Monoventilmotor

2008

Entwicklung MonoVentilmotor Bachelor Abschlussarbeit an der Hochschule für Technik und Wirtschaft des Saarlands in der Fachrichtung Maschinenbau Von Malek Ben Ali Meftah Betreuet von Prof. Dr. Thomas Heinze

Saarbrücken, Deutschland 04.03.2008

Inhalt 1. Einleitung ............................................................................................................................................. 4 1.1. Ausgangsituation .......................................................................................................................... 4 1.2. Idee Monoventil-Viertaktfunktionsprinzip ................................................................................... 4 1.3. Zielsetzung .................................................................................................................................... 4 2. Funktionsprinzip .................................................................................................................................. 5 2.1. Funktionsbeschreibung ................................................................................................................ 5 3. Vorteile gegenüber herkömmlichen Mehrventilsystemen ................................................................. 6 3.1. Allgemein ...................................................................................................................................... 6 3.2. Bei Ottoverfahren......................................................................................................................... 6 3.3. Bei Dieselverfahren ...................................................................................................................... 7 4. Konstruktive Herausforderungen ........................................................................................................ 8 4.1. Allgemeine Systemrandbedingungen .......................................................................................... 8 4.2. Betriebsbedingungen ................................................................................................................... 8 4.3. Konstruktive Richtlinien ............................................................................................................... 8 4.4. Werkstoffgrenze ........................................................................................................................... 8 4.5. Tribo-System................................................................................................................................. 9 4.6. Steuerung und Antrieb ................................................................................................................. 9 5. Konstruktion ...................................................................................................................................... 10 5.1. Hauptaufgabe der hochdruckseiten-Ladungswechseleinrichtung............................................. 10 5.2. Anforderung zur Ladungswechseleinrichtung............................................................................ 10 5.3. Monoventiltriebauslegung ......................................................................................................... 10 5.3.1. Steuerdiagram ..................................................................................................................... 10 5.3.2. Monotellerventil.................................................................................................................. 11 5.3.3. Steuerquerschnitt ................................................................................................................ 11 5.3.4. Nockenauslegung ................................................................................................................ 12 5.3.5. Nockenantriebsmoment Vs. Ventilöffnugsfläche ............................................................... 17 5.4. Hauptaufgabe der niederdruckseiten Umschaltvorrichtung ..................................................... 20 5.5. Hauptanforderungsliste ............................................................................................................. 20 5.6. Ausführungskonzepte und Systemaufgliederung ...................................................................... 20 5.6.1. Vorgeschlagene Ausführungskonzepte (Einlaßseitig) ......................................................... 20 5.6.2. Vorgeschlagene Ausführungskonzepte (Auslaßseitig) ........................................................ 20 5.6.3. Subsysteme Aufgliederung .................................................................................................. 21 5.7. Drosseleinrichtung-Einlaßseitig .................................................................................................. 22 5.7.1. Prinzip .................................................................................................................................. 22 5.7.2. Lösung-Konzept-Skizze A-1 .................................................................................................. 22

2

5.7.3. Schließvorgang ohne Komponenten-Kontakt A-2 ............................................................... 27 5.7.4. Lösung-Konzept A-3 trockengeschmiertes Kontakt ............................................................ 29 5.8. Drosseleinrichtung-Abgasseitig .................................................................................................. 31 5.8.1. L1-Tauchschwimmerlösung ................................................................................................. 31 5.8.2. L2-Abgasrückschlagventil .................................................................................................... 32 5.9. Ausarbeitung der Lösungskonzept A3 ........................................................................................ 37 5.9.1. Lösungskonzept-Skizzen A3 ............................................................................................. 37 5.9.2. 3D Entwurf-Konzept A-3(abgas- und frischluftseitig).......................................................... 40 5.9.3. Einlassseite .......................................................................................................................... 41 5.9.4. Überschneidung .................................................................................................................. 44 5.9.5. Analyse des Schieberschenkels ........................................................................................... 45 5.9.6. Drosselschiebersmaterial .................................................................................................... 48 5.9.7. Bestimmung des Wärmeübergangskoeffizienten in Abgassystemen ................................. 49 5.9.8. Abgasseite ........................................................................................................................... 52 6. Zusammenfassung ............................................................................................................................. 55 7. Aussichten ......................................................................................................................................... 55 8. Referenzen ........................................................................................................................................ 56

3

1. Einleitung 1.1. Ausgangsituation Das Streben nach verbrauchsarmen, leistungsfähigen und möglichst umweltfreundlichen Verbrennungskraftmaschinen zwingt viele Automobilhersteller immer weiter die bestehenden bewährten Kraftmotoren ständig zu verbessern. Dieser Zweig erlebt seit Hundert Jahren oder mehr eine ständige Modernisierung. Kaum ein anderer Industriezweig hat sich langfristig so durchgesetzt. Aber die heutigen Anforderungen beschränken sich nicht mehr auf Eigenschaften wie Höchstgeschwindigkeit oder maximale Leistung, sondern sie haben als Ziele andere Merkmale wie Energieeffizienz, Umweltfreundlichkeit oder ergonomisches Verhalten. Die Aufgabe des Maschinenbauers ist, meiner Meinung nach, seine Umgebung so zu beeinflussen, dass das Leben der Mitmenschen durch technische Innovation und Verbesserung an Qualität gewinnt. So ist aus dieser Sicht diese Idee zu Stande gekommen.

1.2. Idee Monoventil-Viertaktfunktionsprinzip Im Viertaktverfahren arbeiten Brennkraftmaschinen mit einem gemeinsamen Ein- und Auslassventil, dabei bleibt das Ventil während des Ausschiebetaktes und des nachfolgenden Ansaugtaktes geöffnet.

1.3. Zielsetzung Ziel der Einrichtung ist es, auch im Ausstoßtakt die Abgase möglichst widerstandslos und restlos aus dem Verbrennungsraum zu evakuieren. Die technische Herausforderung ist, den Antriebsaufwand möglichst niedrig zu halten um mit der bestmöglichen Ausnutzung der Abgasenergie die Effizienz des Systems zu steigern. Die Steuerung des Schließ- und Öffnen-Vorgangs der Umschaltvorrichtung (für Abgas- und Einlassseite) ist in erster Linie allein durch die Abgasströmung zu realisieren, oder zumindest so zu gestalten, dass ein Teil der Öffnungs- oder der Schließkraft von der Abgasenergie her kommt. Dies erwies sich für das Öffnen des Einlasskanals technisch schwierig, da der Ausschiebetakt vor dem Einlasstakt geschieht. Die Speicherung dieser Energie würde sich nur in Verbindung mit einem Turbolader lohnen. In dieser Arbeit werden verschiedene Lösungskonzepte mit verschiedenen Ausführungsmöglichkeiten vorgeschlagen, nur eine Lösung wird näher ausgearbeitet.

4

2. Funktionsprinzip 2.1. Funktionsbeschreibung Die mit der Erfindung erzielbaren Vorteile bestehen im Wesentlichen darin, dass das gemeinsame Ein- und Auslassventil (Monoventil), als auch die ihm vorgeschaltete Umschaltvorrichtung während des Betriebs der Brennkraftmaschine ständig abwechselnd von Frischluft und Abgas beaufschlagt wird. Der Monoventilmotor funktioniert ähnlich wie ein Viertaktverbrennungskraftmotor, die technischen Unterschiede werden daher erläutert: Der Hauptunterschied besteht darin, dass nur ein Tellerventil den Arbeitsraum abdichtet. Das Tellerventil wird wie in üblichen Verbrennungsmotoren für das Abdichten des Arbeitsraums genutzt. Das Tellerventil bleibt während des Ausstoß- und Ansaugtaktes geöffnet und schließt während des Arbeits- und Verdichtungstaktes. Das Zusammenspiel des Tellerventiles und einer direkt nach ihm angeordneten Umschaltvorrichtung ermöglicht den Gaswechselvorgang. Die Stellung der Umschaltvorrichtung ändert sich während der Öffnung des Tellerventiles von der Ausstoßposition zur Ansaugposition. Beide An- und Auslasskanäle münden in einen gemeinsamen Gaswechselkanal, das Ende des Gaswechselkanals ist vom Tellerventil geschlossen bzw. geöffnet. Die Steuerung des Tellerventils geschieht über die Nockenwelle. Die Betätigung der Umschaltvorrichtung wird auf die Steuerungszeiten des Tellerventiles synchronisiert, die Betätigungskraft passiert mechanisch, magnetisch oder mit sonstigen Aktuatoren.

5

3. Vorteile gegenüber herkömmlichen Mehrventilsystemen 3.1. Allgemein Bei bekannten Mehrventil-Maschinen stellen thermisch hochbelastete Bereiche, insbesondere zwischen den Ventilen, einen bekannten Nachteil dar, daher wird bei der Doppelausnutzung ein- und desselben Ventils eine wesentlich bessere thermische Auslastung der Brennkraftmaschine erreicht. Das Zusammenwirken des Monoventils mit dem eigentlichen Gaswechsel steuert den axial zum Monoventil positionierten Schieber. Damit wird große Freiheit hinsichtlich der Einstellung der Überschneidung des Einlass- und des Auslassvorgangs erreicht. Dies führt dazu, dass die zuvor von den heißen Abgasen umspülten Bereiche anschließend von den kalten Frischgasen abgekühlt werden. So, dass im Vergleich zu den herkömmlichen Brennkraftmaschinen, wo Bereiche mit ständig hoher Temperaturbeaufschlagung und Bereiche mit ständig niedriger Temperaturbeaufschlagung benachbart sind, Verzugs- und Kühlprobleme vermieden werden. So kann die thermische und mechanische Werkstoffbeanspruchung unter Erhöhung der Lebensdauer wesentlich reduziert werden.

Die vorgesehene Drosselregelung verbessert die Eigenschaften einer ViertaktVerbrennungskraftmaschine dadurch, dass das Zusammenwirken des Drosselschiebers mit dem Abgasschließschwimmers, bzw. des Rückschlagventils, die Überschneidung der Auslassöffnung mit der Einlassöffnung von einer bestimmten Mindestdrosselung an unterbindet und nur im Volllastbereich der Brennkraftmaschine deutlich vorhanden ist[12].

3.2. Bei Ottoverfahren Bei gemischansaugenden Brennkraftmaschinen wird das angesaugte Kraftstoff-Luft-Gemisch durch Wärmeaufnahme bei Durchtritt durch die verhältnismäßig heißen Ventilöffnungen gut aufbereitet und homogenisiert. Insbesondere beim Kaltstart und in der Warmlaufphase der Brennkraftmaschine, in der die Abgase schon eine gute Heizwirkung besitzen, erweist sich dieser Effekt auch im Hinblick auf eine Schadstoffreduzierung der Brennkraftmaschine als sehr wirkungsvoll. Hier kann die Gemischaufbereitung gleichzeitig zur Kühlung des Verbindungskanals als auch des gemeinsamen Ein- und Auslassventils und der Umschaltvorrichtung beitragen. Eventuelle Liefergradminderung durch Erwärmung des angesaugten Gemisches können durch vergrößern der Ventilquerschnitte zumindest teilweise wieder kompensiert werden. Da bei solcher Ausgestaltung des Zylinderkopfes im Gegensatz zu den herkömmlichen Ventilanordnungen keine konstruktive Beengung mehr besteht, ist eine gute Abstimmung von Liefergrad und Gemischaufbereitungsqualität möglich. Durch den erzeugten Drall zwischen der Umschaltvorrichtung und dem gemeinsamen Einund Auslassventil wird eine Verbesserung der Gemischaufbereitung erzielt. Die Form des Eintrittkanals zwingt dem angesaugten Frischgas eine homogenisierende Drallströmung zur besseren Gemischaufbereitung und Verbrennung auf. Bei einer druckgeregelten Einspritzanlage kann außerdem gewährleistet werden, dass die Einspritzdauer und der Einspritzzeitpunkt so auf die Ventilsteuerzeiten abgestimmt sind, dass sich der eingespritzte Kraftstoff jeweils vollkommen mit der angesaugten Frischluftmenge in den Arbeitszylinder vermischt. 6

Schließlich kann durch entsprechende Bemessung der axialen Länge des Verschlusskörpers der Umschaltvorrichtung eine solche Überschneidung von Ein- und Auslass erreicht werden. Dass während des Ansaugtaktes nur noch ein kleiner Restgasanteil im Hinblick auf die bei der Verbrennung entstehenden, schädlichen Stickoxyde darf durchaus als vorteilhaft angesehen werden [11].

3.3. Bei Dieselverfahren Bei ungedrosseltem Betrieb wird eine maximale Ausnutzung der Abgasenergie in Verknüpfung mit einem Turbolader erreicht, indem der abgasseitig erzeugte Unterdruck ein besseres Entleeren des Arbeitszylinders erreicht und das Zurückströmen der Abgase verhindert. Einlassseitig wird sich während der Übergangsphase zwischen Ausstoß- und Ansaugtakt wegen des Unterdrucks (auslasskanalseitig) und des Überdrucks (Einlasskanalseitig) der Frischluftstrom kurz umkehren. Direkt beim Öffnen der Umschaltschieber wird der Frischluftstrom wegen des höheren Zylinderüberdrucks kurz in Richtung Abgas fließen und dann, wenn der Kolben sich nach unten bewegt, wird der gesamte Frischluftstrom in den Arbeitszylinder angesaugt. Mit Vorbehalt, dass das Schließorgan (Auslaßseitig) in dieser Phase sich noch nicht in geschlossener Stellung findet, kann man so den von Abgasen während der Ausstoßphase beaufschlagten Zwischenkanal von den Restgasmengen befreien. Auf dieser Weise wird bei dem Ansaugtakt ein hohes Maß an der Restgasfreiheit der Frischluft gewährleistet.

7

4. Konstruktive Herausforderungen 4.1. Allgemeine Systemrandbedingungen Die technische Lösung der Monoventilverbrennungskraftmaschine sollte für industrielle Hersteller mit geringem Aufwand in ihre konventionellen Produktionsketten gelangen. In dieser Arbeit wird versucht die Idee so zu gestalten, dass ein möglichst reifes ProduktKonzept am Ende entsteht. Diese Reife wird durch die praxisorientierte Auswahl der technisch bewährten Lösungen gewonnen.

4.2. Betriebsbedingungen Diese Bedingungen können sehr unterschiedlich sein, je nach Betriebslast wird der gesamte Motor entsprechend beansprucht. Das Ziel ist es, unter Vollastbedingungen eine ausreichende Sicherheitsgrenze gegen Motorversagen zu gewährleisten. Aus diesem Grund werden alle Bauteile nach diesen Betriebsparameteren ausgelegt.

4.3. Konstruktive Richtlinien Unser Bestreben ist es, ein Lösungskonzept zu entwerfen, bei dem keine besonderen konstruktiven Herausforderungen entstehen. Alle Bauteile sollen mit relativ geringem Aufwand hergestellt und getauscht werden. Die Lösungskonzepte, die vielleicht effizienter sind, aber ein plötzliches Versagen der Kraftmaschine zeigen, werden ausgeschlossen. Ein kohärentes Gesamtkonzept mit Mehraufwand in der Entwicklungsphase gestattet nachträglich ein besseres Durchsetzen im realen Leben.

4.4. Werkstoffgrenze In der kritischen Zylinderkopfzone sind nicht mehr heiße und kalte Kanäle und Ventilsitze direkt benachbart, so dass Verzüge und Materialbeanspruchungen deutlich reduziert werden können[11]. Sehr hohe thermische Beanspruchungen treten in den Umschaltvorrichtungsorganen auf, da sie direkt den heißen Abgasen ausgesetzt sind. Bei Vollastbetrieb wird sich die Werkstoffauswahl bzw. das tribologische System als von entscheidender Bedeutung erweisen. Bei der Werkstoffauswahl ist eine Reihe von Anforderungen zu gewährleisten. Werkstoffe die sowohl feuerfest, mit geringen Wärmeausdehnungskoeffizienten , Korrosionsund Alterungsbeständig sind, führen uns umgehend zur Technischen Keramik.

8

4.5. Tribo-System Eine große Sorgfalt ist dem tribologischen System gewidmet, da das Durchsetzen der Entwicklung in der praktischen Welt von der Zuverlässigkeit der technischen Lösungen stark abhängt. Ein System mit guten tribologischen Eigenschaften hat eine höhere Lebensdauer mit einem geringen Aufwand an Wartungen. Diese Kriterien sind bei solchen Produkten (Verbrennungskraftmaschinen) von größter Bedeutung. Es gibt bestimmte Konzept-Lösungen für Verbrennungsmotoren mit größeren Wirkungsgraden und besseren Schadstoffemission aber all diese Konzepte erfahren in der Praxis keine Reife, da sich die Realisierung als zu aufwendig erweist oder meist einfach weil sie zu anfällig sind und ständige Wartung benötigen. Da liegt genau die Herausforderung, ein Gesamtkonzept mit praxisreifen PrinzipLösungen zu entwerfen. Die besten Lösungen sind meistens die einfachsten, aber die einfachsten Lösungen sind immer am schwierigsten zu finden.

4.6. Steuerung und Antrieb Für die Steuerung des Haupttellerventiles ist ein Nocken mit entsprechendem Profil zuständig. Vom Antrieb der verschiedenen Umschaltvorrichtungskomponenten wird viel gefordert. Ein dynamischer Antrieb mit Verstellmöglichkeit und sehr kurze Reaktionszeit wird benötigt, da Gaswechsel und Überschneidung zwecks guter Spülung ohne die genannten Antriebseigenschaften nicht mehr gewährleistet werden. Eine individuelle Steuerung des entsprechenden Aktuators für einzelne Zylinder bzw. Umschaltvorrichtungen garantiert ein dynamisches Motorverhalten mit entsprechendem Fahrkomfort und zugleich eine Reduzierung des Verbrauchs und Abgasemission da zylinderspezifisch gesteuert wird. Die Arbeit wird sich hier auf die Auslegung und Auswahl der mechanischen Antriebskomponente beschränken.

9

5. Konstruktion 5.1. Hauptaufgabe der hochdruckseiten-Ladungswechseleinrichtung Als Hauptkomponenten der Ladungswechseleinrichtung zählen alle Elemente, die zum periodischen Öffnen und Schließen des Monotellerventils beteiligt sind. In unserem Fall die Nockenwelle bzw. Nockenform und das Tellerventil.

5.2. Anforderung zur Ladungswechseleinrichtung Anforderungen

Art

Kurze Zeit für das Öffnen und Schließen der Ventile

F

Große Öffnungszeitquerschnitte

F

Dichtheit unter allen Betriebsbedingungen

F

Dynamische Eigenschaften bezüglich Zeitpunkt und Dauer

W

(F= Forderung; W= Wünsch)

5.3. Monoventiltriebauslegung 5.3.1. Steuerdiagram

Bild1

Die Tellerventilsteuerungskurve zeigt einen flachen Verlauf der im Grunde genommen als Spreizung verstanden werden kann. . 10

Bei Ottomotoren wegen des relativ kleinen Kompressionsverhältnisses ist einen flacher Verlauf möglich da es genug Platz zwischen Kolbenboden und Tellerventilstirnfläche im oberen Totpunkt gibt, aber bei Dieselmotoren steht weniger Platz zur Verfügung, daher wird während dieser Phase entweder das Tellerventil ein wenig zurück bewegt (Richtung Schließen), so dass die Steuerkurve an der genannten Stelle ein gewisses konvexes Profil zeigt, oder eine Aussparung im Kolbenboden vorgesehen. Größe und Profil des Schwimmer- bzw. des Schieberhubs können unabhängig vom Tellerventilhub und voneinander bestimmt und gesteuert werden. 5.3.2. Monotellerventil Hier wird das Hauptventil, das den Arbeitsraum während des Verdichtungs- und Arbeitstaktes abzuschließen hat, nicht nur während des Ausschiebetaktes von den heißen Verbrennungsgasen aufgeheizt, sondern auch stets während des unmittelbar darauffolgenden Ansaugtaktes von den Frischgasen bzw. der Frischluft abgekühlt.[11] 5.3.3. Steuerquerschnitt Mit dem Ventilhub
 gilt für den geometrischen Ventilquerschnitt (Näherungsformel)   
 sin  8  – Ventilquerschnitt
 – Ventilhub d und β – s. Abb. 4.

Abb. 4. Dabei wird angenommen, dass das Gas im engsten Querschnitt mit der Geschwindigkeit parallel zur Sitzfläche des Ventiles strömt. Der effektive Ventilquerschnitt  kann durch einen Strömungsversuch ermittelt werden. Der für Berechnungen verwendete

Beiwert  

 

hängt somit von der Bestimmungsgleichung ab.

Die Näherungsformel berücksichtigt nicht exakt die geometrischen Verhältnisse am Ventilsitz. Genau genommen müsste man die Formel zur Berechnung des Ventilquerschnitts in Abhängigkeit vom Ventilhub anpassen. Die Näherungsformel weicht von diesem exakten Wert aber nur um wenige Prozent ab[14]. Die Querschnittverhältnisse sind, anders als bei den üblichen Viertaktmotoren, deswegen für einen bestimmten Hubraum nur überschlägige Werte die zur Bestimmung der verschiedenen Querschnittverhältnisse in diese Entwicklungsphase getroffen werden können. Wegen der geringeren Drosselung, da das Mono-Ventil größere Querschnitte als die üblichen Ventile hat, ist ein besseres Drehmoment mit entsprechender Leistungssteigerung theoretisch zu erwarten.

11

5.3.4. Nockenauslegung 5.3.4.1. Berechnungsverfahren ohne Berücksichtigung der Elastizität : Zu Beginn der Nockenberechnung werden zuerst die gewünschten Steuerzeiten festgelegt. Innerhalb vorgegebener Steuerzeiten wird die theoretische Obergrenze für den Zeitquerschnitt durch einen rechteckigen Ventilhubverlauf beschrieben. Die beide Typen von Nocken ergeben praktisch das gleiche Erhebungsdiagramm, auch das Geschwindigkeitsbild hat nur geringe Abweichung. Erst im Beschleunigungsverlauf kennzeichnet sich die Nockenform deutlich. Danach sollte ein möglichst großer Stösselradius angestrebt werden, da sich niedrige Drehmomente der Nockenwelle ergeben; auch die Flächenpressung an der Berührungsstelle wird bei großem Radius kleiner. Am besten ist ein ebener Stößel, d.h. r=∞ [7]. Aus Fertigungsgründen ist der Hohlnocken und auch der Tangentennocken zu vermeiden, die Flanke sollte immer gewölbt sein; der Krümmungsradius kann sehr groß sein [6-Z.27].

5.3.4.2. Ventilerhebung und Nockenform Der Ventilhub und sein Anstieg über dem Kurbelwinkel werden von der Nockenwelle, d.h. von der Nockenform vorgegeben. Durch das Steuerdiagramm ist der Bereich festgelegt, in dem das Ventil Öffnen und Schließen sollte. Anforderungen an den Ventilhub sind also Anforderungen an die Nockenform, und das Steuerdiagramm ist ein Abbild dieser Nockenform. Die rechnerische Auslegung der Nockenform wird beeinflusst von vielfältigen mechanischen, kinematischen und mathematischen Randbedingungen.

Abb. 2[14]

Ausgangspunkt der Nockenberechnung ist immer die gewünschte Leistungscharakteristik des Motors[2-Z.36]. Theoretisches Ziel ist es, nun einen Ventilhubverlauf festzulegen, der möglichst nahe an die Rechteckform Abb. 2 heran kommt. Es ist klar, dass hierzu mechanische und kinematische Restriktionen existieren. Eine schlagartige Öffnung u. Schließung der Ventile würde eine unendlich schnelle Beschleunigung mit unendlichen Kräften voraussetzen. Daher ist ein möglichst steiler aber dennoch kontinuierlicher Kurvenverlauf zu finden. Die Nocken kann man unterscheiden in: Kreisbogennocken (Nocken mit gewölbter Flanke, Tangentennocken, Nocken mit hohler Flanke) dabei liegt eine Unstetigkeit an das Kreisbogensegment des Abb.3 Nockenform gleicher Erhebung [6-Z.27] Nockenprofils vor. Sobald das Ventilspiel erreicht ist, muss das Ventil plötzlich auf eine gewisse Geschwindigkeit gebracht werden. Es entsteht ein Stoß, dessen Stärke(N) unter gewissen Vereinfachungen entsprechend berechnet werden kann: 12

   .  .

[6-Z.7]

  !"#
$%&%'("%) "* +, ("&"*
"-.&' -"% /**"%
"& "# 0"&)%1#2%"1"#   34##" 4 0"&)%1  5""*(,&#)4&)" Am Ende des Vornockens sollen die Grenzgeschwindigkeiten (Erfahrungswert für die Auftreffgeschwindigkeit < 0,9 m/s)[1] sowie eine Maximalbeschleunigung nicht überschreiten. Wegen hohem Beschleunigungsverlauf werden Stoßkräfte hervorgerufen. Ventiltriebgeräusche sind daher zu verzeichnen. Ein Vornocken ist hier eine gute Lösung zur Geräuschminderung. Nocken mit kontinuierlicher Änderung der Krümmungsradien Bzw. rückfreie Nocken haben Kreisbogennocken ersetzt. 5.3.4.3. Verfahren nach Kurz [6-Z.40]

Abb. 4. Erhebung, Geschwindigkeit und Beschleunigung beim ruckfreien Nocken

13

5.3.4.4. Originales Nockenprofil

Bild.1 Nmm

Federkonstante R=1N/mm

µ=0,01 µ=0,05 µ=0,1

Diagramm1: Änderung der Antriebskraft von Normalventilnockentrieb mit originalem Nockenprofil mit verschiedenen Reibkoeffizienten.

14

5.3.4.5. Geändertes Nockenprofil

Bild.2 Nmm

Federkonstante R=1N/mm

µ=0,01 µ=0,05 µ=0,1

Diagramm2: Änderung der Antriebskraft von Einventilnockentrieb mit geändertem Nockenprofil und verschiedenen Reibkoeffizienten.

15

5.3.4.6. Reibungsverhalten von Nockentrieben Die durch den Nockentrieb hervorgerufenen Reibungen stellen einen großen Anteil der Gesamtreibung des Motors dar. Mit abnehmender Drehzahl nimmt die dadurch entstandene Verlustleistung zu[4-Z.373].

Abb.5 In Abbildung.5 sind die mittleren Reibungskoeffizienten typischer Ventiltriebe über der Nockendrehzahl bei 60°C Öltemperatur verzeichnet.

Abb.6 Abbildung.6 stellt den Verlauf des Reibungskoeffizienten zwischen Nocken und Flachstößel über Gradnockenwinkelöffnung in Abhängigkeit der Nockendrehzahl dar. Ventilmasse und Federkraft sind zwei proportionale Größen, deswegen sind je nach Anzahl der Ventile das Reibmoment unterschiedlich [4-Z.373].

16

5.3.5. Nockenantriebsmoment Vs. Ventilöffnugsfläche 5.3.5.1. Schlüsselbegriffe Ventilfläche: Kreisfläche der Ventilöffnungen pro Zylinder Ventilöffnungsfläche: Mantelfläche bei geöffneten Ventilen 5.3.5.2. Randbedingungen Die Abmessung des Ventils ist von Hubraum, Drehzahl sowie Ventilhub abhängig. Bei komplett geöffneten Einlassventilen in üblichen Saugmotoren soll die Luftgeschwindigkeit max. 60-70 ms-1 (bei Rennmotoren bis 100 ms-1) betragen. Bei Gasgeschwindigkeit über 70ms-1 ist wegen starker Drosselung nur Drehzahlerhöhung aber keine Leistungssteigerung mehr möglich. Die Durchflußbeiwerte sind beim Auslassventil besser als beim Einlass, weil die Strömung die umgekehrte Richtung hat und größere Druckunterschiede gegeben sind [3-Z.766]. Bei vier Ventilmotoren zeigen sich einlaßseitig mit ca. 40% und auslaßseitig mit ca. 35% des Zylinderdurchmessers die Obergrenzen der heutigen Auslegung[1-Z.280]. Man wählt daher zweckmäßigerweise den Einlaßquerschnitt 10 bis 20% größer als den Auslaßquerschnitt [6-Z.5]. Aus diesem Grund ist in diesem Zusammenhang die Einlaßöffnungsfläche maßgebend. Der Durchflußbeiwerte wird mit zunehmendem Hub immer schlechter 5.3.5.3. Zusammenhang zwischen Einlassventilöffnungsfläche und Ventilanzahl

Abb.7 In der oben stehenden Abbildung wird der Einfluss der Anzahl der Ventile auf die Einlassventil- und Einlassventilöffnungsfläche am Beispiel eines bestimmten Motors dargestellt [1-Z 281]

17

5.3.5.4. Potential der Nockenantriebsmomentreduzierung

Diag.3 Aus Diagramm 3 können wir die Antriebsmomentreduzierung berechnen. Bei einem Reibwert von µ=0,1 beträgt die Verminderung um 62,8% des ursprünglichen Nockenantriebsmoment gegenüber dem Normalventilantrieb. 5.3.5.5. Vergleichbewertung von ein, zwei und vier Ventilen pro Arbeitszylinder Anzahl der Ventile Ventilquerschnitt/spez. Leistung Kerzenlage Quetschflächenanteil Zahl der Nockenwellen Anzahl der Bauteile Nockenantriebsmoment Abgasverhalten Kosten Summe

Wert 1 V. 2 1 3 3 3 3 2 3 56

Wichtung 2 V. 1 3 2 2 2 2 1 2 50

4 V. 3 3 1 1 1 1 3 1 51

5 4 3 3 3 4 3 2

Der Vierventilmotor setzte sich im Bereich der Pkw-Ottomotoren auf breiter Ebene durch, Obwohl die 5-Ventilvariante den besten volumetrischen Wirkungsgrad, sowie die größte Durchflussrate besitzt. 18

5.3.5.4. Kompromisse Vorteile der Verdopplung der Anzahl der Ventile sind die Verbesserung des volumetrischen Wirkungsgrades, sowie die Verringerung der Ladungswechselarbeit durch größere Strömungsquerschnitte [1-Z.280]. Diese Maßnahme wird sich nur lohnen, wenn sich entscheidend größere Steuerquerschnite ergeben, oder wenn sich die Massenkräfte und thermischen Beanspruchungen nicht mehr beherrschen lassen. Ein einziger Steuerkanal ergibt bessere Füllung als zwei Kanäle, selbst wenn diese einen etwas größeren Gesamtquerschnitt haben. Weil Wandreibungsverluste und Erwärmung ungünstiger sind, stören sich gegebenenfalls auch die beiden Ströme nach dem Steuerorgan [3-Z.724] Dies bestätigt, dass nicht nur die Ventilöffnungsfläche und die mit ihr verbundenen Verbesserungen den endgültigen Erfolgsfaktor darstellen, sondern auch die Summe von anderen Eigenschaften und Merkmalen mit ihrer entsprechenden Gewichtung.

19

5.4. Hauptaufgabe der niederdruckseiten Umschaltvorrichtung Die Umschaltvorrichtung schaltet etwa im oberen Totpunkt des Kolbens und öffnet, unter Schließung des Auslasskanals, den Einlasskanal. Dabei kann durch entsprechende Bemessung der axialen Länge des Verschlusskörpers oder des Umschaltschiebers eine beliebige Überschneidung von Ein- und Auslass eingestellt werden,. Je nachdem wie es zur Anpassung der Gaswechselkanäle für eine gute Spülung und Füllung des Zylinders notwendig ist [6].

5.5. Hauptanforderungsliste

Anforderungen

Art

•

Geringe Teilezahl

F

•

Hohe Zuverlässigkeit

F

•

Wartungsfrei

F

•

Kostengünstig

W

•

Einfache Montage

W

•

Geringes Volumen

W

(F= Forderung; W= Wünsch)

5.6. Ausführungskonzepte und Systemaufgliederung 5.6.1. Vorgeschlagene Ausführungskonzepte (Einlaßseitig)

Ausführungskonzepte

A1

A2

A3

Kriterien

Natur des Kontaktes Schieber/Führung Schmierung Kühlung

fest

kein

bedingt

Motoröl Motoröl

Abdichtung

Dichtungspaketen

kein Feststoffschmierung Ansaugluft Zylinderkopfmaterial Bzw. Kühlwasser- öl Luftspalt Schmierschicht

5.6.2. Vorgeschlagene Ausführungskonzepte (Auslaßseitig)

Ausführungskonzepte

L1

L2

Kriterien

Natur des Kontaktes Scließkörper/Schieber

Kein

Stoß

Schmierung der Führungselemente Kühlung

Motoröl/Festschmier- Motoröl/Festschmierstoff stoff Ansaugluft Tellerventilschaft

20

5.6.3. Subsysteme Aufgliederung

Umschaltvorrichtung

Drosseleinrichtung

Drosseleinrichtung

Abgasseitig

Einlassseitig

Drosselschieber

L1

L2

Schwimmerlösung

Rückschlagventil

Schwimmer

Antrieb

Antriebsart

Schließkörper

Gestaltung

Schließkörperform

Führung

Innerekanalform

Abdichtung

Schließsitz

Abb.

8 21

(A1-A2-A3) A3)

Drosselschiebersitz

Drosselschieber Drosselschieberführung

Schmierungsystem

Antrieb

5.7. Drosseleinrichtung-Einlaßseitig 5.7.1. Prinzip Die frischluftseitige Drosseleinrichtung ist durch einen rohrförmigen Schieber gekennzeichnet, Der Schieber ist koaxial zum gemeinsamen Ein- und Auslassventil positioniert, so dass er wechselweise den jeweils senkrecht zur Schieberachse einmündenden Einlass- ,oder den am Ende des Gaswechselkanals befindlichen Auslasskanal, mit dem Schließschwimmer versperrt. Diese Ausführung hat den Vorteil dass die Verbindungskanallänge zwischen der Auslassmündung und dem gemeinsamen Ein- und Auslassventil sehr kurz zu halten ist[11]. Der rohrförmige Schieber ist in seine axiale Richtung durch parallel angeordnete Führungsachsen und (oder) durch die Verbindungskanalwand gelagert und entsprechend geschmiert. 5.7.2. Lösung-Konzept-Skizze A-1

Abb.

9 22

5.7.2.1. 3D-Entwurfskonzept A-1 Abgas Dichtungspakete

Schmierlöscher

Schmierölraum Axial Gleitlager Dichtungspakethalter

Schieberbuchse Frischgas Tellerventilsitz

Bild

Bild

3

4

23

5.7.2.2. Drosselschieber allgemein Der Schieber ist im Gaswechselkanal zwischen den Einmündungen der Einlassleitung und der Auslassleitung angeordnet. Dabei ist auch zu berücksichtigen, dass die Funktion dieser Umschaltvorrichtung insofern erleichtert ist, als dass zwischen dem Einlass- und dem Auslasskanal kein wesentlicher Druckunterschied vorhanden ist. So werden an die Dichtheit der Führung und des Sitzes des zylindrischen Verschlusskörpers keine besonderen Ansprüche gestellt [1]. Insbesondere während des Ausschiebtaktes wird der Drosselschieber thermisch sehr hoch belastet daher ist eine entsprechend geeignete Werkstoffauswahl mit einer effektiven Schmierung nicht zu umgehen. Da der Schieber in gleichen Bedingungen wie das Tellerventil betrieben werden soll, d.h. höchsten thermischen Beanspruchungen (Temperaturen bis 1000°C) ist bei der Werkstoffauswahl der gleiche Werkstoff wie für ein Auslassventil zu wählen. Ohne weite Panzerung des Schiebersitzes, weil der Schieber gegen keine hohen Druckunterschieden den Einlasskanal dichtet. Das Spektrum der Ventilwerkstoffe reicht von hochlegierten CrSi-Stählen über hochlegierte CrMoV-, CrMnNi-, CrMnNiNb- oder CrMnMo-Stählen bis zu Nickel-Basis-Legierung Nimonic 80A[1-Z.278]. Die über die Innenwand des rohrförmigen Schiebers aufgenommene Wärme wird direkt zmr Öl über die Laufbuchse übertragen. Die Wärmeleitfähigkeit des Schiebersmaterials soll nicht so hoch sein, denn ein hoher Wärmeleitkoeffizient wird das Öl zum Verbrennen bringen oder könnte sogar die Laufbuchse schmelzen. Dagegen ist der Wärmeleitkoeffizient der Laufbuchse so hoch wie möglich zu wählen, damit die vom Schieber aufgenommene Wärme schneller zum Öl und zur Zylinderkopfwand abgegeben werden kann, was eine thermische Entlastung der Komponente bewirkt. Ein direkter Kontakt der Laufbuchse (große Wärmeleitfähigkeit) mit dem Feuer (in seiner geschlossene Position bedeckt der Umschaltschieber nicht die gesamte Innenfläche der Laufbuchse) ist zu vermeiden, da es dort zur Vernetzung des Aluminiums (Zylinderkopfmaterial) wegen der höheren thermischen Belastung führen konnte. Ein anderer begünstigender Faktor kommt zur thermischen Entlastung des Systems, nämlich das Frischgas. Im Ausschiebetakt ist eine entsprechend großer Länge des Drosselschiebers von kalten Frischgasen an seiner Außenseite umgegeben. Dies bewirkt einen sicheren Abbau der Temperaturspitzen und eine bessere Kühlung, hat aber doch schlechtere Wirkung auf den Liefergrades des Motors die aber durch weitere Maßnahme kompensiert werden kann. 5.7.2.3. Drosselschiebersitz Bezüglich der Auslegung des Drosselschiebersitzes sind noch Werkstoff und Lage im Zylinderkopf zu klären. Hohe Verschleißfestigkeit, thermische Beständigkeit, gute Wärmeleitfähigkeit und große Korrosionsbeständigkeit bei Hochtemperaturen sollten Eigenschaften des gesuchten Materials sein. All diese Merkmale besitzt das Ventilsitzmaterial der herkömmlichen Motoren. Die Ventilsitzringe bestehen aus legiertem/vergütetem Grauguss, Stahl, Halbstahl und Sonderlegierungen. Sie reichen vom niedrig legierten Sinterstahl bis zu hochverschleißfesten Werkstoffen auf Fe-Basis mit höhen Anteil an Co, Cr, Mo, Ni und Mn mit Festschmierstoffanteilen (Bleifrei-Betrieb), wie z.B. Pb. Bei Sinterwerkstoffen ist zudem eine Cu-Infiltration zur Erhöhung der Wärmeleitfähigkeit möglich[1-Z.279]. Der Tellerventilsitz und der Drosselschiebersitz können gemeinsam aus einem gleichen Ring gedreht sein, dies ermöglichst eine optimale Zentrierung des Sitzes des Drosselschiebers, so werden Kosten gesenkt und bessere Genauigkeit erzielt[9].

24

5.7.2.4. Drosselschieberführung Eine einwandfreie axiale Führung des oszillierenden Drosselschiebers ist zu gewährleisten. Für die Schieberführung kommen phosphorlegierter Grauguss oder z.B. auch Sintermetallstahllegierungen mit Festschmierstoffanteil in Frage. [1-Z.279] Als Hauptkriterien für die Drosselschieberführung: 5.7.2.5. Verschleißfestigkeit In der Abgaskanalseite wird wegen mangelender Kühlung und unzureichender Schmierung, da der Abgasdruck das Eindringen des Öls und das behalten des Schmierfilms verhindert, werden noch mehr Verschleißerscheinungen beobachtet. Die Verschleißmechanismen sind Abrasion und Adhäsion. Im Gegensatz zur üblichen Ventilführungen von Tellerventilen sind die treibenden Kräfte sowie der Druckunterschied zwischen Abgas und Einlass nicht besonders groß. Deswegen ist die Genauigkeit nicht so hoch zu stellen. Ein nicht zu verachtender Einflussparameter ist, dass der aufgenommene Wärmestrom wesentlich größer(Wärmeaufnahmefläche relativ groß) sowie die zu erwartenden Höchsttemperaturen (nähere Lage zur Auslassventil) höher als bei der Tellerventilführungen sind, was zu einer größeren Temperaturbelastung führt. 5.7.2.6. Wärmeleitfähigkeit Eine dezisive Bedeutung hat die Wärmeleitfähigkeit der Schieberführung, da über diese Führung muss das größte Teil der über den Schieber aufgenommenen Wärme in Zylinderkopf und zum Schmieröl abgeleitet werden. Der Schieber wird den heißen Abgasströmen direkt ausgesetzt. Die thermische Belastung der Bauteile wird durch eine gute Wärmeleitfähigkeit des Werkstoffes gesenkt. Die Temperatur des Schmieröls darf nicht 150 bis 170°C heiß werden da ansonsten zur Verbrennen des Öls kommt. Dies wird z.B. durch die Erhöhung der Schmieröldurchsatz verhindert. Eine dünne Keramik Schicht „Portliner“ [10] und eine feine Abstimmung der Ölkreislaufs (durch technische Berechnung) wird der aufgenommene Abgaswärmestrom ohne Versagen der Inneren Komponente oder Verbrennen des Schmieröls abgeleitet. 5.7.2.7. Wärmeausdehnung Die Drosselführung wird ähnlich wie ein Ventilsitzring über eine Pressverbindung in den Hals des Gaswechselkanals geschoben. Eine Materialkombination wird gesucht, die das Lösen der Verbindung wegen unterschiedlicher Wärmeausdehnungskoeffizienten verhindert, sowie bei Temperaturerhöhung das Klemmen des Systems ausschließt. 5.7.2.8. Schmierung Das tribologische System wird aus Drosselschieber und Drosselschieberführung (Laufbuchse) gebildet. Die Schmierung erfolgt über Motorenöl, das durch kleine Löcher in der Laufbuchse über einer Aussparung im Hals der Gaswechselkanal zugeführt wird, oder über eine mit Motorenöl imprägnierte Stoffbuchspackung.

25

5.7.2.9. Vorgesehene Kühlungsart Die Kühlung erfolgt über das Motoröl. 5.7.2.10. Abdichtfunktion Abdichten geschieht mit Hilfe von Stoffbuchspackung. Sie zeichnen sich durch höchste Chemikalien- und Temperaturbeständigkeit sowie beste Dichtwirkung und Dauerelastizität aus. Auch nach Temperaturzyklen kommt es weder zu Kaltfluss, Schrumpf oder Altern des Werkstoffs. Sie kommen bei sehr hohen Drücken (bis 1000 bar), Temperaturen(bis +550°C in den meisten Medien, bis +700°C in Dampf, bis 2500°C in Inertgasen) und bei sehr schneller Gleitgeschwindigkeit(bis 25m/s) [Freudenberg Process Seals] zum Einsatz. Bsp. Carbosteam [Freudenberg Process Seals] wird aus flexiblen Kohle- Garnen mit einer speziellen Grafit- Imprägnierung geflochten.

Seal-Cage Stoffbuchspackung

Bild

5

Anstelle von relativ harten, geflochtenen Packungsringen wird weiches, faserhaltiges und verformbares Verbundmaterial in den Stopfbuchsraum gepressen („injizieren“),eine Brille(Seal-Cage) ist zu diesem Zweck verwendet (Temperaturlimit des Seal-Cage beachten).

26

5.7.3. Schließvorgang ohne Komponenten-Kontakt Komponenten A-2

Schwimmender Schließkörper

Luft-Spalt Schließkörper/Drosselschieber

Abgasphase (Drosselschieber Unten)

Drosselschieber

Luft-Spalt Drosselschieber/ Zwischenkanal

Luftzufuhr Einlassphase (Drosselschieber Oben)

Abb. 10

5.7.3.1. 3D-Entwurfskonzept Entwurfskonzept Kein Kontakt (sehr geringer Luftspalt)

Abgas Eigentliche Axialführung

Frischluft

Sitzring des Tellerventils

Bild

6

27

Schließkörper ohne Komponenten-Kontakt Die axiale Führung des Schiebers geschieht nicht über seine Mantelfläche sondern über Führungsstangen. Eine der drei Stangen wird zur Antrieb der Drosselschieber benötigt.

Bild 7

5.7.3.2. Abdichtfunktion Abgedichtet ohne Dichtelemente, wird wegen relativ kleinem Druckunterschied zwischen Abgas und Einlass über einen kleinen Luftspalt, der zwischen Rohrschieber und Schieberführung so eingestellt ist, dass nur geringe Mengen an Leckage zugelassen werden. Ein entsprechendes Bestimmen des Wärmeausdehnungsverhalten der Komponenten ist nicht zu umgehen, da der Luftspalt nicht übermäßig (groß oder klein) sein soll. da es beim Kaltstart zu kaum Abdichten kommen könnte, oder im Volllastbetrieb zu unkontrolliertem Verschleiß. Der erste Fall hat (mangelende Abdichten) die Störung des normalen Motorverhaltens mit schlechteren Wirkungsgraden zur Folge. Bei direktem Kontakt der oszillierenden Komponenten ist eine Gefährdung der wichtigsten Betriebsfunktionen des Motors bis zum Versagen der Maschine zu erwarten. 5.7.3.3. Schmierung Die Schmierung in der Drosseleinrichtung ist nicht erforderlich, da kein Kontakt zwischen Drosselschieber und Führung(außer Antriebs- und Führungsstangen) stattfindet, das Abdichten geschieht über Luftspalt. 5.7.3.4. Vorgesehene Kühlungsart Die Kühlung wird ausschließlich über die kühle Ansaugluft geschehen.

28

5.7.4. Lösung-Konzept A-3 trockengeschmiertes Kontakt

Bild 8

Einfachheit ist in diesem Fall bestrebt, Druckunterschied ist relativ gering daher ist das Abdichten ohne Dichtelemente möglich. Dies ermöglicht ein hervorragendes Betriebsverhalten der Kraftmaschine, da technisch bedingte Ausfälle auf Grund des trockengeschmierten Betriebes der Umschaltvorrichtung sehr selten auftreten. Die technische Herausforderung wird sich auf eine geeignete Werkstoffauswahl und mit einem entsprechenden Betriebsspiel beschränken. [Der Bau eines Prototyps ist unverzichtbar da solche Parameter(Betrieb-Spiel etc.) bei so unterschiedliche Betriebszustands (KaltstartVollastbetrieb) im Vornehinaus sehr schwer zu bestimmen. 5.7.4.1. Schmierung Schmierung erfolgt über Festschmierstoffe Als Festschmierstoffe haben sich Graphit und Molybdändisulfid als Stoffe mit Schichtgitterstruktur (in Schichten angeordnete kleinste Lamellenartige Teilchen) in der Praxis durchgesetzt. Sie werden dort angewendet, wo keine hydrodynamische Schmierung erreicht werden kann, d.h. bei hin- und hergehender Bewegung oder bei Stoßbelastung, die den Schmierfilm durchbrechen würde. Auch bei ungünstiger Werkstoffpaarung wie Stahl auf Stahl ist die Trennwirkung durch Festschmierstoffe vorteilhaft. 29

Bild 9

Die festhaftenden Gleitfilme werden nicht so leicht weggequetscht wie ein Ölfilm, vor allem auch unter sehr hohen Temperaturen, unter denen sogar synthetische Öle versagen. Molybdändisulfid MoS2 ist von -180…+450°C einsatzfähig, unter Luftabschluss sogar bis 700°C. Es wird handelsüblich in Pulverform oder eingemischt in Pasten, Fetten oder Ölen geliefert. Die Reibzahl im Lager sinkt mit zunehmender Belastung und liegt zwischen 0,02 und 0,12. Wegen des hohen Preises von Molybdändisulfid kann stattdessen Graphit verwendet werden. Graphit ist besser wärmeleitend als MoS2 aber besitzt kein so großes Haltevermögen. Graphit wird meistens in Verbindung mit andern Trägern oder Schmierstoffen eingesetzt, bei 400°C beginnet es zu oxidieren und verbrennt oberhalb 550°C. [5] Diese Maßnahme verbessert die Emissionsdaten da es keine bzw. weniger Ölleckage gibt, darüberhinaus stellt diese Lösung eine technische Vereinfachung des Schmiersystems dar. 5.7.4.2. Vorgesehene Kühlungsart Die Kühlung geschieht über das Zylinderkopfmaterial. 5.7.4.3. Abdichtfunktion Mit Feststoffschmierung ist das Abdichten überflüssig da ein Feststoffschmierfilm für das Abdichten auseichend (relativ große Dichtungsvermögen des Films) dennoch können hier auch die Stoffbuchspackung zumindest Abgas-Seitig doch eingesetzt werden.

30

5.8. Drosseleinrichtung-Abgasseitig 5.8.1. L1-Tauchschwimmerlösung

Bild 10

5.8.1.1. Arbeitsprinzip Der obenliegende oszillierende Schwimmer taucht in den Schieber während des Einlasstakts ein und dichtet so gegen Abgasrückfuhr ab. Eine mögliche Überschneidung wird grundsätzlich durch die Erhebungskurven der beiden oszillierenden Elemente im Zusammenspiel mit dem Haupttellerventil ermöglicht. Es ist zu bemerken, dass kein Reib- oder Stoßkontakt zwischen den beiden Komponenten statt findet. Das Abdichten gegen das Eindringen der Abgase in den Frischluftkanal wird in erster Linie dank eines Luftspaltes (relativ kleine Druckunterschiede) der klein genug ist um seine Abdichtfunktion in allen Betriebsphasen zu gewährleisten, ermöglicht. Ein zusätzlicher begünstigender Faktor besteht darin, dass Abgasstrom Massen behaftet ist. Dies beeinflusst die Überschneidung der Umschaltvorrichtung. Bei schnell drehendem Motor wird diese Eigenschaft eine relativ große Bedeutung haben, auch bei der Suche nach optimalem Betriebsverhalten mit den entsprechenden Steuerzeiten. Da der Tauchschwimmer nicht über seine Mantelfläche axial geführt werden kann, sind externe Führungen vorgesehen. Dies ermöglicht, dass die Mantelfläche in Folge von Reibung nicht beschädigt werden kann und so der Luftspalt im Laufe der Zeit sich nicht verkleinert was zur minderen des Abdichtvermögens führt. Ein weiterer Vorteil hat diese Lösung in dem es keine direkt zur heißen Abgasen ausgesetzten Flächen gibt, die geführt, geschmiert oder abgedichtet werden müssen, anders gesagt, das axiale Führen geschieht anhand von Führungsbuchsen die seitlich zur Abgaskanals angeordnet sind. Diese Führungsart ist eine 31

mit Feststoffschmierung ist das abdichten überflüssig da ein Feststoffschmierfilm für das Abdichten auseichend (relativ große Dichtungsvermögen des Films) ist. Dennoch können hier auch die Stoffbuchspackung zumindest Abgasseitig doch eingesetzt werden. Bewährte Lösung für die Führung von Tellerventilen in üblichen Verbrennungskraftmaschinen. 5.8.2. L2-Abgasrückschlagventil 5.8.2.1. Hauptaufgabe Wie sein Name lautet, ermöglicht das Rückschlagventil zuerst die heißen Abgase ohne Widerstand das Abgassystem zu verlassen und gleichzeitig verhindert das freigesetzte Gas zum Zwischenraum(Raum am Anfang des Abgaskanales direkt nach dem Ventilsitz und vor dem Rückschlagventil) zurückzukehren. Die Anwesenheit jener Abgasmenge in dem Zwischenraum nach der Abgasphase ist nach theoretischem Arbeitszyklus dieser Entwicklung unerwünscht, denn es wird im Rahmen dieser Entwicklung bestrebt, das System so zu gestalten, dass um den geringstmöglichen Abgasrückstand zu haben (aus Leistungssteigerung-Sicht) aber es ist durchaus erwünscht eine bestimmte Rate an Abgas im Frischgas zurückzuführen um die Schadstoffemission unten zu halten. 5.8.2.2. Hauptanforderungsliste

Anforderungen • Geringe Teilezahl • Hohe Zuverlässigkeit • Wartungsfrei

Art F F F

• •

Kostengünstig Einfache Montage

W W

•

Geringes Volumen

W

(F= Forderung; W= Wünsch)

5.8.2.3. Konzeptlösungssuche und Bewertung Tabelle 1 unten :Prinzip-Konzepte der Gestaltung und Betätigung des Abgasrückschlagventils

Betätigungsarten Extern L1: Drosselklappe

L2: Drehendes Ventil

32

L3: Kraftschlüssig Antriebsart

L4: Formschlüssige Antriebsart

L5: Querschieber

L6: Elektromagnet Elekt

Selbst L7: Metall Lamellen

L8: bewegliche Schließkolben mit Rückstellfeder

Die technische Wirtlichkeit ist ein normierter Wert 0<W 0< t<1 Bewertungsmaßstab: 4 Punkte=sehr gut 3 Punkte= gut 2 Punkte= ausreichend 1 Punkte= gerade noch tragbar 0 Punkte= unbefriedigend

Tabelle 2 unten:: Bewertungstabelle für die Technische Wertigkeit von Steuerungsart PrinzipPrinzip Konzepte mit Gewichtung Gewich tung

Anforderungen

B1

B2

B3

B4

B55

B6

B7

B8

•

Dichtfunktion bei höheren Drehzahlen gewährleisten

4

3

4

4

4

2

4

4

4

•

Geringe Energieaufwand

2

2

2

1

2

2

3

4

4

•

Schließ und Öffnungsverlauf Einstellbar Implementierungsgrad im Abgaskanäle Regelbarkeit an Betriebsparameter (Last) Öffnen bei minimaler Druck (bzw. Drehzahl) Höhe thermische Belastbarkeit

2

2

2

3

3

3

4

0

0

2

3

3

2

2

1

3

4

4

2

3

3

2

2

2

4

0

1

4

3

3

3

3

3

3

4

3

4

2

3

2

3

2

3

1

2

• • • •

33

•

3

3

3

2

2

2

3

4

3

•

Geringe Anzahl beweglicher Teile Wartungsfrei

3

3

3

3

2

3

3

1

3

•

Einfachheit der Elemente

2

2

2

1

2

1

3

4

4

•

Kostengünstig

1

3

2

1

2

1

3

4

4

•

Montagefreundlich

1

2

3

2

3

2

3

4

4

•

Lebensdauer

3

2

3

3

4

2

4

0

1

96

81

91

70

110

83

91

Summe Punkte

132 85

Technische Wertigkeit

1

0,64 0,73 0,61 0,69 0,53 0,83 0,63 0,69

5.8.2.4. Kritik der Lösungsauswahl Angesichts der erzielten Punkte ist die sechste Lösung zu den Anderen bei weitem zumindest in der jetzige Entwicklungsphase zu bevorzugen. Eine mögliche Kombination der erstrangigen Lösungen ist denkbar, aber wir beschränken uns aus methodischen Gründen auf die weitere Konzeptentwicklung der Lösung sechs. In der Prototypenbauphase es ist denkbar und sogar vorteilhaft die Lösung acht wegen seiner Ähnlichkeit(zu B6) und seiner Einfachheit zuerst zu bauen um das Systemverhalten praktisch zu analysieren. Erstens wird das Konzept dadurch reifer, konkreter und bewertbarer. Zweitens um die mögliche Verzögerungen der Arbeiten an der Steuerung der Magnetspule im Voraus gedacht entgegen zu handeln.. 5.8.2.5. Rückschlagventilkörper Infolge der prinzipgemäßen Wahl der Ausbildung des Drosselventils als kegelförmige Schließkörper beansprucht die Drosselregelung bzw. Drosselsteuerung praktisch keinen zusätzlichen Platz. Der Abgasschließkörper stellt einen integrierten Bestandteil der Gaswechseleinrichtung dar. Der Antrieb der Drosselschieber sowie des kegelförmigen Schließkörpers geschieht in dieser Ausführung über ein elektrisch betätigtes Hubmagnet. 5.8.2.5.1. Anforderung an Schließkörper Anforderungen

Art

•

Geringer Strömungswiderstand

F

•

Geringe Teileanzahl

W

•

Große Wärmebeständigkeit

F

•

Verschleißfest(an Sitzflächen)

F

•

Minimales Gewicht ( Massenträgheitskräfte bei höhe Taktzeiten )

W

(F= Forderung; W= Wünsch)

Die gesuchte Form des Schließkörpers (mit festem Kontakt) wird ähnlich Abb.11 aussehen. 34

Zwischenteil mit großen Wärmeleitfähigkeit Eigenschaften , Verschleißfest und Magnetisch.

Obererteil und unterer Teil aus feuerfestem Stoff es soll nicht stoß anfällig sein. Die Materialauswahl richtet sich auch an der Spezifische Masse des Materials denn das Gewicht soll minimal bleiben um Resonanz oder Steuerungsprobleme bei Höher Drehzahl zu vermeiden. Nicht magnetische Werkstoffeigenschaften bevor zogen. Der Neigungswinkel der unteren Konus muss genug Groß sein möglichst wenig Strömungsturbulenz

Elektrische Spule Abgaskanalinnen -wände

Abb.11

Strömungsrichtung der Heißen Gase

Die Abmäße der Schließkörper werden Anhand einer Strömungssimulation gewonnen. Die Elektrische Spule wird im untern Bereich der Schließkörpersitz gebracht. 5.8.2.6. Kanalinnenform und Ventilsitzes: 5.8.2.6.1. Anforderung Anforderungen

Art

Geringes Turbulenz Wenig Strömungswiderstand Minimale Überhitzung der Sitzfläche Verschleißfest(an Sitzflächen)

F F W W

(F= Forderung; W= Wünsch)

Die Kanalinnenform besteht im wesentlich aus drei Teilflächen wie in Abb.12 abgebildet:

II

Der Ventilsitz wird am Fuß der Zwischenform (I) positioniert seine endgültige Länge, Material und Neigung hängt von den Ergebnissen eines Prototypenversuchs ab. Ob der Sitz direkt im Abgaskanalwerkstoff mit extra Schutzschicht oder mit aus anderem Werkstoff gedrehtem Ventilsitz der im Innenkanal eingepresst wird, ist je nach Reife des Gesamt-Konzepts zu wählen.

I I

Abb.12

35

Ein- und Austrittkanäle(I und III), ihre Form wird hier nicht verändert (meistens rund oder oval förmig)

Das unten stehende Bild stellt eine Reihe von Ansatzformen für die Abgaskanalinnenform dar.

Bild 11 Eine wissenschaftlich richtige Vorgehensweise zwecks optimaler Formauswahl wird uns heute zu einer rechnerunterstutzten Strömungssimulation führen. In dieser Simulation wird eine Reihe von Kombinationen durchgeführt, jede Kanalform wird mit einer Form oder mehreren Schließkörperformen (mit verschiedenem Kegelwinkel, Dringtiefe und maximale Öffnungsfläche). All die Parameter, die eine direkte Wirkung auf die Strömungsgeschwindigkeit ,-Druck und -Temperatur werden aufgenommen in der Simulation übertragen und die Ergebnisse werden analysiert um den günstigsten Strömungsverlauf mit den minimalen Auswirkungen auf die interne Teile (Bsp. Überhitzen bestimmte Stellen) zu erzielen. 5.8.2.7. Kritik zur Gesamt Lösungskonzept des Rückschlagventils Eine schlechtere Entleerung des Arbeitsraums während des Ausschiebetakts wird geschehen wenn der kegelförmige Schließkörper ausschließlich über eine Feder in seinen Sitz dicht gemacht. Die Federkraft muss daher von den Abgasen überwunden werden, dann ist eine schlechtere Entleerung des zugehörigen Zylinders zu erwarten. Wenn die Feder zu weich wäre, lässt sich der Schließkörper bei niedrigen Drehzahlen nur mit geringem Druckunterschied öffnen, aber bei höheren Drehzahlen ist die Eigenfrequenz schnell erreicht und so bleibt er immer in seiner geöffneten Position, aber im Falle der zu steifen Feder wurde dies eine schnelleres Drehen des Motors begünstigen aber der Arbeitsraum wird kaum von Abgasen entleert was zu einer niedrigen Wirkungszahl führt.

36

5.9. Ausarbeitung der Lösungskonzept A3 5.9.1. Lösungskonzept-Skizzen A3

Abb.13

Bei dem Ausschiebetakt wird sich der Kolben nach Oben bewegen, das Tellerventil ist geöffnet und der Drosselschieber befindet sich in geschlossener Position, so werden heiße Abgase vom Zylinder ausgeschoben. Der Drosselschieber (2) führt eine oszillierende Bewegung längs der Tellerventil-Achse aus. Seine Axiale Führung geschieht über die Drosselschieber-Führung (3). Der Festschmierstoff wird über (hier nicht skizziert) kleine Hohlraume, wo der Schmierstoff als Stäbe oder Pulverförmig gelagert ist, zur Gleitfläche geführt. Der Antriebmechanismus sowie seine Haupteigenschaften werden wegen der Übersichtlichkeit nachträglich erklärt. Die Drosselschieberführung übernimmt die axiale Führung des Schiebers. Eine Festschmierstoffsicht kommt zur Schmierungszecke im Einsatz, Festschmierstoff wird durch kleine Löcher zur Kontaktstelle geführt. Der schwimmende Schließkörper befindet sich in seiner geöffneten Stellung, er gleitet in dem Tellerventil, sein Antrieb wird auch wegen der Übersichtlichkeit später definiert.

37

Abb.14

Im Ansaugtakt bewegt sich der Kolben nach unten, das Tellerventil bleibt offen. Der schwimmende Schließkörper taucht in das sich nach Oben bewegende Drosselventil und versperrt so die Abgaskanalseite und verhindert das Zurückringen der Abgase zum Arbeitszylinder. Wegen der höhen Geschwindigkeiten der Schließvorgänge und der ungünstigen Arbeitsbedingungen(sehr hohe Temperaturen, oxidierender Atmosphäre) ist es so gedacht, dass es keinen festnr Kontakt zwischen den Drosselschieber(2) und das Schließkörper(1) gibt. Der geringe Luftspalt gewährleistet ein Minimum an Leckage, er muss so eigestellt sein, dass es bei Vollastbetrieb zu keinem Klemmen kommt sowohl als auch, dass bei Kaltstart der Luftspalt noch genug klein um seine Dicht-Funktion zu gewährleisten.

38

Abb.15

Der Arbeitstakt wird sich genau wie bei einer üblichen Vierakt-Verbrennungskraftmaschine verlaufen. Die Umschaltvorrichtung bereitet sich auf den nächsten Ausstoßtakt vor, d.h. Drosselschieber geschlossen und Schwimmer in geöffneter Stellung. Zusammenfassung: Wegen der immer verschärfenden Emissionsgesetze besteht die Tenden, ein Minimum an Ölleckage zu haben. Diese Forderung wird durch geschickte Werkstoffkombination und geeignete Schmierung erreicht, wobei Verschleiß minimiert und bessere Trockenlaufeigenschaften gewährleistet wird.

39

5.9.2. 3D Entwurf-Konzept A-3(abgas- und frischluftseitig)

Bild.12

40

5.9.3. Einlassseite Das Abdichten gegen das Eindringen der heißen Abgase in Frischluftraum und gleichzeitig gegen die Ölleckage aus dem Ölzufuhrraum geschieht in erster Linie über Dichtungspakete.

Bild.13

5.9.3.1. Antriebsinnenformscheibe

Bild.14 41

5.9.3.2. Kinematik des Schieber-System

Kurve.1

Schiebererhebungskurve

Kurve.2

Schiebersgeschwindigkeitskurve

Kurve.3

Schiebers-beschleunigungskurve 42

5.9.3.3. Massenkräfte Hinweis: Die Allüre der Innenform wurde ohne Optimierung deren Verlauf erstellt, deswegen sind die Beschleunigungswerte relativ groß, aber wegen der kleinen Massen sind relativ kleine Massenkräfte zu erwarten. Für 1U/sec amax=5ms-1 (nach Schieberbeschleunigungskurve). -1

für 6000U/min amax=500ms und die gesamte Masse der Schwimmer (Stahllegierung) ist um die 60g schwer dann die Maximale auftretende Kraft ist Fmax=30N. Die auftretende Belastung ist daher gering.

Bild.15 5.9.3.4. Analogiebestimmungsmethode des Beanspruchungsgrads der Drosselschieberführung Außenkräfte

Vergleichsanalogie der Beanspruchung zwischen Drosselschieberführung und Tellerventilführung Ventilführung/Tellerventil Drosselschieberführung/Drosselschieber Ja wegen Nockentrieb Nein

Reibkraft an Stirnfläche Querkraft Normalkraft Gaskraft

Ja wegen Ventilfeder Ja außenmittig Ja am Ventilteller

Nein (kein Feder) Ja Antriebstange Nein (normal auf innenmantelfläche)

Ungleichmäßige Verschleißerscheinunge n bei Tellerventilführung

Gleichmäßige Verschleißerscheinungen bei Drosselschieberführung

Bild.16

Bild.17

43

Die Belastung innerhalb der Ventilführung des Tribosystems Ventilführung/Tellerventil verursacht das Kippen des Ventils daher sind nockenseitig und kanalseitig auf die Ventilführung ungleichmäßige Verschleißerscheinungen (Bild.17). Im Vergleich zur Führung des Tellerventils ist unser Tribosystems Drosselschieber/Drosselführung gering beansprucht da keine Querkräfte auftreten. 5.9.4. Überschneidung Dabei ist es möglich, die axiale Länge der rohrförmigen Schieber und die relative Position des Schwimmers so zu variieren dass es uns gelingt direkt nach dem Ausschiebetakt der Verbrennungsabgase den Abgaskanal abzusperren da bei einer niedrigen Drehzahl eine Überschneidung zu vermeiden ist. Für die Verstellbewegung der Umschaltvorrichtung ist dabei ein größerer Hub als bei gewöhnlichen Ventilen erforderlich, der sich dabei nach der geforderten Ventilüberschneidung richtet Wegen ihrer relativ großen Länge des Siebers und des geringen Differenzdrucks zwischen dem Einlass- und dem Auslasskanal gewährleistet er im Betrieb während der Überschneidungsphase für den jeweiligen Kanal eine genügend gute Abdichtwirkung auch bei mäßigen Spielen. Der in diesen Bereichen auftretenden Wärmedehnungen der Verschlusskörper (Schieber und Schwimmer) und Zylinderkopf sollen bei der Systemauslegung berücksichtigt werden. Hierdurch wird bei Vollastbetrieb der Brennkraftmaschine eine gute Spülung des Zwischenraums, also des Raums zwischen dem eigentlichen Ventil einerseits und dem Einbzw. Auslassquerschnitt andererseits, sichergestellt, woraus eine gute Zylinderfüllung und damit eine hohe Literleistung resultiert. Andererseits wird die Abgasrückansaugung aus dem Auslasskanal bei Teillastbetrieb mit Sicherheit unterbunden, da einerseits der Schieber bei Auftreten höher Saugunterdrücke im Zylinder bereits in seiner Endposition auf dem zugeordneten Sitz sich befindet und dadurch den Kanal gegen der Auslassleitung abdichtet und andererseits durch die gemäße Dimensionierung der Länge des Drosselschiebers[12]. Zweckmäßigerweise soll die axiale Länge der Buchse und mit diesem zusammenwirkenden Zylinderkopf nach Maßgabe der gewünschten Überschneidung von Ein- und Auslasskanal bemessen im Bezug auf das Motor-Typ (schnell-, langsamlaufend oder Rennmotor) sein. Dadurch kann eine effiziente Überschneidung vom Ein- und Auslasskanal zwecks guter Spülung und Füllung des Zylinders der Brennkraftmaschine eingestellt werden. Für die Gasströmung eignet sich ein spiralförmiger Einström-Raum, ähnlich wie bei Strömungsmaschinen[12].

44

5.9.5. Analyse des Schieberschenkels

5.9.5.1 Einführung Die Belastungsanalyse von Autodesk Inventor Professional wurde zur Simulation des Verhaltens eines Maschinenbauteils unter Traglastbedingungen verwendet. Die in diesem Bericht aufgeführten Ergebnisse wurden durch die ANSYS-Technologie generiert. Lehnen Sie einen Entwurf nicht allein basierend auf den in diesem Bericht enthaltenen Daten ab bzw. akzeptieren Sie ihn nicht allein basierend hierauf. Verwenden Sie zum Bewerten von Entwürfen diese Informationen zusammen mit Testdaten und der praktischen Erfahrung von Konstrukteuren und anderen Experten. Die ordnungsgemäße Herangehensweise an einen Konstruktionsentwurf setzt in der Regel physischen Test als letzte Stufe der Prüfung der strukturellen Integrität auf der Grundlage einer gemessenen Präzision voraus. Weitere Informationen über die Belastungsanalyse von AIP und ANSYS-Produkte für Autodesk Inventor erhalten Sie unter http://www.ansys.com/autodesk. 5.9.5.2 Geometrie und Netz Mit der unten aufgeführten Relevanzeinstellung wurde die Feinheit des in dieser Analyse verwendeten Netzes gesteuert. Zur Referenz: Die Einstellung -100 erzeugt ein grobes Netz, schnelle Lösungen und Ergebnisse, die eine beträchtliche Unbestimmtheit aufweisen können. Eine Einstellung von +100 erzeugt ein feines Netz, führt zu längeren Lösungszeiten und einer geringeren Unbestimmtheit der Ergebnisse. Die Standard-Referenzeinstellung ist Null.

TABELLE 1 Schenkel-u.ipt Statistik Begrenzungsrahmenmaße 20,3 mm 5,343 mm 35,52 mm 3,647e-003 kg Teilemasse 464,6 mm³ Teilevolumen 0 Netzrelevanzeinstellung 1067 Knoten 439 Elemente Die Begrenzungsrahmenmaße geben die Längen in globaler X-, Y- und Z-Richtung an.

5.9.5.3 Materialdaten Bei dieser Analyse wird vom folgenden Materialverhalten ausgegangen: • Linear - Spannung ist direkt proportional zur Belastung. • Konstant - Alle Eigenschaften sind temperaturunabhängig. • Homogen - Eigenschaften ändern sich im Volumen des Teils nicht. • Isotrop - Die Materialeigenschaften sind in allen Richtungen identisch. TABELLE 2 Stahllegierung Elastizitätsmodul 2,05e+005 MPa Poissonsche Zahl 0,3 7,85e-006 kg/mm³ Massendichte Zug-Streckgrenze 250,0 MPa 0,0 MPa Zugfestigkeit 45

5.9.5.4. Lasten und Abhängigkeiten Lasten und Abhängigkeiten Die folgenden Lasten und Abhängigkeiten wirken auf bestimmte Regionen des Teils. Regionen wurden durch die Auswahl von Flächen, Zylindern, Kanten oder Scheitelpunkten definiert.

Name Kraft 1

Festgelegte Abhängigkeit 1

Name Festgelegte Abhängigkeit 1

TABELLE 3 Definitionen für Lasten und Abhängigkeiten Typ Größe Oberflächenkraft 30,0 N

Fläche - Festgelegte Abhängigkeit

0,0 mm

TABELLE 4 Abhängigkeitsreaktionen Kraft Vektor Moment 29,99 N -2,477e-010 N 974,1 2,382e-009 N N·mm 29,99 N

Vektor 0,0 N 0,0 N -30,0 N 0,0 mm 0,0 mm 0,0 mm

Moment-Vektor -3,25e-007 N·mm -974,1 N·mm -1,204e-006 N·mm

Anmerkung: Vektordaten entsprechen den globalen X-, Y- und Z-Komponenten. 5.9.5.5. Ergebnisse In der Tabelle unten sind alle strukturellen Ergebnisse der Analyse aufgeführt. Der folgende Abschnitt stellt Zahlen zur Verfügung, die die einzelnen Ergebnisse verteilt über die Fläche des Teils zeigen. Der Sicherheitsfaktor wurde unter Verwendung der maximalen Entsprechung der Spannungsbruchtheorie für verformbare Materialien berechnet. Die Spannungsgrenze wurde durch Zug-Streckgrenze des Materials angegeben. TABELLE 5 Strukturelle Ergebnisse Name Minimum 0,1649 MPa Vergleichsspannung Maximale Hauptspannung -25,62 MPa Minimale Hauptspannung -104,9 MPa 0,0 mm Deformation 2,358 Sicherheitsfaktor

Maximum 106,0 MPa 108,1 MPa 29,89 MPa 0,1644 mm -

46

5.9.5.6. Zahlen Zahl.1

Zahl.2

Zahl.3

Zahl.4

Zahl.5

47

5.9.6. Drosselschiebersmaterial

Anforderungen für L-3 GesamtKonzept

Art

•

Trockengeschmiert

F

•

Hohe Temperaturbeständigkeit

F

•

Sehr große Thermoschockbeständigkeit

F

•

Korrosions- und Verschleißbeständigkeit

F

•

Kostengünstig

W

•

FEM-Bauteilauslegung

W

Das Konzept Drosseleinrichtung ohne Schmierung ist nur mit einer geeigneten Werkstoffpaarung möglich, da nicht nur die Materialeingenschaften der Komponenten die technische Wertigkeit der endgültigen Lösung bestimmen sondern die Verknüpfung mehrerer Werkstoffe mit unterschiedlichen Eigenschaften die als Werkstoffpaare zu sehen den erwarteten Erfolg bestimmen. Unter Materialpaarung versteht man den Werkstoffauswahl des Grundkörpers und des Gegenkörpers sodass die Reibwerte auch ohne Schmierung beträchtlich niedrig bleiben. Reibung und Verschleiß sind nicht als reine Materialeigenschaften anzusehen sondern als Systemeigenschaften. Im allgemeinen Maschinenbau werden Reibungszahlen zwischen 0,01 und 0,05 angestrebt, diese Nennwerte könnten wir mit einer vernünftigen Materialparungen ohne extra Schmierung leicht erreichen denn viele Keramiken weisen bei ungeschmierter Reibung niedrigeren Wert. Währen der Abgasphase bei oxidierender Atmosphäre herrscht im Abgaskanal eine Temperatur von bis 1050°C, Arbeitsbedingung, die nur durch die Verwendung teurer metallischer aber oder keramischer Materialien mit guter Hochtemperaturfestigkeit und Thermoschockbeständigkeit. Der gesuchte Werkstoff sollte einen geringen thermischen Ausdehnungskoeffizient besitzen, da diese Eigenschaft entscheidende Rolle zur Abdichtverhalten der Drosselschiebereinrichtung spielt. Metallische Werkstoffe eignen sich wegen ihrer höheren Wärmeausdehnungskoeffizienten hier nicht im gegensatzdazu werden hier Keramische Werkstoffe diese Aufgabe mit Links erfüllen. Bedingt durch die niedrige Dichte ist der Einsatz von Keramik für Bauteile mit hohen Beschleunigungskräften von Interesse. Bei wärmeisolierendem Material soll neben einer niedrigen Wärmeleitfähigkeit eine gute Thermoschockbeständigkeit bei entsprechender Korrosionsbeständigkeit besitzen. Das Kriterium, Thermoschockbeständigkeit, spielt eine Schlüsselrolle bei der Werkstoffauswahl da gleichzeitig sowohl Frischgas als auch heißes Abgas vom selben Kanal ab- und zuströmt. In der Literatur findet man zur Charakterisierung der Temperaturwechselbeständigkeit so genannte R-Werte (RS = Thermoschockbeständigkeit).

48

5.9.7. Bestimmung des Wärmeübergangskoeffizienten in Abgassystemen 5.9.7.1. Problematik der Rohrinnenwärmeübertragung Die Reynolds-Zahl der Strömung in Motorabgasanlagenliegt in der Regel bei 103 < Re< 5 .104 insbesondere im Abgaskrümmerrohr liegt die Abgasströmung oft im Bereich Re < 2300. Trotzdem bleibt die Strömung turbulent, da sie durch die Auslassventile eine erhebliche Drosselung durchflossen hat. Die weiterbestehenden Effekte der Strömungspulsation verhindern den Übergang zur laminaren Strömung. Die Wärmeübertragung im Abgaskanal ist in hohem Maße instationär. Wenn sich das Auslassventil öffnet, bewirkt eine hohe Geschwindigkeitsstrahl Umlaufzone im Kanal, Drosselschieberführung r2/λ2 T1>T2

Kühlungsmedium

T2/α2 Drosselschieber r1/λ1 heißes Abgas T1/α1 Schmierschicht Als Festschmierfilm mit Dicke e und λ3

L

Abb.16: Dreifache geschichtete Rohrwand die erhöhten Wärmeübergangskoeffizienten ergeben. Wenn das Auslassventil völlig geöffnet ist, ähnelt die Strömung einer turbulenten Rohrströmung während dem Schwimmer schließt, gibt es eine andere Phase, in der ein schmaler Abgasstrahl Umlaufzonen aufstellt, wodurch der Wärmeübergang wieder beeinflusst wird. Während der Periode, in der das Ventil geschlossen ist, ist die Strömungsgeschwindigkeit annähernd null, entsprechend niedrig ist die Wärmeübertragung [15. Z-443] Die Wärmeübergangskoeffizienten, die von Sachdev im Vorrohr realer Abgasanlagen gemessen wurden, wurden durch Meisner und Sorenson aufeinander bezogen. Nu=0.0774 Re0,769[15.Z-448] Dieser Ausdruck ergibt erheblich höhere Werte als für gerade Rohre mit völlig entwickelter Strömung vorausgesagt. 49

Die Stoffwerte sind bei mittleren Temperatur zu bilden Tm=(TEin - TAus)/2 Für die Berechnung des Wärmeübergangs bei Konvektion sind zwei Stoffwerte maßgebend, der Wärmeleitwert und die dynamische Viskosität. Diese sind jedoch stark Temperatur- und druckabhängig. Beim Luftdruck geht man von dem Normaldruck von 1,013 bar aus. Außerdem wird vorausgesetzt, dass die Luft trocken ist, also keine stark überhöhte Luftfeuchte vorhanden ist. Die Luftdichte als Funktion der Temperatur ϑ und des Luftdrucks p in mbar:

Temperaturabhängigkeit der dynamischen Viskosität oder Zähigkeit von trockener Luft bei 1013 mbar (die Druckabhängigkeit kann vernachlässigt werden):

Isobare spezifische Wärmekapazität der Luft in Abhängigkeit der mittleren Grenzschichttemperatur:

Die Prandtl Zahl ist das Dickenverhältnis zwischen Strömungsgrenzschicht und thermischer Grenzschicht.

Wärmeleitfähigkeit eines Gases nimmt mit der Temperatur (annähernd) linear zu λ=λ0.(1+φ.∆ ϑ) λ0 ist willkürliche Ausgangstemperatur z.B. λ0= 24,54 10-3 [W/ mK] bei T=0°C φ ist eine gaseigentümliche Konstante; ∆ ϑ=900 Κ( Temperaturdifferenz ) 5.9.7.2. Annahmen Mittlere Temperatur: annähernd gleich der Abgastemperatur (900°C) da die Schieberbuchse klein ist denn Tein=Taus; Abgas als Luft eingenommen Strömungsart Turbulent Strömungsgeschwindigkeit: w=200 [m/s] Charakteristische Länge L =62 10-3 [m] Kinematische Viskosität ν=185.18 10-6 [m²/s] Zwischen Ergebnisse: Wärmeleitfähigkeit λ (900°C)= 76,3301625 .10-3 [W/mK] η (900°C)= 48,190032 10-6 [N/m²] dynamischen Viskosität Isobare spezifische Wärmekapazität cp= 1.17100325 [ kJ / kg K ] Prandtl zahl Pr= 0.73949935

50

Länge der

Kühlmittel (auf Basis von Monoethylenglykol) Maximale Kühlmitteltemperatur 100°C bis 120°C

Abgas: di=25 10-3m Tf1=900 °C αi=374W/(m2K) Drosselschieber : λ1 = 50 W/(mK) Stahllegierung d = 28 10-3m Schieberführung : da=34 10-3m λ2 = 50W/(mK) Bornitrid Kühlwasser: Tf2=100 °C αa=0.443W/(m2K) bei (40% vol. konz. von Glykosol) 5.9.7.3. Ergebnisse Reynolds-Zahl Re= w.d/ν=61736,8 Wärmeübergangskoeffizient : α =374[W / m²K] Die Nüssel-Zahl Nu=303 Wärmeleitfähigkeit k=0.0472 [W/mK] Wärmestrom (67  2 9 ( 9 : 9 ;<% = ;<4 ) A 67  4,68  B  

Abb.17Gleichung für mehrschicht Zylinderschale (isoliertes Rohr) 51

5.9.8. Abgasseite

Bild.18 5.9.8.1. Antriebsinnenformscheibe

Bild.19 52

5.9.8.2. Kinematik des Schieber-System

Kurve.4

Schwimmer-erhebungskurve

Kurve.5

Schwimmer-geschwindigkeitskurve

Kurve.6

Schwimmer-beschleunigungskurve 53

5.9.8.3. Massenkräfte im Tauchschwimmer Hinweis: Die Allüre der Innenformkurve wurde ohne Optimierung deren Verlauf erstellt deswegen ist der maximale Beschleunigungswert relativ groß aber wegen der kleinen Massen sind Massenkräfte gering geblieben. Für 1U/sec amax=3m/s (nach Schwimmerbeschleunigungskurve), für 6000U/min amax=300m/s und die gesamte Masse des Schwimmers (Stahllegierung und Siliziumnitide) ist um die 40g schwer dann die Maximale auftretende Kraft ist Fmax=12N. Die auftretende Belastung ist daher sehr gering.

Bild.20

54

6. Zusammenfassung Angesichts der vielen Lösungskonzepte sind ohne Wichtung der jeweiligen Systemfunktionen und deren Wirkmechanismen keine klaren Unterschiede zu erkennen. Aufgrund dessen kann man keine vernünftige Entscheidung für ein Lösungskonzept treffen. Eine möglichst lange Lebensdauer des Motors wird nur erreicht, wenn die einzelnen Subsysteme bis auf die Ebene der Einzelteile im Entwicklungsprozess stets optimiert werden. So werden nachträgliche Änderungen, die nur mit einem entsprechend hohen Aufwand verbunden sind, effizient reduziert. Aber ein Verzicht auf Prototypenbau, zumindest in solchen Aufgaben mit hoher Komplexität und Überschneidung vieler Parameter, ist heutzutage noch nicht möglich. Obwohl durch rechnerunterstutzte Optimierung mechanische, thermische und werkstoffliche Sachverhalte gezielt verdeutlicht werden können und sogar teilweise schon vollständig gelöst werden können. Die Aufgabe der Entwickler ist meiner Meinung nach nicht nur eine Fülle von plausiblen Lösungswegen vorzuschlagen sondern auch sie vernünftig zu bewerten, da sich die späteren Entwicklungsschwerpunkte nach dieser Bewertung richten. Eine mangelnde Bewertung könnte fatale Folgen für den gesamten Entwicklungsprozess haben und dies geschieht meist wenn der Entwickler die Wichtigkeit der verschiedenen Systemforderungen nur teilweise oder nicht begreifen kann. Einmannarbeit ist für die Ideenfindung der übliche Weg aber ein kohärentes Team ist ein Muss für ein marktreifes Produkt. Das aus bestehenden Patenten gewonnene Wissen kann nicht allein zur Lösungsfindung führen, daher ist ein stetes Nachforschen nach Ursachen erforderlich, die zur unbefriedigenden Marktreife oder zum Scheitern führen. D.h., die Vor- und Nachteile jener Lösungskonzepte systematisch zu erfassen und im Entscheidungsprozess einfließen zu lassen. Dies ist zum Aufbau eine wirksame Vorgehensweise notwendig. Meines Erachtens ist das eigentliche Ziel die frühzeitige Erkennung der zum Erfolg (Bzw. Scheitern) treibenden Kräfte und ihre technische Lösungskonstellation. Dadurch wird der benötigte Wissensvorsprung gewährleistet. Verbrennungskraftmaschinen sind noch bis heute aktuell aber wegen ihres hohen Energieverbrauchs, niedriger Effizienz und steigender Kraftstoffpreise stellen sie derzeit keine optimale Lösung dar. Die heutigen Lösungsansätze sind sehr stark von herkömmlicher Technik geprägt. Anstatt man sich auf Verbesserung konzentriert, sind neue bahnbrechende Ideen willkommen.

7. Aussichten Die ersten grundlegenden Bausteine des Monoventilmotors sind nach dieser Arbeit wohl vorhanden. Der nächste Schritt besteht darin, dass man alle von Gaswechselfunktionen abhängigen Abmessungen auf einen gegebenen Motortyp bezieht. In diesem Zustand kann man den Zylinderkopf als änderungsbehaftet bezeichnen, deswegen empfiehlt es sich ihn wegen des Prototypscharachters nicht als Block zu gestalten sondern als eine beispielsweise zusammen geschraubte Baugruppe d.h. der Zylinderkopf wird aus drei oder mehr Einzelteilen, die die verschiedenen Wirkflächen bzw. Funktionen besitzen, gefräst. So rufen unvermeidliche geometrische oder technische Änderungen einen geringen Aufwand hervor.

55

8. Referenzen Bücher Name

Autor

Verlag

Veröffentlicht

Verbrennungsmotoren: Motormechanik, Berechnung und Auslegung Motorradtechnik Hütte des Ingenieurs Taschenbuch Maschinenbau Teil A Lagerung und Schmierung von Verbrennungsmotoren

Von Eduard Köhler, Rudolf Flierl Jürgen Stoffregen Akademischen Verein Hütte, E. V. in Berlin Josef AffenzellerHeinz Gläser

Vieweg Verlag

2006

2006 1954

5

Decker Maschinen Elemente

Karl-Heinz Decker

6

Die Steuerung des Gaswechsels in schnellaufenden Verbrennungsmotoren Die Wahl der Nocken Form.

Wolf-Dieter Bensinger

Vieweg Wilhelm Ernst und Sohn Springer WienNewYor k-Z373 Hanser Z.330 SpringerVerlag

8

Dubbel Taschenbuch für Maschinenbau

9

Handbuch Verbrennungsmotor

10

Keramik Bauteile im Verbrennungsmotoren

Karl-Heinrich Grote, Jörg Feldhusen Van Basshuysen /Schäfer(Hrsg) F.Eisfeld (Hrsg.)

Bezeich nung 1

2 3

4

7

Patente Bezeichnung 11 12 13

Type Offenlegungsschrift Offenlegungsschrift Patentschrift

Bensinger, W.-D

Nummer DT2414766A1 DE2739111A1 390998B

1996

1992 1968

ATZ39. Z.412414 Springer

2007

Vieweg

2005

Vieweg

1989

Anmeldetag 27.03.1974 31.08.1977 28.07.1986

1936

Anmelder Volkswagen AG Volkswagen AG Fürbass Paul

Webseiten 14

http://home.foni.net/~michaelbosch/phy sics/motortec/engine05.htm

Zeitschriften 15

MTZ Motortechnische Zeitschrift

59

56

MTZ

1998