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

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2.3 Verlustanalyse 55

Verlust durch realen Verbrennungsablauf ǻȘ

Eine isochore, d.h. unendlich schnelle Verbrennung, wie sie für den Gleichraum-

Prozess angenommen wird, ist praktisch nicht möglich. Die Energieumsetzung

durch Verbrennung muss stets einen gewissen Zeitraum in Anspruch nehmen,

damit die Druck- und Temperaturbelastung innerhalb des Brennraumes in erträgli-

chen Grenzen bleibt. Der Verlust durch reale Verbrennung entspricht demnach

dem bei realer Verbrennung im Vergleich zur Gleichraum-Verbrennung auftreten-

den Verbrennungsverlust, der hinsichtlich der Größe beträchtlich sein kann. Je

weiter der Kolben von seinem oberen Totpunkt entfernt ist und je länger die

Verbrennung andauert, desto weniger mit dem Kraftstoff zugeführte Energie kann

in Arbeit umgesetzt werden. Abb. 2.33 kennzeichnet diesen Arbeitsverlust im

relevanten Hochdruckbereich des

p,V-Diagramms.

Abb. 2.33. Verlust durch realen Verbrennungsablauf

Beide Prozesse beinhalten die gleiche Menge zugeführter Brennstoffwärme

·H

. Die Flächendifferenz im obigen p,V-Diagramm entspricht dem Arbeitsver-

lust bzw. dem Produkt aus Wirkungsgraddifferenz ǻ

und zugeführter Brenn-

stoffwärme. Der skizzierte Prozess mit realer Verbrennung beinhaltet nicht die

Wandwärme-Verluste. Diese hängen jedoch mit den Verbrennungsverlusten zu-

sammen, da eine schnelle, um den OT stattfindende Verbrennung infolge hoher

Turbulenz und hohem Temperatur- und Druckniveau zu einem intensiveren Wär-

meübergang führt und umgekehrt. Eine Optimierung der Wärmefreisetzung über

den Brennverlauf erfordert daher stets eine gemeinsame Betrachtung der beiden

Einzelverluste.

Verlust durch Wandwärmeübergang ǻȘ

Wärme ist Energie, die allein aufgrund eines Temperaturunterschiedes zwischen

einem System und seiner Umgebung (oder zwischen zwei Systemen) über die

gemeinsame Systemgrenze übertragen wird [BAE92]. Dieser Satz beschreibt sehr

treffend, dass in einem Verbrennungsmotor, dessen Arbeitsgas eine deutlich höhe-

56 2 Energieumsetzung im Verbrennungsmotor

re Temperatur aufweist als die Umgebung (in diesem Fall die Brennraumwände),

stets ein Teil der durch die Verbrennung freigesetzten Wärme verloren geht und

nicht in Arbeit umgewandelt werden kann. Die Materialien, aus denen die Brenn-

raumbegrenzungen gefertigt werden, sind zudem thermisch nicht beliebig belast-

bar, sodass eine gezielte Kühlung dieser Bauteile erforderlich ist. Darüber hinaus

ist die Verbrennung ein stark instationärer Prozess. Die mittleren Bauteiltempera-

turen, die sich wenige zehntel Millimeter unterhalb der Wandoberfläche einstel-

len, liegen daher deutlich unter den Spitzentemperaturen des Arbeitsgases. Eine

weitere Einflussgröße auf die Wärmeverluste stellt das umgebende Strömungsfeld

dar. Je turbulenter die Strömung in der wandnahen Grenzschicht ist, desto intensi-

ver ist der Wärmeübergang. Da der Anteil freigesetzter Wärme, die in Arbeit

umgewandelt werden kann, mit steigendem Abstand des Kolbens vom oberen

Totpunkt abnimmt, ergibt die im OT abgeführte Wandwärme einen größeren Wir-

kungsgradverlust als die Wärmemenge, die vor oder nach OT verloren geht. In

diesem Zusammenhang sei auf die Bedeutung des in Kap. 2.2 beschriebenen

Gleichraumgrades hingewiesen.

Aufgrund dieser Randbedingungen sind in verbrennungsmotorischen Prozessen

stets Verluste durch Wärmeübergang vom Arbeitsgas über die Brennraumwände

an das Kühlmedium zu verzeichnen, die bei realen Motoren beträchtliche Werte

annehmen. Abb. 2.34 zeigt schematisch den Einfluss der Wandwärmeverluste auf

den Zylinderdruckverlauf. Im Bereich hoher Gastemperaturen und Turbulenz wird

der Wärmeübergang intensiviert, sodass im Expansionstakt Wärme über die

brennraumbegrenzenden Wände an das Kühlwasser abgegeben wird. Durch diese

Form der Energieübertragung sinkt der Zylinderdruck entsprechend ab und redu-

ziert die nutzbare innere Arbeit.

Abb. 2.34. Verluste durch Wandwärmeübergang

Im geschleppten Motorbetrieb ohne Energieumsetzung infolge der Verbren-

nung werden die Wandwärmeverluste dadurch erkennbar, dass das Zylinder-

druckmaximum kurz vor dem oberen Totpunkt liegt. Der entsprechende Winkel

zwischen Spitzendruck und OT wird als thermodynamischer Verlustwinkel be-

2.3 Verlustanalyse 57

zeichnet. Er sinkt mit steigender Drehzahl aufgrund der geringeren, für den

Wandwärmeübergang zur Verfügung stehenden Zeit und ist ein motorspezifischer

Wert.

Die prozentualen Wandwärmeverluste sinken mit steigendem Zylinderdurch-

messer. So haben Großmotoren deutlich weniger Verluste durch Wärmeübergang

an die brennraumbegrenzenden Wände als kleinere Motoren, obwohl das Dreh-

zahlniveau und damit die während eines Arbeitsspiels für die Wärmeübertragung

zur Verfügung stehende Zeit bei Großmotoren größer ist. Hierin ist jedoch auch

der Grund für das Bestreben nach möglichst großen Einzelzylinderhubvolumina

von Pkw-Motoren zu sehen. Zunehmende Last und Drehzahl wirken sich ebenfalls

positiv auf den Wirkungsgradverlust durch Wandwärmeübergang aus.

Um den Wandwärmeübergang zu reduzieren, hat [WOS88] wärmedichte

Brennräume untersucht. Die brennraumseitige Isolation hat zu einem Anstieg der

Oberflächentemperatur geführt. Die Flamme brennt daher näher an die Wand

heran, sodass die Grenzschicht verringert wird und ein hochturbulentes Strö-

mungsfeld innerhalb dieser Grenzschicht vorliegt. Dadurch steigt der Wärmeüber-

gangskoeffizient zwischen Gas und Wand und vergrößert die Wandwärmestrom-

dichte mit der Folge höherer Wandwärmeverluste. Die Annäherung an den adiaba-

ten Motor hat somit – entgegen der ursprünglichen Annahme – zu einer Steige-

rung des Kraftstoffverbrauchs sowie beim Ottomotor zu einer Erhöhung der

Klopfempfindlichkeit beigetragen und wird heute als nicht zielführend angesehen.

Verlust durch Leckage ǻȘ

Die im Brennraum unter hohem Druck stehende Zylinderladung geht zu geringen

Teilen über das Dichtsystem Kolben-Kolbenring-Laufbuchse in das Kurbelgehäu-

se über. Diese Gasströmung wird als Blow-by bezeichnet und führt zu einem Ab-

sinken des Zylinderdruckes mit der Folge geringerer innerer Arbeit. Bei heutigen

Motoren werden die Blow-by-Gase über das Ansaugsystem in den Brennraum

zurückgeführt, sodass zwar kein Verlust an Ladungsmasse, wohl aber ein Wir-

kungsgradverlust zu verzeichnen ist. Serien-Pkw-Motoren weisen in bestimmten

Betriebspunkten Durchblaseverluste von 5-100 Liter/min bei Umgebungsdruck

auf, wobei Dieselmotoren aufgrund des höheren Druckniveaus im Mittel größere

Blow-by-Verluste verzeichnen als Ottomotoren. Trotz der offensichtlich hohen

Volumenströme sind die Wirkungsgradverluste in der Größenordnung von weni-

gen Prozent-Punkten vergleichsweise gering. Dabei ist wesentlich, in welchem

Kurbelwinkelbereich das Arbeitsgas über das Dichtsystem in das Kurbelgehäuse

überströmt. Blow-by-Verluste im Bereich des oberen Totpunktes haben energe-

tisch betrachtet einen größeren Einfluss auf den Wirkungsgrad als Verluste deut-

lich vor oder nach OT.

Die Dichtwirkung des Kolben-Kolbenring-Laufbuchsen-Verbundes hängt ne-

ben dem Motorbetriebspunkt auch von den Lagen und formfüllenden Eigenschaf-

ten der Kolbenringe ab und kann darüber hinaus für Motoren gleicher Baureihe

unterschiedlich ausfallen. Moderne Kolbenringkonstruktionen mit hohem Form-

füllungsvermögen ermöglichen geringe Leckageverluste. Motorische Hochlast-

konzepte stellen erhöhte Anforderungen an das Dichtsystem.

58 2 Energieumsetzung im Verbrennungsmotor

Verlust durch Ladungswechsel ǻȘ

Die realen Ladungswechselvorgänge verursachen stets einen Arbeitsaufwand, der

sich aus Expansions-, Kompressions-, Drossel- und Strömungsverlusten zusam-

mensetzt. Insbesondere für drosselgesteuerte Motoren nehmen die Wirkungsgrad-

verluste durch den Ladungswechsel in der Teillast beachtliche Größenordnungen

an. Die Prozesse des Ausschiebens von Abgas und des Ansaugens von Frischla-

dung beeinflussen jedoch infolge des sich mit dem Ladungswechsel ausbildenden

Strömungsfeldes auch die anschließenden Vorgänge der Zündung, Verbrennung

und Schadstoffbildung. Wirkungsgradvorteile durch einen vorteilhaften Ladungs-

wechsel können unter ungünstigen Umständen durch eine verschleppte Zündung

und Verbrennung des Gemisches zumindest teilweise zu einer Wirkungsgradsen-

kung im Hochdruckprozess führen.

In Abb. 2.35 sind die möglichen Ladungswechselverluste eines drosselgesteu-

erten Ottomotors bei Teillast im

p,V-Diagramm dargestellt. Die Verluste sind

proportional zu den gekennzeichneten Flächen. Zur Verbesserung der Zylinderfül-

lung werden die Auslassventile in der Regel bereits vor dem unteren Totpunkt

geöffnet und die Einlassventile – nach erfolgtem Ladungswechsel – nach UT

geschlossen. Im Vergleich zur Prozessführung mit einer Expansion des Arbeitsga-

ses bis UT und einer Kompression ab UT ergeben sich damit die sogenannten

Expansions- und Kompressionsverluste.

Abb. 2.35. Aufteilung der Ladungswechselverluste

Den größten Anteil an den gesamten Ladungswechselverlusten haben jedoch

die Strömungs- und Drosselverluste. Dabei entstehen die Arbeitsverluste einerseits

durch die Strömungswiderstände beim Einströmen der Frischladung entlang der

Ansaugkanäle und andererseits durch das Ausschieben der verbrannten Ladungs-

masse über die Abgaskanäle. Kurze Kanäle mit großen Querschnitten bieten gute

Voraussetzungen für geringe Strömungsverluste.

Bei Motoren mit Quantitätsregelung erfolgt die Laststeuerung durch Variation

der Gemischmenge, sodass bei Teillast auch eine geringere Luftmasse angesaugt

werden muss. Die Regelung erfolgt durch Drosselung und bringt entsprechende

2.3 Verlustanalyse 59

Verluste mit sich, die beträchtlich sein können. Zur Quantifizierung der gesamten

Ladungswechselverluste kann der indizierte Mitteldruck hinsichtlich des Hoch-

druckprozesses (Kompression, Verbrennung, Expansion) sowie des Niederdruck-

prozesses (Ladungswechsel) differenziert werden, wobei die Integrationsgrenzen

durch die Ventilsteuerzeiten festgelegt werden können:

³³

 

AÖ

LWmiHDmimi

pdV

ppp

(2.55)

Die Verluste durch den Ladungswechsel sind in

mi,LW

zusammengefasst und

bei Saugmotoren aufgrund des im

p,V-Diagramm „links umlaufenden“ Prozesses

grundsätzlich negativ. Im Falle aufgeladener Motoren ist die Ladungswechselar-

beit bei positivem Spülgefälle (Ladedruck > Abgasgegendruck) und damit

mi,LW

positiv, d.h. für den Motorprozess nutzbar, siehe Abb. 2.36. Dieses gilt ausnahms-

los für mechanisch aufgeladene Motoren, da zum einen kein erhöhter Abgasge-

gendruck zu überwinden ist und zum anderen die benötigte Antriebsleistung des

Verdichters den mechanischen Verlusten zugeordnet wird.

Abb. 2.36. Ladungswechsel bei aufgeladenen Motoren mit positivem Spülgefälle

Bei turboaufgeladenen Motoren hängen die Höhe und das Vorzeichen der La-

dungswechselarbeit u.a. von den Wirkungsgraden des Verdichters und der Abgas-

turbine ab. Um ein möglichst gutes Ergebnis zu ermöglichen, kommt der Abstim-

mung und Optimierung von Verdichter und Turbine daher eine große Bedeutung

zu. Aus thermodynamischer Sicht hat die Abgasturboaufladung gegenüber der

mechanischen Aufladung Vorteile, da die im Abgas enthaltene und während des

eigentlichen Motorprozesses nicht nutzbare Enthalpie zum Teil in Arbeit umge-

wandelt werden kann. Die mechanische Aufladung nutzt dagegen nur den mittel-

baren Wirkungsgradvorteil durch Steigerung des Lastniveaus.

60 2 Energieumsetzung im Verbrennungsmotor

Mechanische Verluste ǻȘ

Die Differenz zwischen der durch Zylinderdruckindizierung im Brennraum und

direkter Drehmoment- und Drehzahlmessung an der Kurbelwelle ermittelbaren

Motorleistung entspricht den mechanischen Verlusten. Diese entstehen unmittel-

bar durch Reibung aller relativ zueinander bewegten Maschinenteile des Grund-

motors, durch aerodynamische und hydraulische Verluste und durch Antrieb der

für den Motorprozess erforderlichen Hilfsaggregate bzw. Nebenantriebe ein-

schließlich des von der Motorwelle angetriebenen Verdichters oder Spülgebläses.

Da die mechanischen Verluste erst entstehen, nachdem das Arbeitsgas einen Teil

seiner Energie an den Kolben übertragen hat, können sie nicht im

p,V-Diagramm

kenntlich gemacht werden. Trotzdem werden sie in großem Maße z.B. vom

Brennverfahren und der Wahl des Motorbetriebspunktes beeinflusst.

Nach Gl. 2.8 ist die Differenz aus indiziertem und effektivem Mitteldruck

gleich dem Reibmitteldruck, wobei dieser neben den eigentlichen Reibverlusten

auch die auf das Zylinderhubvolumen bezogene Antriebsarbeit der Nebenaggrega-

te beinhaltet.

hmr



(2.56)

Der Reibmitteldruck ist somit direkt proportional zur Wirkungsgraddifferenz.

Insbesondere bei niedrigen Motorlasten haben die mechanischen Verluste einen

dominierenden Einfluss auf den gesamten Wirkungsgrad des Motors, da die ein-

gesetzte Brennstoffwärme hier sehr gering ist. Im Bestpunkt mit einem effektiven

Wirkungsgrad von 40% und einem mechanischen Wirkungsgrad von beispiels-

weise 90% beträgt die Wirkungsgraddifferenz ǻ

nach Gl. 2.54 über 4%-Punkte.

In Teillastbereichen mit entsprechend geringen Wirkungsgraden erreicht diese

Wirkungsgraddifferenz ohne weiteres zweistellige Beträge. Nach [SZE85] und

[EBE93] liegt z.B. der mechanische Wirkungsgrad von Ottomotoren im zyklusre-

levanten Bereich zwischen 20 und 70% und bietet demnach theoretisch ein großes

Potenzial für Verbrauchssenkungen. Der Absenkung der mechanischen Verluste

kommt daher eine besondere Bedeutung bei der Motorenentwicklung zu.

Mit zunehmender Last steigt der mechanische Wirkungsgrad

degressiv an,

da die mechanischen Verluste, d.h. der Reibmitteldruck, nicht im gleichen Maße

steigen wie der indizierte Mitteldruck. Dies ist einer der Gründe für die bei Down-

sizing-Konzepten erreichbaren Kraftstoffeinsparungen. Im Gegensatz dazu nimmt

der Reibmitteldruck mit steigender Drehzahl überproportional zu, sodass Hoch-

drehzahlkonzepte bei unveränderten Randbedingungen (Lagerwerkstoffe, geomet-

rische Motorauslegung usw.) und unter Berücksichtigung der für den Fahrzeug-

einsatz erforderlichen Getriebeübersetzung und -abstufung in der Regel geringere

mechanische Wirkungsgrade aufweisen als konventionelle Motoren. Insgesamt

besteht beim Reibmitteldruck eine geringe Lastabhängigkeit, aber eine große

Drehzahlabhängigkeit.

Die gesamten mechanischen Verluste können – zumindest theoretisch – den

entsprechenden Baugruppen verursachungsgerecht zugeordnet werden. Praktisch

ist dies – insbesondere im gefeuerten Motorbetrieb – nur bedingt möglich, sodass

2.3 Verlustanalyse 61

überwiegend sogenannte Strip-Verfahren zum Einsatz kommen, die das Schlepp-

Reibmoment des Motors erfassen und eine Separation der Verluste einzelner Bau-

teile zumindest näherungsweise ermöglichen. Es treten Reibungsverluste bei den

Baugruppen Kurbeltrieb (Pleuellager, Hauptlager), Kolbengruppe (Kolben, Kol-

benringe, Laufbuchse) sowie dem Ventiltrieb (Nockenwellenlager, Nocken-

Stößel-Kontakt, Nockenwellenantrieb (z.B. Ketten-, Zahnräder- und Riementrieb),

Ventile, Rollenschlepphebel etc.) auf. Die aerodynamischen und hydraulischen

Verluste setzen sich aus der Pumpwirkung der Kolbenunterseite, Ölpanschverlus-

ten sowie Ventilationsverlusten von Pleuel, Kurbelwelle und sonstigen bewegten

Komponenten zusammen. Zu den Nebenaggregaten zählen – je nach Definition –

entweder nur die zum Betrieb des Motors unbedingt notwendigen Aggregate (Öl-

pumpe, Wasserpumpe, Kraftstoffpumpe, Generator) oder auch die sonstigen

Hilfsantriebe wie z.B. Klimakompressor oder Servopumpe. Entsprechend unter-

schiedlich können die Verluste auch in ihrer Höhe ausfallen. Abb. 2.37 zeigt bei-

spielhaft das Streuband der Schlepp-Reibmitteldrücke vom Gesamtmotor und vom

Triebwerk konventioneller Ottomotoren mit Saugrohreinspritzung. Je nachdem,

welche konstruktiven Randbedingungen vorliegen, kann der Unterschied im

Reibmitteldruck bis zu 100% betragen.

Es sei jedoch darauf hingewiesen, dass der Reibmitteldruck im gefeuerten Be-

trieb (höheres Druck- und Temperaturniveau) deutlich höher ausfällt. Somit kön-

nen mit dem Strip-Verfahren nur die prinzipiellen Eigenschaften der Motoren

aufgezeigt werden, die unabhängig sind vom Brennverfahren und vom Motorbe-

triebspunkt.

Abb. 2.37. Streuband des Schlepp-Reibmitteldruckes für PFI-Ottomotoren [GEB03,

MET04]

62 2 Energieumsetzung im Verbrennungsmotor

2.3.2 Verlustanalyse von Otto- und Dieselmotoren

Um einen Überblick über die grundsätzlichen wirkungsgradbezogenen Unter-

schiede zwischen Otto- und Dieselmotoren zu bekommen, sind in Abb. 2.38 bei-

spielhaft die Verlustanalysen zweier leistungsgleicher Motoren dargestellt. Als

Betriebspunkt wurde ein Teillastpunkt mit einer Drehzahl von

n = 2.000 1/min

und einem effektiven Mitteldruck von

= 2 bar gewählt. Beide Motoren sind

aufgeladen, verfügen über eine Leistung von 105 kW und sind als serienmäßige 4-

Zylinder-Reihenmotoren ausgeführt.

Abb. 2.38. Verlustanalyse aufgeladener Otto- und Dieselmotoren [FRE02]

Der Dieselmotor erreicht aufgrund seiner höheren Verdichtung einen höheren

Wirkungsgrad des Vergleichsprozesses (Vollkommenen Motor). Dabei wird von

reiner Luft als Arbeitsgas ausgegangen. Der Einfluss der realen Ladungszusam-

mensetzung (Stoffgrößen) ist damit vergleichsweise groß, wobei der Dieselmotor

aufgrund seines durch Qualitätsregelung sehr mageren Gemisches Vorteile gegen-

über dem Ottomotor verbuchen kann. Die drosselfreie Qualitätsregelung ist auch

die Ursache für die geringeren Ladungswechselverluste des Dieselmotors. Infolge

der schnelleren Verbrennung und des niedrigeren Zylinderdruckniveaus weist der

Ottomotor dagegen geringere Wandwärmeverluste und Verluste durch reale

Verbrennung auf. Die höhere mechanische Belastung sowie das schwerere Trieb-

werk führen beim Dieselmotor zu einem geringeren mechanischen Wirkungsgrad

bzw. zu höheren Verlusten durch Reibung und Antrieb der Nebenaggregate.

2.3 Verlustanalyse 63

Die hier gezeigten Unterschiede gelten in ihrer quantitativen Ausprägung nur

für die genannten Motoren und dem beschriebenen Betriebspunkt. Unterschiede

zu anderen ausgeführten Motoren sind stets vorhanden, wenngleich in etwa glei-

che Größenordnungen beobachtet werden können, die jedoch von den geometri-

schen Kenngrößen und der Wahl des jeweiligen Brennverfahrens abhängen. Deut-

liche Unterschiede in der Höhe der Einzelverluste bestehen innerhalb des Motor-

kennfeldes, wobei Hochlastpunkte in der Regel zu höheren Wirkungsgraden füh-

ren. Diese Tatsache macht man sich bei Downsizing-Konzepten zunutze.

Abbildung 2.39 zeigt beispielhaft die Höhe der genannten Einzelverluste in

Abhängigkeit von Last und Drehzahl für einen freisaugenden, drosselgesteuerten

Ottomotor mit Saugrohreinspritzung. Die Ladungswechselverluste steigen auf-

grund höherer Strömungs- und Drosselverluste innerhalb der Ansaug- und Abgas-

kanäle mit zunehmender Drehzahl an. Ein deutlicherer Einfluss ist durch die Last

gegeben.

Abb. 2.39. Wirkungsgraddifferenzen eines freisaugenden Ottomotors für unterschiedliche

Betriebspunkte [PIS02]

64 2 Energieumsetzung im Verbrennungsmotor

Da infolge der Quantitätsregelung die in den Zylinder einströmende Gemisch-

masse durch Drosselung der Ansaugluft gesteuert wird, führt eine Laststeigerung

zu einer signifikanten Reduzierung der Ladungswechselverluste. Im gezeigten

Teillastbetriebspunkt, der einem effektiven Mitteldruck von 2 bar entspricht,

betragen die Ladungswechselverluste – je nach Drehzahl – etwa 8-13 Prozent-

Punkte. Der Ladungswechsel ist damit in diesem Betriebspunkt die dominierende

Verlustursache.

Die mechanischen Verluste steigen mit zunehmender Drehzahl an. In diesem

Zusammenhang sind stets niedrige Nenndrehzahlen anzustreben. Da der Reibmit-

teldruck nicht in dem gleichen Ausmaß zunimmt wie der indizierte Mitteldruck,

führt eine Steigerung der Last zu sinkenden Reibungsverlusten. Dabei ist zu be-

rücksichtigen, dass die zum Antrieb der Nebenaggregate und möglicher Massen-

ausgleichsgetriebe benötigte Leistung nur sehr wenig von der Motorlast, aber

umso mehr von der Motordrehzahl beeinflusst wird. Neben den Verlusten durch

den Ladungswechsel haben die Reibungsverluste – insbesondere bei hohen Dreh-

zahlen – einen beträchtlichen Anteil an der Begrenzung des Wirkungsgrades.

Hinsichtlich der Verluste durch realen Verbrennungsablauf führt eine Laststei-

gerung beim konventionellen Ottomotor zwar zu einer wirkungsgradgünstigen und

kurzen Verbrennungsdauer, jedoch dominieren die negativen Effekte durch klopf-

bedingte Verstellung des Zündzeitpunktes nach „spät“, sodass die Verbrennung

zunehmend in den Expansionstakt verlagert und damit ein geringerer Anteil der

Brennstoffwärme in Arbeit umgewandelt wird. Eine Steigerung der Drehzahl

ermöglicht infolge der geringeren Klopfgefahr eine wirkungsgradgünstigere Lage

des Brennverlaufes.

Die Wandwärmeverluste sinken mit zunehmender Last und Drehzahl. Bei hö-

heren Drehzahlen steht weniger Zeit für den Wärmeübergang zur Verfügung.

Dieser Effekt dominiert gegenüber der Zunahme der Wandwärmeströme infolge

des drehzahlbedingt ansteigenden Temperaturniveaus, welches den Wandwärme-

übergangskoeffizienten erhöht. Da im gleichen Brennraumvolumen mehr Energie

umgesetzt und die Wandwärme über die Brennraumoberfläche abgegeben wird,

sinken die Wandwärmeverluste mit steigender Motorlast ab. Auf den Wirkungs-

grad bezogen haben Ottomotoren gegenüber Dieselmotoren generell Vorteile bei

den Einzelverlusten Wandwärme, realer Verbrennungsablauf und Reibung bzw.

Antrieb Nebenaggregate. Wird bei der Berechnung des Wirkungsgrades des Voll-

kommenen Motors bereits ein die Ladungszusammensetzung besser beschreiben-

der Isentropenexponent verwendet, ist der Einfluss durch reale Ladung ver-

gleichsweise gering. Verluste durch Blow-by und unvollkommene Verbrennung

können ebenfalls meist vernachlässigt werden, sodass für die folgende Analyse

nur die Verluste durch realen Verbrennungsablauf, Wandwärme, Ladungswechsel

und Reibung bzw. die zum Antrieb der Nebenaggregate benötigte Leistung be-

trachtet werden sollen.

Bis auf den Verlust durch realen Verbrennungsablauf sinken alle anderen we-

sentlichen Einzelverluste mit zunehmender Last zum Teil sehr deutlich ab. Eine

Lasterhöhung wirkt bei freisaugenden Ottomotoren somit stets wirkungsgradstei-

gernd. Es sei jedoch darauf hingewiesen, dass eine zur Klopfbegrenzung oder zum

thermischen Schutz von Abgasturbine oder Katalysator erforderliche Gemischan-