Golloch R. Downsizing bei Verbrennungsmotoren: Ein wirkungsvolles Konzept zur Kraftstoffverbrauchssenkung

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3.3 Wirkungsmechanismen 85

Im Folgenden soll ein qualitativer Vergleich eines großvolumigen Otto-

Saugmotors (

= 2,0 dm

, İ = 11) mit einem leistungsgleichen, hochaufgeladenen

Otto-Turbomotor (

= 1,2 dm

, İ = 8,5) durchgeführt werden, um den speziellen

Einfluss des Downsizing anhand der Einzelverluste aufzuzeigen. Der entspre-

chende Downsizing-Grad beträgt 40%, die Drehzahl 2.000 1/min. Die Verlustana-

lyse ist in Abb. 3.12 für zwei unterschiedliche Betrachtungsweisen – gleiches

Drehmoment bzw. gleiche Leistung auf der einen Seite und gleicher Mitteldruck

auf der anderen Seite – dargestellt.

Abb. 3.12. Vergleichende Verlustanalyse eines Saug- und eines aufgeladenen Ottomotors

86 3 Downsizing

Zunächst erfolgt ein Vergleich bei identischem Betriebspunkt (n, p

). Auf-

grund der klopfbedingten Reduzierung des geometrischen Verdichtungsverhältnis-

ses beim Turbomotor erreicht dieser einen geringeren Vergleichswirkungsgrad.

Die Verluste durch reale Ladung (beeinflusst den Isentropenexponenten) sind

nahezu gleich. Infolge der beim Turbomotor vergleichsweise hohen mechanischen

Verluste – der Reibmitteldruck und damit der mechanische Wirkungsgradverlust

ist höher, da das Reibmoment und die zum Antrieb der Nebenaggregate erforderli-

che Leistung auf ein geringeres Hubvolumen bezogen wird – ist zur Darstellung

des gleichen effektiven Mitteldruckes ein höherer indizierter Mitteldruck notwen-

dig. Dieser bewirkt im Vergleich zum Saugmotor geringere Wandwärme- und

Ladungswechselverluste. Unter Umständen können die Wandwärmeverluste beim

Turbomotor jedoch auch höher ausfallen, wenn das Zylinderhubvolumen infolge

Beibehaltung der Zylinderzahl zu stark absinkt. Der Verlust durch realen

Verbrennungsablauf ist beim Turbomotor trotz der späteren Verbrennungslagen

und der längeren Brenndauer nur geringfügig höher als beim Saugmotor, da das

höhere indizierte Lastniveau grundsätzlich zu kürzeren Brenndauern führt. Insge-

samt ergibt sich beim Turbomotor im Vergleich zum Saugmotor ein leichter

Verbrauchsnachteil von etwa 2,5%-Punkten (350 g/kWh zu 390 g/kWh).

Betrachtet man jedoch die beiden Motorkonzepte bei gleichem Drehmoment

bzw. gleicher Leistung (

n, M), so wird der Vorteil durch Downsizing deutlich. Für

den realen Fahrbetrieb ist aufgrund der Fahrwiderstände, die ausschließlich vom

Fahrzeug und der Fahrgeschwindigkeit abhängen, ein gleiches Drehmoment von

Bedeutung. Dabei wird zur Vereinfachung davon ausgegangen, dass die Nenn-

drehzahlen beider Motoren identisch sind, sodass auch die Fahrwiderstandslinien

M,n-Kennfeld von Saug- und Turbomotor übereinander liegen. Zudem liegt der

betrachtete Betriebspunkt genau auf der Fahrwiderstandslinie. Infolge der unter-

schiedlichen Hubvolumina sind zur Darstellung des gleichen Drehmomentes je-

doch differente, spezifische Lasten erforderlich. Daher unterscheiden sich die

Fahrwiderstandslinien im

,n-Kennfeld entsprechend den Motorhubvolumina.

Der effektive Mitteldruck des turboaufgeladenen Motors ist mit 3,33 bar deutlich

höher als der des großvolumigen Saugmotors und liegt in einem wirkungsgrad-

günstigeren Bereich des Motorkennfeldes. Der Verbrauchsvorteil des Turbomo-

tors beträgt im Vergleich zum Saugmotor hierbei 2,3%-Punkte.

Mit Blick auf die Verlustanalyse wird deutlich, dass sich der Downsizing-

Effekt durch ein Absinken der thermodynamischen und mechanischen Verluste

äußert. Infolge der Lastpunktverschiebung können sowohl die Wandwärmeverlus-

te, als auch die Ladungswechsel- und mechanischen Verluste reduziert werden,

sodass der effektive Wirkungsgrad des Turbomotors trotz geringerem Vergleichs-

wirkungsgrad höher ausfällt als beim großvolumigen Saugmotor. Der Vollstän-

digkeit halber sei erwähnt, dass die im

,n-Kennfeld von Abb. 3.12 eingetrage-

nen Muschelkurven (

= const.) aus den jeweiligen Kennfeldern von Saug- und

Turbomotor stammen. Analog zum Betriebspunkt mit

= 2 bar erreicht der

Saugmotor bei

= 3,33 bar daher in der Regel einem geringeren Kraftstoff-

verbrauch als der Turbomotor. Dieser Vorteil kann jedoch nicht genutzt werden,

da sich der Betriebspunkt nicht mehr auf der Fahrwiderstandslinie befindet.

3.3 Wirkungsmechanismen 87

[BIC90] hat die Einflüsse geometrischer Grunddaten auf den Arbeitsprozess ei-

nes Ottomotors bei unterschiedlichen Hub-Bohrungs-Verhältnissen untersucht.

Danach hat eine langhubige Auslegung Vorteile hinsichtlich des inneren Wir-

kungsgrades sowie des Abgasverhaltens. Kleine Zylindereinheiten bei Ottomoto-

ren führen im oberen Drehzahlbereich aufgrund geringerer Ladungswechselarbeit

zwar zu einer höheren Leistung, jedoch sind der indizierte Kraftstoffverbrauch

sowie die zyklischen Schwankungen höher als bei größeren Zylinderhubvolumina.

Ein geeigneter Parameter zur Beschreibung des Einflusses der konstruktiven

Einflussgrößen ist das Verhältnis von Brennraumoberfläche zu Brennraumvolu-

men

, welches sich hauptsächlich auf die Wandwärme- und mechanischen

Verluste auswirkt. Da die Verbrennung im Bereich des Oberen Totpunktes ab-

läuft, bezieht sich dieser Kennwert auf das Kompressionsvolumen, dessen Form

als zylindrisch betrachtet wird:



sDV

DVV

124









[

(3.23)

Angestrebt wird ein niedriges Oberflächen-Volumen-Verhältnis. Es wird durch

große Zylinderdurchmesser, eine langhubige Auslegung und niedrige Verdich-

tungsverhältnisse positiv beeinflusst. Aufgrund des mit steigendem Zylinderhub-

volumen sinkenden Kennwertes

, siehe Abb. 3.13, sowie der Abhängigkeit des

Wandwärmeübergangskoeffizienten von dem Zylinderdurchmesser nehmen die

Wandwärmeverluste mit zunehmendem Bohrungsdurchmesser ab. Große Zylin-

dereinheiten sind daher aus thermodynamischen Gründen grundsätzlich anzustre-

ben. Großmotoren weisen aus den genannten Gründen im Vergleich zu Pkw-

Motoren deutlich geringere Wandwärmeverluste auf.

Abb. 3.13. Einfluss des Zylinderhubvolumens und des Hub-Bohrungs-Verhältnisses auf

das Oberfläche-Volumen-Verhältnis des Brennraumes

88 3 Downsizing

Für die Praxis bedeutet das bei gegebenem Motorhubvolumen eine Absenkung

der Zylinderzahl, wobei diese Maßnahme insbesondere bei Pkw-Motoren aus

Image- und Komfortgründen zu fehlender Kundenakzeptanz führen kann. Anders

betrachtet führt eine Reduzierung des Motorhubvolumens unter Beibehaltung der

Zylinderzahl zwar zu einem Anstieg des inneren Wirkungsgrades, der sich in

erster Linie aus der Laststeigerung ergibt, jedoch wird das volle Potenzial, das sich

erst aus einer gleichzeitigen Reduzierung der Zylinderzahl ergibt, nicht ausge-

schöpft.

Die mechanischen Verluste setzen sich aus den Reibungsverlusten sowie der

Antriebsleistung der für den Motorbetrieb wesentlichen Nebenaggregate zusam-

men. Diese Verluste sind in erster Linie von der Drehzahl und in geringerem

Ausmaß von der Motorlast abhängig. Da die mechanischen Verluste bei Lasterhö-

hung und konstanter Drehzahl nicht in dem gleichen Maße steigen wie der indi-

zierte Mitteldruck, steigt der mechanische Wirkungsgrad deutlich an. In Abb. 3.14

sind der gesamte Reibmitteldruck eines Dieselmotors und der mechanische Wir-

kungsgrad in Abhängigkeit der Motordrehzahl für drei Lasten dargestellt. Die

Diagramme beinhalten Berechnungsergebnisse, die auf dem Ansatz von

Schwarzmeier [SCH92] basieren, wobei auch die Nebenaggregate weitgehend

berücksichtigt worden sind.

Abb. 3.14. Berechneter Reibmitteldruck und mechanischer Wirkungsgrad eines Dieselmo-

tors in Abhängigkeit von Motordrehzahl und Last

Der Reibmitteldruck steigt zwar mit zunehmender Last an, jedoch ist diese

Steigerung prozentual geringer als die Zunahme des indizierten Mitteldruckes. In

der Summe steigt der mechanische Wirkungsgrad daher mit zunehmendem Mit-

teldruck signifikant an, wie aus Gl. 3.24 hervor geht.

mrmi



(3.24)

3.3 Wirkungsmechanismen 89

Abbildung 3.15 zeigt beispielhaft den Verlauf des mechanischen Wirkungsgra-

des als Funktion der Motorlast für zwei unterschiedliche Drehzahlen. Generell

fällt der mechanische Wirkungsgrad zu niedrigen Lasten besonders steil ab, da der

Reibmitteldruck in diesen Lastbereichen nahezu konstant ist und daher sehr nied-

rige mechanische Wirkungsgrade erreicht werden. Dieser Einfluss ist beim indi-

zierten Wirkungsgrad weniger stark ausgeprägt.

Aufgrund des progressiven Anstiegs des Reibmitteldruckes in Abhängigkeit der

Drehzahl weisen Hochdrehzahlkonzepte generell geringere mechanische Wir-

kungsgrade auf als Hochlastkonzepte, sofern gleiche Werkstoffe und ähnliche

konstruktive Randbedingungen vorliegen. Dies ist ein Grund für das höhere Kraft-

stoffverbrauchsniveau von Hochdrehzahlkonzepten.

Abb. 3.15. Berechneter Verlauf des mechanischen Wirkungsgrades als Funktion des effek-

tiven Mitteldruckes

Abbildung 3.16 zeigt den gleichen Sachverhalt anhand des durch das Strip-

Verfahren ermittelten Schlepp-Reibmitteldruckes des Gesamtmotors. Dabei wer-

den jeweils zwei Diesel- und Ottomotoren betrachtet, bei denen eine Saugvariante

mit einem Hubraum von 3 Litern der etwa leistungsgleichen, jedoch aufgeladenen

Variante mit einem Hubraum von 2 Litern gegenübergestellt wurde. Alle Motoren

verfügen über Rollenschlepphebel mit einem Nockenwellenantrieb über eine Ket-

te. Während die Ottomotoren ein Aluminium-Kurbelgehäuse haben, verfügen die

Dieselmotoren über einen Block aus Grauguss. Die Werte für den Schlepp-

Reibmitteldruck beinhalten die Verluste des Triebwerks, des Ventiltriebs sowie

die Antriebsleistung für die belasteten Öl- und Wasserpumpen. Bei den Dieselmo-

toren ist zudem die Antriebsleistung für die Einspritzpumpe berücksichtigt.

Dieselmotoren weisen insgesamt ein deutlich höheres Reibungsniveau auf, wel-

ches einerseits auf erhöhte mechanische Belastungen und größere Massen

zurückzuführen ist. Andererseits benötigen die Nebenaggregate der Dieselmotoren

eine höhere Antriebsleistung.

90 3 Downsizing

Abb. 3.16. Vergleich des Schlepp-Reibmitteldruckes freisaugender und aufgeladener Otto-

und Dieselmotoren

Die aufgeladenen Varianten weisen zwar höhere absolute Schlepp-

Reibmitteldrücke auf, jedoch sind die indizierten Mitteldrücke signifikant höher

als bei den Saugmotor-Varianten, sodass der mechanische Wirkungsgrad in der

Summe ansteigt. Die Reibungsverluste des Motors werden auch durch die Größe

des Zylinderhubvolumens und weiterer geometrischer Motorgrunddaten beein-

flusst. Generell ist bei sonst gleichen Randbedingungen ein Reduzierung des

Reibmitteldruckes mit sinkender Zylinderzahl zu beobachten, vergl. Abb. 3.17.

Abb. 3.17. Einfluss von Zylinderzahl und Hub-Bohrungs-Verhältnis auf den Reibmittel-

druck beim Ottomotor [EBE93]

3.4 Problembereiche hochaufgeladener Motoren 91

Ursächlich ist auch hier ein jeweils günstigeres Verhältnis von Brennraumober-

fläche zu Brennraumvolumen sowie der bei großvolumigen Motoren kleinere

Anteil der Nebenaggregate an den mechanischen Verlusten. Infolge des dominie-

renden Drehzahleinflusses sinkt der Reibmitteldruck mit zunehmendem Hub-

Bohrungs-Verhältnis ab, da von einer konstanten mittleren Kolbengeschwindig-

keit ausgegangen wird bzw. die Kolbengeschwindigkeit aufgrund tribologischer

Prozesse nach oben begrenzt werden muss.

Es sei an dieser Stelle darauf hingewiesen, dass das Strip-Verfahren zwar

grundsätzlich geeignet ist, die Unterschiede in den mechanischen Verlusten zwi-

schen verschiedenen Motorkonzepten in der Tendenz aufzuzeigen, jedoch können

keine Aussagen über die Quantität der Reibungsverluste gemacht werden, da die

tribologischen Verhältnisse im realen gefeuerten Motorbetrieb sich doch sehr stark

von denen im geschleppten Betrieb unterscheiden.

3.4 Problembereiche hochaufgeladener Motoren

Hochaufgeladene Motoren weisen eine Reihe von Problembereichen und Risiken

auf, die sich auf das Stationär- und das Instationärverhalten, die thermomechani-

sche Motorbelastung sowie auf den Wirkungsgrad auswirken und die absolute

Höhe von spezifischer Leistung und Drehmomentdichte begrenzen. Diese Grenze

ist jedoch nicht fest vorgegeben, sondern wird durch neue Ansätze und Verbesse-

rungen in den verschiedenen Teilbereichen eines Motors zunehmend in Richtung

höherer Mitteldrücke verschoben. Darüber hinaus müssen zur Einhaltung der

gesetzlich vorgegebenen Schadstoffgrenzwerte zahlreiche motorische Maßnahmen

eingeleitet werden, die einer Wirkungsgradsteigerung häufig entgegen stehen. Die

wesentlichen technischen Problembereiche für hochaufgeladene Otto- und Die-

selmotoren sind:

x Stationäres Drehmoment im unteren Drehzahlbereich (Low-End-

Torque)

x Instationärverhalten nach Lastwechseländerung (Response)

x Empfindlichkeit gegenüber extremen Randbedingungen (z.B. geodä-

tische Höhe)

x Klopfproblematik beim Ottomotor

x Thermische Belastung

x Mechanische Belastung beim Dieselmotor

x Akustik und Schwingungskomfort

Abbildung 3.18 zeigt die Grenzen der stationären Motorkennfelder eines aufge-

ladenen Fahrzeug- und eines Schiffs-Dieselmotors mit den Wirkungsbereichen

einzelner Betriebsgrenzen. Hier wird deutlich, dass die Begrenzung der Volllastli-

nie sowohl thermische und mechanische Ursachen hat, als auch durch das Aufla-

desystem sowie die Schadstoffproblematik beeinflusst wird. Aufgabe der Moto-

renentwicklung ist daher die Ausweitung bzw. Anhebung der stationären und

transienten Volllastlinie unter gleichzeitiger Einhaltung der Schadstoffgrenzwerte,

92 3 Downsizing

der Geräuschemission sowie der kundenseitigen Anforderungen wie z.B. Lebens-

dauer und Zuverlässigkeit. Hier werden insbesondere an Downsizing-Konzepte

sehr hohe Anforderungen gestellt.

Abb. 3.18. Ursachen der Begrenzung stationärer Volllastlinien für einen Fahrzeug- und

einen Schiffs-Dieselmotor [BAS04, KLO00]

Neben den technischen Problembereichen existieren Risiken, die betriebswirt-

schaftlicher Natur (hohe System- und Wartungskosten) oder durch fehlende Kun-

denakzeptanz (Image, z.B. durch Zylinderzahl und Hubraum) gegeben sind. Der

letzte Punkt nimmt im Pkw-Sektor – insbesondere im Luxuswagen-Segment –

einen großen Stellenwert ein, da hier im Vergleich zu Nfz- oder Schiffsanwen-

dungen weniger die Betriebskosten, sondern das durch die Motorisierung beein-

flusste Image des Fahrzeugs im Vordergrund steht.

Die genannten Problembereiche erfordern eine Anpassung bestehender und ggf.

den Einsatz neuer Motorsystembausteine und Komponenten sowie eine Modifika-

tion der Prozessführung, um ein Downsizing-Konzept technisch umsetzen und

erfolgreich am Markt positionieren zu können. Diese Maßnahmen erhöhen grund-

sätzlich die Kosten sowie die Systemkomplexität und den Regelungsaufwand,

sodass eine sorgfältige Abwägung zwischen Kundennutzen und Kosten auf der

einen und Herstellerrisiko auf der anderen Seite durchgeführt werden muss. Die

theoretischen Potenziale zur Senkung von Kraftstoffverbrauch und Schadstoff-

emissionen sind jedoch sehr vielversprechend, sodass mit Hilfe des Downsizing

durchaus nennenswerte Wirkungsgradsteigerungen realisierbar sind.

3.4.1 Anfahrdrehmoment und dynamisches Verhalten

Zur Darstellung hoher Mitteldrücke ist u.a. ein leistungsfähiges Aufladesystem

Voraussetzung, das hohe Ladedrücke schon bei niedrigen Drehzahlen erzeugen

und schnell auf Lastwechsel reagieren kann. Für den praktischen Fahrbetrieb eines

Pkw bedeutet das ein für den Anfahrvorgang ausreichend hohes Drehmoment

3.4 Problembereiche hochaufgeladener Motoren 93

(Low-End-Torque) und einen schnellen Ladedruckaufbau beim Beschleunigen

ohne spürbares „Turboloch“. Im Falle der Abgasturboaufladung, die aus thermo-

dynamischen und Kostengründen zu bevorzugen ist, sind beide Anforderungen bei

konventionellen Systemen nur bedingt zu erfüllen. Bei niedrigen Drehzahlen steht

aufgrund des geringen Abgasmassenstroms nur ein geringer Ladedruck zur Verfü-

gung, der seinerseits über den Luftmassenstrom direkt das Motordrehmoment

bestimmt. Beim Beschleunigungsvorgang sorgen der allmählich ansteigende Ab-

gasmassenstrom und die Massenträgheit des Turboladerlaufzeugs für einen zeit-

lich verzögerten Ladedruckaufbau, der generell als störend empfunden wird.

Im Bereich hoher Mitteldrücke sind die Radialverdichterkennfelder zudem ver-

gleichsweise schmal, sodass insbesondere für Pkw-Motoren vom Verdichter nicht

genügend Luftvolumenstrom über dem gesamten Drehzahlbereich geliefert wer-

den kann. Diese Problematik ergibt sich generell aus der Kombination von Strö-

mungsmaschine (Abgasturbolader) und Kolbenmaschine (Verbrennungsmotor).

Die Auslegung des Turboladers ist daher stets kompromissbehaftet. In Abb. 3.19

ist schematisiert der Einfluss der Baugröße des Turboladers auf den resultieren-

den, stationären und instationären Volllast-Drehmomentverlauf dargestellt. Der

Verlauf des instationär zur Verfügung stehenden Drehmomentes ist dabei abhän-

gig von der gewählten Gangstufe bzw. dem Lastmoment.

Abb. 3.19. Einfluss der Turboladerbaugröße auf den Drehmomentverlauf im Fahrzeugein-

satz (schematisch)

Zum Betrieb des Motors entlang des gesamten Drehzahlbandes ist ein einzelner

Turbolader infolge seines begrenzten Schluckvermögens nicht ausreichend. Auf-

grund der größeren Spreizung im Luftvolumenstrom ist dies besonders bei stöchi-

ometrisch betriebenen Ottomotoren von Bedeutung, deren Drehzahlbereich im

Vergleich zu Dieselmotoren deutlich größer ist und im unteren Kennfeldbereich

nicht mit Luftüberschuss betrieben wird. Kleine Turbolader ermöglichen zwar

einen schnellen Ladedruckaufbau und stellen einen ausreichenden Ladedruck

bereits bei niedrigen Motordrehzahlen zur Verfügung, jedoch sind mit dieser Aus-

legung Abstriche bei der maximalen Leistung im oberen Drehzahlbereich zu ma-

chen. Der hohe Abgasgegendruck infolge des begrenzten Schluckvermögens so-

94 3 Downsizing

wie die in diesem Bereich geringeren ATL-Wirkungsgrade führen zusätzlich zu

einem hohen Kraftstoffverbrauch. Soll auf der anderen Seite eine hohe spezifische

Leistung bei moderaten Kraftstoffverbräuchen dargestellt werden, ist die Verwen-

dung ausreichend dimensionierter Abgasturbolader nötig, die bei den hohen Dreh-

zahlen über das notwendige Schluckvermögen verfügen. Damit verbunden ist

jedoch ein deutlicher Verlust an stationärem Drehmoment im unteren Drehzahlbe-

reich sowie ein unbefriedigendes Instationärverhalten.

Abbildung 3.20 zeigt diesen Sachverhalt am Beispiel eines Pkw-Dieselmotors

mit Direkteinspritzung, Abgasturboaufladung und VTG-Turbine. Die Verzöge-

rung des Drehmomentaufbaus ist besonders bei hohen Getriebeübersetzungen

(niedrige Gänge) zu beobachten, da sich die Motordrehzahl im Vergleich zur

Turboladerdrehzahl relativ schnell ändert.

Abb. 3.20. Stationäres Volllast- und instationäres Drehmoment in Abhängigkeit der Mo-

tordrehzahl [FIE00]

Die Diagramme zeigen auch das sehr niedrige stationäre Volllast-Drehmoment

im unteren Drehzahlbereich. Bei Anfahrvorgängen z.B. am Berg oder bei schwe-

ren Fahrzeugen steht für diesen Prozess u.U. nicht genügend Drehmoment zur

Verfügung, sodass die Motordrehzahl zunächst angehoben werden muss, bevor

der Anfahrvorgang beginnt. Dieser Fahrbetrieb belastet die Kupplung einerseits

außerordentlich stark, zum anderen wird das Geräuschniveau des Motors ver-

stärkt.

Das bei turboaufgeladenen Motoren zu beobachtende, unzureichende An-

sprechverhalten auf Laständerungen führt zu einer im Vergleich zum Saugmotor

ungünstigeren Fahrdynamik. Um eine genauere Vorstellung über die einzelnen

Prozesse während eines Beschleunigungsvorganges zu bekommen, soll im Fol-

genden der zeitliche Verlauf der das Motorverhalten bestimmenden Prozessgrößen