) wurden von DaimlerChrysler auch vergleichende Untersuchungen an einem 2,5-l-Dieselmotor mit mechanischer und Turboaufladung veroffentlicht, Neben dem Aufladesystem wurden hier auch Vor- und Nachteile von Roots- und Spiralladern an einem Motor untersucht. Fiir den Spirallader sprechen das geringe Tragheitsmoment und die besseren Wirkungsgrade bei hoheren Verdichtungsverhaltnissen, die beim Roots- Lader ohne inneres Verdichtungsverhaltnis deutlich schlechter sind (Abb. 14.34). In dem fur Pkw-Motoren besonders

14.2 Pkw-Dieselmotoren

243

2,00 -, r--,---,-----.r-----,----.---,--,.......,--,-------, Laderdrehzahl [Upm]

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I 200

I 300

I 400

Volumenstrom

I 500

I 600

I 700

I

Abb, 14.34. Wirkungsgradkennfeld des RootsLaders mit Motorvolllastkenniinie [ Ill)

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Abb. 14.35. Laderantriebsleistung von Rootsund Spirallader [III)

relevanten Teillastbereich kehren sich die Verhaltnisse urn, wodurch mit dem Roots- Lader auf Grund der geringeren Laderantriebsleistungen (Abb. 14.35) bessere Teillastverbrauche erzielt werden konnten. Die uberwiegende Mehrzahl der heutigen Pkw-Dieselmotoren ist aber so ausgelegt, dass der Anteil der Betriebszeit mit Aufladung am gesamten Lastkollektiv relativ groB ist, so dass die letztgenannten Feststellungen nicht verallgemeinert werden durfen . Als letztes Beispiel eines aufgeladenen Pkw-Dieselmotors soil der im Mazda 626 eingesetzte IDI-Dieselmotor mit Druckwellenaufladung (Abb.14.36) vorgestellt werden. Dieser aufgeladene Wirbelkammer-Dieselmotor, der aus der alteren Saugmotorvariante entwickelt wurde und zum Zeitpunkt der Markteinfiihrung im Jahr 1987 mit der IDI-Technologie durchaus dem Stand der Technik entsprach, verhalf dem Mazda-626-Fahrzeug zu vergleichbaren Fahrleistungen, wie sie ansonst mit dem 2,0-I-DOHC-Benzinmotor erreicht wurden. Der Kraftstoffverbrauch konnte mit dem ComprexDieselmotor allerdings urn ca. 20 % gegenuber der Benzinvariante abgesenkt werden . Zum besseren Verstandnis ist in Abb. 14.37 das abgasfiihrende Rohrenwerk des Motors nochmals dargestellt. Da die Comprex-Aufladetechnik besonders sensibel auf den Abgasgegendruck reagiert, ist eine entsprechend groBztigige Dimensionierung der Abgasanlage (Rohrdurchmesser, Schalldampferdruckverlust) vorzusehen, was auch aus Abb . 14.37 erkennbar ist. Die gesammelten Leistungsdaten des Motors konnen dem Anhang entnommen werden . Als Anmerkung soil hier festgehalten werden, dass das in Tabelle A.l gezeigte Kennfeldverbrauchsminimum den deutlichen Nachteil der Vorkammermotoren gegenuber Dieselmotoren mit Direkteinspritzung unterstreicht.

244

Ausgefiihrte Auflademotoren

Ladeluftkiihler

Abb.14.36

Ahl>.14.37

Abb.14.36. Ansicht des RF-Comprex-IDI-Dieselmotors von Mazda mit Druckwellenaufladung [71] Abb.14.37. Abgasfiihrendes Rohrenwerk des RF-Comprex-IDl-Dieselmotors von Mazda [71]

14.3 Nfz-Dieselmotoren Einer der ersten serienmaliig aufgeladenen Nfz-Motoren war der Dieselmotor Dl KL der Adolph Saurer AG mit einem Schraubenlader (Abb. 14.38), der spater durch den abgasturboaufgeladenen Motor D I KT (Abb. 14.39) ersetzt wurde. In den USA wurden in Nfz und Bussen sehr lange Zweitaktmotoren der Detroit Diesel Corporation wie der 8V-92T mit Abgasturbolader und vorgeschaltetem mechanischem Rootsgeblase eingesetzt. Die entsprechende Motoransicht zeigt Abb. 14.40. Gestiegene Anforderungen an die Abgasemissionswerte und die Notwendigkeit gesteigerter Wirtschaftlichkeit haben diese Motoren

Abb.14.38

Abb.14.38. Mechanisch aufgeladener Saurer-Nfz-Motor Dl KL Abb.14.39. Saurer-Nfz-Motor DI KT mit Abgasturboaufladung

Abb. 14.39

14.3 Nfz-Dieselmotoren

245

Abb.14.40. 8V-92-T-Zweitakt-Nfz-Motor der Detroit Diesel Corporation mit mechanischer und Abgasturbo aufladung Abb. 14.41. Motoransicht des D-2876-LF-R-6-V4-Nfz-Motors von MAN mit Abgasturboaufladung

a Abb.14.42. Ansichten des OM-904/6-LA-Reihe-4- (a) und -6-Zylindermotors (b) von DaimlerChrysler mit Abgasturbo aufladung

Nun sollen einige Beispiele moderner Nfz-Motoren vorgestellt werden. Als erstes Beispiel der D 2876 LF von MAN; ein wassergekiihlter Reihen-6-Zylinder mit 4-Ventil-Zylinderkopf, der eine maximale Leistung von ca. 340kW bei l700-1900min- 1 und ein maximales Drehmoment von 2100 Nm zwischen 900 und 1300 min-I entwickeln kann. Abbildung 14.41 zeigt eine Ansicht dieses Motortyps. DaimlerChrysler hat Ende der 90er Jahre eine neue Baureihe 900 mit Reihen-4- und -6Zylinder Motoren fiir den Einsatz in leichten und mittleren Nutzfahrzeugen mit Leistungen von 90 bis 230 kW bei 2300-2500 min-I entwickelt. Der OM 904 (Abb.14.42a) entwickelt eine maximale Leistung von 90-125 kW bei 2300 min-I und ein maximales Drehmoment von 470-660Nm

246

Ausgefiihrte Auflademotoren

Abb.14.43. Motor ansicht des FH-12-R-6V4-Nfz-Dieselmotors von Volvo mit ATL

Abgase 550·C Ladeluftkiihler

~ Abb.14.44

Luft150·C

Abb.14.45

Abb.14.44. RI24-470-Turbocompound-Nfz-Motor von Scania [158] Abb.14.45. Auflad egruppe mit Compound-Turbine des RI24-470-Dieselmotors von Scania [158]

bei 1200-1500min- l . Der OM906 (Abb.14.42b) weist ein Leistungsspektrum von 170-230kW bei 2300min- I und Md max-Werte von 810-1300Nm bei 1200min- 1 auf. Der D12C 460 vonVolvo (Abb. 14.43)ist ein 6-Zylinder-Reihenmotor mit 4 Ventilen, obenliegender Nockenwelleund Pumpe-Diise-Einspritzelementen, Er leistet in der gezeigtenAusfiihrung 340 kW bei 1800min-I und entwicke1t ein maximales Drehmomentvon 2200Nm im Bereich von 1000-1300min- l . Als Beispiele fiir Turbocompoundmotoren sollen die Motoren R124-470 von Scania und OM 442 LAT von Daimler Benz vorgestellt werden. Der Motor R124-470 von Scania (Abb.14.44) hat mit der gewahlten Aus1egung - die Aufladegruppe mit Compound-Turbine zeigt Abb. 14.45- eine Leistung von 346kW bei 1900min- I sowie ein maximales Drehmoment von 2200Nm im Drehzahlbereich von 1050-1350 min-I. Der Wirkungsgrad des Motors konnte im Bestpunkt mittels der Nutzturbinentechnologie von 44 auf 47 % verbessert werden.

247

14.3 Nfz-Dieselmotoren

Abb.14.46 . Nutzturbine des OM-442-LAT-V8-Turbocompound-Motors von Daimler Benz

52 bei be min

500

1000

1500

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Motordrehzahl n M [min-' ]

Abb.14.47

Abb.14.48

Abb.14.47. Abgasturboaufgeladener OM-441-LA-Nfz-Motor von Daimler Benz mit mechanischer Zusatzaufladung Abb.14.48. Verbesserung des Betriebsverhaltens des OM-441 -LA-Turbomotors von Daimler Benz durch mechanische Zusatzaufladung

248

Ausgefiihrte Auflademotoren

Von Daimler Benz wurde bereits 1991 soleh ein Compoundmotor auf Basis der V8-Version der Baureihe 440 vorgesteIlt. Es konnten Verbesserungen des Kraftstoffverbrauchs im Nennleistungsbereich in der Grofsenordnung von 5 % erzielt werden, wobei sich dieser Verbrauchsgewinn erst durch eine Isolation des Auspuffstranges darsteIlen lieB [82]. Eine mogliche konstruktive Ausflihrung des fiir aIle Turbocompoundmotoren mit mechanischer Energieriickspeisung erforderlichen Reduziergetriebes sowie der integrierten Nachschaltturbine, hier mit variabler Turbineneintrittsgeometrie, zeigt Abb. 14.46. Ein Beispiel fiir eine kombinierte Aufladung am Nutzfahrzeugmotor steIlt der 10.9-1-V-6Zylindermotor OM441 LA von Daimler Benz dar (Abb. 14.47). Die Aufladegruppe besteht dabei aus einem konventioneIlen Turbolader, der mit einem mechanisch angetriebenen Roots-Lader kombiniert ist. Der mechanische Lader unterstiitzt die Motorluftversorgung bis zu einer Motordrehzah1 von 1250 min-I . Dariiber wird der Lader mittels einer Bypass-Leitung umgangen und die Ladeluftversorgung des Motors erfolgt ausschlieBlich iiber den Turbolader. Mit derartig kombinierten Aufladesystemen konnen beachtliche Mitteldrucksteigerungen im unteren Drehzahlbereich (Abb. 14.48) sowie deutliche Verbesserungen des transienten Ansprechverhaltens erreicht werden.

14.4 Flugmotoren Hubkolbenverbrennungsmotoren finden heute nur noch in Kleinflugzeugen Anwendung. Ais einer der meist verbauten Motoren sei hier der GSO-480-Motor von Lycoming genannt, ein 6-ZylinderBoxermotor mit mechanisch angetriebenem Turbolader (Abb. 14.49). Der Motor hat eine Startleistung von 250 kW bei 3400 min-I, eine Dauerleistung von 235 kW bei 3200 min-I und wiegt 225 kg. Porsche erhielt 1988 ebenfaIls fiir einen abgasturboaufgeladenen 6-Zylinder-Boxermotor, den PFM 3200, die erforderlichen Flugzulassungen. Der Motor hatte eine Startleistung von 180 kW bei 530012343 min-I Motor-/PropeIler-Drehzahl. Er kam aber - wohl hauptsachlich aus Logistikgriinden - kaum zum Einsatz. Abbildung 14.50 zeigt eine Ansicht dieses dama1s modernsten Kleinflugmotors.

Abb.14.49

Abb.14.50

Abb, 14.49. GSO-480-6-Zylinder-Boxer-Flugmotor von Lycoming mit mechanisch angetriebenem Stromungslader Abb. 14.50. Porsche-Flugmotor

249

14.5 Hochleistungsschnelllaufer

14.5 HochleistungsschnellHiufer (Lokomotiv- und Bootsmotoren) Bei den schnelllaufenden Dieselmotoren (n max ~ 800-2000 min-I ) fiir vorwiegend Schienenfahrzeuge, schnelle Boote und Militar-Einsatzzwecke ist die Anwendung des Zweitakt-Verfahrens stark zuriickgegangen, da diese Motoren zur Erzielung der erforderlichen Leistungsdichten praktisch zu 100% aufgeladen sind und der Viertaktmotorsich leichter aufladen lasst, Das Zweitaktverfahren bringt deshalb im Drehzahlbereich der hier zu behandelnden Motoren weder einen Vorteil in der Zylinderleistung noch im Bauraum oder Motorgewicht. In Bezug auf die Beherrschung der therrnischen Motorbeanspruchungen ist das Viertaktverfahren dagegen eindeutig iiberlegen. Deshalb wird hier als Zweitakt-Beispiel nur der Motor 16-645 E5 der OM Electro-Motive Division, LaGrange, Illinois, beschrieben. Dieser Motortyp hat lange den amerikanischen Lokomotivmarktbeherrscht und besitzt die in Abschn.7.4.4 (Abb.7.12) beschriebene Unterstiitzung des Laders mittels eines Antriebs von der Kurbelwelle tiber Getriebe und Freilauf. Der Motor leistet bei 900min - 1 ca. 2500 kW und hat die Zylinderabmessungen von 230 mal 255 mm (Bohrung mal Hub). Eine Motoransicht zeigt Abb. 14.51 . Die iiberwiegendeZahl von Motoren werden heute als hochaufgeladene und hochausgelastete Viertaktmotoren angeboten, so z. B. der V 538 TB von MTU. MTU baut diesen Motortyp mit den Zylinderabmessungen von l85ma1200mm als 12-, 16- und 20-Zylinder. Eine Besonderheit sind dabei die im V mit lotrechter Welle angeordneten Abgasturbolader, was besonders kurze Auspuffleitungen mit kleinem Volumen und damit giinstige Voraussetzungen fiir eine StoBaufladung ergibt. In der l6-Zylindervariante leistet dieser Motortyp 3000kW bei 1900min- 1• Abbildung 14.52 zeigt eine Ansicht des Motors mit Blick auf die senkrecht stehenden Lader. Die Doppel-Motorbaureihe V 956/1163 von MTU weist in beiden Fallen den gleichen Zylinderdurchmesser von 230 mm auf, hat aber verschiedene Hiibe von 230 und 280 mm, was zu den die Bezeichnung charakterisierenden Zylinderhubraumen von 9,56 und 11 ,631/Zylinder fiihrt. Abbildung 14.53 zeigt eine Ansicht des kurzhubigeren 20V956TB, der bei einer Drehzahl von 1500min- I als Schiffsantrieb 4900 kW leistet, was einem Mitteldruck von 20,5 bar und einer Einzelzylinderleistung von 245 kW entspricht.

Abb.14.51

Ahh.14.52

Abb.14.51. 16-645-E5-Lokomotivmotor von General Motors mit mechanisch unterstiitztern Abgasturbolader Abb. 14.52. 16-V-538-TB-Hochleistungsdieselmotor von MTU mit senkrecht stehenden Abgasturboladem

250

Ausgefiihrte Auflademotoren

Abb.14.53. 20V-956-TB-HochleistungsSchiffs-Dieselmotor von MTU

Abb.14.54. Motorquerschnitt des MTU-Motors 1163 mit 2-StufenRegisteraufladung

Abbildung 14.54 zeigt einen Querschnitt durch den langhubigeren V 1163, wobei in diesem Bild gut die kompakte Anordnung der Hoch- und Niederdruck-Abgasturbolader (2-stufige Registeraufladung) zu erkennen ist. Der Motor hat bei 1300 min"! eine Zylinderleistung von 370 kW, was einem sehr hohen Mitteldruck von 29,5 bar entspricht. Mit der maximalen Zylinderzahl von 20 realisiert diese Motorbaureihe damit eine Spitzenlei stung von 7400 kW.

14.6 Mittelschnelllaufer (Gas- und Schwerolbetrieb) Mittelschnelllaufende Motoren (n ~ 200- 800 min - 1) decken auf dem Stationar- und Schiffseinsatzgebiet ein sehr weites Drehzahl- und Leistungsgebiet aboEntsprechend breit gefachert ist das

14.6 Mittelschnelllaufer

Ahh. 14.55

251

hh. 14.56

Abb.14.55. Motorquerschnitt des MAN-B&W-32/40 mit 440 kWlZylinder Abb. 14.56. Motorquerschnitt des MAK-M-552-AK mit 590 kW/Zylinder

Angebot an Motoren in diesem Sektor. Als typische Beispiele seien mit steigender Zylinderleistung die folgenden Motoren genannt. Die MAN-B&W-Baureihe 32/40 (Zylinderbohrung mal Hub, 320 mal 400mm) umfasst Reihen- und V-Motoren mit einer Zylinderleistung von einheitlich 440kW bei nO-750min- l . Abbildung 14.55 zeigt einen Querschnitt des V-Motors. Der MAK-Motor M552AK solI als Beispiel fur den Aufwand dienen, der auspuffseitig fur eine optimale StoBaufladung in Kauf genommen wird. Interessant ist an dieser Konstruktion, die bei einer Bohrung von 450 mm und einem Hub von 520 mm eine Zylinderleistung von ca. 600 kW bei 500 min -1 entwiekelt, dass Auspuff- und Einlasskanale im V des Motors angeordnet sind, was sowohl zu besonders kurzen und damit fur eine StoBaufladung glinstigen Auspuffrohren fuhrt als auch durch die innen liegenden Ladedruckleitungen die Motorbaubreite gunstig beeinflusst. Abbildung 14.56 zeigt einen Querschnitt des Motors . Der MAN-Motor L 52/52 (Abb. 14.57) stellt einen schon an der oberen Zylindergrolie angesiedelten Reihenmotor mit einer ausgepragten Auslegung der Abgasanlage fur Stauaufladung dar. Er hat eine Zylinderleistung von 885 kW bei 500min- 1• Der SEMT-Pielstiek-Motor PC4-570 (Abb.14.58) hat Zylinderabmessungen von 570 mal 620 mm und erreicht bei 400 min - 1 eine Zylinderleistung von 1100 kW. Dies entspricht einem sehr hohen Mitteldruck von ca. 21 bar, der sieher auch auf die sorgfaltige Auspuffanlagenkonzeption fur eine optimale StoBaufladung zuruckzufuhren ist. Als Beispiel dafur, dass auf dem Gebiet der Mittelschnelllaufer sowohl Zwei- als auch Viertaktmotoren eingesetzt werden , seien hier die MAN-Motoren KV 45/66 und DZ 53/76 beschrieben. Der KV 45/60 (Abb. 14.59a) steht dabei fur einen einfach aufgebauten Viertaktmotor, wahrend der DZ 53/76 (Abb. 14.59b) die Kornplexitat eines doppelt wirkenden, umkehrgesptilten Zweitaktmotors mit mechanischem Roots-Spulgeblase und Stauaufladung zeigt.

252

Ausgefiihrte Auflademotoren

Ahb.14.57

Abh. 14.58

Abb. 14.57. Motorquerschnitt des MAN-L-52/52 mit 890kW/Zylinder Abb. 14.58. Motorquerschnitt des SEMT-PC-4- V-570 mit 1100 kWlZylinder

a

b

Abb.14.59. Viertaktkreuzkopfmotor KV45/66 (a) und Zweitaktkreuzkopfmotor DZ 53/76 (b) von MAN mit mechanisch angetriebenem Roots-Spillgeblasevordem Abgasturbolader

14.7 Langsamlaufer (Stationar- und Schiffs-Grofitmotoren)

Langsamlaufende GroBmotoren (n ~ 60-150min- 1) werden heute ausschlieBlich zur Stromerzeugung oder als Schiffshauptantriebe mit direkter Propellerkoppelung eingesetzt. Dabei kommt sowohl aus Griinden der Leistungsdichte als auch der immer schlechter werdenden Schwerol-

253

14.7 Langsamlaufer [bar)

[bar] "Technologie" Demonstrator

180 1;1

~

Q.

1;1 20

~

160

RTA 84T RTA.2U

18

..;: .. "'• .,.,.0 ""

RTA 84TRTA .2U ~ 16 RTA.2184C 2 14

t; 2 140

"E

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CIl

"tl

~ 12

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:i! 10 ,(

~ 120

RLA

RLB

E8

,(

E 100 197880 82 84 86 88 90 92

Jahr

197880 82 84 86 88 90 92

Jahr

[m/s)

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4.5

8.5

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RTA.8184C

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2.0

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2 s: 3.0

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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

~~ .c.c 130 xo. 120 ~~

coE

E.~ 110

N • 0. N .><0. ().><

100

2 g

90

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70

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60

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450 400 € () 350 Co:::l :::l 0 E I- I- - 300 (])~L:: ' !'

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40

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600 .;;

50

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'E

550 f;l 500 ~~ I-

~

250

160

I Motordrehzahl oM 45 Last M

25

50

55

60 50

70

65 65

75

75 [mio-1]

90100

['Yo]

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.-Re ihenmotor

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

Co mprexDWL

Garrett VNTI 5

Ga rre tt VNT

2 x G arrett VNT I5 Ga rrett VNTl2

Garr ett VTG

Garrett

Garrett

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

3K K03

ATL

680 bei 7000

2 x Luft-Luft (Behr)

Verteiler Einspritzpumpe

Co mmo n Rail

nockengetriebenes PumpenDusen- Element Bosch- CommonRail-System

Common Rail

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

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

~

::l ::J'

;l>

tv

lJl 00

259

Anhang

A

'~[~Ol

°

0,0

Pkw und leichte Nfz

:2CO I'Ik::t

g/miE 1 4,0 2,0

0,0

o,t

Japan

Pkw und leichte Nfz < 3750 Ib

Pkw und leichte Nfz <2500 kg

~~~

C

B USA

Europa

0.0 -1'----'----'--glmi ~ 1 _ _--. NO, 1,0f.-Q...J

0,0 ---'-----'--'---

gI~o: 2 NO, I ~. 0,5fL~.... 0.5~ j ...... i.... 0,0'----'----'-----'-----' 0,0 3

NO,

I

':rS;:MI ":::~ o.oL 0,0

g/km , . . - y - - - - - - - - - - - - , HC + NOx

---'I'--_-'--_-'-_---J

I

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1

HC

0,2

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THC I NMHC

I

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Nfz> 3500 kg

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'Ik~r 2~O I 0,0

14,0

0,0 ---'-----'----''---

"~~E;;°'P:~ 0,0

g/kWh 0,2

PM

9/hPh~ 0,2 0,1

5

o,ol.---...I---'---'-----'

1,0

N°T::::~

S=

HC I NMHC

0,0

u

PM I 9/kWh 0,6

~

I~

~

3 0,0 ---'-----'--'---

3,0

0,1

g/kWh 2,0

Nfz> 12t

····· 4 - - - - -....· ·3 I

I

1

g/hph •••••••. 2, 0 : 1 - - - - - - - ' THC I 1,0 NMHC + NOx

03 .

0, 0 9/kWht 4.0 2,0

0,0'----'----'-----'-----' 0.0 °'1099-0--'----'------1.-1995 2000 2005 2010 1990 1995 2000 2005 2010 1990 1995 2000 2005 2010 Jahr Jahr Jahr Abb. A.I. Abgasgrenzwerte fiir Dieselmotoren von Pkw und Nfz in Europa, den USA und Japan [Kraftfahrtechnisches Taschenbuch, 23. Aufl.]. A 0, Euro-O; I, Euro-I; 2, Euro-2; 3, Euro-3; 4, Euro-4; 5, > 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

HCohneC~

COb

(g /lln 3)

(g /lln 3 )

(g/lln 3 )

(g /lln 3)

(g /lln 3)

0,05

0,42 0,42

0.02 0.02

0.15 0.15

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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Namen- und Sachverzeichnis Abblasen 55 Abdichtsystem 201 Abgasanalysator 196 Abga semissionen 32,195,259,260 Abgasenergienutzung 26 Abgaskatalysator 49 Abgasnachbehandlung 35 Abgasriickfiihrung (AGR) 49 Abgassammler 208 Abgastriibung 196 Abgasturboaufladung 3,61 Abgasturbolader 10, 199,220 Abgasturboladerauslegung fiir Fahrzeugeinsatz 153 Abgasturbolader mit variabler Turbineneintrittsgeometrie 176 Abgasturboladerregelung 165 Abschaltung 55 Aktionsturbine 71 Anforderungsprofile 146 Anpassungsmoglichkeiten der Turbine 84 Ansauggerauschdampfer 49 Audi 227 , 236, 238 Aufgeladene Ottomotoren 227 Aufladesysteme 222 Auspuff-System-Gestaltung 76 auBere Gem ischbildung 39 Austrittsdiffusor 92 AVL 236,241 AVL-Cruise 51 AVL-Fame 50 AVL-Fire 49 Axiallager 204 Axialturbine 66 Axialverdichter 62

Behalterelement 45 Beschleunigungshilfen 142 Beschleunigungsverhalten 135 Betriebsverhalten aufgeladener Motoren 135, 146 BMVV 227,237,241 Bootseinsatze 148 Bootsmotoren 249 Bremseinrichtung 190 Brennraumgeometrie 163 Brennstoffmassenstrom 193

Brennstoffumsetzungsgrad 27 Biichi, A. 3, 80 Bypass 54 CFD (computational fluid dynamics) 49,94 CO-Emissionen 35 Comprex-Druckwellen-Aufladeverfahren 128 Daimler Benz 232, 236 DaimlerChrysler (DC) 240, 242, 245 Detroit Diesel Corporation (DDC) 244 Dichteriickgewinn-VVirkungsgrad 213 Dichtung 198 Dieselmotor 3,183 mit variabler Turbinengeometrie 100 mit zweiflutiger Turbine 101 Differential-Verbundaufladung 124 direkte Ladeluftkiihlung 217 doppelflutige Turbinengehause 89 Drehmomentiiberhohung 148 Drehmomentverhalten 136 3K-VVarner 228 Drosselklappe vor Verdichter 170 Druck- und Temperaturdaten 193 Druckverhaltnis 24 Druck-Volumenstrom- Kennfeld des Kolbenmotors 18 des Laders 14 Durchflussfunktion 19,68 Durchflussgleichung 41 effektiver VVirkungsgrad 27 Einbuchsenlagerung 203 einstufige Registeraufladung 110 elektrische Energie- Riickgewinnung 123 elektronische VVaste-Gate- und VTG-Regelsysteme 182 Emissionsregelgrolsen 173 Emissionswerte 32,195,259,260 Energiebilanz des Aufladesystems 75 europaischer Fahrzyklus (NEDC) 51, 240 Fanggrad 30 Fertigung 205 Fiat 237

268

Flachrohrkiihler 215 Flugmotoren 248

Flutentrennung-Zwillingsstrorngehause 87 Fiihrverhalten 165 Ganzaluminium-Ladeluftkiihler 216 Garrett 239 Gaswechselschleife 25 Gehause 198 Gemischliefergrad 29 General Motors Company (GMC) 249 Generatorbetrieb 140 geregelte zweistufige Aufladung 108 GroBlader 206 GroBmotoren 139 Giitegrad 215 HC-Emissionen 35, 196,259,260 Helmholtz-Resonator 10 Hochdruckprozess 25 Hochleistungsschnelllaufer 249 Hohenverhalten 137 Honda 229 Hyperbar-Aufladeverfahren 130 indirekte Ladeluftkiihlung 218 indizierte Motorleistung 8 indizierter Wirkungsgrad 27 Indizierungen 193 innere Gemischbi!dung 39 Instationarauslegung 156 Instationarbetrieb 144 Instationarverhalten des ATL-Motors 148 kennfeldstabilisierende MaBnahmen 92 klopfende Verbrennung 161 Kohlenmonoxid 196 Kohlenwasserstoffe 196 kombinierte Auflade- und Auflade-Sonderverfahren 124 Kreisprozesssimulation 38, 94 Kiihler 49 Kiihlerwirkungsgrad 213 Kiihlflachen 214 Kiihlung 198,200,210 Kurzschlussspiilung 43 Ladeluftkiihler 47,212 Bauarten 213 Ladeluftkiihlsystem 212 Ladeluftkiihlung 9 Laderdrehzahlregelung 55 Laderleistung 24 Laderwelle 209

Namen- und Sachverzeichnis

Ladungsdichte 6 Ladungsmassenstrom 7 Ladungswechsel 27 Ladungswechselarbeit 26 Ladungswechselphase 41 Lagergehause 200 Bearbeitung 206 Lagerung 199,203 landwirtschaftlicher Einsatz 148 Langsamlaufer 242 Lastaufnahme 135 Laufzeug 202 Lavalturbine 71 Leitungszusammenfassung 81 Liefergrad 20, 29 Lokomotivbetrieb 148 Lokomotivmotoren 249 Luftaufwand 28 Luftfilter 49 Luftliefergrad 29 Luft-Luft-Ladeluftkiihlung 214 luftseitiges Bypass-Ventil 167 Lycoming 248 Lysholm 59 MAK 251 MAN B&W 245,251,253 Mazda 235,243 MCC 229 Mechanik von Aufladegeraten 198 Mechanische Beanspruchungen 36 Mechanischer Lader 47, 219 Mechanische Riickspeisung 119 mechanischer Wirkungsgrad 28 mechanische Zusatzaufladung 52, 125,225 Mercedes Benz 227 Messstellenplan 189 messtechnische Erfassung der Betriebsdaten 188 Messung der Turboladerdrehzahl 191 Miller- Verfahren 116 Mischungsspiilung 42 Mitsubishi 253 Mittelschnelllaufer 250 Montage 206 Motor-Blow-by 193 Motorbremsbetrieb 176 Motorbremsleistung 181 Motordrehzahl 191 Motorleistung 6, 7 Motorluftmassenstrom 192 Motormoment 190 Motorwirkungsgrade 27 MTU 249,254 MultistoB-Anordnungen 80

269

Namen- und Sach verzeichnis

NEDC (New European Driving Cycle ) 51,240

SEMT Pielstick 251

New Sulzer 254

Spirallader 58

Niederdruckprozesse 25 NO-Emission 34 numeri sche dreidimen sionale Stromungssimulation 49 numeri sche Proze sssimulation 37 numerische Simulation des Betriebsverhaltens 161 numerische Simulation von Motoren mit Abgasturboaufladung 98

Spiilgrad 30 Starrgeometrie-Abgasturbolader 165, 166 Stationarauslegung 153 Stationarverhalten 177 Stationarmotor 139 Stau-Aufladung 77 Stickoxide 196 Stopfgrenze 65 Storverhalten 165 StoB- oder Impuls-Aufladung 78 Stromungslader 16 Stromungsverdichter 10 Stromungsvorgange 49 Subaru 232

Ottomotor 2, 183 Ottomotor mit Fixgeometrieturbolader und Waste-Gate 98 Oxidations- oder NO x-Speicher-Katalysatoren 35 Partikelemission 34, 196,259,260 Pierburg 59 Pkw-Dieselmotoren 236 Porsche 227 ,248 Propellerbetrieb 141 Prozessw irkungsgrad 6, 28 Pulse-Converter 8 1 Pumpgrenze 65 Quantitatsregelung 164 Radialturbine 67 Radialverdi chter 63 Rauch- und Partikelemissionen 196 reale Motorspiilung 43 Regeleingriffe 165, 177 Regelstrategien fiir VTG-Lader 176 Registeraufladung 109, 222 Renault 229 Resonanzaufladung 12 Restgasgehalt 30 Rohrstromung 43 Roots -Lader 57 Rotordynamik 204 Rotoren 198 riickwarts gekriimmte Verdichterschaufeln 66 Rundrohrkiihler 215 RuBfilter 35 Saab 227 Saurer 244 Scania 246 Schalldampfer 49 Schaltsaugrohre 10 Schiffsmotor mit Registeraufladung 144 Schlucklinie der Turbine 69 Schmierung 199,203 Schnelllaufzahl 86 schwimmende Buchse 203 Schwingsaugrohr-Aufladung 10

Teillast-Abblaseventil 173 Teill ast-Ladedruck 176 thermische Beanspruchungen 35 Thermoelemente 194 Transient -Regelungsstrateg ien 169 Trimm 86 Turbine 66, 87, 202 Tubinenauslegung 83 Turbinengehause 200 Turbinen-Kennfeld 69 Turbinenleistung 24 Beeinflussung 165 Turbinenschaufelschwingungen 204 Turbinenschlucklinie 72 TurbinenstromungsquerschnittAb standsradius-Verhaltnis 85 Turbinenstromungsverluste 87 Turbocompound-Betrieb 223 Turbocompound-Verfahren 118 Turbokiihlung-Millerverfahren 115 Turbol ader 45 Turboladerdrehzahl 191 Turboladergesamtwirkungsgrad 45 Turbolader-Hauptgleichung 76 Turbol aderpriifstande 72 Umbl asevent il 169 unte rstiitzte ATL-Aufladung 126 Unterstiitzung des Abga sturb olader s 223 variable Laderdrehzahlregelung 55 variable Turbinengeometrie (VTG-Lader) 69, 156, 165 Verdichter 62 Verdichterauswahl 91 Verdichtergehause 199 Verdichterleistung, Beeinflussung 165 Verdichterrad 202, 210

270

Verdichterregelungsmiiglichkeiten 91 Verdichterschaufelanstellung 93 Verdichter-Turbinenraddurchmesserverhaltnis 86 Verdrangerlader 10,15,54, 198 Verdrangungsspiilung 42 Vibe-Funktion 40 Viertaktmotor 21 Volkswagen (VW) 238 Volvo 246 Vordrall 91 Regelung 92 Wandreibungsverluste 43 Wandwarmeverluste 40 Wankel, F. 59 Warrneiibergangskoeffizienten 214 Warmeiibergangswert 214

Namen- und Sachverzeichnis

Wassereinspritzung 35 wassergekiihlte Ladeluftkiihler 215 Waste-Gate 168 Waste-Gate-Ladedruckregelung 153, 175 Weiterentwicklung der Aufladung 219 Wellendynamik 203 Widerstandsthermometer 194 Wirkungsgradkette 28 Ziindzeitpunkt 161 zweistufigeAufladung 107 zweistufige geregelte Aufladung 223 zweistufige Registeraufladeverfahren 112 Zweitaktmotor 23, 143 Zwillingsstromgehause 88 Zylinderarbeit 6 Zylinderladung 6

SpringerTech nik

Rudolf Pischinger, Manfred Klell, Theodor Sams Thermodynamik der Verbrennungskraftmaschine Zweite, iiberarbeitete Auflage. 2002. XVII, 475 Seiten . 283 Abbildungen . Gebunden EUR 145,-, sFr 219,ISBN 3-211-83679-9 Der Fahrzeugantrieb, hrsg . von Helmut List

Aufbauend auf die Zusammenstellung relevanter Grundlagen der Thermodynamik und die Darstellung idealisierter Motorprozesse werden aktuelle null- , quasi-, ein- und mehrdimensionale Methoden zur Analyse und Simulation des realen Motorprozesses besprochen, wobei Fragen des Warmeubergangs, der Verbrennung, der Schadstoffbildung und des Ladungswechsels inklusive Aufladung erortert werden . Der enge Sezug zur Praxis ist u.a. durch die Analyse des Arbeitsprozesses einer Reihe charakteristischer moderner Verbrennungsmotoren gegeben. Das Such eignet sich als Lehrbuch fur Studenten und angehende Ingenieure ebenso wie als Nachschlagewerk fur Fachleute in der Praxis.

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