DE102011012095B4 - AMICES II : Hybridisierung der Brennkraftmotorsysteme nach dem Additionsprinzip - Google Patents

Abstract

Kompressionsloser Brennkraftmotor Kolben-Zylinder-Ausführung, der im Zweitaktbetrieb arbeitet, umfassend ein Kraftstoffeinspritzsystem (DK) zum Einspritzen von Kraftstoff und ein Lufteinspritzsystem (LES) zum Einspritzen von Luft in eine Brennzone des Brennkraftmotors, dadurch gekennzeichnet, dass: das Lufteinspritzsystem (LES) komprimierte Luft in die Brennzone einspritzt wird; und dass an jedem Motorzylinder ein Wärmeaustauschsystem vorgesehen ist, das zum Aufheizen der eingespritzten Luft dient und das einen am Zylinderkopf angeordneten Absorptionskörper (4.1) aus thermisch leitfähigem Material umfasst, der gegenüber dem angrenzenden Material des Zylinderkopfes thermisch isoliert ist.

Description

• Die Erfindung betrifft eine erweiterte Definition des ,offenen aktiven thermodynamischen Arbeitsprozesses AMICES' und die Weiterentwicklung des daraus abgeleiteten ,aktive Brennkraftmaschinensystem AMICES' aus der Druckschrift ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik).
• Das ursprüngliche aktive Brennkraftmaschinensystem basiert auf der seit langem bekannten Druckspeicher-Technik, einer entsprechenden eigenen Prozessführung und der hiervon abgeleiteten kompressionslosen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA. Der Begriff aktiv bringt zum Ausdruck, dass in jedem Takt des Prozesszyklus eine positive Arbeitsproduktion stattfindet. Die eigene Prozessführung (,offener aktiver thermodynamischer Arbeitsprozess') setzt das ständige Vorhandensein von vorkomprimierter Systemluft (= vorkomprimierte Luft) in einem Druckspeicher als Initial- und Betriebsbedingung voraus. Die während der Fahrt fortlaufend benötigte Menge hiervon schließt von vorneherein aus, dass eine Nachfüllung nur in den Phasen des Fahrzeugstillstands erfolgt. Um die erforderliche Vorratsmenge an vorkomprimierter Systemluft jederzeit zur Verfügung zu haben, wird demnach ein zusätzlicher Ressourcenprozess unumgänglich. Dafür sorgt das ursprüngliche modulare Hybride Maschinensystem AMICES mit Hilfe der polyvalenten Rekuperations- und Plug-In-Antriebstechnik.
• Das weiterentwickelte Innovationskonzept wird als AMICES II bezeichnet (Additive Modular Internal Combustion Engine System II). Um den zentralen Grundgedanken von AMICES II noch verständlicher zu machen, wird der Begriff aktiv aus der ursprünglichen Druckschrift durch die zutreffendere und dem wesentlichen Sachverhalt gerechter werdende Bezeichnung additiv ersetzt.
• Die indizierte Arbeitsbilanz von traditionellen Brennkraftmotoren entspricht theoretisch der Differenz aus positiver Verbrennungs-Expansionsarbeit und der erforderlichen negativen adiabatischen Kompressionsarbeit. Die Innovation stellt lediglich den betreffenden subtraktiven Arbeitsablauf in Frage, wohingegen der subtraktive Charakter der Arbeitsbilanz (Energetischen Bilanz) als zwangsläufige physikalische Tatsache feststeht. Die in diesem Kontext neu eingeführten Begriffe ,Subtraktionsprozess' und ,Additionsprozess' nehmen somit Bezug ausschließlich auf den Ablauf der Arbeitsproduktion.
• An Stelle des ungünstigen Subtraktionsprozesses repräsentiert die weiterentwickelte Innovation AMICES II einen paradigmatischen Additionsprozess. Somit steht die Innovation AMICES II für einen radikalen Prinzipienwechsel:
• Additionsprinzip anstatt Subtraktionsprinzip
• Der innovative Additionsprozess ist durch die Addition der pneumatischen Arbeit der eingespritzten hochkomprimierten Verbrennungskomponenten (Druckspeicher des vorkomprimierten Oxidationsmittels und Kraftstoffs) und der Verbrennungs-Expansionsarbeit gekennzeichnet. Die sich auf diese Weise ergebende indizierte Additionsarbeit ist deutlich größer als der entsprechende, durch den Subtraktionsprozess erreichte Wert (>>30 Prozent).
• Die praktische Umsetzung des Additionsprozesses wird durch die innovative Primäre- und Sekundäre Einspritztechnik des zweitakt-kompressionslosen Additionsmotor 2XA verkörpert. Der erweiterte Rekuperative Additionsprozess – gekennzeichnet durch das Wärmeaustauschsystem, die innere rekuperative Kühlung der Sekundären Einspritzung der Systemluft (Wasser), das Hinterdrucksystem und die Compound-Abgasturbine AT – ist das Kernstück des innovativen AMICES II Hybridaggregats AHA.
• Stand der Technik
• Einführung 1:
• Ursprüngliche Innovation AMICES (DE 10 2008 008 859 A1, Stand der Technik)
• Die Zeichnungen auf Seite 1 (1.1 und 1.2) veranschaulichen im p-v-Diagramm den ,offenen aktiven thermodynamischen Prozess AMICES' und das daraus abgeleitete ,aktive Brennkraftmaschinensystem AMICES' ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik). Beide, der offene thermodynamische Arbeitsprozess wie auch die konstruktive Ableitung des aktiven Brennkraftmaschinensystems, stellen lediglich eine prinzipielle Simplifizierung dar. Der Prozess des aktiven Brennkraftmaschinensystems wurde damit bislang nicht vollständig definiert und beschrieben.
• Der offene aktive thermodynamische Arbeitsprozess stellt ein kompressionsloses Arbeitsprinzip dar, dass ausschließlich aktive Operationsstufen beinhaltet. Der Arbeitszyklus des offenen Arbeitsprozesses entspricht den Zustandsänderungen des Arbeitsmediums, beginnend mit der isobarischen Hochdruckeinspritzung der Verbrennungskomponenten aus dem jeweiligen Druckspeicher, über die isochorische Verbrennung und die adiabatische Expansion der Verbrennungsgase, bis hin zum Umgebungsausgleich. Damit wird der Druckspeicher zur unabdingbaren Voraussetzung für einen derartigen Arbeitsprozess. Für den notwendigen Vorrat an vorkomprimierter Luft sorgt das System in einem Nebenprozess. Aus diesem Prozessvorgang des Arbeitsmediums ist das simplifizierte Konzept des aktiven Brennkraftmaschinensystems abgeleitet.
• Das aktive Brennkraftmaschinensystem besteht aus der ,aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA' in paralleler Kombination mit einer Compound-Abgasturbine AT, die über einen Kraftverteiler KV zusammengekoppelt sind. Die aktive Zweitakt-Maschine 2XA sorgt für die Produktion der Primärarbeit, während die Compound-Abgasturbine AT für die Produktion der Sekundärarbeit mittels Rekuperation der Abgase vorgesehen ist. Die produzierte Sekundärarbeit kann über KV entweder direkt (bei stationärem Betrieb) oder über eine elektrische Transmission EM/G (bei mobilem Betrieb) für den Fahrzeugantrieb und die Produktion des E-Stroms eingesetzt werden.
• Auf den ersten Blick sieht die ursprüngliche aktive Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA wie eine klassische Viertaktmaschine aus, mit der Ausnahme, dass sie keinen Verdichtungsraum und kein Luft-Saugventil aufweist. Anstelle eines klassischen Saugventils findet sich eine Einspritzdüse 1.1 als Teil des multifunktionalen Einspritzsystems (,MCCRS Multi-Component Common Rail System'). Sie gewährleistet die simultane Einspritzung der vorkomprimierten Luft (= Systemluft) und des Kraftstoffs bei stets konstantem Druck p_cr. Dabei wird das MCCRS über entsprechende Druckregler aus dem Kraftstofftank K-T und dem Systemluft-Strukturtank SL-T mit Kraftstoff und Systemluft versorgt.
• Der Arbeitszyklus nimmt seinen Anfang in der oberen Position des Kolbens (im oberen Totpunkt OT), und zwar mit einer simultanen Injektion von Luft und Kraftstoff. Unter einem konstanten Einspritzdruck p_cr, wird der Kolben nach unten geschoben (isobarische Expansion). Dabei ist die eingespritzte Menge der Frischladung teillastabhängig (Quantitätsregulation). Dank der Einspritzung der Luft und des Kraftstoffs unter einem hohen Druck und der Konvektion der Wärme aus den Zylinderwänden wird bereits in dieser ersten Einspritzphase aktiv Arbeit produziert (pneumatische Einspritzarbeit). Zusätzlich bewirkt die Wärmekonvektion eine Homogenisierung des eingespritzten Luft/Kraftstoff-Gemischs, welches unmittelbar nach der Einspritzphase durch Zündkerze 1.2 gezündet wird. Wie üblich, vollendet anschließend das heiße Verbrennungsgas den ersten Takt mit einer adiabatischen Expansionsarbeit. Die Primärarbeit der aktiven Kolbenmaschine 2XA stellt sich somit im ersten Takt als Summe von pneumatischer Einspritzarbeit (isobarische Expansion) und Verbrennungs-Expansionsarbeit (adiabatische Expansion) dar. Diese Addition verkörpert den entscheidenden Vorteil des AMICES Konzept gegenüber der Subtraktion der traditionellen Motortechnik.
• Wie generell bei Kolbenmaschinen unterstützt im zweiten Takt die Bewegung des Kolbens die Ausströmung der Abgase über das geöffnete Abgasventil 1.3. Um den damit einhergehenden Verlust an großen Energiemengen zu minimieren (>30 Prozent der effektiven Verbrennungsenergie), werden diese Abgase über die Compound-Abgasturbine AT rekuperiert. Unter dem Gesichtspunkt der Arbeitsproduktion vollendet das aktive Maschinensystem AMICES damit einen komplett positiven Prozesszyklus. Da die Abgasturbine einen hohen Wirkungsgrad allerdings nur bei konstant hoher Umdrehungszahl erreichen kann, soll die Konzeption der parallelen Kombination von aktiver Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA und Compound-Abgasturbine AT entsprechend der Anwendungsart betrachtet werden (siehe ursprüngliche Modulartechnik). Die produzierte Sekundärarbeit wird für den Antrieb und die aktive Produktion des E-Stroms eingesetzt; diese Produktion findet in einem Ressourcen-Nebenprozess statt. Die Sekundärarbeit kann über einen Kraftverteiler KV entweder direkt (stationärer Antriebsmodus) oder mittels einer elektrischen Transmission (mobiler Antriebsmodus) erfolgen, wobei sich letztere Variante in ihren verschiedenen modularen Ausführungen den wechselhaften Antriebsbedingungen, wie sie der Straßenverkehr mit sich bringt, besser anpasst.
• Das ursprüngliche ,aktive Brennkraftmaschinensystem AMICES' erreicht auf diese Weise eine hohe Leistungsdichte und einen konstant hohen Wirkungsgrad sowohl bei Teillast als auch bei Volllast, – im Vergleich zur klassischen Brennkraftmaschine darf von mehr als dem Fünffachen an spezifischer Leistung und einem Wirkungsgrad von über 60 Prozent ausgegangen werden. Weil die ursprüngliche aktive Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA über keinen Verdichtungsraum verfügt, steht das AMICES Konzept gleichzeitig für eine Prinzipienwende, – für die Rückkehr zum ursprünglich kompressionslosen Brennkraftsystem.
• Einführung 2:
• Definition der Prozessführung der Brennkraftprozesse
• Definition der offenen Prozessführung
• Zur Verbrennung des aus Kohlenwasserstoffen bestehenden Kraftstoffs wird Sauerstoff benötigt, der üblicherweise mit der Luft zugeführt wird. Bei den traditionellen Otto-/Diesel-Hubkolbenmotoren findet diese Verbrennung im Arbeitsraum statt, wobei das Brenngas direkt als Arbeitsmedium Verwendung findet (innere Verbrennung). Als eine Folge der Verbrennung wird das Arbeitsmedium (z. B. Oxidationsmittel) verändert. Dementsprechend ist eine Rückführung in den Ausgangszustand nur durch den Austausch des Arbeitsmediums möglich. Man spricht dann von einer offenen Prozessführung und einem Gaswechsel (Ausstoß der Brenngase und Zuführen der Frischladung) bei zyklischer Arbeitsweise. Die innere Verbrennung bedingt demnach immer eine offene Prozessführung.
• Definition des thermodynamischen Vergleichs-Kreisprozesses
• Der Vorgang von Wärmeaufnahme, Expansion (Arbeitsabgabe) und Rückführung des Arbeitsmediums in seinen Ausgangszustand, führt entweder zyklisch (Kolbenmotor) oder kontinuierlich (Strömungsmaschine) zur fortlaufenden Abgabe mechanischer Arbeit, was durch einen thermodynamischen Vergleichs-Kreisprozess definiert werden kann. Vergleichsprozesse sind thermodynamische Kreisprozesse, die das Optimum angeben, das mit diesen Maschinen im Idealfall, d. h. bei reibungslosen Zustandsänderungen, erreichbar ist. Die Güte der real erreichbaren Prozesse wird als Gütegrad bezeichnet. Dieser ergibt sich als Quotient aus dem thermischen Wirkungsgrad der realen Maschine und dem der idealen Maschine. Als thermodynamischer Vergleichs-Kreisprozess dient für herkömmliche Otto-Hubkolbenmotoren mit innerer Verbrennung der ,Gleichraumprozess'. Dieser umfasst die isentrope Verdichtung, die isochore Wärmezufuhr, die isentrope Expansion und die isochore Rückführung des idealen Arbeitsgases in den Ausgangszustand des Prozesses. Bei traditionellen Diesel-Hubkolbenmotoren dient als thermodynamischer Vergleichs-Kreisprozess hingegen ein ,Gleichdruckprozess', wobei die modernen Dieselmotoren durch einen kombinierten Seiliger-Prozess definiert sind.
• Dementsprechend muss auch die ursprüngliche ,offene Prozessführung' aus Druckschrift ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik) über einen Vergleichs-Kreisprozess werter definiert werden.
• Einführung 3:
• Die Rolle der Kompression bei traditionellen Brennkraftmaschinen
• Im Jahr 1854 patentieren die Italiener Eugenio Barsanti und Felice Matteucci in London als erste eine funktionsfähige Brennkraftmaschine (Patentnummer 1072).
• 1860 wird dem Belgier Jean Joseph Étienne Lenoir ein Patent (Zeichnung Seite 2, 2.1.) erteilt, das den eigentlichen Beginn der Verwendbarkeit und Nutzung von Brennkraftmaschinen in der Praxis markiert. Seine Erfindung führt zur Entwicklung des ersten kommerziellen, auf einem kompressionslosen Arbeitsprozess beruhenden Brennkraftmotors. Die hierdurch erreichte Leistungsdichte als auch der Wirkungsgrad von 3 bis 4 Prozent erweisen sich jedoch als äußerst gering. Dies führt zu der zwischenzeitlich seit langem etablierten wissenschaftlichen Erkenntnis, dass ohne Komprimierung der Verbrennungskomponenten weder eine zufriedenstellende Leistungsdichte noch ein befriedigender Wirkungsgrad erzielt werden können.
• 1824 begründet der französische Physiker Sadie Carnot die thermodynamische Theorie der idealisierten Wärmekraftmaschine und gibt damit die wissenschaftliche Erklärung dafür, warum die Kompression unabdingbar ist, um die Differenz zwischen dem Verbrennungsdruck und dem Umgebungsdruck bei Brennkraftprozessen zu erhöhen. Die besagte Theorie gilt seither für thermodynamische Gleichraumprozesse unter Zugrundelegung idealer Gase. Dabei ist der Verbrennungsprozess als Multiplikationsfaktor des eingesetzten Kompressionsdrucks zu verstehen (Faktor 3 bis 4, abhängig von der Verbrennungstemperatur). Ein hoher Kompressionsdruck ist demnach die primäre Voraussetzung für eine effektive Leistung und einen hohen Wirkungsgrad: Nur der Druck, wie er über die Konstruktionselemente eines Motors, z. B. über Kolben, Rotorflügel, Lamellen, Wellen etc. wirkt, kann so in Kraft umgewandelt werden, dass daraus Arbeit und Leistung resultiert. Damit wird die Druckerhöhung zur unabdingbaren Voraussetzung für die Optimierung des Outputs eines jeden Arbeitsprozesses.
• Rein theoretisch gibt es hinsichtlich der Verdichtung eines Gases und dem Verhältnis zwischen Druck und Temperatur zwei Basismodelle, hierbei sind zwei unterschiedliche Verdichtungsszenarien möglich:
• Verdichtungsszenario 1: Die adiabate Luftverdichtung
• Hier wird die adiabate Kompression-Zustandsänderung in den Arbeitszyklus der Brennkraftmaschine integriert. In Anlehnung an den von Nikolaus Otto entwickelten Viertakt(Otto-)Motor mit einer synchronisierten inneren Verdichtung wird seitdem bei allen Hubkolbenmotoren im Arbeitsraum periodisch Luft oder ein Luft/Kraftstoff-Gemisch verdichtet bzw. Kraftstoff in die heiße verdichtete Luft eingespritzt, das Gemisch entzündet und so die Verbrennung des Kraftstoffs in Gang gesetzt.
• Eine adiabate Zustandsänderung ist definiert als ein thermodynamischer Vorgang, bei dem ein System von einem Zustand in einen anderen überführt wird, ohne dass es dabei thermische Energie mit seiner Umgebung austauscht. Auf diese Weise geht die gesamte am System verachtete Arbeit vollständig in innere Energie über, was zu einer Erhöhung von Temperatur und Druck führt. Die adiabate Kompression eines Gases geht demzufolge zwangsläufig mit der Erhöhung seiner Temperatur einher.
• Eine ideale adiabate Zustandsänderung setzt voraus, dass das System, welches die Zustandsänderung erfährt, perfekt gegen Wärmeeinflüsse jeglicher Art isoliert ist. In der Realität ist eine derart vollkommene Wärmeisolation nicht erreichbar, schon gar nicht im konkreten Fall einer Brennkraftmaschine, bei der eine schnelle Ableitung der Verbrennungswärme über die Systemkühlung unbedingt erforderlich ist. Die adiabatische Kompression ist ohnehin ein theoretischer Prozess; in der technischen Praxis spricht man in diesem Zusammenhang von einer polytropischen Zustandsänderung.
• Für eine politropische Zustandsänderung gilt: p·v^k = konst.

k

= Politropenexponent (Isentropenexponent = 1.4)

• Für die Temperaturerhöhung gilt: T₂ = T₁·ε^(k-1)/k
• Dabei gilt zwischen Druck und Temperatur folgende Relation:

  
• Das beschriebene Verdichtungsszenario 1 gilt für alle gängigen Brennkraftmaschinen.
• Verdichtungsszenario 2: Die isotherme Luftverdichtung
• Die isotherme Zustandsänderung ist definiert als eine thermodynamische Zustandsänderung, bei der die Temperatur unverändert bleibt. Bei der Verdichtung eines Gases muss die dabei entstehende Kompressionswärme also abgeführt bzw. bei einer Expansion mit dem damit einhergehenden Temperaturabfall Wärme zugeführt werden. Dies kann näherungsweise durch ein Wärmebad erreicht werden. Nach dem Gesetz von Boyle-Mariotte und der Zustandsgleichung eines idealen Gases bleibt das Produkt aus dem Druck p und dem Volumen V bei konstanter Temperatur T ebenfalls konstant:
  Relation zwischen Druck und Temperatur: p·v = R·T = konst.
• Aus dem ersten Hauptsatz der Thermodynamik (dU = 0; Änderung der inneren Wärme = 0) folgt, dass die entzogene bzw. zugeführte Wärme direkt der verrichteten Arbeit entspricht (dQ = –dW). Ähnlich wie im Fall der adiabatischen Kompression ist eine ideale isotherme Zustandsänderung in der Realität nicht erreichbar. Gegenüber der adiabatischen Zustandsänderung hat die isotherme Zustandsänderung den Vorteil, dass sie wesentlich weniger Arbeit benötigt. W_(isothermal) < W_(adiabatic)
• In der Realität weist ein vielstufiger Verdichtungsprozess, mit Interkühlung zwischen den einzelnen Stufen, eine annähernd isotherme Zustandsänderung auf. Diese erscheint bei einigen Innovationen der letzten Jahre als eine mögliche Alternative zur adiabaten Luftverdichtung aus dem Verdichtungsszenario-1 (z. B.: EP 0895565 B1 Verbrennungsmotor – Stand der Technik, Literatur).
• So liegt allen traditionellen Otto- und Dieselmotoren ausschließlich das adiabatische Verdichtungsmodell gemäß Verdichtungsszenario-1 zu Grunde. In der Realität können diese Vorgänge nur dann annähernd adiabatisch ablaufen, wenn das Volumen des Systems sehr groß ist, so dass Wärmeströme in seinem Randbereich letztlich vernachlässigt werden können.
• Im Jahr 1876 entwickelt Nikolaus Otto in Zusammenarbeit mit Gottlieb Daimler und Wilhelm Maybach auf der Grundlage von Verdichtungsszenario-1 den Viertakt-Motor mit einer synchronisierten internen Verdichtung (homogenes Gemisch, Fremdzündung, isochorische Verbrennung). Basisprinzip ist die Subtraktion der Kompressionsarbeit von der Verbrennungsarbeit.
• 1879 erfindet Karl Benz einen leistungsfähigen Zweitakt-Motor, der auf dem gleichen Subtraktionsprinzip beruht.
• 1892 entwickelt Rudolf Diesel seine Brennkraftmaschine nach einem ähnlichen Prinzip (heterogenes Gemisch, Selbstzündung, isobarische Verbrennung).
• Das Subtraktionsprinzip traditioneller Brennkraftmaschinen auf der Grundlage von Verdichtungsszenario 1:
• Der Arbeitsablauf von konventionellen Brennkraftsystemen weist stets eine zyklisch-synchronisierte Subtraktion von zwei fortlaufenden Prozessen auf:

  1) Kompressionsprozess: ,interne Kompression'	(Zyklisch wiederholte negative Arbeit)
  Brennkraftmaschine Otto/Diesel:
  – Ansaugen von Luft aus der Umgebung	(Passivprozess, negative Arbeit)
  – Komprimieren der Luft	(Passivprozess, negative Arbeit)
  2) Expansionsprozess: ,Verbrennungsexpansion'	(Zyklisch wiederholte positive Arbeit)
  Brennkraftmaschine Otto/Diesel:
  – Zündung und Expansion der Verbrennungsgase	(Aktivprozess, positive Arbeit)
  – Ausstoß der Abgase in Umgebung	(Prozess nur bei Abgasturboaufladung teilweise aktiv!)

• Der thermodynamische Prozess des traditionellen Otto- bzw. Diesel-Verbrennungsmotors basiert im Wesentlichen auf zwei arbeitsinduktiven Prozessen, die in einem Verbrennungszyklus subtraktiv verflochten sind (Zeichnung Seite 2, 2.2). Dabei subtrahiert sich mit jedem Zyklus (synchron) die negative Arbeit der inneren Kompression (1) von neuem von der positiven Arbeit der Verbrennungsexpansion (2). Bei einem gewöhnlichen Viertakt-Motor erweist sich der Arbeitsablauf in nur etwa einem Viertel des Prozesszyklus als arbeitspositiv. Die sich ergebende Differenz steht für die praktische äußere Nutzung zur Verfügung und wird als effektive Arbeit der Brennkraftmaschine bezeichnet. Diesem ,Subtraktionsprinzip' wird in der technischen Praxis der gesamten 150 Jahre Motorenentwicklung als Grundprinzip Folge geleistet. Aus den zahlreichen technischen Kompromissen, die wegen der Verflechtung der beiden subtraktiven Prozesse eingegangen werden müssen, resultieren die überaus hohe Komplexität, die geringe Leistungsdichte und der unbefriedigende Wirkungsgrad moderner Brennkraftmaschinen.
• Analysiert man den Vorgang der Luftkompression in seiner zeitlichen und örtlichen Beziehung zur Verbrennungsexpansion, so erweist sich letztere als die Ursache für eine Reihe zwangsläufiger technischer Kompromisse und konzeptioneller Hindernisse von traditionellen Brennkraftmaschinen.
• In diesem Zusammenhang beschreibt der Begriff ,synchronisierte Kompression' die zeitliche Beziehung zwischen Kompression und Verbrennungsexpansion in einem Arbeitszyklus, die sich entweder seriell (beim Viertakt-Motor) oder parallel (beim Zweitakt-Motor) darstellt. Die negative Rolle der synchronisierten Luftkomprimierung in einem subtraktiven Ablauf und die damit möglicherweise einhergehende zu hohe Lufttemperatur kann nicht genug betont werden: Obwohl eine hohe Temperatur letztlich unverzichtbar ist, darf ein bestimmter Grenzwert nicht überschritten werden (klopfende Verbrennung, NOx-Emission usw.).
• Der Begriff ,interne (oder innere) Kompression' beschreibt die örtliche Beziehung zwischen Kompression und Verbrennungsexpansion in einem Arbeitszyklus und besagt, dass die beiden Vorgänge in einem gemeinsamen Brennraum stattfinden. Hierbei ist von überaus großer Bedeutung, dass eine gemeinsame örtliche Beziehung der beiden Prozesse in diesem Fall weder gleichzeitig noch zeitlich verschoben ablaufen kann. Demnach wäre es völlig absurd, von einer unsynchronisierten internen Kompression zu sprechen.
• Ausnahmslos alle traditionellen Brennkraftmotoren weisen die synchronisierte interne Kompression in einem subtraktiven Arbeitsablauf auf. Entsprechend schließt der klassische Viertakt-Motor einen Arbeitszyklus durch serielle Integration des Luft- und Verbrennungsprozesses in zwei Umdrehungen ab. Dabei besteht der Arbeitszyklus aus drei arbeitsnegativen Takten und nur einem einzigen aktiven, also arbeitspositiven, Takt in einer fortlaufenden Serie (Zeichnung Seite 4, 4.2.B): (–W)Ansaugen...(–W)Kompression...(+W)Verbrennungsexpansion...(–W)Ausstoß
• Von zwei Umdrehungen eines Arbeitszyklus ist demnach beim Viertakt-Motor weniger als eine Umdrehungshälfte auch wirklich aktiv. Lediglich bei Maschinen mit Abgasturboaufladung ist im Ausstoßtakt noch ein geringer Anteil der Abgasenergie der letzten Umdrehungshälfte nutzbar. Das Diagramm in der Zeichnung Seite 4, 4.3B. zeigt die Leistungsarmut eines traditionellen Viertaktmotors (Druck p/Umdrehungszahl n) mit aller Deutlichkeit.
• Um eine geringe Leistungsdichte wie im Fall des Viertakt-Motors zu vermeiden, schließt die klassische Zweitakt-Maschine einen Arbeitszyklus durch parallele Integration der Luft- und Verbrennungsprozessierung in nur einer Umdrehung ab. Zweitakt-Motoren haben neben den Vorteilen eines niedrigen Leistungsgewichts und vergleichsweise geringer Baukosten Nachteile in Bezug auf den spezifischen Kraftstoffverbrauch, hinsichtlich der Abgasemissionen sowie der Laufruhe bei niedriger Belastung und im Leerlauf. Dies ist bedingt durch die sogenannten Spülverluste und die unzureichende Ausspülung der Verbrennungsgase im Teillast- und Leerlaufbetrieb. Das gleichzeitige Ausströmen des Abgases und Einströmen des Frischgases hat einen Verlust an Frischgas zur Folge, weil zwangsläufig Anteile davon direkt in das Abgas gespült werden. Diese Emission von unverbrannten Kohlenwasserstoffen stellt eine nicht unwesentliche Umweltbelastung dar. – Obwohl man sich vom Zweitaktprinzip insbesondere eine bessere Ausnutzung des Arbeitsvolumens erwartet hatte, erwiesen sich der reale Wirkungsgrad sowie die schädliche Abgasemission als großes Handicap für die weitere Entwicklung von Zweitaktmotoren hauptsächlich im PKW-Bereich.
• Die aufgeladene traditionelle Otto- und Dieselmaschine ist durch eine doppelte Luftprozessierung gekennzeichnet, – in der ersten Phase durch eine externe Kompression, in der zweiten Phase durch eine synchronisierte interne Kompression. Im Falle einer Abgas-Turboaufladung läuft auch die externe Kompressionsphase einigermaßen synchronisiert ab. Ähnlich wie die synchronisierte interne Kompression bewirkt auch die synchronisierte externe Kompression (mit Zwischenkühlung) eine zwangsläufige Reduktion des Verdichtungsgrades und eine Trägheit bei Laständerung.
• Diese Synchronisierung ist die Ursache einer Reihe erheblicher technischer Probleme, deren Beseitigung zur zunehmenden Kompliziertheit moderner Turbomaschinen führt. Andererseits kann die Turbomaschine, – vorausgesetzt, es handelt sich hierbei um einen Viertakt-Motor –, dank des erhöhten Ladedrucks des Ansaugtakts ebenfalls als arbeitspositiv gelten. Die Erhöhung der Leistungsdichte und die Steigerung des Wirkungsgrades moderner Diesel-Turbos ist demnach im Wesentlichen der externen Kompression zu verdanken.
• Analysiert man andererseits den physikalischen Charakter der internen Kompression nach dem adiabatischen Verdichtungsszenario-1, so erweist sie sich als der limitierende Faktor für Wirkungsgrad und Leistungsdichte traditioneller Brennkraftmaschinen.
• Die interne Kompression wird in der technischen Literatur durch das Verdichtungsverhältnis ε als prozessvolumetrische Bestimmung bezeichnet: ε = (V_c + V_h)/V_c
• Dabei bezeichnet V_h das Hubvolumen und V_c das Kompressionsvolumen. Das Verdichtungsverhältnis ε ist für den effektiven Wirkungsgrad jeder herkömmlichen Brennkraftmaschine von entscheidender Bedeutung. Von ε hängt nämlich deren thermischer Wirkungsgrad η_T direkt ab; Je höher das Verdichtungsverhältnis, desto höher auch der Wirkungsgrad!

  
• Dabei hat eine wesentliche Erhöhung des Verdichtungsverhältnisses ε zur Folge, dass auch der Kompressionsdruck p_B und die Temperatur T_B ansteigen. ↑p_B = p_A·εⁿ ⇒ ↑T_B = T_A·ε^n-1
• Bei der Verbrennung von Kraftstoffen in komprimierter Luft werden die dabei entstehenden (Verbrennungs-)Gase auf eine hohe Temperatur gebracht. Die steigende Temperatur wiederum verursacht bei einem geschlossenen Gasvolumen eine gleichzeitige Druckerhöhung.
• Bekanntlich ist der Druck der eigentliche Auslöser, das wahre ,Agens', einer jeden Arbeitsproduktion.
• Die Temperatur selbst hingegen spielt bei Brennkraftmaschinen keine unmittelbare Rolle als Kraft und Arbeit produzierender Faktor. In der Realität hat eine zu hohe Temperatur neben positiven auch negative Folgen. Rein theoretisch betrachtet, wirkt sich eine erhöhte Verbrennungs- und damit auch erhöhte Kompressionstemperatur positiv auf Wirkungsgrad und Leistungsdichte jeder Brennkraftmaschine aus (2. Hauptsatz der Thermodynamik, T-S-Diagramm). In der Praxis zeigt sich allerdings, dass bei Ottomotoren mit steigender Kompressionstemperatur auch die Klopfneigung zunimmt. Der Verbesserung des Teillast-Wirkungsgrades durch die höhere Verdichtung steht somit die klopfende Verbrennung bei Volllast gegenüber. Von einer klopfenden Verbrennung spricht man, wenn das gesamte Endgas die Zündtemperatur erreicht und als Ganzes schlagartig, d. h. ohne geordnete Flammenausbreitung, verbrennt (Kompressionstemperatur >500°C). Da das hochkomprimierte Endgas über eine sehr hohe Energiedichte verfügt, werden bei der klopfenden Verbrennung abrupt enorm hohe Wärmemengen freigesetzt. Die hierdurch lokal auftretenden extrem hohen Temperaturen gehen mit einer maximalen Beanspruchung der Motorbauteile einher. Die gewaltigen Energieumsätze bewirken demnach extreme Druckspitzen, die sich mit enormer Geschwindigkeit in den Brennraum ausbreiten und an den bekannten kritischen Stellen wie etwa Kolben, Dichtung und Zylinderkopf zu ausgedehnten und nachhaltigen Defekten führen können. Die heute üblichen Verdichtungsverhältnisse (ε = 11...13) machen deshalb die sichere und zuverlässige Erkennung und Vermeidung einer klopfenden Verbrennung notwendig.
• Beim Diesel-Verbrennungsverfahren wird Luft zunächst im Zylinder hoch verdichtet (Verdichtungsverhältnis ε = 17...24), wodurch sie eine Temperatur zwischen 700 und 900 Grad Celsius erreicht. Bevor der Kolben den oberen Totpunkt (OTP) erreicht, beginnt die Einspritzung und Feinstverteilung des Kraftstoffs in die heiße Luft des Brennraums. Die hohe Temperatur ist ausreichend, um den Kraftstoff von seiner Oberfläche aus beginnend zu verdampfen und das Dampf-Luft-Gemisch zu zünden. Dank der Eigenschaften des Kraftstoffs beim Dieselprozess kommt es zu keiner Klopfneigung. Da beim Selbstzünder jedoch eine sehr hohe Kompressionstemperatur und ein großer Luftüberschuss (λ bis 2,5) erforderlich sind, nehmen mit steigender Verdichtung auch die NOx- und HC-Emissionen zu. Die Stickoxide steigen aufgrund der erhöhten Verbrennungstemperaturen im Brennraum an, die HC-Emissionen wegen der stärkeren Zerklüftung des Brennraums (d. h. dem relativ größeren Anteil an Spalten) und wegen der Zunahme des Verhältnisses von Brennraum-Oberfläche zu Brennraum-Volumen (Oberflächen-Volumen-Verhältnis). Dabei erweisen sich eine übermäßig steigende Kompressionstemperatur der verschiedenen Kraftstoffe, die Zusammensetzung der Luft mit einem überaus hohen Anteil an Stickstoff und die realiter gegebenen Konstruktionsfaktoren (u. a. Reibung, Festigkeit, Temperaturstandfestigkeit der Strukturteile) als erhebliches Hindernis für eine signifikante Verbesserung von Wirkungsgrad und Leistungsdichte.
• Von den vorgenannten Kriterien kommt der Kompressionstemperatur die entscheidende Bedeutung zu, und zwar als ,thermische Barriere', die zwischen dem in der Praxis realisierbaren Verdichtungsverhältnis und einem signifikant erhöhten effektiven Wirkungsgrad steht.
• Adiabate Verdichtung bei einem Otto-/Diesel-Prozess: T_comp = f(p_comp)
• Der relativ geringe Wirkungsgrad und die unbefriedigende Leistungsdichte traditioneller Brennkraftmotoren sind also zum einen durch das Subtraktionsprinzip, zum anderen durch die thermische Barriere der adiabatischen Verdichtung, begründet (Zeichnungen Seite 2, 2.2 und 2.3). Zahlreiche technische Innovationen der letzten Jahre versuchen diese Nachteile zu verringern. Die meisten von ihnen beruhen entweder auf der Trennung des Luftprozesses vom Verbrennungsprozess und/oder auf der Druckspeichertechnik.
• So verwirklicht zum Beispiel der Scuderi-Brennkraftmotor (Split Cycle ICE)(mehrere Druckschriften – Stand der Technik, Literatur) eine Trennung des Luftprozesses vom Verbrennungsprozess in separaten Zylindern. Der synchronisierte Ablauf der beiden Prozesse erfolgt mechanisch über eine gemeinsame Kurbelwelle. Dadurch soll, bedingt durch die synchronisierte externe Luftverdichtung eine höhere Leistungsdichte erreicht werden als beim traditionellen Viertakt-Motor. Die externe Luftprozessierung basiert – wie bei konventionellen Brennkraftmotoren üblich- auf der adiabatischen Kompression des Verdichtungsszenarios-1. Auf Grund des fallenden Druckgradienten bei der Zündung nach dem oberen Totpunkt erhofft man ein höheres Verdichtungsverhältnis und dadurch einen verbesserten Wirkungsgrad sowie eine Verminderung des NOx Emission (angekündigt bis 45 Prozent). Da Luft- und Verbrennungsprozess synchronisiert sind, beruht der Scuderi-Brennkraftmotor trotz seiner externen Luftverdichtung wegen des viertaktigen Otto-Kreisprozesses nach wie vor auf einem subtraktiven Prozess. Der für die herkömmliche Motortechnik charakteristische thermische und zeitliche Zusammenhang zwischen Luft- und Verbrennungsprozess besteht unverändert fort. Bedingt durch das wiederholte Umsetzen des Subtraktionsprinzips und die thermische Barriere auf Grund der adiabatischen Kompression zeigt auch der Scuderi-Brennkraftmotor alle physikalischen Unzulänglichkeiten der traditionellen Motortechnik. Darüber hinaus ist die Motorkonstruktion durch eine äußerst schwer kontrollierbare innere heterogene Gemischbildung nach dem oberen Totpunkt gekennzeichnet (Teillast-Regelung).
• Die Druckschrift EP 0895565 B1 Verbrennungsmotor (Stand der Technik, Literatur) stellt ein ähnliches Konzept (Split-Cycle) vor, ein Brennkraftmotorsystem mit äußerer Verbrennung: Gemäß einem eigenen Arbeitsprozess finden äußere Gemischbildung und Verbrennung in einer separaten Verbrennungskammer statt. Die äußere Verbrennung gibt es in zwei Varianten; sie lauft entweder kontinuierlich oder zyklisch ab. Bekanntlich verursacht eine Dislokation des Verbrennungsprozesses von der Brennkraftexpansion eine hohe konstruktive Komplexität sowie eine Erhöhung der thermischen Verluste. Zusätzlich wird die isothermische Kompression nach dem Verdichtungsszenario-2 erwähnt, wobei diese mit der Verbrennungsexpansion synchronisiert ablauft. Die Vorteile der Umsetzung der Zwischenspeicher der komprimierten Luft (Druckspeichertechnik) werden durch die Verluste des Austauschs der Verbrennungsgase zwischen der externen Verbrennungskammer und der Arbeitskammer deutlich geschmälert (ein bekannter Nachteil der äußeren Verbrennung!). Darüber hinaus bleibt die verbrauchte Energie für die Vorverdichtung der Luft völlig ungenutzt.
• Obwohl beide Patentbeispiele teilweise ebenfalls die Druckspeichertechnik in Form von Zwischenspeichern für die komprimierte Luft einsetzen, folgen wegen der ihnen zugrunde liegenden synchronisierten Kompression auch sie dem Subtraktionsprinzip. Trotz aller bisherigen Anstrengungen, die bekannten Nachteile des klassischen Zweitakt-Prinzips auf dem Wege einer Trennung des Kompressionsprozesses vom Brennkraftprozess in separaten Zylindern zu umgehen, besteht der synchronisierte Subtraktionsverlauf der passiven (arbeitsnegativen) und aktiven (arbeitpositiven) Arbeitsstufen fort (synchronisierte externe Kompression).
• Als einzige theoretische Ausnahme von dieser Regel kann das ursprüngliche aktive Brennkraftmaschinensystem AMICES aus Druckschrift ( DE 10 2008 008 859 A1 , Zeichnungen Seite 1, 2.1 und 2.2, Stand der Technik) gelten, dessen charakteristische Besonderheit die Druckspeichertechnik und das paradigmatische Additionsprinzip sind. Die bislang mit zum Teil gravierenden Nachteilen einhergehende Beziehung zwischen zwei fundamentalen Verfahren der Brennkraftmotortechnik kann dadurch als endgültig bewältigt betrachtet werden.
• ZU LÖSENDE TECHNISCHE AUFGABE:
• Ausgehend von der Tatsache des mit vielerlei Schwachen und Mängeln behafteten Subtraktionsprinzips erweist sich der ursprüngliche offene thermodynamische AMICES Prozess ( DE 10 2008 008 859 A1 – Zeichnungen Seite 1, 1.1 – Stand der Technik) als realistische Möglichkeit, die grundlegenden Probleme traditioneller Verbrennungsmaschinen zu lösen, – dies über einen aktiven kompressionslosen Arbeitsprozess, bei dem auf die synchronisierte interne Kompression des Frischgases gänzlich verzichtet wird. Als Ersatz für die in diesem Falle fehlende innere Kompression wird allerdings ein Druckspeicher für die Systemluft erforderlich.
• Der Druckspeicher ermöglicht dem ursprünglichen Maschinensystem AMICES die Trennung der belastenden Beziehung zwischen Kompressionsdruck und Kompressionstemperatur. Die Ursprungsparameter der bivalenten Einspritzung der Verbrennungskomponenten sind bei der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA auch bei wechselhaften Betriebssituationen und bei Teillast immer konstant: p_i = konst.; T_i = konst. = T_Umgebung
• Dementsprechend erfolgt die notwendige Nachfüllung des Druckspeichers in einem separaten isothermischen Verdichtungsprozess gemäß dem Verdichtungsszenario-2. Für die nötige Energetisierung dieses Nebenprozesses sorgt die ursprüngliche Innovation mittels der polyvalenten thermischen Rekuperation und der Plug-In Technik (modulare Hybridtechnik).
• Wie in der technischen Praxis üblich, stellt die ursprüngliche Innovation AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 , Stand der Technik) eine simplifizierte Veranschaulichung des offenen Arbeitsprozesses und des Maschinensystems dar. Die für einen einwandfreien Arbeitsablauf des Maschinensystems maßgeblichen Problemkreise wie Einspritzstruktur, Gemischbildung, Zündung und aktive interne Kühlung, wurden dabei nur peripher angesprochen oder aber waren in diesem ersten Konzept noch ungeklärt. Deswegen ist es erforderlich, den thermodynamischen Arbeitsprozess und das daraus abgeleitete ursprüngliche AMICES Brennkraftmaschinensystem genauer zu definieren und weiter zu entwickeln.
• Fragestellungen
• Ursprüngliche Innovation AMICES (DE 10 2008 008 859 A1, Stand der Technik)
• Wie beim Betreten technischen Neulands üblich, geht auch die ursprüngliche Innovation AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 , Stand der Technik) mit einer Reihe noch zu klärender Frage- und Problemstellungen einher.
• Fragestellung 1:
• Unzureichende Definition der inneren Gemischbildung (Stand der Technik)
• Die bislang unzureichende Beschreibung der kalten bivalenten Einspritzung und der wandgeführten Erwärmung der eingemischten Frischladung stellt noch keine stabilen thermokinetischen Voraussetzungen für die optimale innere Homogenisierung des Gemisches dar.
• In der frühen Phase des Arbeitszyklus werden Ablauf, Effizienz und Vollständigkeit der Verbrennung ganz wesentlich von der Gemischbildung (Zusammensetzung und Verteilung des Frischgases) bestimmt.
  
  Energetisch effiziente und schadstoffarme Verbrennungsprozesse für gasförmige, flüssige und feste Brennstoffe haben als gemeinsames Konstruktionsmerkmal eine technisch ausgeklügelte Gemischaufbereitung, da die Gemischbildung ein entscheidendes Kriterium für die Qualität der Verbrennung darstellt. Inhomogenitäten – gleich welcher Art – führen stets zur verstärkten Bildung von Schadstoffen wie CO, NOx, unverbrannten Kohlenvasserstoffen und Ruß. Bei flüssigen Brennstoffen, die sich naturgemäß mit Luft schwerer mischen bzw. nachfolgend verbrennen lassen als gasförmige wie etwa Erdgas, kann die Gemischbildung in zwei getrennte, meist jedoch ineinander greifende bzw. parallel ablaufende Prozesse gegliedert werden, die Verdampfung des Brennstoffes und die nachfolgende Mischung mit der Verbrennungsluft.
  Dipl. Ing. Oliver Hein: Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktors der Ingenieurwissenschaften/Fakultät für Mathematik, Informatik und Naturwissenschaften/Rheinisch-Westfälischen
  Technischen Hochschule Aachen
• Bei klassischen Vergaser-Ottomotoren wird nach der äußeren Gemischbildung das homogene Gemisch im Kompressionstakt auf ca. 20...30 bar (ε = 8...12) verdichtet. Die zum Zeitpunkt der Zündeinleitung homogen vorliegenden Gemische bedingen eine vollständige Verdampfung des Kraftstoffs, da nur Gas (bzw. Gas-Dampfmischungen) einen homogenen Zustand einnehmen kann.
• Mit der Zielsetzung, den Gesamtwirkungsgrad des Brennkraftmotors weiter zu optimieren, wurde die innere bzw. heterogene Gemischbildung entwickelt, wie sie für Diesel-, aber auch moderne Ottomotoren typisch ist. Dabei handelt es sich um die direkte Einspritzung des Kraftstoffs in den Brennraum. Der Ursprung des Direkteinspritzverfahrens geht bereits auf Rudolf Diesel zurück, der sich zu diesem Zweck einer Kraftstoffeinblasung mittels Druckluft bediente. Bei der heute üblichen Direkteinspritzung wird der Kraftstoff unmittelbar in den Zylinder eingespritzt. Solche Motoren entwickeln schon bei niedrigen Drehzahlen ein hohes Drehmoment und gewährleisten auf diese Weise sowohl gute Fahrleistungen als auch einen relativ geringen Kraftstoffverbrauch. Die Direkteinspritzverfahren ähnlich sich hinsichtlich ihres Prinzips, allerdings unterscheiden sich die einzelnen Gemischbildungsvarianten. Je nach Art der thermokinetischen Gemischbildung mittels der Direkteinspritzung werden die Dieselmotoren nach wandverteilenden und luftverteilenden Verfahren unterschieden. Unter dem Begriff BDE (Benzindirekteinspritzung) oder GDI (Gasolin Direct Injection) wurden weltweit die ,strahlgeführten', ,wandgeführten' oder ,luftgeführten' heterogenen Gemischbildungsverfahren entwickelt, die allesamt mit einem Luftüberschuss arbeiten. Aufgrund der Innenkühlung durch die direkte Einspritzung können solche Motoren höher verdichtet werden. Beide Maßnahmen, – das Entfallen der Drosselung und die höhere Verdichtung –, führen im Vergleich zu homogenen Gemischen zu einer Verbesserung des Wirkungsgrades. Im Gegensatz zum Dieselmotor, bei dem der Injektionsvorgang gegen Ende des zweiten Arbeitstaktes erfolgt, wird beim direkteinspritzenden Ottomotor die Haupteinspritzmenge während des zweiten Taktes zugeführt. Im Ottomotor, und zwar sowohl beim Saugrohr- als auch beim Direkteinspritzer, muss die Gemischbildung zum Zeitpunkt der Zündung bereits abgeschlossen sein, um eine optimale Verbrennung zu gewährleisten. Ein weiterer Unterschied zum Dieselmotor ist zudem der deutlich geringere Einspritzdruck, der beim BDE-Benziner zwischen 100 und 200 bar liegt, beim Common-Rail Diesel hingegen zwischen 1600–2000 bar (Stand 2009).
• Die Gemischbildung der direkten Einspritzungstechnik basiert auf dem Hybrid- oder Schichtladeverfahren. Zu diesem Zweck wurden schnellschaltende Elektromagnet-Einspritzventile entwickelt, die einen flexiblen Einspritzzeitpunkt und den notwendig hohen Einspritzdruck erlauben. Je später die innere Gemischbildung erfolgt, desto heterogener ist das Luft/Kraftstoff-Gemisch zum Zeitpunkt der Verbrennungseinleitung. Während bei der äußeren Gemischbildung also überwiegend homogene Gemische erzeugt werden, liegen bei der inneren Gemischbildung zum Zeitpunkt der Zündeinleitung verstärkt heterogene Gemische vor. Der Grad der Homogenisierung bei der inneren Gemischbildung hängt dabei stark vom Zeitpunkt der Gemischbildung ab. Die innere Gemischbildung wird deshalb auch als heterogene Gemischbildung bezeichnet.
• Sowohl bei der homogenen als auch bei der heterogenen Gemischbildung hängen Wirtschaftlichkeit und Umfang der Rohemissionen von der nach der Zündeinleitung ablaufenden Verbrennung ab. Die Strategie der heterogenen Gemischbildung bei den BDE Ottomotoren basiert auf einer in unterschiedliche Zonen aufgeteilten Zusammensetzung des Luft/Kraftstoff-Gemisches im Brennraum Diese Ladungsschichtung und die ultramagere Verbrennungsführung zielen darauf ab, mit einer gesteuerten Gemischführung an der Zündkerze ein zündfähiges fettes Gemisch zu erzeugen, während die restliche Verbrennung im mageren bis ultra-mageren Bereich stattfindet. Um die verbrauchsgünstig wirkenden hohen Luftüberschüsse bei Teillast realisieren zu können, muss der traditionelle Ottomotor im sogenannten Schichtlademodus betrieben werden. Bei dieser Betriebsart wird das Gemisch um die zentral im Brennraum positionierte Zündkerze konzentriert, wobei sich in den Randbereichen des Brennraums reine Luft befindet. Das Benzin/Luft-Gemisch beträgt im Magerbetrieb 1:30 und im Leerlauf lediglich 1:50. Zündfreudiger ist das Gemisch nur im Bereich der Zündkerze selbst. Die damit verbundene Verbrauchseinsparung resultiert mm einen aus der Entdrosselung des Motors, zum anderen in nicht unerheblichem Maße aus den minimierten Wanneverlusten, die durch die zentral im Brennraum ablaufende Verbrennung mit umgebender isolierender Lufthülle ermöglicht werden.
• Weltweit finden sich gegenwärtig drei Direkteinspritzsysteme für Zweitakt-Ottomotoren auf dem Markt: Es sind dies die ,FFI', entwickelt von der Provenion GmbH in Deutschland, das ,Orbitalsystem' der australischen Orbital Corporation Ltd. und das ,CWI' System (Compression Wave Injection) von Cobb Design in Florida/USA.
• Da beim Zweitaktmotor mit Direkteinspritzung kein Benzin in das Kurbelgehäuse gesaugt wird, finden sich dort ausschließlich Luft und Öl, aber kein das Öl verdünnendes Benzin, – was wiederum zur Folge hat, dass deutlich weniger Schmierstoff benötigt wird. Der bleifreie Kraftstoff wird erst nach dem Schließen des Auspuffschlitzes direkt in den Verbrennungsraum injiziert, was verhindert, dass unverbranntes Benzin durch den Auspuffkanal geblasen wird. Das Ergebnis ist ein sauber verbrennender Motor mit deutlich weniger Treibstoffbedarf.
• Für die Innovation AMICES II sind vor allem die Erfahrungen mit den Direkteinspritzsystemen von Zweitaktmotoren von Bedeutung und hier vor allem die bivalente Direkteinspritzung des australischen Orbitalsystems (mit der simultanen Einspritzung von Luft und Kraftstoff).
  
  Beim Orbital-Motor wird durch elektronisch gesteuerte Direkteinspritzung in einer Düsenkombination vorgemischtes Luft-Kraftstoff Gemisch simultan direkt in den Brennraum injiziert, und zwar erst dann, wenn der Auslass-Schlitz geschlossen ist und nichts mehr in den Auspuff entweichen kann. Dies erzeugt eine extreme Zerstäubung (Tröpfchengröße nur ca. 8 Mikron), welche jedoch lediglich eine tausendstel Sekunde dauert. Die Nadel- und Rollenlager, die sich durch geringen Ölbedarf auszeichnen, werden über die angesaugte Luft mit Öl versorgt, das mit einer elektronisch geregelten Ölpumpe fein dosiert wird Wie beim normalen Zweitakter wird auch beim Orbital-Motor der Zylinder mittels Frischgasspülung vom Altgas befreit. Da vor der Verbrennung nur mit reiner Luft gespült wird, gibt es Spülverluste nur in Form von in den Auspuff verlorenen Luftanteilen. Die reine Luft kann weder zu Fehlzündungen führen, noch kann sie die Umwelt verpesten. Die Euro-3-Normen werden laut Orbital erfüllt, und auch den sonst beim Zweitakter so kritischen (Ölausstoß haben die Australier im Griff.
  Direkteinspritzung: Die Wiederbelebung des Zweitakters
  http://www.motorroller-info.de/einspritzung.html
• Bislang fand das Orbital-System noch keine nennenswerte Verbreitung auf dem internationalen Markt (Stand 2009). Mögliche Gründe hierfür sind die technische Komplexität, die damit verbundenen Mehrkosten (Luftkompressor, zwei Magnetventile pro Zylinder, 6 bar Kraftstoffpumpe erforderlich), sowie mögliche technische Probleme bei hohen spezifischen Motorleistungen (mangelnde Kolbenkühlung).
• Nachteile des klassischen Kraftstoff-Direkteinspritzverfahrens:
• Bei der heterogenen inneren Gemischbildung moderner Motoren wird das Ziel verfolgt, den Motor im gesamten Kennfeld ungedrosselt betreiben zu können (ungedrosselter Betrieb). Die Lastregelung erfolgt quantitativ wie auch qualitativ über das Mischungsverhältnis. Das Gesamt-Luftverhältnis kann 2–3 betragen, ohne dass es zu Zündaussetzern kommt. Die Ladungsschichtung weist dabei eine „Luftschicht” (äußerst mageres Gemisch, λ > 30) als thermische Dämmung gegenüber den Zylinderwänden auf. Die Drucksteigerung infolge der lokalen Flammausbreitung führt zu einer Temperaturerhöhung im gesamten Gemisch, auch in dem von der Flamme noch nicht erreichten äußeren mageren Gemisch, das als Endgas bezeichnet wird. Die lokal vorhandene Wärmestrahlung und Wärmeleitung führen jedoch dazu, dass die Temperatur in der Flammfront höher ist als im restlichen Gemisch. Als Folge des Luftüberschusses und der Ladungsschichtung sind die BDE Otto- und CR Dieselmotoren durch die ansteigende Temperatur im mageren Endgas in besonderem Maße von einer deutlich erhöhten Bildung von Stickoxiden betroffen. Nicht zuletzt wegen des Luft-Überschusses erzeugen Einspritz-Schichtlademotoren mehr Stickoxide im Abgas. Dementsprechend müssen zur Reduktion der Stickstoffoxid-Emissionen ,Magerkatalysatoren' entwickelt werden.
• Bisher bewirkt die direkte Einspritzung durch den Kühlungseffekt der Kraftstoffverdunstung den Einsatz einer höheren Verdichtung (< 13, Ottomotor/Atkinsonprinzip) und führt so zu einer Steigerung des Wirkungsgrads. Deswegen kommt es mit der Erhöhung des Einspritzdruckes paradoxerweise zu keiner zusätzlichen Steigerung der Subtraktion durch die negative Einspritzarbeit.
• All dies hat allerdings auch eine erhöhte Komplexität und damit eine Verteuerung des Motorsystems zur Folge.
• In Anbetracht des traditionellen Subtraktionsprozesses und der heterogenen Schichtaufladung ist abzusehen, dass die Technologie der Direkteinspritzung mit ihrem aktuellen Entwicklungsstand bereits an die Grenzen ihrer Leistungseffizienz stößt. Allerdings geht der Trend bei beiden Motorentypen (Otto und Diesel) in Richtung eines noch weiter steigenden Einspritzdrucks, um auf diese Weise die Kraftstoffzerstäubung durch Verwirbelung zu verbessern und damit den Kraftstoffverbrauch zu reduzieren und/oder (je nach Auslegung) die Leistung zu optimieren. Die im Wesentlichen durch die Position von Zündkerze und Einspritzventil festgelegte Gemischbildung wird durch gezielt induzierte, – als Drall und Tumble bezeichnete –, Strömungsvorgänge des eingespritzten Kraftstoffs im Brennraum unterstützt. Während der durch Spiral- oder Tangentenkanäle erzeugte Drall vor allem eine Rotationsachse parallel zur Zylinderachse aufweist, hat der durch Füllungskanäle erzeugte Tumble eine hierzu senkrechte Achse.
• Allerdings wird bei den traditionellen direkten Einspritzverfahren ausschließlich der Kraftstoff direkt in den Brennraum des Ottomotors (Benzin-Direkteinspritzung, kurz BDE) oder auch des Dieselmotors (CR oder TDI Diesel-Direkteinspritzung) injiziert.
  
  ...”Bei traditionellen BDE Motoren mit drallunterstützter Gemischhomogenisierung reicht die Gemischbildungsenergie des monovalenten Einspritzstrahles (nur Kraftstoff wird eingespritzt) alleine bei höheren Nenndrehzahlen und größeren Betriebsdrehzahlspannen für eine ausreichend gute und schnelle Gemischaufbereitung nicht mehr aus. Die Gemischbildung muss durch zusätzliche Luftbewegungen im Brennraum unterstützt werden. Dazu werden deutlich engere Kolbenmulden verwendet, um einerseits eine hochturbulente Quetschströmung aus dem Kolbenspalt in der Nähe der Einspritzstrahl-Auftreffpunkte zu erzeugen und andererseits die durch geeignete Gestaltung der Einlassorgane (Drall-Einlasskanäle) erzeugte Drehbewegung der Luftladung weiter zu beschleunigen. Die daraus resultierende Gesamt-Drehgeschwindigkeit der Zylinder-Luftmasse wird dabei so gewählt, dass das Luft-Kraftstoff-Gemisch, das sich aus dem am der Düse austretenden Einspritzstrahl und der senkrecht dazu drehenden Luftwalze über die Einspritzdauer bildet, das stromabwärts liegende Brennraumsegment bis zum folgenden Einspritzstrahl voll ausfüllt und nutzt. Wird das Brennraumsegment nicht voll erfasst, leidet die Luftausnutzung and damit die Leistungsausbeute. Überstreicht das Gemisch mehr als den Strahlzwischenraum, tritt durch zu hohe örtliche Kraftstoffanhäufung und damit Luftmangel verstärkte Russbildung auf. Diese brennraumbedingte Gemischbildung wird bei wechselhaften Betriebszuständen (niedrige Drehzahl und Teillast) durch äußert geringe Luft-Bewegung zusätzlich belastet.”...
  – Kraftfahrtechnisches Taschenbuch/Bosch
  Braunschweig; Wiesbaden: Viehweg, 1999
• Dieses Zitat formuliert den Hintergedanken der bivalenten Einspritzungstechnik des ursprünglichen AMICES Maschinensystems: Demzufolge basiert die innere heterogene Gemischbildung von BDE-Otto- und CR Dieselmotoren auf dem thermokinetischen Zusammenhang zwischen der monovalenten Einspritzung des Kraftstoffs und der Kompressionswärme der verdichteten Luft. Auf Grund der direkten Einspritztechnik und der inneren Gemischbildung ist eine gewisse Verwandtschaft des AMICES Maschinensystems mit der traditionellen Direkteinspritzung von BDE Otto- und CR Dieselmotoren durchaus gegeben. Im Unterschied zur konventionellen Technik bewerkstelligt die aktive Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA eine vollständige bivalente Einspritzung der kalten Verbrennungskomponenten aus dem Druckspeicher zu Beginn des kompressionslosen Arbeitszyklus. Der Begriff ,bivalent' steht für die vollständige Einspritzung von Oxidationsmittel und Kraftstoff, während ,kalt' die Umgebungstemperatur bezeichnet. Die Luft und der Brennstoff liegen bei konstantem Einspritzdruck (p_i) und gleicher Umgebungstemperatur T₀ immer im stöchiometrischen Mischungsverhältnis (λ = 1) vor. Die bivalente Einspritzung gewährleistet eine wesentlich dynamischere innere Mischung der Verbrennungskomponenten im Brennraum. Zusätzlich erzeugt dieser Vorgang die sog. pneumatische Einspritzarbeit, die sich mit der daran anschließenden Verbrennungs-Expansionsarbeit summiert. Auf diese Weise steht die bivalente Einspritzungstechnik vollständig im Dienst der Arbeitsproduktion.
• Dieser Ablauf wird in der weiteren Beschreibung der Innovation AMICES II als Additionsprinzip gekennzeichnet und erweitert definiert.
• In der ursprünglichen simplifizierten Darstellung des AMICES Motorsystems kam darüber hinaus auch die innere Gemischbildung und Homogenisierung der Frischladung nur marginal zur Sprache. Die erwähnte wandgeführte Erwärmung des Gemisches reicht für eine optimale Gemischtemperatur und einen bestmöglichen Homogenisierungsgrad nicht aus. Da die Hauptelemente des ursprünglichen AMICES Maschinensystems (Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik), insbesondere das Einspritzsystem MCCRS, in einer starken vereinfachten Ausführung und einer ungeeigneten Lage dargestellt sind (Zeichnung Seite 10, 10.3), ist es notwendig, das Einspritz- und Gemischbildungssystem genauer zu definieren. In diesem Zusammenhang stellt die Innovation AMICES II mehrere unterschiedliche Konzepte der Gemischbildung vor, wie sie durch die gezielte Primäre Einspritzung der Verbrennungskomponenten erfolgt. Durch die kombinierte Lage sowie die Anzahl und Anordnung der Einspritzventile einerseits und das rekuperative Wärmeaustauschsystem im Brennraum andererseits, gewährleisten diese Konzepte eine optimale thermokinetische Homogenisierung des Frischgases.
• Fragestellung 2:
• Problem der Effizienz und der Dauer der Verbrennung in Zusammenhang milder Spätzündung?
• Theoretisch stellt die Zündung bei Brennkraftmotoren aufgrund der thermischen Reaktion zwischen der Luft und dem Kraftstoff einen Multiplikationsfaktor des Kompressionsdrucks (Isochore, Arbeit) dar. Eine kurze Brenndauer, mit anderen Worten eine hohe Brenngeschwindigkeit, ist für einen hohen Wirkungsgrad von ausschlaggebender Bedeutung.
  
  ”...die traditionellen Verbrennungsmotoren kann man grob in vier Gruppen unterteilen, welche sich durch den Grad der Vermischung des Brennstoffs mit der Luft im Zylinder sowie durch die Art, wie diese Mischung gezündet wird, unterscheiden. Die erste Gruppe umfasst funkengezündete Motoren, in denen eine vorgemischte, homogene Treibstoff-Luft-Mischung durch einen Funken gezundet wird. Hierzu gehört der „normale” Benzinmotor. Die zweite Gruppe sind Motoren, in denen ein heterogenes Gemisch durch Kompression gezündet wird. Zu diesen gehört der Dieselmotor, da hier der Treibstoff wahrend des Kompressionstaktes in den Zylinder eingespritzt wird, sich teilweise mit der Luft mischt und dann bei ausreichend hoher Temperatur zündet. Der Benzinmotor mit Direkteinspritzung ist ein Beispiel für die dritte Gruppe, Motoren, in denen ein inhomogenes Gemisch funkengezündet wird. Der HCCI-Motor stellt die vierte Klasse dar. Hier wird ein homogenes, vorgemischtes Treibstoff-Luft-Gemisch durch Kompression gezündet.”
  Quelle:
  „Einsatz der laserinduzierten Fluoreszenz organischer Moleküle zur Visualisierung von gemischbildungs- und Verbrennungsprozessen”: Dissertation zur Erlangung der Doktorwürde der Naturwissenschaftlich-Mathematischen Gesamtfakultät/Ruprecht-Karls-Universität Heidelberg-Diplom-Chemikerin Nicole Graf (18.07.03)
• Die Fremdzündung lauft in zwei Phasen ab:
  Die erste, die sogenannte Entflammungsphase, läuft zwischen der Zündenergiezufuhr des Zündfunkens und der thermischen Reaktion des Kraftstoff-Luft-Gemisches ab. Die Entflammungsphase ist ungefähr zeitkonstant und nur von der Gemischzusammensetzung (Luftzahl λ) abhängig. Dies bringt einen Zündverzug mit sich, der bezogen auf den Kolbenweg (°KW) mit steigender Motordrehzahl anwachst und sich mit der Luftzahl λ ändert. Mit zunehmender Drehzahl und größer werdender Luftzahl λ muss deshalb der Zündzeitpunkt vorverlegt werden. Dieser zeitlichen Vorverlegung sind durch die sich verringernde Energiedichte des Gemisches im Bereich der Elektroden Grenzen gesetzt. Aus diesem Grunde müssen Brennräume möglichst kompakt ausgeführt werden.
• Die zweite Phase, die Wärmefreisetzung bezeichnet den thermischen Ablauf der exothermen Reaktion des Kraftstoff-Luft-Gemisches. Die Wärmefreisetzung muss durch die richtige Lage und passende Wahl des Zündzeitpunkts sichergestellt werden. Die Geschwindigkeit der Wärmefreisetzung wird durch die Flammgeschwindigkeit und die von der Flamme erfasste Oberfläche (Brennvolumen) bestimmt. Wegen der Diffusionsvorgänge in der Flammfront hängt die Flammgeschwindigkeit vom Gemischzustand (Luftzahl λ und Gemischtemperatur T_K) und der Faltung der Flammoberfläche durch Turbulenzen und gezielt erzeugte Strömungen wie Drall, Tumble oder Squish ab. Letztere führen zu einer Beschleunigung der Energieumsetzung. Da sie mit der Drehzahl zunehmen, nimmt auch die Faltung der Flammoberfläche zu. Damit wird auch verständlich, warum die Wärmefreisetzung mit der Drehzahl beschleunigt wird, obwohl die Flammgeschwindigkeit definitionsgemäß nicht zunehmen kann.
• Das Zündsystem muss imstande sein, das verdichtete Gemisch auch bei instationären Betriebszuständen, d. h. bei hinsichtlich Gemischbewegung und Luft-Kraftstoff-Verhältnis stark wechselnden Bedingungen, zu einem vorgegebenen Zeitpunkt zuverlässig zu entflammen. An diesen durch instationäre Betriebszustände verursachten wechselnden Bedingungen ist auch das HCCI-Motorenkonzept (Homogeneous Charge Compression Ignition) gescheitert, das für viele Experten als eine der großen Hoffnungen im Bereich der Motorentwicklung galt. Der HCCI-Motor, gekennzeichnet durch seine selbstzündende kontrollierte Verbrennung, – eine Brückentechnologie zwischen den heutigen Diesel- und Benzin-Verbrennungsmotoren –, kann jedoch nur unter optimalen Bedingungen betrieben werden.
• Die herkömmliche Funkzündung von Brennkraftmotoren ist dadurch charakterisiert, dass in der Anfangsphase (laminare Verbrennungsphase) nur das in unmittelbarer Nahe der Zündkerze befindliche Kraftstoffgemisch gezündet wird. Anschließend breitet sich die Flamme nach und nach laminar im gesamten Verbrennungsraum aus. Alternativmethoden zum konventionellen Zündverfahren, wie beispielsweise die Mikrowellen- und Laserzündung, befinden sich zwar noch in der Versuchsphase, versprechen aber für die Zukunft eine wesentliche Verbesserung und vor allem Verkürzung des Zündungsvorgangs.
• Die Mikrowelle, die sich in Lichtgeschwindigkeit fortbewegt, deckt in einem Augenblick das gesamte Raumvolumen eines Zylinders ab. Das hat zur Folge, dass alle Teilchen (Cluster) des Kraftstoffgemischs nahezu gleichzeitig gezündet werden. Damit reduziert MWI die unproduktive laminare Phase der Verbrennung auf ein Minimum und steigt fast sofort in die effiziente Phase ein. Das Diagramm zeigt deutlich, wie als Folge der nahezu gleichzeitigen Zündung aller Treibstoffgemisch-Partikel im Verbrennungsraum die laminare Phase extrem verkürzt wird Diese Verkürzung des ineffizienten Aufheizen des Treibstoffgemischs hat unmittelbare Auswirkungen auf Verbrauch und Schadstoffemission. Beides wird entscheidend reduziert und dennoch bleibt die Motorleistung gleich. Für Hersteller und Verbraucher eröffnen sich damit ungeahnte Perspektiven, im wirtschaftlichen wie im ökologischen Sinne.
  http://www.mwi-gmbh.com/
• Auch die Laserzündung verkörpert ein neuartiges Zündsystem: Ihr Prinzip besteht darin, den Strahl eines gepulsten Lasers mittels geeigneter Linsenoptik innerhalb eines brennbaren Gemisches im Verbrennungsraum derart zu fokussieren, dass das entstehende Plasma das Kraftstoff-Luft-Gemisch entzündet und so eine herkömmliche Zündkerze ersetzen kann. Aus motortechnischer Sicht bedeutet das eine Erhöhung des thermodynamischen Wirkungsgrades bei einer möglichst stickoxidarmen Verbrennung des Brennstoffs. Der Wirkungsgrad eines Verbrennungsmotors steigt mit dem Verdichtungsverhältnis ε und der Luftzahl λ an. Die modernen BDE Magermotoren ermöglichen die Verbrennung bei einem höheren Luftüberschuss (λ), wohingegen dieser bei der traditionellen Funkzündung limitiert ist (λ < 1.3). Eine Erhöhung des Verdichtungsverhältnisses impliziert gleichzeitig eine Erhöhung des Zünddrucks, was bei konventionellen elektrischen Zündsystemen wiederum eine erhöhte Durchbruchspannung zur Folge hat. Diese laut dem Paschen-Back-Gesetz erhöhte Spannung resultiert in einer stärker ausgeprägten Elektrodenerosion, welche die Lebensdauer einer Kerze drastisch reduziert. Außerdem erweisen sich extrem magere Kraftstoffgemische als ausgesprochen zündunwillig und benötigen daher geometrisch optimale Zündverhältnisse; diese aber können durch die elektrische Funkenzündung nicht gewährleistet werden.
• Die Laserzündung basiert auf einer Plasmabildung, was die Zwischenstoßprozesse begünstigt. Die minimale Plasmaenergie, – das Analogon zur Durchbruchspannung bei der elektrischen Funkzündung –, nimmt mit steigendem Druck ab. Dabei sinkt die Plasmaschwelle als Voraussetzung für den optischen Durchbruch mit längerer Wellenlänge und steigendem Druck, was in Zusammenhang mit dem AMICES Motorsystem wegen dessen hohen Einspritzdrucks besonders wichtig ist. Die Anwendung der klassischen Funkzündung beim ursprünglichen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA wird dadurch beeinträchtigt, dass die notwendige Zündspannung mit dem zum Zeitpunkt der Zündeinleitung herrschenden Gasdruck ansteigt. Der erwartete Druck des Gemisches vor der Zündungsanleitung wird mindestens zweimal so hoch wie bei den traditionellen Ottomotoren (> 50 10⁵ Pa).
• Im Vergleich zur konventionellen Funkzündung weist die Laserzündung eine Reihe wesentlicher Vorteile auf, die ihren Einsatz bei der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA besonders interessant machen:
• – Wesentlich geringerer Zündverzug
• – Niedrigere Flammentemperaturen und Reduktion der thermischen NOx Bildung
• – Effektivere Energieabgabe an das Brennstoff-Luft-Gemisch (Entfallen des Quench-Effekts)
• – Freie Wahl des Fokuspunktes des Zündfunkens
• – Mögliche Anwendung bei wesentlich höherem Kompressionsdruck (AMICES = Einspritzdruck)
• – Ein-Geringere Verschleißerscheinungen und damit reduzierter Wartungsaufwand
• – Flammeneinleitung bei ungünstigem Luftüberschuss
• Da die Zündung bei der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA spät nach dem oberen Totpunkt (ca. 15...30°KW) erfolgt, – ein Sachverhalt, der den Verbrennungsprozess traditioneller Otto-Motoren schädigen würde –, sind eine kurze Brenndauer und eine hohe Brenngeschwindigkeit wesentliche Voraussetzungen für einen hohen Wirkungsgrad. Die erfolgreiche Entwicklung alternativer Zündungsmethoden kann die Entwicklung der AMICES Motortechnik deshalb noch wesentlich verbessern.
• Der Schwerpunkt der Wärmefreisetzung liegt bei BDI-Ottomotoren kurz (ca. 5...10°KW) nach dem oberen Totpunkt. Somit ist die Magergrenze der Entflammung, aber auch der frühestmögliche Zeitpunkt der Zündeinleitung, vorgegeben. Bei mit ε = 8...12 verdichteten Motoren liegt dieser Bereich bei ca. 40...50°KW vor OT. Bei der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA wird der Zündpunkt wegen der Einspritzung und der Gemischbildung nach dem oberen Totpunkt zeitlich nach hinten verlegt (voraussichtlich ca. 15...30°KW). Dementsprechend kann im Falle einer klassischen Funkzündung der erwartete Schwerpunkt der Wärmefreisetzung sehr spät erfolgen (voraussichtlich ca. 30...60°KW). In der Kombination von unvollständiger Gemischbildung (Fragestellung 1) und der in der Praxis umstrittenen Funkzündung nach dem oberen Totpunkt, könnten die optimale Flammeinleitung und die vollständige Wärmefreisetzung durch einen zu großen Zündverzug gekennzeichnet sein. In der frühen Konzeptphase des ursprünglichen AMICES Maschinensystems konnte wegen des spezifischen Einspritzsystems und der undefinierten Gemischbildung über die tatsächliche Ausmaß dieses Verlustes (–dW) trotz reichlicher Erfahrung mit der Zündung bei BDE Ottomotoren nur spekuliert werden.
• In Hinblick auf die Erfahrungen mit der Spätzündung bei traditionellen Ottomotoren bestehen bei Experten wegen der laufenden Dekompression beträchtliche Vorurteile. Bekanntlich führt eine späte Wärmefreisetzung zu einer ungünstigen Wärmenutzung und zu hohen Abgastemperaturen. Deshalb könnte eine Zündung nach dem oberen Totpunkt bei der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA befürchten lassen, diese Spätzündung könnte die Vorteile des innovativen Additionsprinzips hinsichtlich Leistungsdichte und Wirkungsgrad möglicherweise dekrementieren. Aus diesem Grunde spielt die Schnelligkeit der Zündungsverfahren eine entscheidende Rolle für den Wirkungsgrad und die Leistungsdichte aktiver Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA.
• Für eine schnelle Verbrennung bei der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA sprechen dagegen ein überaus hoher Einspritzdruck, die thermische Erhitzung und die überaus turbulente Bewegung des Gemisches. Sowohl die Druckerhöhung als auch die gezielten Turbulenzen erlauben auf Grund der schnelleren Verbrennung in der Regel einen späteren Zündzeitpunkt. Die Strömungsvorgänge falten die Flammoberfläche auf and führen somit zu einer Beschleunigung der Energieumsetzung. Beim traditionellen, dem üblichen Subtraktionsprinzip folgenden Motor, erweist sich auch diese Verbrennungsarbeit durch Frühzündung teilweise als negativ (Siehe Z, Zeichnung Seite 19, 19.2). Bei der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA hingegen ist aufgrund der Spätzündung die gesamte Verbrennungsarbeit positiv.
• Da die Gemischzusammensetzung bei der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA immer konstant (konstante stöchiometrische Luftzahl λ = 1) ist, erwartet man im Falle einer gelungenen vollhomogenen Gemischbildung (Luftzahl λ = 1) einen entsprechend gering Zündverzug. Mit zunehmender Drehzahl wird es (wie im Fall traditioneller BDE Ottomotoren auch) jedoch nötig, den Zündzeitpunkt vorzuverlegen. In diesem Sinne setzt die Innovation mehrere Konzepte der Gemischbildung und die aktuellen Erfahrungen mit der Zündungseinleitung im Rahmen der Laserplasma- und Mikrowellentechnik ein.
• Fragestellung 3:
• Problem der möglichen Überhitzung der Maschinenkomponenten auf Grund der hohen spezifischen Leistung
• Laut dem 2. Hauptsatz der Thermodynamik entspricht die ausgetauschte Wärme dQ eines Brennkraftprozesses seiner indizierten Arbeit. Die beeindruckend hohe Leistungsdichte in Zusammenhang mit dem wesentlich höheren Mitteldruck der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA (5 mal > Viertakt-Ottomotor) kann allerdings auch einen schädlichen Überhitzungseffekt erzeugen. Nach entsprechenden Erfahrungen mit BDE Zweitaktmotoren, insbesondere dem Orbital-Zweitaktmotor, muss der möglichen Gefahr der Überhitzung der Maschinenteile deshalb von vorneherein ein besonderes Augenmerk gelten. So kann beispielsweise der erwähnte Orbital-Zweitaktmotor durch die erhöhte spezifische Motorleistung zu einer Überhitzung des beweglichen Kolbens führen, die sich mit konventionellen Kühlmaßnahmen nicht mehr optimal lösen lässt.
• Um die erwähnten Überhitzungsprobleme zu verhindern, ohne dabei gleichzeitig die nachteilige Wärmeableitung durch das Kühlsystem zu vergrößern, setzt die Innovation mittels der Sekundären Einspritzung die rekuperative innere Kühlung ein. Da die Abgase beim Verlassen des Brennraums noch immer eine sehr hohe Temperatur aufweisen (Benzin > 1000°C, Diesel > 700°C), bleibt allerdings die erweiterte thermische Rekuperation der verbleibenden Abgaswamme das vorrangige Ziel der Sekundären Einspritzung.
• Fragestellung 4:
• Problem der Abgasrekuperation und der passiven Kolbenrückführung während des Ausstoßtakts
• Im zweiten Takt werden die Abgase aus dem Verbrennungsraum ausgestoßen (Ausstoßtakt). Beim theoretischen Prozessablauf der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA wird das Abgasventil in unteren Totpunkt (UT) geöffnet und dadurch im gleichen Augenblick der Innendruck des Brennraums isochorisch mit dem Umgebungsdruck ausgeglichen. Tatsächlich öffnet die reale aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA ebenso wie ihre traditionellen Gegenstücke kurz vor dem unteren Totpunkt (UT) das Auslassventil und bei überkritischem Druckverhältnis verlassen während dieses Vorauslassens rund 50 Prozent der Brenngase noch während der ersten Takts den Brennraum. Beim konventionellen Hubkolbenmotor beginnt die Nockenwelle zwischen 45° und 60°KW vor dem unteren Totpunkt (UT) das Abgasventil zu öffnen. Der sich nach oben bewegende Kolben sorgt während des Ausschubtakts für die Entfernung der Brenngase aus dem Brennraum. Wegen der Frühöffnung des Abgasventils geht ein Teil der Expansionsarbeit des Hubkolbenmotors im ersten Takt wieder verloren. Die Abgase werden bei der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA nicht direkt in die Atmosphäre freigesetzt, sondern stattdessen der Compound-Abgasturbine AT zugeführt. Deshalb ist das aktiven Brennkraftmaschinensystem AMICES während der fortgesetzten Expansion durch eine Tandemproduktion der Arbeit, d. h. eine kurzfristige simultane Produktion von Primärer Arbeit der aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA und rekuperativer Sekundärer Arbeit der Compound-Abgasturbine AT charakterisiert. Nach dem unteren Totpunkt ist eine zu geringe Menge an Abgasen im Brennraum des Hubkolbenmotors vorhanden, um eine nennenswerte Produktion an Sekundärer Arbeit durch die Kolbenbewegung zu unterstützen. Um eine optimale Rekuperation aber die Abgasturbine zu gewährleisten, wird eine größere Anzahl an Arbeitszylindern erforderlich (beim ursprünglichen Motorkonzept wurde von mindestens drei Zylindern ausgegangen). Außerdem weist die aktive Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA während des Ausstoßtakts eine geringfügige Subtraktionseigenschaft auf.
• Aus diesem Grunde präsentiert das innovative AMICES II Motorsystem AMS ein verbessertes Ausstoßverfahren, das auf der kombinierten Wirkung der Sekundären Einspritzung der Systemluft und des Hinterdrucksystems (BPS) beruht.
• Das entsprechende Innovationskonzept wird weiterhin als AMICES II (Additive Modular Internal Combustion Engine System II) bezeichnet. Eine Weiterentwicklung und Verbesserung des ersten AMICES Konzepts (Stand der Technik) erfolgt in den folgenden Punkten:
• 1.) AMICES II Rekuperativen Additionsprozess: Erweiterte Definition der offenen Prozessführung (Zeichnung Seite 1, 1.1, DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik) durch den Additionsprozess.
• 2.) AMICES II Motorsystem AMS: Weiterentwicklung des ursprünglichen Maschinensystems (Zeichnung Seite 1, 1.2, DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik) durch das Motorsystem AMS
• 3.) AMICES II Hybridaggregat AHA: Weiterentwicklung des ursprünglichen Modularsystems (Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik) durch das Hybridaggregat AHA
• BESCHREIBUNG
• Die Aufgabe wird durch die Merkmale im Patentanspruch-1 gelöst. Das Innovationssystem wird als AMICES II bezeichnet. (AMICES II – Additive Modular Internal Combustion Engine System II). Die Beschreibung bezieht sich auf die nachfolgenden spezifizierten Zeichnungen:
• 1. AMICES II Rekuperativer Additionsprozess
• ZEICHNUNGEN SEITE 1
• 1.1 Ursprüngliche offene aktive Prozessführung AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik)
• 1.2 Ursprünglichen aktiven Brennkraftmaschinensystem AMICES (Stand der Technik)
• ZEICHNUNGEN SEITE 2
• 2.1 Herkömmlicher Lenoir-Prozess (Stand der Technik)
• 2.2 Subtraktionsprozess: Otto-/Diesel-Prozess (Stand der Technik)
• 2.3 Thermischer Wirkungsgrad: Otto-/Diesel-Prozess (Stand der Technik)
• ZEICHNUNGEN SEITE 3
• 3.1 Additionsprozess; Transformation des Lenoir Prozesses – Ausgangslage
• 3.2 Additionsprozess; Transformation des Lenoir Prozesses – Ziellage
• ZEICHNUNGEN SEITE 4
• 4.1 Additionsprinzip: Additionsprozess
• 4.2 Additionsprinzip: Rekuperativer Additionsprozess
• 4.3 Additionsprinzip (A-Innovation) vs. Subtraktionsprinzip (B-Stand der Technik)
• ZEICHNUNG SEITE 5
• 5 AMICES II Rekuperativer Additionsprozess
• ZEICHNUNGEN SEITE 6
• 6.1 Gegenüberstellung: Indizierte Arbeit des Brennkraftprozesses
• 6.2 Additionsprozess – Thermopneumatischer Wirkungsgrad
• ZEICHNUNG SEITE 7
• 7 AMICES II; Realer Rekuperativer Additionsprozess
• 2. AMICES II Motorsystem AMS
• ZEICHNUNGEN SEITE 8
• 8.1 Ursprung des AMICES II Aktivmotors 2XA:
  Traditioneller Diesel-Zweitaktmotor mit spiraler Zylinder-Ausspülung (Stand der Technik)
• 8.2 Ursprung des AMICES II Aktivmotors 2XA:
  Diesel-Zweitaktmotor mit spiralförmiger Kraftstoffeinspritzung (Stand der Technik)
• 8.3 AMICES (Ursprung-Stand der Technik) vs. AMICES II-Innovation
• ZEICHNUNGEN SEITE 9
• 9.1 AMICES II: Konzept des Motorsystems AMS
• 9.2 AMICES II: Konzept des Motorsystems AMS (Detail Zylinderkopf)
• ZEICHNUNGEN SEITE 10
• 10.1 AMICES II – Konzept des Wärmeaustauschsystems
• 10.2 AMICES II – Konzept der sekundären Einspritzungstechnik
• ZEICHNUNG SEITE 11
• 11 AMICES II; Primäre Einspritzung, Konzept-1
• ZEICHNUNG SEITE 12
• 12 AMICES II; Primäre Einspritzung, Konzept-2
• ZEICHNUNGEN SEITE 13
• 13.1 AMICES II: Primäre Einspritzungstechnik (Konzept-1)
• 13.2 AMICES II: Sekundäre Einspritzungstechnik
• ZEICHNUNGEN SEITE 14
• 14 Rekuperative innere Kühlung durch die Sekundäre Einspritzung – Variante 1
• ZEICHNUNG SEITE 15
• 15 Rekuperative innere Kühlung durch die Sekundäre Einspritzung – Variante 2
• ZEICHNUNG SEITE 16
• 16.1 AMICES II: Hinterdrucksystem BPS (Back Pressure System)
• 16.2 AMICES II: Hinterdrucksystem BPS (Back Pressure System)
• ZEICHNUNG SEITE 17
• 17 AMICES II: Hinterdrucksystem BPS (Back Pressure System)
• ZEICHNUNGEN SEITE 18
• 18.1 AMICES II: Primäre Einspritzung, Konzept-2B
• 18.2 AMICES II: Primäre Einspritzung Konzept-2B
• ZEICHNUNG SEITE 19
• 19.1 AMICES II Motorsystem AMS: Additionsdiagramm (mit Hinterdrucksystem BPS)
• 19.2 Otto-Viertaktmotor: Subtraktionsdiagramm (Stand der Technik)
• 19.3 AMICES II 'Downsizing'-Additionsmotor 2XA vs. BDE Ottomotor
• ZEICHNUNGEN SEITE 20
• 20 AMICES II Motorsystem AMS: Wirkung der Teillast (Lastregulationsprinzip)
• 3.0 AMICES II Hybridaggregat AHA
• ZEICHNUNGEN SEITE 21
• 21.1 AMICES II: Übersicht der Prozess- und Motorstruktur
• 21.2 Zusammenhang zwischen Leistung, Druck und Fördermenge bei
• ZEICHNUNGEN SEITE 22
• 22.1 AMICES II Hybridaggregat AHA/HO: Wasserstoff/Sauerstoff
• 22.2 AMICES II Hybridaggregat AHA/HO: Wasserstoff/Sauerstoff
• ZEICHNUNGEN SEITE 23
• 23.1 AMICES II Wasserstoff Regeneratives modulares Elektrizitätswerk
• 23.2 AMICES II Wasserstoff: Fotovoltaik-Heimwerk System
• ZEICHNUNGEN SEITE 24
• 24.1 AMICES II Hybridaggregat AHA/LK: Systemluft/handelsübliche Kraftstoffe
• 24.2 AMICES II Hybridaggregat AHA/LK: Mikrohybrid/Mildhybrid
• ZEICHNUNGEN SEITE 25
• 25.2 AMICES II Hybridaggregat AHA/LK: Vollhybrid
• 25.2 AMICES II Hybridaggregat AHA/LK: Vollhybrid Modulationsplan
• ZEICHNUNGEN SEITE 26
• 26.1 AMICES II PHEV (Plug-In Hybrid Electric Vehicle) – Isometrische Ansicht
• 26.2 AMICES II PHEV (Plug-In Hybrid Electric Vehicle) – Draufsicht
• 1.0 AMICES II Rekuperativer Additionsprozess
• Eine erweiterte Definition des ursprünglichen ,offenen aktiven thermodynamischen Arbeitsprozesses AMICES' (Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik)
• 1.1 Additionsprozess – Eine hybride Transformation des Lenoir-Prozesses
• Die Zeichnungen Seite 3, (3.1 und 3.2) präsentieren im p-v-Diagramm die Grundlage für eine erweiterte Definition des ,offenen aktiven thermodynamischen Arbeitsprozesses' (Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik). Diese erweiterte Definition der offenen Prozessführung erfolgt durch Transformation aus einem herkömmlichen Lenoir-Prozess (3.1 und 3.2 – Stand der Technik) und wird im Folgenden als AMICES II ,Additionsprozess' bezeichnet.
• Die Gegenüberstellung der zwei Arbeitsprozesse, – des traditionellen Lenoirprozesses (3.1) und des innovativen Additionsprozesses (3.2.) –, offenbart deren funktionale Ähnlichkeit. Aus thermodynamischer Sicht beinhalten die beiden Arbeitsprozesse die gleichen Zustandsänderungen und zeigen auch einen ähnlichen Prozessablauf. Der entscheidende Unterschied zwischen ihnen ergibt sich aus der Lage und der essentiellen Bedeutung der Isobare Pkt. 1-Pkt. 2 (3.1. und 3.2.). Diese kennzeichnet die Ausgangszustandänderung der beiden Prozesse. Während die Isobare Pkt. 1-Pkt. 2 (3.1.) beim herkömmlichen Lenoirprozess jedoch ein arbeitsnegatives Ansaugereignis bezeichnet, entspricht die entsprechende Isobare Pkt.1-Pkt. 2 (3.2) des Additionsprozesses der arbeitspositiven Einspritzung der Frischladung.
• Der Arbeitszyklus des traditionellen Lenoir Hubkolbenmotors erfolgt in einer offenen Prozessführung (Zeichnungen Seiten 2 und 3, 2.1. und 3.1.) ”doppelseitig” in zwei Takten, von denen nur ein Teil des ersten Takts arbeitsproduktiv ist. Der Prozess beginnt in Pkt.1 (v₀) bei atmosphärischem Unterdruck mit dem langen Ansaugen eines Luft/Kraftstoff-Gemisches bis zum Zündzeitpunkt Pkt. 2 (v₁). Nach der Zündung kommt es zur isochorischen Druckerhöhung in Pkt. 3 (v₁) und einer kurzen arbeitsproduktiven adiabatischen Expansion bis zur Endposition der Kolbenbewegung in Pkt. 4 (v₂). Nach dem isochorischen Ausgleich mit dem atmosphärischen Außendruck in Pkt. 5 (v₂) vollzieht sich die lange passive Rückkehr des Kolbens in die Ausgangsposition bei gleichzeitigem Ausstoß der Abgase (Pkt. 6, v₀). Damit besteht ein arbeitsinduktiver Lenoir-Vergleichsprozess aus einer isochoren Wärmezufuhr zwischen Pkt. 2 und Pkt. 3, einer isentropen Expansion zwischen Pkt. 3 und Pkt. 4 und einer wiederum isochoren Rückführung (Pkt. 4-Pkt. 5) des Arbeitsmediums in den Ausgangszustand des Prozesses. Geschlossen wird der Kreisprozess durch eine virtuelle isobarische ,Zustandsänderung' (Pkt. 5-Pkt. 2). Die kleine durch die Zustandsänderungen umschlossene Fläche entspricht somit einer geringen effektiven Arbeit (äußerst arme Leistungsdichte, kleiner Wirkungsgrad von nur 3 bis 4 Prozent).
• Im Unterschied zum klassischen Lenoirprozess (und auch zum Otto- und Dieselprozess) verläuft die offene Prozessführung in einer Hybridumgebung, welche durch einen bivalenten Druckzustand gekennzeichnet ist. Der bivalente Druckzustand der Hybridumgebung gewährleistet eine permanente Druckdifferenz [dp = p_i – p_a] mithilfe des Druckspeichers.
• Erster Druckzustand: Vorkomprimierungszustand der Brennkraftkomponenten gemäß 2. Verdichtungsszenario, gekennzeichnet durch den Einspritzdruck p_i (bezeichnet als p_cr in Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik, im Folgenden als p_i bezeichnet). Die vorkomprimierten Brennkraftkomponenten werden in einem Nebenprozess, – unabhängig vom Prozessablauf des Brennkraftmaschinensystems –, verdichtet und bei einer ausgeglichenen Außentemperatur in Behältern gespeichert (Druckspeicher für Systemluft/handelsüblichen Kraftstoff oder Sauerstoff/Wasserstoff)*.
  *Mehr über den Nebenprozess im Kapitel 3.0 AMICES II Hybridaggregat AHA.
• Zweiter Druckzustand: Natürliche Umwelt als End-Umgebung, gekennzeichnet durch den normalen atmosphärischen Druck p₁. Diese reale Umwelt bleibt gemäß dem zweiten Hauptsatz der Thermodynamik das zwangsläufige Ziel der abgeführten thermischen Energie und Abgase.
• Die qualitative Transformation des klassischen Lenoir-Prozesses ergibt sich am der positiven Differenz zwischen dem Vorkomprimierungsdruck p_i der eingespritzten Frischladung (Luft/handelsüblicher Kraftstoff oder Sauerstoff/Wasserstoff) einerseits und dem atmosphärischen Umweltdruck auf der anderen Seite. Der eingesetzte Einspritzdruck p_i der Frischladung bewirkt eine Verschiebung der isobarischen Zustandsänderung zwischen Pkt. 1 und Pkt. 2 (3.1 und 3.2). Dadurch wird die negative isobarische Ansaugarbeit des herkömmlichen Lenoir-Prozesses (3.1: Isobare zwischen Pkt. 1 und Pkt. 2) in eine positive Einspritzarbeit (3.2: Isobare zwischen Pkt. 1 und Pkt. 2) umgewandelt.
• Entsprechend beginnt die transformierte Prozessführung des Kolbenmotors (3.2) in Pkt. 1 (v₀) mit der arbeitsproduktiven isobarischen Einspritzung der Frischladung bei einem Druck p_i bis zum Zündpunkt Pkt. 2 (v₁).
• Nach der Zündung in Pkt. 2 (v₁) erfolgt eine isochorische Druckerhöhung in Pkt. 3 (v₁) und eine arbeitsproduktive adiabatische Expansion bis zur Endposition der Kolbenbewegung in Pkt. 4 (v₂). Nach dem isochorischen Ausgleich des Brennraumzustands mit dem atmosphärischen Außendruck in Pkt. 5 (v₂) kehrt der Kolben bei gleichzeitigem Ausstoß der Abgase in die Ausgangsposition (Pkt. 6, v₀) zurück. Damit erweist sich die passive Rückkehr des Kolbens im oberen Totpunkt als das einzige noch verbliebene negative Arbeitsereignis. Der obere Totpunkt des Kolbenmotors weist im p-v-Diagramm gleichzeitig einen bivalenten Zustand auf, gekennzeichnet durch:
• – Pkt. 6 als Endposition des Kolbens beim Ausstoß der Abgase (p_a ≈ atmosphärischen Druck)
• – Pkt. 1 als Startposition des Kolbens bei Einspritzung des Frischgases (p_i = Einspritzdruck)
• Die permanente Druckdifferenz der Hybridumgebung schließt den bivalenten Zustand durch virtuelle Null-Isochore zwischen Pkt. 6 und Pkt. 1, womit der ,Additionsprozess' als Vergleichs-Kreisprozess für die Weiterentwicklung der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA definiert ist. Deshalb wird im weiteren Text der innovative Vergleichs-Kreisprozess als Additionsprozess und die ursprüngliche aktive Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA als ,Additionsmotor 2XA' bezeichnet.
• Die offene Prozessführung des Arbeitsmediums in Zeichnung Seite 2, 2.2, bestehend aus einer Isobare (Pkt. 1-2), einer Isochore (Pkte. 2-3) und einer Adiabate (Pkte. 3-4-5*), stimmt mit der ursprünglichen offenen aktiven thermodynamischen Arbeitsprozesses überein. Die offene Prozessführung (Pkt. 1-2-3-4-5*) umschließt durch die Isobare p_i (Pkt. 5*-6) und die virtuelle Null-Isochore (Pkt. 6-Pkt. 1) den innovativen ,Rekuperativen Additionsprozess', der Basis des daraus abgeleiteten ,Motorsystems AMS' (ursprünglich das aktiven Brennkraftmaschinensystem AMICES).
• Damit wird deutlich, dass die erweiterte Definition der offenen Prozessführung ihre Wurzeln in der klassischen Prozessführung des traditionellen Hubkolbenmotors nach Lenoir hat. Demzufolge ist es auch richtig, den innovativen Additionsprozess als ,Hybriden Lenoir-Prozess' zu bezeichnen.
• Die in einem Nebenprozess stattfindende Vorkomprimierung der Verbrennungskomponenten zum Nachfüllen des Druckspeichers nimmt an der Arbeitsproduktion des Additionsmotors 2XA nicht unmittelbar teil.
• 1.2 Definition der Struktur der ,Additionsarbeit des Additionsprozesses
• Die Zeichnung Seite 4, (4.1) veranschaulicht schematisch die Struktur der indizierten ,Additionsarbeit' des Additionsmotors 2XA. Der Arbeitszyklus Pkte. 1-2-3-4-5-6-1 kennzeichnet dabei den innovierten Additionsprozess.
• Die signifikante Größe der indizierten Additionsarbeit des Additionsmotors 2XA ergibt sich aus der Summierung (,Addition') der positiven Arbeitseffekte der wesentlichen Zustandsänderungen.
• Die sich aufgrund der Zustandsänderungen ergebende, von den Punkten 1-2-3-4-5-6-1 umschlossene Fläche, entspricht der abgeleiteten der indizierten Additionsarbeit des Additionsmotors 2XA. Durch den Additionseffekt des pneumatischen Einspritz- und Verbrennungsverfahrens erzeugt der Additionsprozess eindeutig mehr Indizierte Arbeit als der herkömmliche Brennkraftprozess (Gegenüberstellung der umschlossenen Flächen, 3.1 und 3.2). Die Indizierte Arbeit ergibt sich somit aus der Addition der einzelnen Arbeitseffekte der jeweiligen Zustandsänderungen:

  Isobare zwischen 1-2	+ positive	Einspritzarbeit (Pneumatische Arbeit)
  Isochore zwischen 2-3	Neutral	Indizierte Arbeit = 0 (Zündung, Druck Erhöhung!)
  Adiabate zwischen 3-4	+ positive	Expansionsarbeit (Verbrennungsexpansion)
  Isochore zwischen 4-5	Neutral	Indizierte Arbeit = 0 (Ausgleich-Umweltdruck!)
  Isobare zwischen 5-6	– negative	Ausstoßarbeit (Pneumatische Arbeit)
  Null-Isochore zw. 6-1	Neutral	Indizierte Arbeit = 0 (Erfolgt aus dem Druckspeicher!)

• Somit ist die indizierten Additionsarbeit W_2XA des innovativen Additionsprozesses gleich der Summe von pneumatischer Einspritzarbeit W_I und Verbrennungs-Expansionsarbeit W_exp. W_2XA = W_I + W_exp (1.2-01)
• Indizierte Additionsarbeit W_2XA = Pneumatische Einspritzarbeit + Verbrennungs-Expansionsarbeit
• Generell gilt, dass das innovative Additionsprinzip dadurch charakterisiert ist, dass sich die gesamte hieraus gewonnene indizierte Additionsarbeit aus der Kumulation sämtlicher daran beteiligter Zustandsänderungen ergibt. Das Gegenteil hiervon, das allen traditionellen Brennkraftmaschinen zugrunde liegende Subtraktionsprinzip, wurde bereits auf Seite 6 (Stand der Technik) ausführlich beschrieben. An Stelle des Subtraktionsprinzips liegt dadurch die Innovation das paradigmatische Additionsprinzip zu Grunde; W_2XA = Σ|W| (1.2-01)
• Dieses ist Ausgangspunkt und Grundlage der Weiterentwicklung des Brennkraftprozesses und Motorsystems AMS.
• – Struktur der indizierten Additionsarbeit des Motorsystems AMS (Additionsmotor 2XA + Compound-Turbine AT):
• Die Zeichnungen Seite 4 und 5 (4.2 und 5) veranschaulichen schematisch die Struktur der additiven Indizierten Arbeit des innovativen Motorsystems AMS.
• Folgt man dem Arbeitsmedium ab Pkt. 4 in einer offenen Prozessführung, so gleicht sich der Druck der Abgase durch die fortgesetzte adiabatische Expansion mit dem atmosphärischen Druck p_i bei einer wesentlich höheren Temperatur in Pkt. 5* aus. Durch die an die Umwelt abgegebenen Abgase geht ein beträchtlicher Anteil an Wärmeenergie ungenutzt verloren. Um diese Verluste an Wärmeenergie und kinetischer Energie zu minimieren, wird der Additionsmotor 2XA über einen Kraftverteiler KV mit der Abgasturbine AT zusammengekoppelt (Zeichnungen Seite 1, 1.1 – Stand der Technik).
• Die sich durch Zustandsänderungen ergebende, von den Punkten 4-5*-5 umschlossene Fläche, entspricht der rekuperativen Arbeitsausbeute der Prozessführung der Abgasturbine AT. Durch die isobarische Zustandsänderung zwischen Pkt. 4 und Pkt. 5 erfolgt ein Austausch der Wärmeenergie der Abgase zwischen dem Additionsmotor 2XA und der Compound-Turbine AT. Nach der arbeitsproduktiven Expansion der Abgase durch die Abgasturbine AT zwischen Pkt. 4 und Pkt. 5* erfolgt die Abfuhr der Wärmeenergie durch eine isobarische Zustandsänderung zwischen Pkt. 5* und Pkt. 5 gemäß dem zweiten Hauptsatz der Thermodynamik in die Umgebung (Temperaturausgleich). Die durch Zustandsänderungen von den Punkten 4-5*-5-4 umschlossene Fläche entspricht der abgeleiteten Indizierten Arbeit der Compound-Turbine AT.
• Die Zeichnung Seite 4, (4.2) stellt die Struktur der additiven Arbeit des Motorsystems AMS dar. Demzufolge ergibt sich die gesamte Indizierte Arbeit (W_AMS) des Motorsystems AMS aus der Addition der indizierten Additionsarbeit W_2XA des Additionsmotors 2XA und jener der Compound-Turbine (W_AT): W_AMS = W_2XA + W_AT = W_I + W_exp + W_AT (1.2 02)
• – Struktur der indizierten Additionsarbeit des bivalenten Einspritzverfahrens (,Primäre Einspritzarbeit'):
• Die Zeichnung Seite 5, 5, stellt schematisch die Struktur der additiven Indizierten Arbeit des bivalenten Einspritzverfahrens dar.
• Der Additionsmotor 2XA ist in erster Linie auf die bivalente Einspritzung der Verbrennungskomponenten (Oxidationsmittel und Kraftstoff) in den Brennraum angewiesen. Diese wird im weiteren als Primäre Einspritzung bezeichnet. Im Rahmen der simplifizierten Auslegung des ursprünglichen AMICES-Konzepts wird das Einspritzverfahren unstrukturiert als eine simultane Einspritzung von vorkomprimierter Luft und Kraftstoff beschrieben. Dabei weisen die Verbrennungskomponenten einen konstanten Druck p_i und die Umgebungstemperatur auf. Die Gemischbildung wird durch die schnellen Strömungen der simultanen dynamischen Einspritzung der Frischladung und durch die thermische Wirkung der heißen Brennraumwände unterstützt. Weil die Primäre Einspritzung eigenständig die nützliche Arbeit W_I produziert, steht auch die Phase der Einspritzung und Gemischbildung des Additionsmotors 2XA voll im Dienst der additiven Arbeitsproduktion. Diese ,primäre Einspritzarbeit' W_I setzt sich zusammen aus der ,pneumatischen Einspritzarbeit' W_IP als Folge des Einspritzdrucks p_i und der ,thermischen Einspritzarbeit' W_IH als Folge der Ausdehnung des Frischgases aufgrund der Wandwärme. W_I = W_IP + W_IH (1.2 03)
• Das p-v-Diagramm der Zeichnung Seite 5, 5, stellt die indizierte Additionsarbeit des Rekuperativen Additionsprozesses mit der zusätzlichen Weiterstrukturierung der primären Einspritzarbeit dar. Wie gezeigt, ergibt sich die strukturierte primäre Einspritzarbeit W_I aus der Addition der rein pneumatischen Einspritzarbeit W_IP (isobarische Expansion zwischen Pkt. 1 und Pkt. 2) und der thermischen Einspritzarbeit W_IH (isobarische Expansion zwischen Pkt. 2 und Pkt. 2*).
• – ,Additionsdiagramm' – Gegenüberstellung von Additionsprozess und Subtraktionsprozess:
• Bekanntlich erhält man die Leistung eines Motors als Produkt aus dem mittleren Arbeitsdruck im Zylinder, dem Hubraum und der Drehzahl. Demnach erhöht sich die Motorleistung mit steigender Drehzahl und steigendem mittlerem Arbeitsdruck.
• Die Diagramme Seite 4, 4.3A und 4.3B, zeigen eine Gegenüberstellung des Prozessablaufs eines herkömmlichen Subtraktionsprozesses (Otto-Viertaktmotor) und dem des Rekuperativen Additionsprozesses.
  
  ”Neben dem längs des Kolbenweges entstehenden p-V Diagramm, das den realen Arbeitsprozess, der im Motor ablauft, beschreibt, und das den mittleren Arbeitsdruck p im Zylinder während eines kompletten Arbeitszyklus ergibt, gibt es auch noch andere Diagramme, zum Beispiel ein Druck-Zeit-Diagramm (p-t) oder ein auf die Position der Kurbelwelle bezogenes Druck-Kurbelwinkel-Diagramm (p-α), deren Flächen zwar kein unmittelbares Maß für die indizierte Arbeit sind die aber leichter zu erzeugen sind als das p-V Diagramm und die so wichtige Daten wie Zündzeitpunkt oder Spitzendruck während der Verbrennung sehr anschaulich vermitteln.”
  – Kraftfahrtechnisches Taschenbuch/Bosch (Horst Bauer)
  Braunschweig; Wiesbaden: Viehweg, 1999
• Das gezeigte ,Additionsdiagramm' verdeutlicht den qualitativen Unterschied hinsichtlich der erzielten Arbeit der einzelnen Zustandsänderungen innerhalb eines Prozessablaufs.
• Die im Diagramm als negativ markierten Einträge des Überdrucks in Richtung der Ordinate stehen für negative, d. h. Arbeit verbrauchende Zustandsänderungen. Umgekehrt bezeichnen als positiv markierte Einträge des Überdrucks in Richtung der Ordinate positive, d. h. Arbeit produzierende, Zustandsänderungen.
• Als Überdruck ist der Druck definiert, der relativ zum Atmosphärendruck gemessen wird (Atmosphären-Überdruck atü). Dieser Überdruck entspricht der Arbeitsproduktiviät der jeweiligen Zustandsänderung und wird entsprechend im positiven bzw. negativen Bereich der Ordinate eingetragen.
• Entlang der Abszisse können alternativ die Umdrehungszahl, der Kurbelwinkel oder auch der Prozess-Zeitverlauf eingetragen werden, ohne dass dies das graphische Erscheinungsbild des Additionsdiagramms verändert.
• Die im Additionsdiagramm dargestellten, den einzelnen Zustandsänderungen entsprechenden Flächen, sind kein direktes Maß für die Indizierte Arbeit, wie dies beispielsweise bei einem p-v-Diagramm der Fall ist. Qualität, Ausmaß und Distribution der Indizierten Arbeit während des Ablaufs des jeweiligen Prozesszyklus werden durch sie jedoch durchaus realistisch wiedergegeben.
• Sowohl der qualitative Unterschied hinsichtlich der erzielten Arbeit im Additionsdiagramm (4.3.) als auch der Additionsprozess im p-v-Diagramm (Zeichnung Seite 6, 6.1), lassen den wegweisenden Wirkungsvorteil des Additionprinzips gegenüber dem Subtraktionsprinzip herkömmlicher Brennkraftmaschinen (Otto- und Dieselmotoren) erkennen.
• 1.3 Additionsprozesses – Definition des Thermopneumatischen Wirkungsgrads
• Die Diagramme in den Zeichnungen Seite 6, 6.1. und 6.2, zeigen eine Gegenüberstellung von Additionsprozess und traditionelen subtraktiven Brennkraftprozesse in Hinblick auf Arbeitsproduktion und Wirkungsgrad.
• – Effektiver Wirkungsgrad der Brennkraftmotoren:
• Der effektive Wirkungsgrad traditioneller Brennkraftmotoren ist im Wesentlichen als das Produkt aus mehreren Prozessfaktoren definiert:
• – Thermischer Wirkungsgrad η_T (Otto 40–55%, Diesel 50–65%, thermodynamische Kerngröße)
• – Gütegrad η_Q (75–85%, Physikalische-, Konstruktive- und Verbrennungsverluste)
• – Mechanischer Wirkungsgrad η_M, (85–95%, interne Reibungsverluste der Maschine)
η_e = η_Th·(η₁·η₂·η₃·η₄...·η_n)·η_m = η_Th·η_q·η_m (1.3 01) Effektiver Wirkungsgrad: η_e = η_Th·η_q·η_m (1.3 02) Effektiver Wirkungsgrad = Thermischer Wirkungsgrad·Prozess-Gütegrad·Mechanischer Wirkungsgrad
• Obwohl Gütegrad und mechanischer Wirkungsgrad in den rund 150 Jahren Motorenentwicklung bereits deutlich verbessert wurden, erweist sich die Effizienz der auf konventionellen Brennkraftmaschinen basierenden Antriebsysteme insbesondere wegen wechselhafter Betriebszustände nach wie vor als unzureichend (Straßenfahrzeuge < 25 Prozent).
• Die von der Automobilindustrie gegenwärtig unternommenen Anstrengungen hinsichtlich einer signifikanten Verbesserung des effektiven Wirkungsgrads wird deshalb von zahlreichen Experten mit großer Skepsis beurteilt:
  
  *...”Auch das Motorenkonzept des HCCI-Motors (homogeneous charge compression ignition) gehört zu den Hoffnungsträgern der Motorentwicklung. Der HCCI-Motor produziert extrem wenig Schadstoffe und könnte Abgasnachbehandlung überflüssig machen. Doch dies gelingt nur, sofern er unter optimalen Bedingungen betrieben wird Die Brückentechnologie zwischen den heutigen Diesel- und Benzin-Verbrennungsmotoren und den extrem sauberen Brennstoffzellen-Fahrzeugen von morgen wird der HCCI-Motor aber, entgegen der anfangs euphorischen Prognosen, möglicherweise nicht werden. Für den HCCI Motor gelten derzeit nur Kombinationen mit anderen Brennverfahren oder sein Einsatz als stationärer Motor als realistische Konzepte. Was die Verbrennung im HCCI-Motor betrifft, sind noch viele Fragen offen.”
  *Inaugural-Dissertation zur Erlangung der Doktorwürde
  Diplom-Chemikerin Nicole Graf aus Heidelberg
  Universität Heidelberg, vorgelegt 18.07.2003
• A) Der thermische Wirkungsgrad konventioneller Brennkraftprozesse (Stand der Technik – Otto/Diesel):
• Dem Effektiven Wirkungsgrad eines jeden konventionellen Brennkraftprozesses (Otto/Diesel) liegt der thermische Wirkungsgrad η_Th als eine physikalische Kerngröße zugrunde. Bekanntlich ist der thermische Wirkungsgrad ausschließlich vom Verdichtungsverhältnis ε abhängig (Joule-Prozess).
• Demzufolge bewirkt die Erhöhung von ε bei Otto- und Dieselmotoren eine entsprechende Steigerung des thermischen Wirkungsgrads (Zeichnung Seite 2, 2.3). Bei der theoretischen Gegenüberstellung des thermischen Wirkungsgrads eines Otto- und eines Dieselprozesses liegen die eindeutigen Vorteile paradoxerweise beim Ottoprinzip, vorausgesetzt, beide Prozesse laufen bei gleichem Verdichtungsverhältnis ab. Aufgrund der realen Verbrennungseigenschaften des verwendeten Kraftstoffs und dem dadurch limitierten Verdichtungsverhältnis, steht dieses physikalische Ergebnis in Widerspruch zur praktischen Erfahrung. Die entsprechenden Basisgleichungen geben den thermischen Wirkungsgrad des herkömmlichen Otto- und Dieselprozesses in Relation zu ε wieder:

  
• Da der Verbrennungsfaktor k des Dieselprozesses stets größer als 1 ist (k > 1), gilt unter der Voraussetzung eines ausgeglichenen Verdichtungsverhältnisses (ε_Otto = ε_Diesel): η_Th(Otto) > η_Th(Diesel) (1.3 05)
• Ungeachtet der physikalischen Tatsache, dass hinsichtlich des thermischen Wirkungsgrades zumindest theoretisch eindeutige Vorteile beim Ottoprinzip liegen, schneidet der Dieselprozess in der Praxis besser ab. Der Grund hierfür liegt im deutlich höheren Verdichtungsverhältnis, was zeigt, dass ein hoher effektiver Arbeitsdruck die primäre Voraussetzung für den effektiven Wirkungsgrad und eine entsprechende hohe Leistung ist.
• – Der Subtraktionscharakter des thermischen Wirkungsgrads herkömmlicher Brennkraftprozesse:
• Die nachfolgenden Ausführungen legen den Subtraktionscharakter des Thermischen Wirkungsgrads herkömmlicher Brennkraftprozesse offen. Die indizierte Arbeit W_Otto (und auch W_Diesel) entspricht der ausgetauschten Wärme, die sich aus der Subtraktion der abgeführten Wärme Q_(–) von der zugeführten Wärme Q₍₊₎ ergibt. Indizierte Arbeit = Zugeführte Wärme [Q₍₊₎] – Abgeführte Wärme [Q_(–)] = Ausgetauschte Wärme
• Somit ist die ausgetauschte Wärme ausschlaggebend für die Größe des thermischen Wirkungsgrads η_Th.
• 
• Für das Verhältnis zwischen der in einem Brennkraftprozess ausgetauschten Wärme und der indizierten Arbeit gilt: W_Otto = W_Diesel = Q₍₊₎ – Q_(–) (1.3 07)
• Damit gilt für den thermischen Wirkungsgrad auch:

  
• Bekanntlich erhält man die indizierte Arbeit W_Otto (W_Diesel) traditioneller Otto-/Dieselprozesse in jedem Arbeitszyklus als Ergebnis der Subtraktion der negativen Verdichtungsarbeit W_comp von der positiven Arbeit der Verbrennungsexpansion W_exp – ,Subtraktionsprinzip' (Zeichnung Seite 2, 2.2, Stand der Technik): W_Otto = W_exp – W_comp (1.3 09)
• Die Gleichung (1.3 09) deckt das ihnen eigene subtraktiver Charakter konventioneller Brennkraftprozesse auf.
• Als subtraktive Formel für den thermischen Wirkungsgrad ergibt sich demzufolge:

  
• Der erste Quotient entspricht dem Wirkungsgrad der Verbrennungsexpansion η_exp (,Expansionseffizienz'):

  
• Der zweite Quotient entspricht dem 'Subtraktionsdekrement' Δcomp, das aus der Integration der Kompressionsarbeit in den Arbeitszyklus der Brennkraftmaschine hervorgeht:
  Subtraktionsdekrement = (Kompressionsverlust):

  
• Das Subtraktionsdekrement Δ_comp gibt den Anteil der verbrauchten Kompressionsarbeit im Verhältnis zur Wärmeenergie Q₍₊₎ an, wie sie bei der Kraftstoffverbrennung entsteht.
• Als Folge hiervon geht in einem Otto-Kreisprozess durch die negative Kompressionsarbeit theoretisch ein Viertel der Verbrennungs-Expansionsarbeit verloren. Beim Diesel-Kreisprozess fällt diese negative Bilanz noch ungünstiger aus; hier beträgt der Verlust zwischen einem Drittel und zwei Fünftel der Verbrennungs-Expansionsarbeit. Angesichts der realen Kompressionseffizienz und einem erhöhten Luft/Kraftstoff-Verhältnis (Otto λ = 1.4; Diesel bis λ = 2.4), kann man das tatsächliche Ausmaß des subtraktiv bedingten Kompressionsverlustes nur vermuten.
• Der thermische Wirkungsgrad des Subtraktionsprozesses η_TS,Otto (Otto/Diesel) ist wie folgt definiert: η_Th(Otto) = η_exp – Δ_comp (1.3-13)
• Der Thermische Wirkungsgrad η_Th traditioneller Brennkraftprozesse zeigt sich in der Gleichung als die Verminderung des Wirkungsgrades der Verbrennungsexpansion η_exp um das Subtraktionsdekrement Δcomp der negativen Kompressionsarbeit.
• Aus den Gleichungen 1.3-09 und 1.3-13 wird ersichtlich, dass das Subtraktionsprinzip nicht nur die Leistung, sondern im gleichen Maße auch den thermischen Wirkungsgrad betrifft.
• B) Der thermopneumatische Wirkungsgrad des Additionsprozesses (Innovation):
• Der thermische Wirkungsgrad des traditionellen Brennkraftprozesses hängt ausschließlich vom Kompressionsverhältnis ab. Diese Definition des thermischen Wirkungsgrads erweist sich beim kompressionslosen Additionsprozess als nicht mehr ausreichend. So ist die Indizierte Arbeit des Additionsprozesses nicht nur von der im Rahmen der Verbrennungs-Expansionsarbeit W_exp ausgetauschten Wärme abhängig, sondern zusätzlich auch von der pneumatischen Einspritzarbeit W_I, was seine hybride Eigenschaft zum Ausdruck bringt. Deshalb ist es notwendig, die Effizienz des Additionsprozesses zusätzlich durch den neu eingeführten ,Thermopneumatischen Wirkungsgrad' η_Tp zu definieren.
• Wie gezeigt ergibt sich die indizierte Additionsarbeit W_2XA des Additionsprozesses in Abwesenheit der negativen Verdichtungsarbeit aus der Addition der Arbeit der Verbrennungsexpansion W_exp und der pneumatischen Einspritzarbeit W_I. (Zeichnung Seite 4, 4.1): W_2XA = W_exp + W_I (1.3-17)
• Die Gleichung (1.3-17) lässt das Additionsprinzip der innovativen Prozessführung erkennen. Selbstverständlich erfolgt die Arbeit der Verbrennungsexpansion W_exp in Sinne des zweiten Hauptsatzes der Thermodynamik aus der ausgetauschte Wärme.
• Das in Zeichnung Seite 6, 6.1, dargestellte p-v-Diagramm stellt die der indizierten Additionsarbeit des Additionsprozesses entsprechende Fläche der Fläche gegenüber, die der Indizierten Arbeit eines herkömlichen Brennkraftprozesses entspricht. Es zeigt sich, dass die Arbeitsausbeute des Additionsprozesses bedeutend größer ist. W_2XA = W_exp + W_I > W_Otto(Diesel) = W_exp – W_comp (1.3-18)
• Die sich daraus ergebende größere indizierte Additionsarbeit W_2XA und die Abwesenheit der negativen Verdichtungsarbeit begünstigen den thermopneumatischen Wirkungsgrad des Additionsprozesses. Im Sinne des nötigen Anteils an eingesetztem Kraftstoff richtet sich der Wert für die Effizienz des Additionsprozesses nach dem thermopneumatischen Wirkungsgrad;

  
• Der zweite Quotient bezeichnet (wie bei den subtraktiven Gegenstücken auch) den thermischen Wirkungsgrad der Verbrennungsexpansion (,Expansionseffizienz').
• 
• Die abgeleitete Arbeit der Verbrennungsexpansion W_exp des Additionsprozesses erweist sich dank eines physikalisch unbegrenzt hohen Einspritzdrucks (voraussichtlich 50–100 bar) als wesentlich größer als bei herkömmlichen Brennkraftprozessen (Otto-/Dieselprozess). W_exp (Additionsprozess) > W_exp (Subtraktionsprozess) (1.3-22)
• Der erste Quotient in Gleichung 1.3-20 entspricht dem ,Additionsinkrement' Δ_I, das durch die primäre Einspritzarbeit W_I geleistet wird:
  Additionsinkrement = Einspritzgewinn:

  
• Das Additionsinkrement Δ_I weist einen Anteil der pneumatischen Injektionsarbeit in Relation zur eingeführten Wärmeenergie Q_(–) auf. Dementsprechend gilt für den thermopneumatischen Wirkungsgrad des Additionsprozesses:

  
• Der thermopneumatische Wirkungsgrad η_Tp des Additionsprozesses ergibt sich demnach aus der Addition des Wirkungsgrads der Verbrennungsexpansion und dem Additionsinkrement.
• Das Diagramm in Zeichnung Seite 6, 6.2, vergleicht den thermopneumatischen Wirkungsgrad η_Tp des innovativen Additionsprozesses mit dem Thermischen Wirkungsgrad η_Th eines konventionellen Subtraktionsprozesses (Otto-/Diesel, Stand der Technik). Wie gewöhnlich stellt das Diagramm den Wirkungsgrad in ihrem Verhältnis zum Einspritzdruck der Frischladung (Additionsprozess) bzw. zum Verdichtungsgrad der Frischladung (Subtraktionsprozess) dar. Bei ausgeglichener Expansionseffizienz verdeutlicht diese theoretische Gegenüberstellung die beträchtlichen Vorteile des Additionsprozesses hinsichtlich Leistung und Effizienz. Diese erwünschte positive technische Auswirkung des thermopneumatischen Wirkungsgrades setzt allerdings voraus, dass die dem Additionsprozess entsprechende Expansionseffizienz annähernd identisch mit der Expansionseffienz des Subtraktionsprozesses ist.
• Die theoretische Gegenüberstellung unterstreicht die beträchtlichen Vorteile des Additionsprozesses hinsichtlich Leistung und Effizienz. η_Tp(AMICES) = η_exp + Δ_I > η_{Th(Otto,Diesel)} = η_exp – Δ_comp (1.3-25) η_Tp(AMICES) > η_{Th(Otto,Diesel)} (1.3-26) Thermopneumatischer Wirkungsgrad (Additionsprozess) > Thermischer Wirkungsgrad (Subtraktionsprozess)
• Der thermopneumatische Wirkungsgrad ist die zentrale physikalische Aussage der Innovation AMICES II. Demgemäß verspricht der Additionsprozess einen wesentlich höheren effektiven Wirkungsgrad als er mit dem Subtraktionsprozess herkömmlicher Brennkraftmaschinen realisiert werden kann; η_e(AMICES) = η_Tp·η_q·η_m >> η_{e(Otto,Diesel)} = η_Th·η_q·η_m (1.3-27)
• Diese stellt bei den künftigen innovativen Additionsmotoren 2XA eine beträchtliche Kraftstoffersparnis in Aussicht (mehr im Abschnitt-3, AMICES II Hybridaggregat AHA).
• Nach dem ersten Hauptsatz der Thermodynamik (Satz der Energieerhaltung) besitzt jedes System eine innere Energie U. Diese kann sich in Form von Arbeit W und Wärme Q über die Grenze des Systems andern: dU = dQ + dW (1.3-27)
• Dabei ist dW die Summe aus der Volumen- und Reibungsarbeit. Die Verbrennungsexpansion W_exp ist theoretisch eine adiabatische Zustandsänderung, wobei einem Zustand in einen anderen überfuhrt wird, ohne thermische Energie mit seiner Umgebung auszutauschen. Dadurch dass kein Wärmeaustausch mit der Umgebung findet statt wird die innere Energie vollständig in Arbeit umgewandelt; dQ = 0 → dU = dW (1.3-28)
• Nach dem ,zweiten Hauptsatz der Thermodynamik' kann eine Wärmemaschine Arbeit verrichten nur wenn ein Anteil der thermischen Energie über das Kühlungssystem an der Umgebung abgeführt wird. So besteht die thermische Energie jedes Wärmesystems aus der ,Exergie', – der umwandelbare Anteil der thermischer Energie in mechanische Arbeit, und der ,Anergie', – der unumwandelbare Anteil diese Energie die mit der Umgebung im Gleichgewicht steht. Insofern stellt nur die Exergie der nützliche Anteil der thermischen Energie. Aus diesem Grund ist auch der thermische Wirkungsgrad der Verbrennungsexpansion η_exp (Expansionseffizienz) durch die Anteile der Exergie und Anergie immer kleiner als 1; η_exp = Exergie / Th.Energie = Exergie / Exergie + Anergie < 1 (1.3-29)
• Diese Relation ist durch die Umgebungstemperatur T₀ und die mittlere Prozesstemperatur T_mit weiter bestimmt;

  
• So richtet sich die ,Expansionseffizienz' nach der Differenz zwischen maximalen und minimalen Prozesstemperatur (der zweite Hauptsatz der Thermodynamik). Dementsprechend hängt die erwünschte positive technische Auswirkung des Additionsprozesses von der Effizienz des Verbrennungsprozesses ab und wird der Schwerpunkt der werteren Entwicklung des AMICES II Motorsystems AMS deshalb in der Verbesserung dieser Effizienz liegen.
• 2. AMICES II Motorsystem AMS
• Weiterentwicklung des ursprünglichen AMICES Maschinensystems (Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik)
• Das p-v-Diagramm der Zeichnung Seite 7, 7, präsentiert einen realen Rekuperativen Additionsprozess, der die Schwerpunkte der Prozessführung bei der Weiterentwicklung des innovativen Motorsystems AMS deutlich macht. Die Größe der realen Arbeitsverluste (–dW) hängen im Wesentlichen von Ablauf, Effizienz und Vollständigkeit der Verbrennung in der frühen Phase des Arbeitszyklus ab. In diesem Zusammenhang bestimmt die primäre Einspritzung durch die Verteilung und Zusammensetzung des Frischgases ganz wesentlich die Effizienz des realen Brennkraftprozesses (Inhomogenitätsgrad).
• Ursachen der potenziellen Arbeitsverluste können ein unzureichender Spitzendruck, eine verringerte Spitzentemperatur und eine verlängerte Verbrennungsdauer als Folge des Inhomogenitätsgrades des Gemisches und auch als Folge der Zündungstechnik. Dazu kommen auch die Verluste durch die über das Kühlungssystem und die Abgase abgeleitete Wärme. Dementsprechend versinnbildlicht der indizierte Punkt Pkt. 3 die theoretischen Werte und der reale Punkt Pkt. 3^d die praktischen Werte des Spitzendrucks und der Verbrennungstemperatur. Um diese Arbeitsverluste signifikant zu verringern, führt die weiterentwickelte Innovation AMICES II durch das Motorsystem AMS folgende Lösungen ein:
• – die innovative innere homogene Gemischbildung durch das vielgestaltige primäre Einspritzverfahren und das rekuperative Wärmeaustauschsystem[rekuperative Wärme R₍₊₎]-Frage der Inhomogenität des Frischgases
• – die Umsetzung der Alternativtechniken der Fremdzündung (Laser oder MW) und innovativen thermokinetischen Selbstzündung-Frage der Effizienz der Zündung
• – die innere rekuperative Kühlung durch die sekundäre Einspritzung der Systemluft(Systemluft/Wasser oder in Fall der Wasserstoffverbrennung nur Wasser)-Frage der wesentlichen Wärmeverluste durch Kühlungssystem und Abgase
• – das aktive rekuperative Ausstoßverfahren durch die kombinierte Wirkung von sekundärer Einspritzung und Hinterdrucksystem(BPS)-Frage der wesentlichen Wärmeverluste durch Abgase
• Weil bei traditionellen Brennkraftmotoren mehr als 60 Prozent der zugeführten Wärme auf thermische Verluste entfallen, kommt der Wärmerekuperation beim innovativen Motorsystems AMS eine besondere Bedeutung zu.
• 2.1 Konstruktionskonzept des Motorsystems AMS
• Die Zeichnungen der Seiten 8, 9 und 10 stellen das innovative Motorsystem AMS auf schematische Weise als Weiterentwicklung des ursprünglichen Maschinensystems* und der traditionellen Motortechnik vor. Die Fortentwicklung wird im Wesentlichen durch den rekuperativen Additionsprozess geprägt sowie durch die sich für die spezifischen Fragestellungen gefundenen Lösungen aus der Einführung von ,Stand der Technik'. Das Grundkonzept des Motorsystems AMS ist auch weiterhin die beschriebene Tandemausführung aus Additionsmotor 2XA und Compound-Abgasturbine AT. Bei dem aus der technischen Praxis bekannten ,Turbo-Compound' handelt es sich um ein Brennkraftmotorsystem, bei dem die Energie der Abgase mit Hilfe der Rekuperationsturbine nutzbringend verwertet wird.
• Der Additionsmotor 2XA (*ursprünglich die aktive Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA) setzt sich wie gewohnt aus Kolben, Zylinder und Zylinderkopf zusammen. Das Konstruktionskonzept geht im Großen und Ganzen auf die traditionelle Machart von Zweitakt-Dieselmotoren mit spiraler Kraftstoffeinspritzung und Zylinderausspülung zurück (8.1 und 8.2). Wie bereits bei der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Maschine 2XA schließt der Kolben in seiner oberen Position (oberer Totpunkt, OT) das Volumen des Brennkraftraums theoretisch auf Null. Mit Ausnahme des in der Praxis benötigten technischen Spalts ist kein Kompressionsraum vorhanden. Die Hauptelemente der originären aktiven Zweitakt-Maschine 2XA finden sich im Wesentlichen auch bei der Weiterentwicklung wieder, wenngleich auch in veränderter Position und Ausführung (8.3). Es sind dies vor allem das ,Bivalente Einspritzsystem' der vorkomprimierten Verbrennungskomponenten A (MCCRS-Multi Component Common Rail System*), das Zündsystem B und das Abgasventilsystem C.
  (* DE 10 2008 008 859 A1 , Zeichnungen Seite 1, 1.2 – Stand der Technik)
• Die Zeichnungen der Seiten 9 und 10 veranschaulichen die Struktur des Additionsmotors 2XA anhand der vorliegenden Bezugszeichenliste.
• Bezugszeichenliste
• Bezugszeichenliste-1: Sie enthalten alle bereits bei der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Maschine 2XA vorhandene Konstruktionselemente, nunmehr allerdings in veränderter Lage und/oder modifizierter Ausführung.

1.0

Bivalentes Einspritzsystem (MCCRS Multi-Component Common Rail System)

CD

Kombinierte Düse (Simultane Luft/Kraftstoff-Injektion mit Mischkammer)

DL

Luftdüse

DK

Kraftstofdüse

KES

Kraftstoff-Einspritzsystem (Fuel ,Common Rail System')

LES

Lufi-Einspritzsystem (Air 'Common Rail System')

2.0

Zündungssystem

2.0

Laserkerze (Funk, Laser, Plasma, Mikrowelle usw.)

3.0

Abgasventilsystem (Mitwirkung durch Wärmeaustauschsystem)

3.1

Abgasventil – mit Lufteinspritzkanal (Sekundäres Einspritzungs-System)

3.2

Ventilführung – mit Luftzufuhrkanal (Sekundäres Einspritzungs-System)

3.3

Ventilsitzring – gekühlt

5.0

Hinterdrucksystem BPS (Back Pressure System)

5.1

Druckregulationsventil-Ein (Teillastregulationsdruck – Druckerhöhung)

5.2

Druckregulationsventil-Aus (Teillastregulationsdruck – Drucksenkung)

6.0

Abgasrekuperation

AT

Abgasturbine AT

7.0

Kraftverteilungssystem

KV

Kraftverteiler

EM/G

Kombinierter Elektromotor/Generator EM/G

Bezugszeichenliste-2: Der innovative Additionsmotor 2XA ist durch ein zusätzliches Wärmeaustausch- und Hinterdrucksystem gekennzeichnet.

4.0

Wärmeaustauschsystem (Thermokinetische Homogenisierung)

4.1

Thermischer Absorptionsring (Strömung-Spaltkanal 4.6)

4.2

Thermischer Kolbentopf

4.3

Elektrischer Heizer

4.4

Temperatursensor

4.5

Thermische Dämpfungsschicht (Isolation des Absorptionsrings)

5.0

Hinterdrucksystem BPS (Back Pressure System)

5.1

Kompressionsregler (Teillastregulationsdruck – Druckerhöhung)

5.2

Dekompressionsregler (Teillastregulationsdruck – Drucksenkung)

• 2.2 Der Prozessablauf des AMICES II Motorsystems AMS
• Der zweitaktige Arbeitszyklus des Motorsystems AMS beginnt mit einem ,Additionstakt' und schließt mit dem nachfolgenden ,Rekuperationstakt' ab. Konsequenterweise beziehen sich die beiden Begriffe auf die Ableitung des innovativen Motorsystems aus dem rekuperativen Additionsprozess.
• Das schematische p-v-Diagramm der Zeichnung Seite 7, 7, nimmt Bezug auf den Prozessablauf des Motorsystems AMS entsprechend dem realen rekuperativen Additionsprozess. Diese grundsätzliche Bezugnahme wird in der nachfolgenden Beschreibung der sekundären Einspritzung durch die schematischen p-V-Diagramme der Zeichnungen Seite 14 und 15 und in der Beschreibung des Hinterdrucksystems BPS durch das p-α°-Diagramm der Zeichnungen Seite 16 und 19 ergänzt (α° = °KWW, Winkel der Kolbenwelle).
• Im ersten Takt, dem ,Additionstakt', erfolgt die Produktion der Primärarbeit im Additionsmotor 2XA durch den Additionsvorgang der bivalenten primären Einspritzung (Pkte. 1-2*), der Zündung (Pkte. 2*-3^d), der Verbrennungsexpansion (Pkte. 3^d-4-4) und der rekuperativen sekundären Einspritzung (Pkte. 3^d-4-4). Logischerweise leitet sich der Begriff Additionstakt von der Ableitung des Additionsmotors 2XA aus dem Additionsprozess ab (Zeichnung Seite 7, 7).
• Die längere Arbeitsphase des Additionstakts ist bedingt durch die konstruktive Ausführung des Additionsmotors 2XA in Gestalt eines deutlich verlängerten Hubwegs. Die dadurch erreichte längere Expansion der Verbrennungsgase führt zur signifikanten Erhöhung des Wirkungsgrads z. B. von Zweitakt-Kreuzkopf-Schiffsdieselmotoren (S/D > 2,5 – ungeeignet für PKWs). Eine derart extreme Verlängerung des Hubwegs wird beim Additionsmotor 2XA allerdings nicht erforderlich (Schätzung: S/D = 1,2–1,5 Hubweg/Bohrung).
• Im zweiten Takt, dem ,Rekuperationstakt', erfolgt die Produktion der Sekundararbeit auf dem Wege der Verwertung der Abgasenergie über die Compound-Abgasturbine AT. In diesem Zusammenhang sei daran erinnert, dass bei der ursprünglichen aktiven Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA die notwendige Unterstützung des Abgas-Ausstoßes durch die Aufwärtsbewegung des Kolbens einen geringfügigen Subtraktionseffekt verursachte (Fragestellung 4 – in ,Stand der Technik'). Ein weiteres Mal findet die Innovation AMICES II die Lösung mittels der Druckspeichertechnik der Systemluft. Auf diese Weise gewährleistet das ,Hinterdrucksystem' BPS die positive Sekundärarbeit der beiden Säulen des Motorsystems AMS, – des Additionsmotors 2XA und der Compound Turbine AT. Aus diesem Grunde erweist sich der komplette zweitaktige Arbeitszyklus des Motorsystems AMS als arbeitsproduktiv.
• Der hohe Wirkungsgrad und die enorme Leistungsdichte des Additionsmotors 2XA hängen ganz wesentlich von einer effektiven Verbrennung ab. Dabei sind es im Wesentlichen die Kraftstoffverteilung, die Zusammensetzung des Frischgases und die Methodik der Zündung, welche sowohl den Ablauf, als auch die Effizienz und Vollständigkeit der Verbrennung bestimmen. Diese stellt sich vereinfacht als eine mit Wärmeentwicklung einhergehende Reaktion zwischen dem Kraftstoff und dem Oxidationsmittel dar, bei der chemische in thermische Energie umgewandelt wird. Die durch einen Temperatursprung bedingte hohe Druckdifferenz der Brenngase zur Umgebung ermöglicht die nützliche Arbeitsproduktion. In der Realität läuft die Verbrennung nicht in einem Schritt in Form nur einer einzigen chemischen Reaktion ab, sondern stellt vielmehr eine Folge Hunderter von Elementarreaktionen dar, an denen eine Vielzahl chemischer Substanzen beteiligt ist. Dabei spielt die Thermokinetik der Partikel von Oxidationsmittel und Kraftstoff eine große Rolle, zumal diese auch die Häufigkeit von deren Zusammenstößen miteinander bedingt. Daher werden für einen effektiven unschädlichen Verbrennungsprozess eine schnelle homogene Gemischbildung von Kraftstoff/Oxidationsmittel und geeignete Zündungsverfahren vorausgesetzt. Das besonders dynamische Einspritzverfahren und die innovative innere homogene Gemischbildung des Additionsmotors 2XA beruht auf den aktuellen Erkenntnissen über die thermokinetischen Vorgänge in modernen CR Diesel- und BDE-Ottomotoren, d. h. über die kinetische Wirkung des Zusammenstosses der Frischladungsteilchen bei Strahlinjektion und über die Thermische Rekuperation der Wärmeenergie. Die primäre- als auch die sekundäre Einspritzung spielen dabei eine wesentliche Rolle:
• – Primäre Einspritzung der Verbrennungskomponenten (Systemluft/Kraftstoff): Sie beruht auf der inneren Gemischbildung
• – Sekundäre Einspritzung der Systemluft (optional Systemluft/Wasser oder nur Wasser): Sie beruht auf der rekuperativen inneren Kühlung
• Zur Realisierung der inneren Homogenisierung des Gemischs sind mehrere Konzepte der primären Einspritzung möglich. Dementsprechend werden die Einspritzsysteme und die Gemischbildung des innovativen Additionsmotors 2XA in zwei unterschiedlichen Varianten vorgestellt (Konzept-1 und Konzept-2).
• Die Zeichnung Seite 11 und 13 präsentieren Konzept-1, die Zeichnung Seite 12 und 13 Konzept-2 des Einspritzverfahrens. Für Konzept-2 gelten mit Ausnahme der Kombinierten-Düse CD auch die Konzeptschnitte aus den Zeichnungen der Seiten 9 und 10.
• Gleichzeitig weicht die innovative Strategie der Gemischbildung vom gewohnten Konzept der Schichtladung im Magerbetrieb ab. Nicht zuletzt wegen des Luftüberschusses erzeugen Einspritz-Schichtlademotoren mehr Stickoxide im Abgas. Angesichts der Komplexität des traditionellen Subtraktionsprozesses und der heterogenen Schichtaufladung ist abzusehen, dass die klassische Technologie der monovalenten Direkteinspritzung bereits an die Grenzen ihrer Leistungseffizienz stößt. Die innovative Strategie hingegen beabsichtigt, die innere Homogenisierung des Gemisches bei wechselhaften Betriebszuständen in optimaler Zeitdauer zu erreichen. Dies geschieht auf dem Wege der bivalenten Einspritzung der Verbrennungskomponenten in Form einer höchst turbulenten Mischung und durch die thermische Wirkung des 'Wärmeaustauschsystems'.
• Nachdem durch die Kühlsysteme eines Brennkraftmotors beträchtliche Mengen an Wärmeenergie verloren gehen (> 30 Prozent), ergibt sich der Einsatz eines rekuperativen 'Wärmeaustauschsystems' beim Additionsmotor 2XA als folgerichtige Lösung. Bei traditionellen BDE-Otto- und CR-Dieselmotoren erfolgt die für eine thermokinetische Gemischbildung erforderliche Wärme auf dem Wege der subtraktiven Verdichtung der angesaugten Luft. Da der Additionsmotor 2XA auf einem kompressionslosen Arbeitsprozess basiert, steht eine derartige Wärmequelle nicht zur Verfügung. Deshalb sorgt das Wärmeaustauschsystem für die rekuperative Übertragung der Wärmeenergie vom vorausgegangenen auf den nachfolgenden Arbeitszyklus. Durch die Erwärmung der Frischladung hat das Wärmeaustauschsystem demnach in mehrfacher Hinsicht einen Nutzen, so u. a.:
• – Rekuperation der Wärmeenergie in nützliche thermische Einspritzarbeit W_IH
• – Verdunstung des Kraftstoffs und Homogenisierung des Frischgases
• – Reduktion einer zu hohen Spitzentemperatur bei Verbrennung
• – direkte Kontrolle des Verlaufs der Prozesstemperatur
• Aus den genannten Gründen ist das Wärmeaustauschsystem für die thermokinetische Homogenisierung der Frischladung bei beiden AMICES II Konzepten der Einspritzung, Gemischbildung und Zündung (bzw. die Fragestellung 1 und 2 – im Stand der Technik) vorhanden.
• Die Zeichnungen der Seiten 9 und 10 verdeutlichen das Konzept des Wärmeaustauschsystems des Additionsmotors 2XA. Dieses besteht aus dem thermischen Absorptionsring 4.1 und dem Kolbentopf 4.2; beide sind durch eine hohe spezifische Wärmekapazität und Wärmeleitfähigkeit gekennzeichnet. Das Abgasventil 3.1 kann zum Teil auch als das sekundäre Absorptionselement des Wärmeaustauschsystems betrachtet werden. Die Absorptionselemente werden mittels der Wärmedämmungsschicht 4.5 von der Motorstruktur (Zylinder, Zylinderkopf und Kolben) thermisch isoliert. Neben der rekuperativen Erwärmung und Homogenisierung des Gemisches haben die thermischen Absorptionselemente noch eine wichtige Aufgabe:
  „Bei der Verbrennung von Kohlenwasserstoffen im Motor treten im Abgas unverbrannte Kohlenwasserstoffe in mehr oder weniger hohen Konzentrationen auf Diese Kohlenwasserstoffe stammen überwiegend aus Zonen, die nicht oder nicht vollständig von der Verbrennung bzw. der Flamme erfasst werden. Das sind beim Ottomotor meist wandnahe Bereiche, in denen z. B. auf Grund der hohen Wärmeabfuhr an die Wand die Brenngeschwindigkeit stark abnimmt bzw. die Flamme erlischt. Diesen Vorgang nennt man Quench-Effekt. Insbesondere verlöscht die Flamme in Spalten, wie sie im Brennraum von Ottomotoren z. B. im Bereich der Zylinderkopfdichtung und im Ringbereich vorliegen. Daher sind zur Minimierung der Kohlenwasserstoffemission kompakte Brennräume anzustreben.”
  http://www.motorlexikon.de/Quench-Effekt
• Die thermischen Absorptionselemente des Wärmeaustauschsystems bilden in der oberen Zone des Zylinders, – dort, wo die komplette Verbrennung stattfindet –, eine umschlossene Brennzone BK. Die hohe Temperatur (> 500°C) dieser thermischen Dämmschicht verringert die schädliche Ableitung der Verbrennungshitze und damit den Quentch-Effekt ganz wesentlich.
• Beim Kaltstart bewerkstelligen die elektrischen Heizer 4.3 die Erwärmung des Absorptionsrings 4.1 auf die benötigte Temperatur. Die Eingänge der Einspritzdüsen münden in den zirkulär verlaufenden Verteilerkanal Kn, der für den schnellen Aufbau der gezielten Drall-Strömung unmittelbar nach der Injektion der Frischladung sorgt. Auf diese Weise schließen die thermischen Elemente des Wärmeaustauschsystems die Frischladung nach erfolgter primärer Einspritzung im kontrollierten Brennzone BK ein. Nach der erfolgten Wärmefreisetzung durch die Zündung erreicht die Verbrennungstemperatur Höchstwerte von 2500–2800°C. Bei herkömmlichen Brennkraftmotoren findet der weitaus größte Teil der durch das Kühlsystem bedingten thermischen Verluste ausgerechnet in dieser Prozessphase statt. Diesen Verlusten versucht man bei den BDE Ottomotoren mittels ,Schichtladung' im Magerbetrieb zu begegnen. Diese heterogene Ladungsschichtung teilt das im Brennraum befindliche Luft/Kraftstoff-Gemisch je nach seiner Zusammensetzung in unterschiedliche Zonen auf eine ultramagere Schicht in unmittelbarer Nahe zu den Brennraumwänden und ein zündfähiges fettes Gemisch in der Nähe der Zündkerze. Der magere bis ultra-magere Bereich verringert die Abfuhr der erwähnten Spitzenwärme. In dieser äußeren Schicht kann das Luftverhältnis 2–3 betragen, ohne dass es zu Zündaussetzern kommt. Infolge der hohen Temperatur dieser Luftschicht (Endgas-Zustand) stellt sich jedoch ein äußerst schädlicher Nebeneffekt in Form einer beträchtlichen Erhöhung der Emission an Stickoxiden (NOx) ein.
• Dem durch das Wärmeaustauschsystem thermisch isolierten Teil des Brennraums (Brennzone BK) ist in erster Linie die Aufgabe zugedacht, die schädliche Ableitung und Übertragung der Verbrennungswärme an das Kühlsystem noch während und unmittelbar nach der Zündung abzuschwächen. Um dies zu erreichen und gleichzeitig die NOx-Emissionen zu vermeiden, verfolgen die AMICES II Konzepte der Gemischbildung im Wesentlichen das Prinzip der inneren thermokinetischen Homogenisierung der stöchiometrischen Frischladung.
• Die Regulierung der indizierten Spitzentemperatur des Absorptionsrings 4.1 kann dabei über den Temperatursensor 4.4 mittels des Kühlungseffektes der expandierenden Kompressionsluft K₁ erfolgen (10.1). Diese wird nach ihrer Erwärmung als K₂ in der Compound-Abgatturbine AT als weiter nutzbare Arbeit rekuperiert. Die indirekt erfolgende Temperaturregulation der beweglichen Teile des Wärmeaustauschsystems, des thermischen Kolbentopfs 4.2 und des Abgasventils 3.1, erfolgt durch die sekundäre Einspritzung derselben Systemluft (Systemluft/Wasser oder in Fall der Wasserstoffverbrennung nur Wasser), wie sie bereits bei der primären Einspritzung Verwendung findet (innere rekuperative Kühlung). Für die sekundäre Einspritzung I₂ sorgt die Verbindung zwischen dem Einspritzsystem der Systemluft LES und dem Brennraum, die über das Regulation-Einwegventil 3.3, die Ventilführung 3.2 und das Abgasventil-Einspritzloch 3.1 führt. Diese indirekte Temperaturregulation mittels sekundärer Einspritzung erfolgt quantitativ und lastabhängig über die indizierte Temperatur der Abgase (Temperatursensor 3.4). Die sekundäre Einspritzung ist dabei als vorrangige Lösung der Fragestellungen 3 und 4 zu betrachten (in ,Stand der Technik').
• Die thermischen Absorptionselemente des Wärmeaustauschsystems sollen sowohl eine hohe spezifische Wärmekapazität als auch eine hohe Wärmeleitfähigkeit aufweisen. Während die spezifische Wärmekapazität die Energiemenge festlegt, die ein Stoff aufnehmen bzw. abgeben kann, ist die Wärmeleitfähigkeit eine Kenngröße für die schnelle Aufnahme bzw. Abgabe dieser Wärme. Darüber hinaus ist es außerordentlich wichtig, die Elemente des Wärmeaustauschsystems von den Motorwänden thermisch zu isolieren (Wärmedämmungsschicht 4.5 – Zeichnung Seite 10, 10.1). Um aus Wärmekapazität, Wärmeleitfähigkeit und Wärmedämmung optimalen Nutzen zu ziehen, ist es von Vorteil, die Elemente des Wärmeaustauschsystems aus einer Kombination von verschiedenen Stoffen in einer geschichteten Struktur auszuführen. So könnte zum Beispiel eine Kombination aus der transparenten inneren Schicht (Refraktionsschicht) der Brennraumseite mit der spiegelnden äußeren Schicht der Einbauseite (Reflektionsschicht) von besonderem Vorteil sein: Die gleichzeitige konvektive und strahlgeführte Abgabe und Aufnahme der Wärme zwischen Wärmeaustauschsystem und Arbeitsmedium gewährleistet einen besonders schnellen und effektiven Energiefluss. Neben der isolierenden Wirkung der Wärmedämmung 4.5 kann die Reflektionsschicht den Effizienzschaden, – wie er durch die Wärmeabfuhr über die Maschinenelemente und das Kühlungssystem entsteht –, zusätzlich signifikant verringern.
• Zusätzlich unterstützt der Effekt der ,Kalten Flamme' (> 330°C) die Wirkung des Wärmeaustauschsystems und bewirkt so eine wesentlich schnellere Verdunstung des flüssigen Kraftstoffs und damit auch eine deutlich schnellere Homogenisierung des Frischgases. Hieraus resultiert eine beträchtliche Verkürzung der Zeitdauer von Zündung und Verbrennung (Fragestellung 2 in Stand der Technik).
  
  ”Bei der Vormischtechnik für flüssige Brennstoffe können folgende Methoden unterschieden werden [Lucka 00/1]:
• – Die Verdampfung erfolgt unter Ausnutzung des Zündverzuges. Diese Technik beruht auf der Tatsache, dass zur Zündung eines Gemisches eine bestimmte Zeit – die so genannte Induktionszeit – erforderlich ist, die mit zunehmender Temperatur allerdings stark abnimmt. Vormischtechniken, die innerhalb des Zündungsverzugs arbeiten, erfordern daher eine sehr präzise Steuerung der Temperatur im Verdampferraum. Der Regelbereich von Brennern mit dieser Vormischtechnik ist daher stark eingeschränkt.
• – Eine mögliche Alternative zur Ausnutzung des Zündverzuges ist das Konzept der Erzeugung eines homogenen Brennstoff Luftgemisches durch so genannte Kalte Flamme [Lucka 99]. Dabei wird ausgenutzt, dass es vor der eigentlichen Zündung im Bereich mittlerer Temperaturen – z. B. bei typischen Kohlenwasserstoffen in leichtem Heizöl bei Temperaturen von 300 bis 500°C – noch nicht zu einer Selbstzündung kommt. Bedingt durch chemische Reaktionen kommt es aber bereits zu einer Umsetzung der langkettigen Kohlenwasserstoffe in kurzkettige Moleküle. Der Sauerstoff wird beim Einsatz eines nahezu stöchiometrischen Brennstoff-Luft-Gemisches dabei nur maximal zu 20% umgesetzt, und die Temperatur stabilisiert sich im Vergleich zur Eintrittstemperatur auf einem um 10°K bis 150°K höheren Niveau.


...Der Verlauf der Wärmeerzeugungskurve zeigt, dass unterhalb von 300°C keine Reaktion bzw. Wärmefreisetzung stattfindet. Bei etwa 330°C* setzen die Reaktionen der Kalten Flamme ein und es kommt zunächst zu einem steilen Anstieg des erzeugten Wärmestromes. Bei Temperaturen von mehr als 400°C geht der Produzierte Wärmestrom dann allerdings deutlich zurück, bis es schließlich bei 550°C zur thermischen Zündung des Systems kommt. Ursache dieses Verhaltens sind die komplexen Gleichgewichte unter Beteiligung von Alkylperoxyl-Radikalen.”
Dipl. Ing. Oliver Hein (Literatur*):
Umwandlung flüssiger Kohlenwasserstoffe in ein homogenes Brenngas-Luft-Gemisch mittels Kalter Flammen
• 1. Takt: Additionstakt des Motorsystem AMS
• A) Primäres Einspritzverfahren:
• Im Gegensatz zur herkömmlichen (subtraktiven) monovalenten Einspritzung produziert das ,primäre Einspritzverfahren' (Zeichnung Seite 7, 7, zwischen Pkt. 1 und Pkt. 2*) gemäß dem Additionsprinzip von sich aus Einspritzarbeit und steht auf diese Weise vollständig im Dienst der Arbeitsproduktion. Diese primäre Einspritzarbeit besteht aus der
• – Pneumatischen Einspritzarbeit – als Folge des Einspritzdrucks der eingespritzten Frischladung (Pkt. 1-Pkt. 2)
• – Thermischen Einspritzarbeit – als Folge der Ausdehnung des Frischgases durch die rekuperativ Wirkung des Wärmeaustauschsystems (Pkt. 2-Pkt. 2*)
• Anstelle der inneren 'heterogenen Schichtladung' der BDE Otto- und CR Dieselmotoren offeriert die Innovation AMICES II in Gestalt des Primären Einspritzverfahrens die thermokinetische Grundlage für die 'innere homogene Gemischbildung'. Die folgenden Konzepte der Gemischbildung basieren auf dem geordneten ,Drall' (Strömungsvorgang) der gezielten bivalenten primären Einspritzung der gesamten Frischladung. Ihnen allen ist die innere thermokinetische Gemischhomogenisierung durch die drallunterstützte Konvektion mittels Wärmeaustauschsystem gemeinsam, sie unterscheiden sich jedoch hinsichtlich Position, Struktur und Zahl der Einspritzventile. Die folgende Beschreibung bezieht sich auf die bivalente primäre Einspritzung von Systemluft und handelsüblichem Kraftstoff.
• Konzept-1 der 'inneren homogenen Gemischbildung': Die simultane Primäre Einspritzung
• Die Zeichnung Seite 11, 11, veranschaulicht schematisch das Konzept-1 der 'inneren homogenen Gemischbildung' durch die 'simultane primäre Einspritzung'. In diesem Zusammenhang sind auch die Zeichnungen Seite 9, 10 und 14 von Relevanz.
• Konzept-1 beruht auf der 'simultane primäre Einspritzung' der gesamten Frischladung mittels der Einspritzanlage MCCRS (Multi Component Common Rail System) und der Kombidüse CD gemäß dem ursprünglichen Konzept AMICES (Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik). Die Kombidüse CD als Teil der Einspritzanlage MCCRS ist wie ein Einspritzventil konstruiert, das selbst keinen Druck produziert. Die Einspritzanlage MCCRS als Druck- und Lastregler zwischen dem Druckspeicher der Systemluft und dem Kraftstoffstank einerseits und dem Additionsmotor 2XA anderseits, gewährleistet die Versorgung mit den beiden Brennkraftkomponenten bei einem konstanten Einspritzdruck p_i. Befindet sich die Kolbenposition im oberen Totpunkt (7, Pkt. 1), erfolgt über die Kombidüse CD die Einspritzung der teillastbedingten Menge der in stöchiometrischem Verhältnis vorliegenden Verbrennungskomponenten. Aufgrund der ausgeprägten Turbulenz in der unmittelbar am Ausgang des Kombidüse CD gelegenen Mischkammer M findet bereits hier die Vermischung der Brennkraftkomponenten statt. Von hier aus gelangt die vorgemischte Frischladung als extrem schnelle turbulente Strömung in den kreisrunden Spaltkanal 4.6 des Absorptionsrings 4.5. Über den Spaltkanal 4.6 verteilt sich die Frischladung tangential entlang des Spalts der Oberfläche des Absorptionsrings 4.5 und der des Kolbentopfs 4.2. Die rundsymmetrische Zylinderform des Spalts erzeugt zwischen den Oberflächen des Absorptionsrings 4.1 und des Kolbentopfs 4.2 eine geordnete Drehbewegung des Gemisches, den so genannten ,Drall'. Der hohe Einspritzdruck p_i der sich stetig fortbewegenden Frischladung zwingt den Kolben nach unten und produziert auf diese Weise die pneumatische Einspritzarbeit (7; Arbeit zwischen Pkt. 1 und Pkt. 2). Wegen der thermischen Konvektion zwischen der turbulent strömenden Frischladung und den heißen Wandoberflächen des Wärmeaustauschsystems (ca. 500°C, Absorptionsring 4.5, Kolbentopf 4.2, Abgasventil 3.1) überträgt sich die akkumulierte Wärme aus dem vorherigen Arbeitszyklus auf das strömende Gemisch. Die Einspritzung wird bei Volllast bei ca. 20°kWW abgeschlossen (7, Pkt. 2). In dieser Phase soll die Frischladung eine Mindesttemperatur von 330°C* erreichen (*Zitat S. 32). Diese Temperatur gewährleistet die Aktivierungsenthalpie für die exoterme Reaktion der Kalten Flamme. Diese exotherme Reaktion unterstützt die Homogenisierung des Frischgases durch einen ,steilen Anstieg des erzeugten Wärmestroms' in besonderem Maße (nur flüssige Kraftstoffe > 330°C). Durch die Erwärmung erfährt die Rotationsgeschwindigkeit des Dralls eine zusätzliche Beschleunigung. Dies dient dazu, die zerstäubten Kraftstoffpartikel völlig zu verdunsten (E) und das homogenisierte Frischgas auf eine optimale Zündungstemperatur zu bringen (bei Benzin 450° bis 500°C). Die radiale und axiale thermische Strömungsausdehnung des Frischgases (als Folge der Erhitzung und Kraftstoffverdunstung) verursacht lokale Turbulenzen, welche eine besonders schnelle Verteilung des evaporierten Kraftstoffs (E) begünstigen. Die erwärmungsbedingte Ausdehnung des Frischgases produziert die zusätzliche thermische Einspritzarbeit (7, zwischen Pkt. 2 und Pkt. 2*). Demgemäß ergibt sich wie schon beschrieben durch Addition die primäre Einspritzarbeit (7: Arbeit zwischen Pkt. 1 und Pkt. 2*).
• Das Konzept-1 der 'inneren homogenen Gemischbildung' (Weiterentwicklung des ursprünglichen Konzept AMICES) ermöglicht eine gute Luft/Kraftstoff-Vormischung und einfache thermokinetische Vollhomogenisierung des Frischgases. Dieses System ist vor allem für die gasförmigen und benzinartigen Kraftstoffe denkbar. Ob es allerdings ausreichend Zeit für die thermokinetische Vollhomogenisierung des Frischgases im Falle schwer verdunstender Kraftstoffarten bietet, ist äußerst fraglich. Die Verdunstung des Kraftstoffs (E) hat stets auch eine kühlende Wirkung. Die gleichzeitig stattfindende konvektive Erhitzung der Frischladung und Verdunstung des flüssigen Kraftstoffs bei einem relativ niedrigen konstanten Einspritzdruck p_i (50–100·10⁵ Pa) kann sich in diesem Zusammenhang allerdings auch als Problem erweisen, weil durch die Verlangsamung der Wärmekonvektion die erforderliche Mindesttemperatur der Frischladung von 330°C am Ende des Einspritzverfahrens nicht erreicht wird. Wegen der relativ geringen Zerstäubung mancher Kraftstoffe und deren dadurch auch langsameren Verdunstung kann die limitierte Dauer der thermokinetischen Vollhomogenisierung überschritten werden. Das Wegfallen der exothermen Reaktion der Kalten Flamme verursacht so möglicherweise einen hohen Inhomogenitätsgrad der Frischgase mit schädlichen Folgen, so u. a. eine erschwerte Zündung, gefährliche Schadstoffemissionen und Effizienzverluste.
• Weil das für die Ausführung des integrierten Luft- und Kraftstoff-Einspritzsystems (MCCRS) und vor allem das für die Kombidüse CD erforderliche technische Knowhow gegenwärtig nur unzureichend zur Verfügung steht, erschwert dies realistische Planungen hinsichtlich Entwicklungsdauer und -kosten.
• Konzept-2 der 'inneren homogenen Gemischbildung': Die separate Primäre Einspritzung
• Die Zeichnung der Seiten 12 veranschaulichen schematisch das Konzept-2 der 'inneren homogenen Gemischbildung' durch die 'separate primäre Einspritzung'. In diesem Zusammenhang sind auch die Zeichnungen der Seiten 9 und 10 von Bedeutung. Das Konzept-2 kombiniert die separate Einspritzung der vorkomprimierten Systemluft mit den bewährten direkten Einspritztechniken moderner BDE Otto- und CR Dieselmotoren.
  
  ...”Moderne Ottomotoren arbeiten auch mit direkter Kraftstoffeinspritzung und können, je nach Einspritzzeitpunkt, ein homogenes oder inhomogenes Gemisch bilden. In diesen Fällen spricht man von „innerer Gemischbildung”, wie sie beim Dieselmotor Anwendung findet. Beim Dieselmotor wird kein Gemisch, sondern Luft verdichtet. Der Kraftstoff wird kurz vor dem oberen Totpunkt in diese hoch verdichtete und damit heisse Verbrennungsluft eingespritzt. Die Gemischbildung läuft also in extrem kurzer Zeit im Brennraum des Motors ab und die Zündung erfolgt ohne fremde Zündquelle ausschließlich durch Übertragung der Wärme von der komprimierten Luft an den Kraftstoff.”...
  Handbuch Dieselmotoren, 3., neubearbeitete Auflage,
  Klaus Mollenhauer und Helmut Tschöke,
  Springer Berlin Heidelberg 2007
• Auf diesem bewährten Modell beruht die bivalente primäre Einspritzung des Konzepts-2, das durch separate Einspritzsysteme von Systemluft (LES) und Kraftstoff (KES) gekennzeichnet ist. Das Luft-Einspritzsystem LES sorgt für die Einspritzung der Systemluft unabhängig von wechselhaften Betriebszuständen, dies bei einem konstanten Einspritzdruck p_i (ca. > 50 10⁵ Pa). Für das Einleiten der Systemluft in den Brennraum ist die separate Luftdüse DL vorgesehen. Diese ist wieder in der Ausführung eines Einspritzventils gestaltet, das selbst keinen Druck produziert. Für die direkte Einspritzung des Treibstoffs mittels des Kraftstoff-Einspritzsystems KES und der Kraftstoffdüse DK sorgt die bewährte Einspritztechnik der modernen BDE Otto-(p_ik = 100–150 10⁵ Pa) und CR Dieselmotoren (Common-Rail, p_ik = 1000–2000 10⁵ Pa, Stand 2009). So läuft der primären Einspritzung zu Beginn des Additionsakts in zwei separaten Schritten ab:
  In einem ersten Schritt wird die teillastbedingte Menge der Systemluft (Oxidationsmittel) bei einem konstanten Einspritzdruck p_i über die separate Luftdüse DL in den Brennraum injiziert. Dadurch wird beispielsweise möglich, dass bei einem Kaltstart, – bedingt durch die steuerbaren Öffnungs-/Schließzeiten der Abgasventile –, mit der Primären Einspritzung der Systemluft vor dem oberen Totpunkt (OT) begonnen werden kann. Demzufolge kann nach der frühzeitigen Schließung des Abgasventils der geringe Anteil der eingespritzten Luft im Spaltvolumen adiabatisch verdichtet werden (ähnlich wie im Fall des traditionellen Subtraktionsmotors). Diese Verdichtung unterstützt die Gestaltung der Initialwärme (bei Konzept-1 nur mit Hilfe des elektrischen Heizen 4.3 möglich), die für den weiteren Ablauf der inneren homogenen Gemischbildung eine zwingende Voraussetzung darstellt. Außerdem ermöglicht bei einem normalen Betrieb die kontrollierte zeitliche Überschneidung von Abgasausstoß und Früheinspritzung die Feinregulierung der Temperatur des Wärmeaustauschsystems und beschleunigt die Erwärmung der eingespritzten Systemluft. Diese gerät in Form einer extrem schnellen turbulenten Strömung in den kreisrunden Spaltkanal 4.6 des Absorptionsrings 4.5. Durch den Spaltkanal 4.6 verteilt sich die Systemluft in einer extremen schnellrotierenden Strömung tangential entlang des Spalts zwischen dem Absorptionsrings 4.5 und dem Kolbentopf 4.2. Wie schon bei Konzept-1 beschrieben, bildet dadurch die rundsymmetrische Zylinderform des Spalts zwischen Oberfläche von Absorptionsring 4.1 und Kolbentopf 4.2 die geordnete Drehbewegung der eingespritzten Systemluft, den so genannten Drall. Der hohe Einspritzdruck p_i der sich stetig fortbewegenden Systemluft zwingt den Kolben nach unten und produziert damit die pneumatische Einspritzarbeit.
• Aufgrund der thermischen Konvektion zwischen der turbulent strömenden Frischladung und den heißen Wandoberflächen des Wärmeaustauschsystems (ca. 500°C, Absorptionsring 4.5, Kolbentopf 4.2, Abgasventil 3.1) überträgt sich die akkumulierte Wärme aus dem vorhergehenden Arbeitszyklus auf die strömende Systemluft. Wegen der fehlenden Verdunstung des Kraftstoffs gleicht sich die Temperatur des erhitzten spiralen Luftstroms der vorgegebenen Temperatur des Wärmeaustauschsystems wesentlich schneller an. Die separate Einspritzung der Systemluft wird so bei Volllast bei ca. 20°KWW und einer Mindesttemperatur von 400°C beendet. Die ohnehin schon extrem hohe Rotationsgeschwindigkeit des Dralls nimmt durch die erwärmungsbedingte Ausdehnung noch weiter zu, was den Kolben zusätzlich nach unten treibt. Wegen der monovalenten Einspritzung in der ersten Phase (nur Systemluft) wird die Erwärmung effizienter und als Folge die thermische Einspritzarbeit wesentlich größer als bei Konzept-1.
• In einem zweiten Schritt erfolgt die teillastbedingte Injektion des Kraftstoffs entweder gleichzeitig oder mit einer geringen zeitlichen Überschneidung vor der abgeschlossenen Einspritzung der Systemluft. Dies geschieht – wie bei der traditionellen direkten Einspritzungstechnik auch –, lastgesteuert über die Kraftstoffdüse DK mittels einer kurzen kräftigen Injektion des Treibstoffssprays TS (bei einer Volllast zwischen 15° und 20°KWW nach dem oberen Totpunkt OT, 7; vor oder nach Pkt. 2). Das Treibstoffsspray gerät dadurch in den hoch verdichteten und rasanten Drall der heißen Systemluft. Diese extrem schnelle Dreh-Spiralströmung erweist sich gegenüber den herkömmlichen Gegenstücken als signifikanter Vorteil der AMICES II Einspritztechnik. Dieser kommt dabei insofern eine große Bedeutung zu, als die Zerstäubung und Einmischung des Treibstoffsprays TS effektiver erfolgt, wenn die Kraftstoff-Einspritzrichtung und die Drehrichtung der Luft annähernd senkrecht zueinander verlaufen und Tropfenverdampfung vorliegt. Die radiale und axiale thermische Strömungsausdehnung des Frischgases durch Erhitzung und Kraftstoffverdunstung verursacht lokale Turbulenzen, die die besonders schnelle Verteilung des evaporierten Kraftstoffs und damit die Vollhomogenisierung des Frischgases noch zusätzlich begünstigen. Die Gemischbildung läuft also auf dem Wege des Aufeinandertreffens der winzigen Treibstoffpartikel mit der strömenden heißen Luft in der Brennzone BK des Motors in extrem kurzer Zeit ab. Die rasante thermokinetische Zerstäubung des Treibstoffssprays TS im heißen Drall der Systemluft ermöglicht eine augenblickliche Verdunstung der winzigen Kraftstofftropfen. Gleichzeitig erreicht das homogene Frischgas die optimale Zündungstemperatur (Benzin 450° bis 500°C) und kann deshalb unmittelbar nach der Kraftstoffeinspritzung durch die Zündkerze 2.0 besonderes schnell entflammt werden (7; zwischen Pkt. 2-Pkt. 2*).
• B) Zündungsverfahren (Pkt. 2*-3^d)
• Damit die kontrollierte Verbrennung ohne schädliche Verzögerung und nachteilige Vorgänge abläuft, sind ein hoher Homogenisierungsgrad, ein stöchiometrisches Luft/Kraftstoff-Verhältnis sowie die Stabilität von Druck und Temperatur der Frischladung erforderlich. Gerade diese Voraussetzungen bietet selbst bei wechselhaften Betriebsbedingungen und Teillast das primäre Einspritzverfahren des Additionsmotors 2XA. Im Einzelnen sind dies:
• – Stabile Verbrennungsbedingungen (konstanter Einspritzdrucke p_i und regulierte Temperatur des Gemisches)
• – Eine vollhomogene stöchiometrische Zusammensetzung des Gemisches
• So bildet die bivalente primäre Einspritzung des Additionsmotors 2XA bei stabilen Verbrennungsbedingungen ein überwiegend homogenes stöchiometrisches Frischgas, das im Fall der traditionellen Fremdzündung leicht zu entflammen ist. In der Praxis erweist sich der Druckgradient der Verbrennung bei der nahezu stöchiometrischen Zusammensetzung des Gemisches (λ = 0.95–1) am steilsten, wie dies beim Additionsmotor 2XA der Fall ist. Aus diesem Grunde ist ein extrem hoher Verbrennungs-Spitzendruck zu erwarten (> 200 10⁵ Pa).
• Eine weitere Bedingung für den hohen Wirkungsgrad und somit den geringen Kraftstoffverbrauch des Additionsmotors 2XA stellt die kurze Brenndauer dar. Trotz des ohnehin bereits außergewöhnlich hohen thermopneumatischen Wirkungsgrades des theoretischen Additionsprozesses, erweist sich hinsichtlich der Effizienz des realen AMICES II Motorsystems AMS (Fragestellung 2) das Zündungsverfahren und vor allem dessen Brenndauer als die entscheidende Frage.
• Dafür, warum eine längere Brenndauer der Effizienz des Additionsmotors 2XA so abträglich ist, gibt es eine Reihe von Gründen, die im Folgenden näher ausgeführt werden sollen. Die Zündung des Additionsmotors 2XA findet nach dem oberen Totpunkt bei einer fortlaufenden Erweiterung des Brennraums statt. Läuft die Entflammung der Frischladung schneller ab, erfolgt die Verbrennungsexpansion im kleineren Brennraum. Der daraus resultierende Spitzendruck und die entsprechende Spitzentemperatur werden dadurch höher bzw. niedriger. Bekanntlich ist der thermische Wirkungsgrad eines jeden Brennkraftprozesses maßgeblich durch die Differenz aus maximaler und minimaler Temperatur festgelegt. Je schneller die Verbrennung vonstatten geht, desto höher ist auch die Spitzentemperatur und somit auch der Spitzendruck. Gleichzeitig resultiert aus der verlängerten Expansion durch den längeren Kolbenweg eine niedrigere Endtemperatur. Aus diesem Grund hat die verspätete Zündung aus thermodynamischer Sicht eine Verschlechterung des Wirkungsgrades zur Folge.
• Die traditionelle Fremdzündung läuft ab dem Initialisierungspunkt letztlich in zwei thermischen Phasen ab: Die erste, ungefähr zeitkonstante Entflammungsphase der Zündenergiezufuhr durch einen Funken, ist nur von der Zusammensetzung des Gemisches abhängig. Letztere bringt einen Zündverzug mit sich, dessen Dauer in Relation zur steigenden Motordrehzahl und Luftzahl λ steht. Deshalb muss der Zündzeitpunkt bei Ottomotoren mit zunehmender Drehzahl und zunehmender Luftzahl λ vorverlegt werden. Die Erfahrung mit den klassischen BDE-Ottomotoren zeigt andererseits, dass die Funkzündung erst 40° bis 50°KWW vor dem oberen Totpunkt (bezogen auf den Kolbenweg in °KWW) erfolgt. Die erforderliche, vom Luft/Kraftstoff-Verhältnis abhängige Zündenergie, beträgt beispielsweise bei stöchiometrischen Benzin/Luft-Gemischen nur 0,2 mJ, während fette und magere Gemische bis zu 3 mJ pro Zündung benötigen.
• Die zweite Phase, die Wärmefreisetzung, ist durch die Flammgeschwindigkeit der exothermen Reaktion des Luft/Kraftstoff-Gemisches bestimmt. Bekanntlich hängt die Flammgeschwindigkeit von der Art des Kraftstoffs, der Luftzahl λ, der Temperatur des Gemisches, aber auch von der Zündungsart ab. Die Flammgeschwindigkeit hängt von Diffusionsvorgängen in der Flammfront ab and hat bei Benzin-Luft-Gemischen bei ca. 10% Luftmangel (λ = 0,9) mit ca. 20...40 m/s die höchsten Werte. Der Schwerpunkt der Wärmefreisetzung liegt bei den klassischen BDE-Ottomotoren kurz nach dem oberen Totpunkt (ca. 5°–10°KWW).
• Demnach wird die hohe Flammgeschwindigkeit auch durch den richtigen Ausgangsbereich der Wärmefreisetzung (7, Pkt. 3^d) beeinflusst; zudem gibt der Ablauf der Wärmefreisetzung durch die Flammausbreitung die Brenngeschwindigkeit vor, die bei dem ohnehin schon rasanten Drall durch die zusätzliche Zündungsturbulenz eine besondere Vehemenz erfährt. Da die rasanten Drallströmungen mit der Drehzahl zunehmen, nimmt auch die Faltung der Flammoberfläche zu. So wird verständlich, warum die Wärmefreisetzung bei traditionellen Ottomotoren mit steigender Drehzahl beschleunigt wird, obwohl die Flammgeschwindigkeit definitionsgemäß nicht zunehmen kann. Dies ist wegen der dynamischen Strömungsvorgänge beim AMICES Motorkonzept außerordentlich wichtig!
• Im Falle einer traditionellen Funkzündung wird beim Motorsystem AMS, – dank der stöchiometrischen Zusammensetzung des homogenen Frischgases aufgrund der primären Einspritzung –, die erforderliche Zündenergie äußerst gering und die Flammgeschwindigkeit sehr hoch. Bedauerlicherweise reichen diese Vorteile für eine zufriedenstellend kurze Brenndauer der spezifischen Spätzündung beim Additionsmotor 2XA alleine nicht aus. Bestenfalls ist ein noch immer zu großer Zündverzug von ca. 40°KWW zu erwarten (Volllast n > 3000 u/min^–1). Obwohl die zeitkonstante Entflammungsphase auch unmittelbar vor dem Abschluss der bivalenten primären Einspritzung initialisiert werden kann (7, Pkt. 2, ca. 15°–20°KWW), kommt dadurch der Schwerpunkt der Wärmefreisetzung mit ca. 50° bis 60°KWW noch immer zu spät. Bei Volllast und einer Umdrehungszahl von n > 3000 u/min^–1 wird dagegen ca. 25°–35°KWW gewünscht.
• Als Problem bei der Umsetzung der klassischen Funkzündung erweist sich zudem auch der richtige Ausgangsbereich der Wärmefreisetzung. Bekanntlich hängen Flammgeschwindigkeit und -ausbreitung im Wesentlichen von Diffusionsvorgängen in der Flammfront ab. Die erwünschte Effizienz der Wärmefreisetzung erfordert deshalb eine zentrale Lage der Initialisierung. Für eine solche Positionierung der Funkkerze ist im Brennraum des Additionsmotors 2XA aber kaum Platz vorhanden. In diesem Sinne stellen der beträchtliche Zündverzug und die konstruktive Umsetzung der klassischen Funkzündung für den optimalen Prozessvorgang des Motorsystems AMS eine Komplikation dar.
• Für eine schnelle Verbrennung beim Additionsmotor 2XA sprechen hingegen der überaus große Einspritzdruck, die thermische Erhitzung und die überaus turbulente Bewegung des Gemisches. Sowohl die Druckerhöhung als auch die gezielten Turbulenzen erlauben auf Grund der daraus resultierenden schnelleren Verbrennung in der Regel einen späteren Zündzeitpunkt. Die Strömungsvorgänge falten die Flammoberfläche auf und führen somit zu einer Beschleunigung der Energieumsetzung. Beim traditionellen, d. h. dem konventionellen Subtraktionsprinzip folgenden Motor, erweist sich durch die Frühzündung auch diese Verbrennungsarbeit teilweise als negativ (Siehe Z, Zeichnung Seite 19, 19.2). Beim Additionsmotor 2XA hingegen ist aufgrund der Spätzündung die gesamte Verbrennungsarbeit positiv. In Zusammenhang mit der thermischen Wirkung des Wärmeaustauschsystems stellt sich die Effizienz der Spätzündung noch wesentlich vielversprechender dar:
• 1) Die durch das Wärmeaustauschsystem abgedämmte Brennzone BK (10.1) vermindert im Wesentlichen die Ableitung der Verbrennungswärme auf das Kühlungssystem. Als Folge hiervon steigt auch der Erhitzungsgradient schneller an und liegt die Spitzentemperatur der Verbrennung selbst bei einer verspäteten Zündung noch immer signifikant höher als bei den traditionellen subtraktiven Brennkraftmotoren.
• 2) Alternativmethoden zur konventionellen Fremdzündung, wie etwa Mikrowellen-(MW) und Laserzündung, versprechen für die Zukunft eine weitere Verbesserung und vor allem eine beträchtliche Verkürzung des Zündungsvorgangs. Wie die traditionelle Funkzündung stellt auch die alternative Laserzündung (z. B. 'HiPoLas' der Firma AVL) eine Punktzündung dar. Die Laserkerze 2 initialisiert die plasmatische Entflammungsphase im Axialen-Zentrum des Brennraums und begünstigt dadurch die nach außen gerichtete, überaus schnelle zentrifugale Ausbreitung der Flammenfront im Brennraum (Zeichnungen der Seiten 11 und 12). Um den Zündverzug zusätzlich zu verringern, kann die zeitkonstante Entflammungsphase auch unmittelbar nach Abschluss der primären Einspritzung initialisiert werden (7, Pkt. 2, ca. 15°–20°KWW). Laut Versprechungen der neuen Lasertechnik kann sogar im Fall hoher Umdrehungszahlen der Schwerpunkt Pkt. 3^d der Wärmefreisetzung vor dem 30°KWW erfolgen.
• 3) Neben der Fremdzündung mittels der kontrollierten Erhöhung der Temperatur des Wärmeaustauschsystems ist eine stabile ,thermische Selbstzündung' denkbar. Hierbei behilflich sind die bisherigen Erfahrungen mit der Homogenen Kompressionszündung HCCI (Homogeneous Charge Compression Ignition, oder CAI – Controlled Auto Ignition). Diese bezeichnet die im gesamten Brennraum gleichzeitig einsetzende kontrollierte Selbstzündung des homogenen Gemisches benzinartiger Kraftstoffe. Auf Grund der unstabilen Verbrennungsbedingungen traditioneller und damit subtraktiver Brennkraftmotoren hat sich die HCCI Kompressionszündung bei wechselhafter Teillast in der Praxis nicht bewährt. Stabile Verbrennungsbedingungen des homogenen stöchiometrischen Gemisches bietet hingegen das innovative primäre Einspritzverfahren des Additionsmotors 2XA. Insofern kann die thermische Selbstzündung in Folge der exothermen Reaktion der 'Kalten Flamme' durch die in engen Grenzen kontrollierte Überschreitung der Selbstzündungstemperatur des homogenisierten Frischgases erfolgen. Ob das Wärmeaustauschsystem des Additionsmotors 2XA diese engmaschig kontrollierte Temperatur (Benzin > 550°C, Diesel > 650°C) bei instationären Betriebszuständen alleine durch die Wärmerekuperation gewährleisten kann, werden spätere Computersimulationen erweisen. Wegen der Vorgänge beim Kaltstart empfiehlt es sich, den Vorteil der Kombination von thermischer Selbstzündung und Fremdzündung zu nutzen.
• C) Verbrennungsexpansion und Sekundäres Einspritzverfahren
• Die Zeichnungen Seite 10, 10.1 und 10.2, und Seite 13, 13.2, veranschaulichen schematisch die 'rekuperative innere Kühlung' durch das 'sekundäre Einspritzverfahren' (Fragestellung-3 in ,Stand der Technik). In diesem Zusammenhang sind auch das p-v-Diagramm (v = spezifisches Volumen) der Zeichnung Seite 7 und die p-V-Diagramme (V = Arbeitsvolumen) der Zeichnungen Seite 14 und 15 von Bedeutung.
• Bei konventionellen Brennkraftsystemen gehen durch den passiven Ausstoß der Abgase sowie durch die Motorkühlung insgesamt ca. 60 Prozent der produzierten Wärmeenergie verloren. Beim Öffnen der Auslassventile weisen die Abgase einen höheren Druck als die Umgebungsluft auf und entweichen deshalb bei einem nicht aufgeladenen Motor ungenutzt. Die Temperatur der von einem traditionellen Otto-Hubkolbenmotor produzierten Abgase liegt bei über 900°C, beim Dieselmotor etwas über 700°. Beim Turbomotor hingegen wird ein Teil dieses Druckgefälles für den Antrieb des Turboladers genutzt, der mit dieser Energie die Luft im Ansaugtakt des Motors komprimiert. Außerdem wird die Abgasenergie mit Hilfe der über die Compound-Turbine erfolgenden Rekuperation in Form der sekundären Arbeit als Standardlösung bei stationären und größeren Brennkraftmaschinensystemen (in der Regel Dieselsysteme) genutzt. Erfahrungsgemäß haben die Abgase entsprechender Turbo-Compound-Dieselsysteme (Scania, Iveco, MAN) beim Verlassen des Krümmers eine Temperatur von fast 700°C. Bei Erreichen der Compound-Turbine (Turbine: 55.000 U/min) weisen sie immer noch eine Temperatur von ca. 600°C auf, nach dem Austreten aus der Turbine ist die Temperatur der über die konventionelle Abgasanlage und den Schalldämpfer entweichenden Abgase auf weniger als 500°C gesunken (dT_AT = ca. 100°C). Dies zeigt, dass der durch die Abgaswärme bedingte Wärmeverlust trotz Rekuperation noch immer beträchtlich ist. Die Compound-Turbine rekuperiert demnach nur einen kleinen Teil der in den Abgasen enthaltenen kinetischen Energie in nutzbare Arbeit (< 5 Prozent der effektiven Primärarbeit des Hubkolbenmotors-Diesel LKW). Die zusätzliche Rekuperation über Wasserdampf vermag dieses Ergebnis zwar noch weiter zu verbessern, dies gilt allerdings nur für stationäre Dieselsysteme (< 10 Prozent der Effektiven Primärarbeit stationärer Compound-Dieselsysteme, MAN).
• Das Motorsystem AMS liegt in seiner Grundform als eine aus dem Additionsmotor 2XA und der Compound-Turbine AT bestehenden Tandemausführung vor, wobei der Kolbenmotor die Primärarbeit produziert, während die Turbine die restliche Energie der Abgase nutzbringend als Sekundärarbeit verwertet. In diesem Zusammenhang zeigt sich die Bedeutung des richtigen Zeitpunkts für den Auslass der Abgase. Um während des zweiten Takts einen zusätzlichen Arbeitsverlust durch die Dämpfung der Kolbenbewegung beim Ausstoß der Abgase zu vermindern, beginnt die Öffnung beim traditionellen Kolbenmotor in der Regel 60° bis 45°KWW (7, Pkt. 4') vor dem unteren Totpunkt (7, Pkt. 4). Auf diese Weise wird erreicht, dass mindestens 50 Prozent der Abgase den Brennraum noch im ersten Takt verlassen. Dieses Procedere erweist sich als das „kleinere Übel”, allerdings geht auch hierbei ein Teil der Expansionsarbeit des Hubkolbenmotors verloren. Der Ausstoß der Abgase des Additionsmotors 2XA ist durch die nachstehende Funktionsabfolge gekennzeichnet: Öffnungsbeginn des Auslassventils 3.1 in Pkt. 4', Ausstoß der Abgase während des ersten Takts zwischen Pkt. 4' und Pkt. 4 (7). Während des Entweichen der Abgase in der Schlussphase des ersten Takts befinden sich der Additionsmotor 2XA und die Compound-Turbine AT in gemeinsamer Arbeitsproduktion (Tandemarbeit). Die Abgase werden über die Compound-Turbine AT expandiert, welche das resultierende Drehmoment in Form der Sekundärarbeit nutzbar macht. Diese Form der Rekuperation der Abgasenergie ist in der technischen Praxis bestens bekannt. Das ursprüngliche AMICES Rekuperationskonzept ( DE 10 2008 008 859 A1 - Stand der Technik) kann zusätzlich die Wassereinspritzung einsetzen, um die Rekuperation der restlichen thermischen Energie der Abgase weiter zu verbessern. Diese Abgas/Dampf-Rekuperation geht jedoch mit einer beträchtlichen Komplizierung des Maschinensystems einher.
• Um mögliche Komplikationen weitgehend zu vermeiden und gleichzeitig noch mehr thermische Energie aus den Abgasen zurück zu gewinnen, bietet das innovative Motorsystem AMS eine besondere einfache, jedoch überaus effektive technische Lösung, – dies in Form der sekundären Einspritzung der vorhandenen Systemluft (optional Systemluft/Wasser oder auch nur Wasser). Ein weiterer Vorteil des innovativen Additionsmotors 2XA sind seine im Vergleich zu konventionellen Brennkraftmaschinen deutlich geringeren Maße. Dadurch wird erheblich mehr Wärmeenergie pro Konstruktionsmasse pro Zeiteinheit zugeführt. Die vielversprechend hohe Leistungsdichte in Zusammenhang mit dem wesentlich höheren Mitteldruck könnte allerdings auch zu einem schädlichen Überhitzungseffekt führen (Fragestellung-3 in ,Stand der Technik'). Die klassischen Brennkraftmotoren begegnen ihrer möglichen Überhitzung mithilfe der „äußeren” Kühlung (Wasser- oder auch Luftkühlung). Diese verursacht durch die passive Ableitung der Wärme über die Brennraumwände an die Umgebung mehr als 30 Prozent des Gesamtwärmeverlusts. Rund weitere 30 Prozent der produzierten Wärmeenergie gehen beim passiven Ausstoß der Abgase verloren. Das vorrangige Ziel der 'rekuperativen inneren Kühlung' mittels der Sekundären Einspritzung I₂ ist es deshalb, eine Überhitzung des Motorsystems AMS (Fragestellung-3 in Stand der Technik) zu vermeiden und gleichzeitig die polytropischen Wärmeverluste der Verbrennungsexpansion durch das Kühlungssystem und die Abgase zu minimieren. Dabei bewirkt die Senkung der Abgastemperatur eine ganz wesentliche Steigerung der Motoreffizienz.
• Die Zeichnungen Seite 10 und 13, 10.2 und 13.2, veranschaulichen neben dem Wärmeaustauschsystem das Konzept des sekundären Einspritzverfahrens: Demgemäß wird während der adiabatischen Verbrennungsexpansion „kalte” Systemluft (Umgebungstemperatur des Druckspeichers + Expansionseffekt) über das Abgasventil 3.1 (Integrierter Lufteinspritzkanal) in den Brennraum eingebracht. Eine Verbindung zwischen Brennraum und Luft-Einspritzsystem LES besteht in Form des axialen Lufteinspritzkanals im Abgasventil 3.1 und der Ventilführung 3.2 (Integrierte Luftaufnahme). Auf diese Weise wird durch den Kühlungseffekt der eingespritzten Systemluft gleichzeitig die kontrollierte innere Temperierung von Abgasventil 3.1 und Kolbentopf 4.2 gewährleistet.
• Entsprechend führt die sekundäre Einspritzung die Erweiterung des Additionsprozesses während des Additionstakts ein. Die zusätzliche Systemluft ändert dabei die Menge und Zusammensetzung des Arbeitsmediums des rekuperativen Additionsprozesses. Diese veränderte Zusammensetzung erschwert durch den indirekt proportionalen Zusammenhang zwischen spezifischem Volumen (v = m³/g) und Dichte (1/v = kg/m³) des Arbeitsmediums eine eindeutige Darstellung im gewöhnlichen p-v-Diagramm (v = spezifisches Volumen). Um diese Schwierigkeit der Darstellung zu umgehen, veranschaulicht die Zeichnung Seite 14 die Wirkung der sekundären Einspritzung in einem schematischen p-V-Diagramm (V = Arbeitsvolumen), wobei I₁ die primäre Einspritzung und I₂ die sekundäre Einspritzung bezeichnet.
• Die sekundäre Einspritzung I₂ beginnt in Pkt. 4** des Additionstakts bei einem Einspritzdruck p_i2 (14; p-t-Diagramm). Der Zeitpunkt des Einspritzbeginns (Lage Pkt. 4**) und die Menge der injizierten Systemluft wird dabei in Zusammenhang mit der entsprechenden Teillast proportional geregelt. Die kräftig zylinderaxial einströmende Systemluft trifft auf die heiße Oberfläche des Kolbentopfs 4.2 und vermischt sich mit den Verbrennungsgasen. Aus der Mischung von eingespritzter Systemluft (< 20°C) und Verbrennungsgasen (konzeptabhängig ca. < 1000°C) entsteht bei konstantem Druck p_i2 in Brennraum eine gekühlte und verdichtete 'sekundäre Gasmischung' (konzeptabhängig ca. < 600°C). Auf Grund der sekundären Einspritzung I₂ (zwischen Pkt. 4** und Pkt. 4*) wird wie im Fall der primären Einspritzung I₁ (W_I1, zwischen Pkt. 0 und Pkt. 2*) wieder pneumatische Arbeit W_I2 verrichtet. Damit die sekundäre Gasmischung den Brennraum in Richtung Compound-Turbine AT rechtzeitig verlassen kann, wird die Einspritzung vor der Öffnung des Abgasventil 3.1 (Pkt. 4*) abgeschaltet. Die unterbrochene primäre Verbrennungsexpansion (Pkt. 3 bis Pkt. 4*) setzt sich zwischen Pkt. 4* und dem unteren Totpunkt Pkt. 4 mit der Produktion der sekundären Expansionsarbeit fort. Da die Wärmeableitung von der Temperaturdifferenz abhängig ist, reduziert die sinkende Temperatur der verdichteten sekundären Gasmischung zugleich die Wärmeverluste durch das Kühlungssystem und die Umgebung. Auf diese Weise gewährleistet die sekundäre Expansion dank eines höheren Koeffizienten der Politrope und der verdichteten Gasmischung gleichzeitig eine zunehmende Arbeitsproduktion von Additionsmotor 2XA und Compound Turbine AT (Tandemproduktion der Arbeit: +W_2XA, +W_AT; zwischen Pkt. 4* und dem unteren Totpunkt Pkt. 4).
• Trotz des üblichen Verlustes aufgrund der frühzeitigen Öffnung des Auslassventils bewirkt die sekundäre Einspritzung I₂ während des Additionstakts einen signifikanten Anstieg der Primärarbeit des Additionsmotors 2XA. Gemäß dem Additionsprinzip (1.2-01) ergibt sich die indizierte Additionsarbeit W_2XA des Additionsmotors 2XA somit als Summe aus der primären Einspritzarbeit W_I1, der 'primären Verbrennungs-Expansionsarbeit' W_exp-prim der sekundären Einspritzarbeit W_I2 und der sekundären Expansionsarbeit der Gasmischung W_exp-sek W_2XA = W_I1 + W_exp-prim + W_I2 + W_exp-sek (2.2-01)
• Die indizierte Arbeit des Additionsmotors 2XA ergibt sich als Summe aus der kumulierten pneumatischen Arbeit W_I und der Verbrennungs-Expansionsarbeit W_Exp.
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• Zusätzlich begünstigen die größere Menge, der höhere Druck und die höhere Dichte der sekundären Gasmischung eine signifikante Steigerung der Sekundärarbeit durch die Abgas-Rekuperation der Compound-Turbine AT. Dieser Aspekt der sekundären Einspritzung ist in Zusammenhang mit dem 'Rekuperationsbetrieb' (mehr hierzu siehe Abschnitt 3.0) von besonderer Bedeutung. Sie ermöglicht nämlich den regulativen Ausgleich zwischen der Sekundärarbeit der Compound-Turbine AT und der Energetisierung der Nachfüllung des Druckspeichers mit den Verbrennungskomponenten (mehr hierzu siehe Abschnitt 3.0). Damit steht gemäß dem Additionsprinzip die innere rekuperative Kühlung zur Gänze im Dienst der Arbeitsproduktion.
• Obwohl die sekundäre Einspritzung mit einem erhöhten Verbrauch an Systemluft einhergeht (teillastabhängig), erscheint dies durch die nachfolgenden Vorteile wettgemacht:
• – Innere rekuperative Kühlung von Brennraum, Kolben und Auslassventil
• – Innere Regulation der Temperatur des Wärmeaustauschsystems
• – Erhöhung der Primärarbeit des Aktivmotors 2XA
• – Erhöhung des Thermopneumatischen Wirkungsgrads des Aktivmotors 2XA
• – Erhöhung der Sekundärarbeit der Compound-Turbine AT (Rekuperationsbetrieb, mehr in Abschnitt 3.0)
• Darüber hinaus ermöglicht die sekundäre Einspritzung die weitere konstruktive Optimierung des Konzepts-2 der inneren homogenen Gemischbildung. Die Zeichnungen Seite 18, 18.1 und 18.2, veranschaulichen schematisch diese weitere Variante als ein Konzepts-2B. Beiden Konzepten (Konzept-2 und Konzept-2B) ist der gleiche Einspritzvorgang gemeinsam, der Unterschied besteht lediglich in der konstruktiven Ausführung. Bei Konzept-2B erfolgt die Injektion der Systemluft in den Brennraum über einen Lufteinspritzkanal, der in das Abgasventil 3.1 integriert wird (Diese wird auch benutzt bei der sekundären Einspritzung benutzt.)
• Die doppelte Zuführung der vorkomprimierten Luft in den Brennraum, – zum Einen über die separate Luftdüse DL bei der primären Einspritzung zum Anderen über das Abgasventil 3.1 bei der sekundären Einspritzung –, kann konstruktiv vermieden werden. Da neben dem Kolben auch das Abgasventil nach Fragestellung-3 einer hohen thermischen Belastung ausgesetzt ist, kann mit der Zielsetzung einer verbesserten Kühlung die gesamte Luft von primärer- und sekundärer Einspritzung alternativ durch die gemeinsame Luftzufuhr über das Abgasventil 3.1 in den Brennraum geleitet werden. Der Verzicht auf eine separate Luftdüse DL würde die Konstruktion des Additionsmotors 2XA beträchtlich vereinfachen und sich somit auch als die zweifellos kostengünstigere Lösung erweisen.
• Primäre und sekundäre Einspritzung verlangen eine unterschiedliche Einspritzrichtung des Luftstrahls. Während die primäre- wegen der Formgebung des rotierenden 'Dralls' eine radial-tangentiale Einströmung erfordert, zielt die sekundäre Einspritzung zylinderaxial in Richtung des Zentrums des Kolbentopfs. Die Spiralkanäle auf dem Kolbentopf 4.2 begünstigen dabei die thermokinetische Übertragung der Absorptionswärme auf die eingespritzte Systemluft sowie die Entstehung der rotierenden Drall-Strömung.
• Neben der stöchiometrischen Gemischbildung bietet die Kombination von primärer- und sekundärer Einspritzung gemäß Konzept-2 zusätzlich die Möglichkeit der Bildung von mageren und fetten Gemischen. In der Praxis ist der Druckgradient der Verbrennung bei nahezu stöchiometrischer Zusammensetzung des Gemisches (λ = 0.95–1) am steilsten. Ein sich daraus ergebender zu hoher Verbrennungs-Spitzendruck (> 200 10⁵ Pa) kann allerdings auch nachteilige Folgen haben (Fragestellung-3 in ,Stand der Technik').
• Die Zeichnung Seite 15, 15, stellt schematisch das p-t-Diagramm der kombinierten primären- und sekundären Einspritzung und der Verbrennung des Motorsystems AMS dar. Durch die fette Zusammensetzung des Frischgases (λ = 0.7–0.9) können gleichzeitig der Spitzendruck der Verbrennung reduziert und die Reaktionszeit verkürzt werden:
  
  „...Bei höherer Kraftstoffkonzentration und ansteigender Gemischtemperatur nimmt die Reaktionsintensität zu, und die Phasen der Reaktionsleitung und der Energieumsetzung laufen schneller ab.”
  „...Die durchgeführte Versuchsreihe zeigte bei ansteigender Kraftstoßkonzentration eine zunehmende Reaktionsintensität, die sich in einer früheren Selbstzündung und höheren Maxima der Energieumsetzangsrate auswirkte...”
  „...Jedoch stellen sich an der oberen Lastgrenze steile Druckanstiege und an der unteren Lastgrenze sehr hohe Kohlenmonoxid-Emissionen ein.”
  Die Kompressionszündung magerer Gemische als motorisches Brennverfahren –
  Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades Doktor-Ingenieur,
  Universität Siegen, Dipl.-Ing. Rolf-Günther Nieberding
• Traditionelle BDE Ottomotoren bevorzugen hingegen eine magere Zusammensetzung des Frischgases, was jedoch zu einer erhöhten NOx-Emission führt. Für diese Motoren ist eine fette Zusammensetzung des Gemisches extrem schädlich, weil hierdurch die Verbrennung unvollständig erfolgt und Verbrennungsarbeit verloren geht.
• Um diese gravierenden Nachteile beim innovativen Additionsmotor 2XA zu vermeiden, tritt unterhalb des primären Einspritzdrucks p_i die sekundäre Einspritzung I₂ in Kraft. Da die Verbrennungsgase zu diesem Zeitpunkt nach wie vor eine extrem hohe Temperatur aufweisen (> 1500°C), findet während dieser sekundären Einspritzung der vorkomprimierten Luft die 'sekundäre Verbrennung' der unvollständig verbrannten Gasprodukte statt. Auf diese Weise kompensiert die sekundäre Verbrennung die bei der vorausgegangenen Verbrennung entstandenen Arbeitsverluste und verhindert zudem umweltbelastende Schadstoffemissionen.
• 2.) Takt: Rekuperationstakt des Motorsystems AMS
• D) Die 'aktive Abgas-Rekuperation' durch das 'Hinterdrucksystem BPS'.
• Die Zeichnungen der Seiten 16 und 17 veranschaulichen das innovative 'Hinterdrucksystem BPS' (Back Pressure System) des Motorsystems AMS. Vorrangige Ziele des innovativen Systems sind die arbeitsproduktive Aktivierung des zweiten Rekuperationstakts des Additionmotors 2XA, die zeitliche Moderierung der pulsierenden Arbeitsproduktion und die Motorbremsung bei sinkender Teillast (Fragestellung 4, Stand der Technik).
• Der zweitaktige Arbeitszyklus des herkömmlichen Brennkraft-Hubkolbenmotors nach Lenoir hat die ”doppelseitige” Konstruktion von den seinerzeitigen Hubkolben-Dampfmaschinen übernommen ('double-action'). Weil dabei Problemstellungen wie Überhitzung, Überlastung, Schmierung und Verdichtung der beweglichen Teile in Betracht gezogen werden müssen, erweist sich diese Lösung angesichts der hohen Leistung heutiger Hubkolbenmotoren als konstruktiv aufwändig. Die neueren Brennkraft-Hubkolbenmotoren weisen deshalb in der Regel einen ”einseitigen” Prozessablauf auf. Die Arbeitsproduktion erfolgt durch Veränderung des Volumens des internen Zylinder-Brennraums zwischen Kolben und Zylinderkopf, wohingegen der Kolbenwellen-Raum keine Arbeit produziert und demzufolge als passiv gelten muss. Andererseits verfügen die Abgase konventioneller Brennkraftmotoren im unteren Totpunkt noch immer über einen relativ hohen Druck (> 5 bar bei Volllast). Dadurch weisen konventionelle Hubkolbenmotoren auf dem Rückweg des Kolbens vom unteren Totpunkt (UT) zum oberen Totpunkt (OT) wieder einen arbeitsnegativen Takt auf. Um diese Arbeitseinbußen zu minimieren, kombiniert man Schwungrad und Mehrzylindertechnik mit der erwähnten Frühöffnung des Abgasventils noch während des ersten Takts. Die beiden ersteren sorgen vor allem für die zeitliche Harmonisierung der pulsierenden Arbeitsproduktion jedes einzelnen Zylinders.
• Die vorstehend beschriebene Arbeitsweise hat die ursprüngliche aktive Zweitakt-Kolbenmaschine 2XA AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik) mit traditionellen Hubkolbenmotoren gemeinsam. Die Zeichnung Seite 161, 16.1-A, verdeutlicht diesen Sachverhalt im zeitbezogenen Additionsdiagramm (p-°KWW, Überdruck-Kurbelwellenwinkel ά°-Diagramm). Die Darstellung kommt lediglich einer theoretischen Simplifizierung gleich; in der Realität finden sich aufgrund der Frühöffnung des Abgasventils und der deutlich kürzeren Zeitphase, in der die Abgase aus dem Brennraum entweichen, hierzu gewisse Divergenzen. Weil die Verbrennungsgase beim Motorsystem AMS der Compound-Turbine AT zugeführt werden, erweist sich letztere bei der Freisetzung der Abgase in die Umgebung (prinzipiell bezogen auf die ,Stauaufladung') als zusätzlicher Druckwiderstand. Da der Kolben einen Überdruck gegen die fortlaufende Expansion der Abgase aufbringen soll, wird eine Ausstoßarbeit (–W_KM) erforderlich. Diese subtraktive Ausstoßarbeit bewirkt, dass die indizierte Arbeit des Additionsmotors 2XA (+W_KM) dabei durch die Mehrzylindertechnik und die Rekuperationsarbeit der Compound-Turbine AT (–W_KM) reduziert wird. Allerdings kann die negative Ausstoßarbeit des Rekuperationstakts als Folge der Sekundären Einspritztechnik während des 'Additionstakts' noch weiter zunehmen.
• Der im Druckspeicher vorhandene Vorrat an vorkomprimierter Systemluft bietet in Hinblick auf die negative Ausstoßarbeit des passiven Kolben-Rückwegs und der zeitlichen Harmonisierung der arbeitsproduktiven Prozessereignisse allerdings eine besonders einfache Lösung. Die Zeichnungen Seite 16, 16.1(B) und 16.2(A) und 16.2(B), zeigen ein verbessertes Ausstoßverfahren auf der Grundlage des innovativen 'Hinterdrucksystems BPS'.
• Der Kurbelwellenraum des Additionsmotors 2XA wird durch die Systemluft über den Kompressionsregler 5.1 zunächst vorkomprimiert. Auf diese Weise herrscht hier zu Beginn des Additionstakts ein 'Initial-Hinterdruck' p_B1 (oberer Totpunkt – OT), 16.2(A), der durch die Abwärtsbewegung des Kolbens während des weiteren Prozessverlaufs noch weiter ansteigt. Dieser 'End-Hinterdruck' erreicht im unteren Totpunkt (UT) seinen maximalen Wert p_B2. Der ansteigende Druckgradient entspricht dabei dem Verdichtungsverhältnis des Kurbelwellenraums (< 2), bezogen auf das Verhältnis zwischen dem sich verändernden Volumen des Kolbenraums und dem unverändert bleibenden Volumen des Kurbelwellenraums: P_B2 < 2·p_B1 (2.2-03)
• Der 'End-Hinterdruck' p_B2 ist im Wesentlichen von der konstruktiven Ausführung des Kurbelwellenraums abhängig. Die Zeichnung Seite 16, 16.1-B, veranschaulicht im zeitbezogenen Additionsdiagramm ((p-°KWW, Überdruck-Kurbelwellenwinkel ά°-Diagramm) schematisch die Auswirkung des innovativen Hinterdrucksystems BPS auf die Arbeitsproduktion des Additionsmotors 2XA. Logischerweise vermindert die Verdichtung des Hinterraums die Arbeitsproduktion während des Additionstakts [Fläche (–), 16.1(B)]. Diese reduzierte Arbeit geht jedoch nicht verloren, sondern wird von der komprimierten Luft des Hinterraums absorbiert. Letzterer wirkt demzufolge gewissermaßen als „pneumatische Feder”, wobei die Vorverdichtung des Hinterraums im oberen Totpunkt (OT) durch den 'Initial-Hinterdruck' p_B1 wie eine „Federvorspannung” funktioniert. Die während des Additionstakts absorbierte negative Arbeit [Fläche (–)] wird durch diese Vorspannung und die steigende Kompression des Hinterraums p_B2 spiegelbildlich zur Vertikalen durch Pkt. 4 (unterer Totpunkt UT) in die positive Arbeit des Hinterdrucksystems BPS umgewandelt [Fläche (+), 16.1(B), 16.2(B) und 17]. Dieser während des (zweiten) Rekuperationstakts ablaufende Vorgang hat im Vergleich mit der Mehrzylindertechnik keine Subtraktion zur Folge, sondern bewirkt vielmehr die Aufteilung der produzierten Arbeit auf beide Takte, – er setzt also letztlich nur die Verlagerung eines gewissen Anteils der produzierten Arbeit des Additionstakts in den Rekuperationtakt um. Da der Einfluss der Verbrennungswärme auf die Temperatur des Hinterraums (> 200°C) ungleich höher ist, erweisen sich die zusätzlichen thermischen Nebenverluste dieses adiabatischen Verdichtungsvorgangs als äußerst gering. Folglich stellt das Hinterdrucksystem BPS die zeitbezogene Harmonisierung der Arbeitsproduktion des Additionsmotors 2XA sicher, und gewährleistet darüber hinaus die optimale Unterstützung der rekuperativen Arbeit der Compound-Turbine AT sowie der benötigten Motorbremsung bei sinkender Teillast.
• Der Hinterdruck weist bei Volllast durch den maximalen Wert des 'Initial-Hinterdrucks' p_B1 (geschätzt: p_B1 = ca. 5–10 Prozent des Primären Einspritzdrucks p₁) im unteren Totpunkt UT den höchsten Wert p_B2 auf (2.2-03). Bei einer konstanten Last wird dabei nur die Initialverdichtung des Kurbelwellenraums erforderlich. Dafür wird beim diesen stationären Betrieb kein weiterer Verbrauch von Systemluft erforderlich.
• Bei wechselhaften Betriebsbedingungen soll der 'Initial-Hinterdruck' P_B1 in Relation zur spezifischen Teillast geregelt werden. Dabei regelt der Kompressionsregler 5.1 den Vorkompressionsdruck und der Dekompressionsregler 5.2 den entsprechenden Dekompressionsdruck. Die Hinterdruckkraft auf den Kolben wird durch den Vorkomprimierungs-Sollwert P_B1 über den Kompressionsregler 5.1 in Relation zur entsprechend zunehmenden Teillast geregelt und umgekehrt durch einen Dekomprimierungs-Sollwert p_B2 über die Dekompressionsregler 5.2 in Relation zur abnehmenden Teillast. Bei abnehmender Teillast wird die Luft aus dem Kurbelwellenraum über die Dekompressionsregler 5.2 mittels der Compound-Turbine AT rekuperiert.
• Dessen ungeachtet bleibt für eine effiziente Abgas-Rekuperation die Mehrzylindertechnik auch weiterhin unverzichtbar (optimale Ausführung = Additionsmotor 2XA mit 3 Arbeitszylindern). Das Hinterdrucksystem BPS ist also nicht als Ersatz, sonst vielmehr als optimale Ergänzung der Mehrzylindertechnik vorgesehen. Die Vorteile dieser Technik beim Additionsmotor 2XA sind u. a.:
• – der gesamtpositive Arbeitszyklus eines jeden einzelnen Zylinders
• – die Moderierung des Ablaufs der Arbeitsproduktion durch die Verteilung der Expansionsarbeit auf Addition- und Rekuperationstakt
• – die Reduzierung der nötigen Schwungmassen zur Harmonisierung des pulsierenden Arbeitszyklus
• – die Minderung des Öffnungswinkels des Abgasventils 3.1 vor dem Ende des Additionstakts (ca. 10–20°KWW vor dem UT; Minderung der Expansionsverluste)
• – die Motorbremsung bei sinkender Teillast
• – die Unterstützung des Abgas-Ausstoßes durch den Hinterdruck des Kolbens
• – die weitere Erhöhung der Sekundärarbeit der Compound-Turbine AT (Rekuperationsbetrieb, mehr hierzu im Abschnitt 3.0)
• Rekapitulation des Prozessablaufs des Motorsystems AMS
• Die Zeichnung Seite 19 stellt das schematische Additionsdiagramm des innovativen Motorsystems AMS (19.1) dem des traditionellen, also subtraktiven BDE Viertakt-Ottomotors gegenüber (19.2).
• Ein moderner BDE Viertakt-Ottomotor (19.2) verfügt aufgrund seines Subtraktionsprozesses nur über eine geringe Leistungsdichte und einen niedrigen effektiven Wirkungsgrad. In der Realität stellt die Zündung bei Brennkraftmotoren einen Multiplikationsfaktor des Kompressionsdrucks dar (theoretisch eine Isochore, Arbeit = 0). Allerdings erweist sich die durch die Frühzündung erzeugte Arbeit Z zum Teil als negativ. Die negative Wirkung des Kompressionstakts K_SI, der direkten Kraftstoffeinspritzung E und teilweise auch der Frühzündung Z kumulieren sich somit zu der sich nachteilig auswirkenden negativen Subtraktionsarbeit. Hinzu kommt, dass die zeitbezogene spärliche Arbeitsproduktion stark pulsierend und teillastabhängig verläuft.
• Hiervon unterscheidet sich das Motorsystem AMS (19.1) aufgrund seines Rekuperativen Additionsprozesses ganz grundsätzlich: Das dafür charakteristische Zusammenwirken von Primärer und Sekundärer Einspritzung/Verbrennung sowie dem Hinterdrucksystem BPS ermöglicht eine weitere signifikante Steigerung der Leistungsdichte und des effektiven Wirkungsgrads. Hinzu kommt ein vollpositiver und pulsationsarmer zweitaktiger Arbeitszyklus.
• Der Additionsmotor 2XA weist aufgrund seiner weitgehend unkomplizierten Konstruktion sowie seiner hohen Effizienz und Leistungsdichte auf das außerordentliche wirtschaftliche Potential des innovativen Additionsprozesses hin. Die Anwendung der externen Kompression gemäß dem isothermischen Verdichtungsmodell in Kombination mit der Antriebselektrifizierung durch die moderne mechatronische Hybridtechnik macht die endgültige Entflechtung des Brennkraftprozesses von der integrierten Kompression nach dem adiabatischen Verdichtungsmodell (Subtraktionsprinzip) möglich und nötig. Die direkte Kontrolle der einzelnen Parameter der Gemischbildung und die Unabhängigkeit des hohen Einspritzdrucks (50 bis 100 10⁵Pa) von der Temperatur des Gemisches ist die eigentliche unvergleichbare Stärke des innovativen Additionsmotors 2XA. Nunmehr steht der Erhöhung von Wirkungsgrad und Leistungsdichte keine Temperaturbarriere mehr entgegen, lediglich noch eine konstruktive Belastbarkeitsgrenze des Materials der Brennkraftmaschine.
• Die Zeichnung Seite 19, 19.2 stellt in diesem Zusammenhang einem traditionellen BDE Ottomotor (V8, 4200 ccm – 19.2B) den dreizylindrigen Additionsmotor 2XA (R3, 1000 ccm) gegenüber. Dieser Additionsmotor 2XA (19.2A) erreicht laut Vorkalkulationen bei einem primären Einspritzdruck p_i von 50 10⁵ Pa eine spezifische Leistungsdichte von ca. 400 KW/1000 cm³ (Volllast – 10000 u/min) und zeigt einen fast linearen Verlauf des Drehmoments (Konstanten Einspritzdruck p_i = Lastunabhängig). Durch das Wegfallen des Leerlaufs (Nativ Start-Stopp) und des üblichen Gasaustauschs (höhere Umdrehungszahl möglich) erweist sich zusätzlich auch der Arbeitsbereich als wesentlich breiter als bei herkömmlichen subtraktiven Motoren.
• Das Diagramm (Zeichnung Seite 20, 20.) des innovativen Motorsystems AMS zeigt eine weitgehende Stabilität von Indiziertem Wirkungsgrad und Leistungsdichte bei einer wechselnden Teillast X. Infolgedessen ist es besonders wichtig, den jeweiligen Anteil zu betrachten, den der Additionsmotor 2XA und die Compound-Abgasturbine AT an der Expansionsarbeit haben. Bekanntlich erreicht der Kolbenmotor einen höheren effektiven Wirkungsgrad als die Gasturbine. So nimmt bei einer kleineren Teillast der Anteil des Additionsmotors 2XA an der Verbrennungs-Expansion zu und dadurch auch sein additiver 'thermopneumatischer Wirkungsgrad'. Auf diese Weise wird der weitgehend beständige effektive Wirkungsgrad des Motorsystems AMS, – ganz im Gegensatz zu konventionellen Brennkraftmaschinen –, bei einer niedrigeren Teillast höher als bei Volllast. In diesem wechselhaften Lastspektrum wird die Stabilität des thermopneumatischen Wirkungsgrads durch den konstanten primären Einspritzdruck/Temperatur und das geregelte sekundäre Einspritzverfahren besonders begünstigt. Die Steuerung der Teillast wird dabei durch variable Injektionszeiten quantitativ reguliert (direkte Dosierung von Systemluft und Kraftstoff). Die Regelung der inneren Kühlung durch die sekundäre Einspritzung, hier insbesondere die des Kolbentopfs und des Abgasventils, erfolgt ebenfalls quantitativ. Die sekundäre Einspritzung wird in Abhängigkeit von der Teillast über die indizierte Temperatur des Abgases mittels eines Temperatursensors 3.4 (10.2) geregelt.
• Bei abnehmender Teillast wird es durch die steuerbaren Öffnungs-/Schließzeiten der Abgasventile 3.1 möglich, die erforderliche Motorbremsung des Hinterdrucksystems BPS noch weiter zu optimieren. Da die 'Initialerwärmung' des Wärmeaustauschsystems beim Kaltstart für den weiteren Ablauf der Gemischbildung eine zwingende Voraussetzung darstellt, kann sie durch die frühzeitige Schließung des Abgasventils und die gleichzeitige 'Initialeinspritzung' der Systemluft vor dem Oberen Totpunkt (OT) eintreten. Die Initialerwärmung entsteht ähnlich wie im Fall des traditionellen Subtraktionsmotors durch die adiabatische Verdichtung der eingeschlossenen Systemluft auf das Spaltvolumen. Dabei trägt der elektrische Heizer 4.3 zur erforderlichen Unterstützung bei.
• Das Entfallen des Kompressionstakts eröffnet die Möglichkeit, das Motorsystem AMS für verschiedenartige Kraftstoffe einzusetzen (,Multifuel'-Option). Dabei erweist sich der Additionsmotor 2XA wegen der bivalenten Einspritzung für gasartige Kraftstoffe als besonders geeignet; hierbei erfolgt die Homogenisierung des Gemisches in Abwesenheit der schwierigen inneren Evaporation des flüssigen Kraftstoffs nur durch die thermokinetische Vermischung der Verbrennungskomponenten wesentlich einfacher. Die vollhomogenisierte Gasmischung entsteht so buchstäblich im gleichen Augenblick, in dem die Einspritzung der Systemluft und des Treibgases vonstatten geht. Damit zeigt sich das Motorsystem AMS für die Energetisierung durch Erdgas und Wasserstoff als ganz besonders geeignet.
• Das Motorsystem AMS verspricht in Ausführung des elektrifizierten Hybridaggregats AHA eine signifikant reduzierte Komplexität, eine wesentliche Reduzierung des Gewichts, und somit auch eine Verminderung der Produktionskosten des gesamten Antriebssystems. Ebenso ermöglicht es die multifunktionale Anwendung der komprimierten Luft (u. a. für Zusatzfunktionen des Fahrzeugs wie Servogeräte, polyvalente Elektrorekuperation, Klimatisierung usw). Dank des paradigmatischen Additionsprozesses und der Rekuperation der polyvalenten Energieformen lässt es im Vergleich zu konventionellen Motorsystemen vor allem eine wesentlich höhere spezifische Leistung (> 5x) und einen lastunabhängigen effektiven Wirkungsgrad von mehr als 60 Prozent erwarten.
• 3.0 AMICES II Hybridaggregat AHA
• Weiterentwicklung des ursprünglichen AMICES Modularsystems (Druckschrift DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik)
• Die vorangegangene Beschreibung hatte das innovative Motorsystem AMS unter dem Gesichtspunkt der Arbeitsproduktion zum Inhalt. Wegen des kompressionslosen Arbeitsablaufs setzt diese Prozessführung das ständige Vorhandensein von vorkomprimierter Luft als Initialisierungs- und Betriebsbedingung voraus (Druckspeichertechnik). Somit läuft die innovative Prozessführung zwischen zwei Umgebungen ab, – einer künstlichen Umgebung in Gestalt des Druckspeichers für die Systemluft einerseits sowie der natürlichen Umwelt auf der anderen Seite. Entsprechend befasst sich das 'Hybridaggregat' AHA unter dem Gesichtspunkt der Energetischen Bilanz mit dem betriebsbedingten Zusammenhang zwischen der notwendigen Nachfüllung des Druckspeichers und dem Arbeitsablauf des Motorsystems AMS. Dabei basieren die Hybridaggregate AHA auf der Modulartechnik aus der ursprünglichen Innovation AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik). Alle Hybridaggregate AHA folgen im Allgemeinen dem folgenden Satz:
• AMICES II Hybridaggregat AHA = Motorsystem AMS + vielgestaltige Druckspeichertechnik
• Die Zeichnung Seite 22 und die Zeichnung Seite 24 stellen schematisch zwei Basiskonzepte des Hybridaggregats AHA vor. Sie sind unschwer als funktionelle Fortsetzung des beschriebenen Additionsprinzips zu erkennen. Die zwei Varianten setzen sich aus dem eigentlichen Motorsystem AMS und der unterschiedlichen Druckspeichertechnik von Kraftstoff und Oxidationsmittel (HO oder LK) zusammen.
• 3.1) Hybridaggregat AHA/HO: Wasserstoff/Sauerstoff System (Zeichnung Seite 22) AHA/HO = Motorsystem (AMS) + Druckspeichertechnik/Ressourcen-Aggregat (HO)
• 3.2) Hybridaggregat AHA/LK; übliche Kraftstoffe/Systemluft (Zeichnung Seite 24) AHA/KL = Motorsystem (AMS) + Druckspeichertechnik/Nebenaggregat (LK)
• 3.1. Das AMICES II 'Hybridaggregat AHA/HO'
• Das AMICES II 'Hybridaggregat AHA/HO' stellt die theoretische Umsetzung des reinen Additionsprinzips dar, basierend auf der Verbrennung und Druckspeichertechnik von Wasserstoff und Sauerstoff. Die Nachfüllung der Druckspeicher erfolgt dabei aus einer externen Quelle (übliches Stromnetz) mittels eines Hochdruck-Elektrolysemoduls.
• Die Zeichnungen Seite 22, 22.1 und 22.2, verdeutlichen schematisch das Effizienzpotential der innovativen Additionstechnik anhand des emissionsfreien (!) Wasserstoffkonzepts des Hybridaggregats AHA/HO. Als Brennkraftkomponenten sind in diesem Fall reiner hochverdichteter Wasserstoff und Sauerstoff vorgesehen.
• Die Nachfüllung der Druckspeicher betrifft im Wesentlichen einen Wassertank H₂O, einen Hochdruck-Wasserstoffbehälter H₂, einen Hochdruck-Sauerstoffbehälter O₂. und ein Hochdruck-Elektrolysemodul HDEL. Das Wasser (Wasser-Mix oder Wasserlösung) findet in dem geschlossenen Kreisprozess des emissionfreien Prozessablaufs als Hauptenergieträger Verwendung. Die Energetisierung des Konzeptsystems erfolgt auf einfachste Weise aber eine Steckdose aus dem Stromnetz. Das Hochdruck-Elektrolysemodul HDEL speist das Wasser aus dem Wassertank H₂O über eine Hochdruckpumpe HP und spaltet es in Wasserstoff und Sauerstoff auf. Die bereits unter dem geforderten Druck (> 350 bar) stehenden und deshalb keiner weiteren Behandlung bedürfenden Produktgase werden über Einwegventile in den jeweiligen Behältern gespeichert (z. B. Druckspeicher 350–700 bar). Der Additionsmotor 2XA speist gemäß dem beschriebenen rekuperativen Additionsprozess Wasserstoff, Sauerstoff und Wasser. Damit wird gemäß dem Additionsprinzip außer der Verbrennungsenergie auch die Pneumatikenergie der gespeicherten Gase in nützliche Arbeit umgewandelt. Dabei ist die gleichzeitige Einspritzung des Wassers unabdingbare Voraussetzung: Eine reine Verbrennung des Wasserstoffs im Sauerstoff läuft nämlich bei einer zu hohen Temperatur (> 3500°C) ab. Im Anschluss an die durch den eingesetzten Wasseranteil kontrollierte Verbrennung und übliche Umwandlung der Expansion in Arbeit wird der Verbrennungsdampf in einem gekühlten Ausstoßkondensator C wieder in Flüssigkeit umgewandelt und mündet am Ende dieses Kreislaufs wieder in den Ausgangs-Wassertank H₂O.
• Die energetische Bilanz des Hybridaggregats AHA/HO weist dadurch keinen wirklich ins Gewicht fallenden negativen Arbeitsvorgang der Nebenprozesse auf. Deshalb bleibt die gesamte Effektive Arbeit W_AHA/HO nutzbar. W_AHA/HO = W_2XA (effektive Primärarbeit) + W_AT (effektive Sekundärarbeit) (3.1-00)
• Sind der Wasserstoff und der Sauerstoff aufgebraucht, wird das System über das Hochdruck-Elektrolysemodul HDEL mittels E-Strom aus der Steckdose erneut nachgefüllt. Da die Nachfüllung problemlos auch während der Betriebsphasen des Motorsystems AMS (Rekuperation der Umweltenergie durch Wind, Photovoltaik... usw.) erfolgen kann, wird insbesondere die Umsetzung des Hybridaggregats AHA/HO bei der Produktion von E-Strom in Kombination mit regenerativen Quellen denkbar. Die hohe effektive Arbeit W_AHA/HO verspricht in Relation zur zugeführten Elektrischen Energie E_el einen überaus günstigen Wirkungsgrad:

  
• Das Hochdruck-Elektrolysemodul HDEL kann entweder als alleiniges externes Gerät oder als eine integrierte 'IES Batterie' ('Integrated Electrolytic Storage') angesehen werden. Die zweite Lösung basiert auf der konstruktiven Integration der einander gegenüber liegenden Wasserstoff-H₂/Sauerstoffbehälter-O₂ und des Hochdruck-Elektrolysemoduls HDEL. Die 'IES Batterien' lassen sich aus Sicherheits- und Produktionsgründen einfach standardisieren (mit dem Ziel der Gewichtseinsparung durch eine gemeinsame Außenhülle, einem geringen Batterieinhalt der hochbrisanten Gase, der günstigen Serienproduktion durch Standardisierung etc.). Sie dienen dabei als Bausteine für den Zusammenbau beliebiger Druckspeichermodule. Deshalb stellen die IES Batterien nur eine mögliche Form der Speicherung von elektrischer Energie dar. Demnach kann das Hybridaggregat AHA/HO als ein innovativer emissionsfreier Elektroantrieb verstanden werden.
• Diese emissionsfreie Verbrennungstechnik bietet sich theoretisch als plausible Alternativlösung zur Brennstoffzellen-Technologie an. Obwohl diese Technik überaus interessant und vielversprechend zu sein scheint, muss eingeräumt werden, dass die Entwicklung der Druckelektrolyse neben einer Reihe bereits bekannter Probleme, wie sie der Ersatz von Wasserstoff/Sauerstoff bei Verbrennungsmotoren mit sich bringt, sowohl in technischer als auch in wirtschaftlicher Hinsicht noch eine Vielzahl von Fragen aufwirft. Aus eben demselben Grund ist der kommerzielle Einsatz dieses Systems zum gegenwärtigen Zeitpunkt kaum planbar.
• 3.2 AMICES II 'Hybridaggregat AHA/KL'
• Die verschiedenen Varianten des AMICES II 'Hybridaggregats AHA/LK' basieren auf der Modulartechnik aus der ursprünglichen Innovation AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik) und setzen sich aus dem Motorsystem AMS und den verschiedenen elektrifizierten Nebenaggregaten zusammen.
• Die Zeichnung Seite 24, 24.1 veranschaulicht schematisch die Prozessführung des 'Hybridaggregats AHA/LK'. Dieses Konzept ist in der Praxis für den Einsatz handelsüblicher Kraftstoffe und Luft vorgesehen. Die doppelte Prozessführung umfasst den rekuperativen Additionsprozess des Motorsystems AMS (Arbeitsprozess) und den zweistufigen Kompressionsprozess mit Zwischenkühlung zum Nachfüllen des Druckspeichers mit Systemluft (Nebenprozess). Da diese vorkomprimierte Systemluft (stöchiometrische Relation: λ = 1; 14,8 kg Luft/1 kg Kraftstoff) während der Fahrt fortlaufend benötigt wird, schließt dies ein Befüllen des Druckspeichers nur in den Phasen des Fahrzeugstillstands von vorneherein aus. Um die erforderliche Vorratsmenge an Systemluft ständig zur Verfügung zu haben, ergibt sich demnach die Notwendigkeit eines zusätzlichen Ressourcen-Nebenprozesses (LK) des Kompressionsaggregates. In dieser Hinsicht bildet das Hybridaggregat AHA/LK keineswegs eine Ausnahme: So sind auch zahlreiche Arbeitsabläufe traditioneller Brennkraftmotoren auf Nebenprozesse angewiesen (Beispiele u. a. E-Strom, Kraftstoffzufuhr, Turboaufladung, Kühlung, Schmiersystem etc.).
• Der Ressourcen-Nebenprozesses (LK) sorgt für den nötigen Vorrat an Systemluft im Druckspeicher gemäß dem isothermen Kompressionsmodell. Ein derartiger Druckspeicher kann dabei auf einfache Weise in Form eines Strukturbehälters als Versteifungselement in die Karosserie eines jeden Pkw eingebaut werden (z. B. Schweller). Auf diese Weise erreicht man Festigkeit und Gewichtseinsparung zugleich (Pos. 1, Zeichnung Seite 25, 25.1 und 25.2).
• Um das isotherme Verdichtungsmodell annähernd in die reale Praxis umzusetzen, wird ein vielstufiger Kompressor (z. B. zweistufig) mit Zwischenkühlung eingesetzt (LK), 23.2. Er gewährleistet in Abhängigkeit vom jeweiligen Vorratszustand des Druckspeichers dessen ,intermittierende' Nachfüllung mit Systemluft. Unter dem Begriff ,intermittierend' ist der sich mit unterschiedlichem zeitlichen Abstand stetig wiederholende Einsatz dieses Nebenaggregats in Abhängigkeit vom aktuell herrschenden Druckspeicher-Innendruck zu verstehen. Dabei kommt es bei Erreichen eines bestimmten inneren Minimaldrucks zur Einschaltung, und bei Erreichen eines maximalen inneren Drucks zur Ausschaltung des Nebenaggregats.
• Für diese Aufgabe sind die kontinuierlichen Rotationskompressoren ohne zyklischen Vorgang besonders geeignet. In erster Linie werden Lamellen- und Schraubenverdichter eingesetzt, die beide zur Gruppe der Rotationsverdichter gehören. Dabei senkt die Öleinspritzung in die Kompressorstufe den thermischen und mechanischen Verlust ganz erheblich. Das injizierte Öl wird in Separatoren am Auslauf des Kompressors aus der verdichteten Luft entfernt und nach erfolgter Kühlung wieder in den Kompressionsprozess zurückgeführt. Schraubenkompressoren sind einfach aufgebaut, verfügen über kleine Abmessungen, eine geringe Masse und weisen eine gleichmäßige, pulsationsfreie Förderung sowie einen ruhigen Lauf auf. In mehrstufiger Ausführung ereichen sie bis zu 30 bar Überdruck/Stufe. Damit sind sie für den mobilen Einsatz bei einem Nebenaggregat bestens geeignet. Von Nachteil ist allerdings der relativ hohe Preis von Schraubenkompressoren. Im Vergleich mit den komplexen Schraubenverdichtern bestehen die hinsichtlich Aufbau und Wirkungsweise unkomplizierten Lamellenkompressoren aus weniger als der Hälfte an beweglichen Teilen und verursachen somit einen deutlich geringeren Wartungsaufwand und auch wesentlich niedrigere Anschaffungskosten. Lamellenkompressoren überzeugen zudem durch ihre reibungslose Arbeit sowie eine Laufzeit von etwa 100.000 bis 150.000 Stunden, was etwa dem Doppelten der üblichen Lebensdauer von Schraubenverdichtern entspricht. Auf Grund der sich selbst anpassenden Lamellen gewährleisten Lamellenkompressoren normalerweise während ihrer gesamten Lebensdauer eine weitestgehend uneingeschränkte Leistung. Hinzu kommt, dass sich Lamellenkompressoren konstruktiv sehr einfach als mehrstufig ausführen lassen (SMP 'Pneumofore SpA' und 'Hydrovane'). Für den mobilen Einsatz sind sie aufgrund ihres guten Preis-Leistungsverhältnisses besonders geeignet. In mehrstufiger Ausführung bewirken sie durch Öl- und Zwischenkühlung der in den Strukturtanks gespeicherten hochkomprimierten Luft eine annährend isotherme Zustandsänderung. Wie in der Verdichtungstechnik üblich, wird die Produktion der benötigten Systemluft – je nach Vorratsstand der hochkomprimierten Luft im Strukturtank – über Drucksensoren automatisch gesteuert.
• In diesem Zusammenhang zeigt sich die Notwendigkeit, die negative Kompressionsleistung des Nebenprozesses in Abhängigkeit von Druck und Menge der komprimierten Luft zu betrachten. Das Diagramm Seite 21, 21.1, verdeutlicht die erforderliche indizierte Kompressionsleistung L_K (kw) für die Verdichtung einer bestimmten Luftmenge G_L (kg/min) in Abhängigkeit vom erzielten Verdichtungsdruck (entspricht dem Einspritzdruck p_i beim Additionsprozess). Hierbei wird die adiabatische Zustandsänderung der Luft in einem einstufigen Verdichtungsprozess lediglich theoretisch (Idealgas) betrachtet. Pkt. 1 bezeichnet den Zustand beim Ottoprozess (Verdichtungsverhältnis = 10, Kompressionsdruck ca. p_comp = 22 10⁵ Pa), Pkt. 2 den entsprechenden Zustand beim Additionsprozess (Einspritzdruck ca. p_i = 50 10⁵ Pa). Ein besonderes Augenmerk verdient dabei das Verhältnis zwischen Druck und Menge der produzierten Systemluft. So steigt bei einer Verdoppelung der Luftmenge die negative Kompressionsleistung etwa um das Doppelte an, wohingegen das Halbieren der Luftmenge bei gleicher Leistung einen vier- bis fünffachen Luftdruck ermöglicht. Dank des problemlosen Einsatzes eines erhöhten Einspritzdrucks (+dp) realisiert der Additionsprozess durch die entsprechende Erhöhung des thermopneumatischen Wirkungsgrads (6.2) eine signifikante Reduktion des Verbrauchs an Kraftstoff als auch an Luft, dies bei gleichzeitiger Verminderung der negativen Kompressionsleistung –dA_K (z. B. 22.1: ca. 30 Prozent). Beim Ottoprozess gehen dabei mehr als 25 Prozent der Indizierten Arbeit durch die adiabatische Verdichtung verloren. Beim realen Ottomotor erweist sich die negative Kompressionsarbeit als noch bedeutend größer, weil der effektive Wirkungsgrad der internen Verdichtung teillastabhängig im Durchschnitt auf deutlich unter 50 Prozent geschätzt wird.
• Im Gegensatz hierzu fällt beim Additionsprozess aufgrund der Erhöhung des Einspritzdrucks und des mehrstufigen Verdichtungsprozesses (isothermes externes Kompressionsmodell) der Anteil der negativen Kompressionsarbeit an der Indizierten Arbeit deutlich unter 20 Prozent aus. Zusätzlich erreichen die realen vielstufigen Kompressoren einen effektiven Wirkungsgrad von nahezu 80 Prozent. Gemäß erster Vorkalkulationen kann davon ausgegangen werden, dass für die Nebenfunktionen (L_N) eines Mittelklasse-Autos weniger als 20 Prozent der Leistung (L_2XA) des Additionsmotors 2XA benötigt werden (Wirkungsgrad des Kompressors ca. > 75 Prozent). Dadurch gilt für das Hybridaggregat AHA/LK als Faustregel: L_N = 0.2 × L_2XA (3.2-01)
• Die energetische Bilanz der innovativen Antriebstrategie bezüglich der negativen Verdichtungsarbeit orientiert sich im Wesentlichen an der Abwärme- und Abgasrekuperation. Bei konventionellen Brennkraftmotoren bleiben mehr als 60 Prozent der Verbrennungsenergie des Kraftstoffs ungenutzt, sie entweichen in Form von Abwärme über die Abgase und das Kühlwasser. Da für die Produktion der Systemluft ca. 20 Prozent der effektiven Leistung des Additionsmotors 2XA benötigt werden, reicht die Rückgewinnung der verlorenen Abgasenergien allein durch die Rekuperation der kinetischen Energie des Ausstoßgases über eine Abgasturbine für diesen Zweck nicht aus (Rückgewinnung der traditionellen Compound-Abgasturbine 2–7 Prozent der effektiven Motorleistung). Im Gegensatz dazu wird beim Rekuperativen Additionsprozess des Motorsystems AMS die Lage von Pkt. 4 im p-v-Diagramm regulierbar! Durch die zusätzliche Wirkung der sekundären Einspritzung der Systemluft und des Hinterdrucksystems BPS erweist sich der thermokinetische Gewinn der Compound-Abgasturbine AT als signifikant höher (auch mehr als 20 Prozent der effektiven Motorleistung möglich):
  Die Zeichnung Seite 24, 24.2, zeigt das Hybridaggregat AHA/LK als Weiterentwicklung der ursprünglichen Antriebsvariante AV-4, TB/G aus der Innovation AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik). Das Aggregat besteht aus drei Arbeitssträngen: einem zentralen 'Antriebsstrang' und zwei seitlichen Nebensträngen. Der Antriebsstrang beherbergt den Additionsmotor 2XA, der erste seitliche 'Rekuperationsstrang' die Compound-Turbine AT. Der dem Rekuperationsstrang gegenüber liegende 'Kompressionsstrang' nimmt das Kompressionsaggregat LK auf. Der Additionsmotor 2XA sorgt dabei durch den Additionsprozess für den 'Primärantrieb' A_2XA, die Compound-Turbine AT durch die Abgasrekuperation für den 'Sekundärantrieb' A_T. Der Kompressionsstrang leistet durch das Kompressionsaggregat LK die Kompressionsarbeit A_K zur Nachfüllung des Druckspeichers mit Systemluft. Die Kompressionsarbeit A_K kommt entweder durch die mechanische Momentübertragung aus den beiden arbeitsproduktiven Strängen (Antriebsstrang und Rekuperationsstrang) oder durch den Elektromotor/Generator EM/G oder auch durch eine Kombination der beiden Optionen zustande. Die mechanische Momentübertragung zwischen den Strängen wird durch den Kraftverteiler T gewährleistet. Er leistet die mechanische Momentdifferenzierung (möglich ist eine feste oder auch eine variable Übersetzung) zwischen den beiden seitlichen Nebensträngen und dem Antriebsstrang. Die Pfeile bezeichnen dabei den Fluss der Arbeitsdifferenzierung zwischen den Antriebssträngen. Die Summe aus produziertem Primärantrieb A_2XA und Sekundärantrieb A_T teilt sich in den häufigsten Antriebssituationen in die erforderliche Kompressionsarbeit A_K und die 'Antriebsarbeit' A auf.
• Im Gegensatz zu konventionellen Brennkraftmotoren erfordert der kompressionslose Additionsmotor 2XA weder einen Leerlauf noch einen elektrischen Anlasser. Der Betriebsstart erfolgt durch die primäre Einspritzung der vorrätigen Systemluft. Ist diese allerdings nicht vorhanden, kann der Additionsmotor 2XA nicht gestartet werden. Ein ausreichender Vorrat an Systemluft im Druckspeicher gehört demzufolge zu den obligaten Initialbedingungen für den Betriebsstart des Hybridaggregats AHA/LK. Ein zweites mögliches Problem ist mit der Effizienz der Compound-Abgasturbine AT bei niedrigen Drehzahlen verbunden. Diese verfügt nämlich nur in einem eingeschränkten Arbeitsbereich zwischen bestimmten maximalen und minimalen Umdrehungszahlen (Minimum ca. 10.000 U/min) über einen günstigen Wirkungsgrad. Deshalb ist die Energetisierung des Nebenprozesses bei instationären Betriebszuständen alleine durch die mechanisch feste Übersetzung zwischen den Antriebssträngen keine optimale Lösung. Die moderne Hybridtechnik bietet allerdings die mechatronische Integration der beiden Antriebstechniken, – die Kombination von traditioneller Brennkraftmaschine und Elektromotorik. Das Konzept von Hybridfahrzeugen (Hybrid Electric Vehicle, HEV) verbindet Kraftstoffeinsparung, Reduzierung von CO2- und anderen Schadstoffemissionen und gleichzeitig eine Erhöhung des Fahrkomforts. Für die im Straßenverkehr gewöhnlich vorliegenden instationären Betriebszustände zeigt die höhere Elektrifizierungsstufe Vorteile hinsichtlich Leistung und Effizienz. Dabei gibt es eine Vielzahl von HEV-Konfigurationen (seriell, parallel etc.), die zum Teil verschiedene Optimierungsziele verfolgen und die elektrische Energie auf unterschiedliche Weise zum Antrieb des Fahrzeugs nutzen. Der konventionelle Hybridantrieb mildert die Nachteile traditioneller Brennkraftmotoren ab, dies allerdings nur in bestimmten Betriebszuständen. Dabei darf nicht außer Acht gelassen werden, dass auch hier, je nach Antriebsstrategie, ein subtraktiver Brennkraftmotor zugeschaltet und üblicherweise in Teillast betrieben wird. Die Antriebsstrategie bezeichnet dabei das beim jeweiligen Hybridfahrzeug vorliegende Anwendungskonzept, bezogen auf den vorgesehenen Betriebsanteil und die Rolle des Brennkraftmotors einerseits und des E-Motors auf der anderen Seite. Je nach Zielsetzung durch die jeweilige Elektrifizierungsstufe unterscheidet man bei den HEV-Konzepten nach Mikrohybrid, Mildhybrid und Vollhybrid. Diese Elektrifizierungsstufe bleibt auch bei der innovativen Hybridaggregaten AHA/LK anwendbar.
• Die Energetisierung der Kompressionsarbeit A_K kann je nach Antriebsart hauptsächlich erfolgen als:
• (A) 'Rekuperationsbetrieb' – mechanische Differenzierung von Antrieb A_(R) und Kompressionsarbeit A_K
• (B) 'Elektro-Rekuperationsbetrieb' – elektromechanische Differenzierung von Antrieb A_(R) und Kompressionsarbeit A_K (Plug-In durch den elektrischen Batteriebetrieb E).
• – (A) Rekuperationsbetrieb des Hybridaggregat AHA/KL:
• Im diesen Fall leistet das Hybridaggregat AHA/KL die Kompressionsarbeit A_K zum größten Teil durch Abgas-Rekuperation. Demzufolge wird diese Energetisierungsart des Nebenprozesses als 'Rekuperationsbetrieb' (1) bezeichnet. Hinsichtlich der Arbeitsbilanz entspricht die Summe von produziertem Primärantrieb A_2XA und Sekundärantrieb A_T der Summe von abgeleiteter nützlicher 'Antriebsarbeit' A_(R) und Kompressionsarbeit A_K; A_(R) + A_K = A_2XA + A_T (3.2-02)
• Die nützliche Antriebsarbeit A_(R) des Rekuperationsbetriebs (R) hängt dabei von der Differenz aus dem Sekundarantrieb A_T der Compound-Turbine AT und der Kompressionsarbeit A_K ab: A_(R) = A_2XA + (A_T – A_K) (3.2-03)
• Der effektive Wirkungsgrad des Hybridaggregats AHA/LK im Rekuperationsbetrieb wird als hybrider Wirkungsgrad η_H(R) bezeichnet. Dieser entspricht bekanntlich dem Quotienten aus nützlicher Antriebsarbeit A_(R) und der durch die Kraftstoffverbrennung eingeführten Wärme Q₍₊₎;

  
• Der erste Quotient bezeichnet den Effektiven Wirkungsgrad η_e des Additionsmotors 2XA, der zweite Quotient entspricht dem 'Rekuperationssupplement':
  'Rekuperationssupplement':

  
• Entsprechend ergibt sich der hybride Wirkungsgrad η_H(R) aus aus der Addition von effektivem Wirkungsgrad η_e des Additionsmotors 2XA und Rekuperationssupplement Δ_R: η_H(R) = η_e + Δ_R (3.2-07)
• Das Rekuperationssupplement kann dabei durch die 'differenzierte Rekuperationsarbeit' dA_R entweder einen negativen oder einen positiven Wert oder sogar den Wert Null annehmen: dA_(R) = A_T – A_K (3.2-08)
• Da der Kolbenweg immer einen konstanten Wert aufweist, teilt sich der Anteil der Verbrennungsexpansion in Abhängigkeit von wechselhaften Betriebszuständen und Umdrehungszahlen in unterschiedlichem Maße zwischen dem Additionsmotor 2XA und der Compound-Abgasturbine AT auf. Aus diesem Grund ist durch die Betriebsvariationen auch das Rekuperationssupplement Schwankungen unterworfen und damit auch der hybride Wirkungsgrad.
• 1) 'Subtraktiver Rekuperationsbetrieb': Bei einer kleineren Teillast und niedrigen Umdrehungszahlen erfolgt der größte Anteil an der Verbrennungsexpansion im Additionsmotor 2XA. Dadurch hat die Compound-Turbine AT einen kleineren Anteil an der Expansion; als Folge hiervon nimmt die Sekundärarbeit A_T ab. Für den Fall, dass die Rekuperationsarbeit A_T kleiner als die entsprechende Kompressionsarbeit A_K ausfällt, wird das Rekuperationssupplement negativ. Da der fehlende Anteil der Kompressionsarbeit vom Additionsmotor 2XA geliefert werden soll, wird der hybride Wirkungsgrad η_H(R) kleiner als der effektive Wirkungsgrad η_e des Additionsmotors 2XA. A_T < A_K → Δ_R < 0 → η_H(R) < η_e (3.2-09)
• 2) 'Balance-Rekuperationsbetrieb': Bei einer bestimmten Teillast und moderaten Umdrehungszahlen des Additionsmotors 2XA befinden sich Sekundärarbeit A_T und Kompressionsarbeit A_K im Gleichgewicht. Folglich nimmt das Rekuperationssupplement den Wert 0 an. Dadurch gleichen sich hybrider Wirkungsgrad η_H(R) und effektiver Wirkungsgrad η_e des Additionsmotors 2XA aus. A_T = A_K → Δ_R = 0 → η_H(R) ≡ η_e (3.2-10)
• 3) 'Additiver Rekuperationsbetrieb': Bei Volllast und hohen Umdrehungszahlen des Additionsmotors 2XA wird der Anteil der Verbrennungsexpansion in der Compound-Turbine AT größer und nimmt damit auch die Sekundärarbeit A_T zu. In diesem Fall ist zu erwarten, dass die Sekundärarbeit A_T (geschätzt > 20 Prozent der effektiven Leistung des Additionsmotors 2XA) trotz steigenden Verbrauchs an Systemluft größer wird als die dazu benötigte Kompressionsarbeit A_K (geschätzt < 20 Prozent der Effektiven Leistung des Additionsmotors 2XA). A_T > A_K → Δ_R < 0 → η_H(R) > η_e (3.2-11)
• Der Additive Rekuperationsbetrieb (3) weist dabei nur anscheinend den effektivsten Betriebszustand auf. Wie im Abschnitt ,Rekapitulation des Prozessablaufs' (Seite 42) schon gezeigt, leistet das Motorsystem AMS bei einer kleineren Teillast ein höheren effektiven Wirkungsgrad η_e. Um eine Überhitzung des Additionsmotors 2XA zu vermeiden, nimmt bei höherer Teillast aufgrund der sekundären Einspritzung zudem der Verbrauch an Systemluft (innere rekuperative Kühlung) und damit auch die Kompressionsarbeit A_K für die Nachfüllung des Druckspeichers signifikant zu. Die Definition des 'Balance-Rekuperationsbetriebs' (= 'Balancebetrieb') legt darüber hinaus den jeweiligen optimalen Betriebszustand und die jeweilige konstruktive Auslegung des Hybridaggregats AHA/LK fest. So befindet sich beispielsweise ein mit einer konstanten Geschwindigkeit von 130 km/h auf ebener Straße fahrender Pkw im Balancebetriebzustand. Eine der Volllast entsprechende Situation kommt dabei nur in äußerst kurzen Zeitphasen (bis zu 1 min) und in weniger als 5 Prozent der gesamten Fahrtdauer vor. Ausgehend vom Additionsergebnis des Primärantriebs A_2XA des Additionsmotors 2XA und des Sekundärantriebs A_T der Compound-Abgasturbine AT differenziert sich der Antrieb für die nötige Kompressionsarbeit A_K des Lamellenkompressors LK. Die effektive Antriebsarbeit A_(R) als das Ergebnis dieser Differenzierung, entspricht beim Balancebetrieb – durch den Ausgleich zwischen dem Sekundärantrieb A_T der Abgas-Rekuperation und der Kompressionsarbeit A_K der Druckspeichernachfüllung – der effektiven Arbeit A_2XA des Additionsmotors 2XA. Gemäß (3.1-9) gleicht sich dadurch auch der hybride Wirkungsgrad η_H(R) des Hybridaggregats AHA/LK mit dem effektiven Wirkungsgrad η_e des Additionsmotors 2XA aus.
• Hieraus wird ersichtlich, dass eine vollständige Energetisierung der Kompressionsarbeit A_K bei instationären Betriebszuständen einzig und alleine durch die Rekuperationsarbeit der Compound-Abgasturbine AT, also ohne mechanische Unterstützung des Additionsmotors 2XA realistischerweise nicht zu erwarten ist. Insofern erweist sich eine höhere Elektrifizierungsstufe als bessere Lösung.
• – (B) ELEKTRO-Rekuperationsbetrieb des Hybridaggregat AHA/KL:
• Dabei wird das Ziel verfolgt, die stabile Energetisierung von Antriebsarbeit A_(ER) und Kompressionsarbeit A_K durch die elektromotorische Unterstützung des Elektro-Rekuperationsbetriebs (2) zu erreichen. Dadurch weist die Arbeitsbilanz im Elektro-Rekuperationsbetrieb eine zusätzliche elektromotorische Arbeit E_K auf: A_2XA + A_T + E_K = A_K + A_(ER) (3.2-12)
• Ähnlich wie im Fall des Rekuperationsbetriebs gilt auch für den Elektro-Rekuperationsbetrieb: η_H(ER) = η_e + Δ_ER (3.2-13)
• Dieser hybride Wirkungsgrad η_H(ER) bringt dabei keine gesamte Energetische Bilanz zum Ausdruck, sondern gibt lediglich die Kraftstoffeffizienz des Hybridaggregats AHA wieder. Das 'Effizienzsupplement des Elektro-Rekuperationsbetriebs' weist durch die doppelte Energetisierung (Abgasrekuperation + E-Strom) wieder einen additiven Wert auf:

  
• Der erste Quotient bezeichnet gemäß (3.1-05) das Rekuperationssupplement. Das 'Elektrosupplement' Δ_E (Elektromotorik) ergibt sich als Quotient aus der elektromotorischen Unterstützung E_K und der durch die Kraftstoffverbrennung zugeführten Wärme Q₍₊₎. Dabei handelt es sich auch um den Referenzwert für den Effizienzgewinn des Hybridaggregats AHA/LK in Ausführung eines Plug-In Systems durch die Elektromotorik. Dadurch ergibt sich die Möglichkeit, bei ungünstigen Betriebsituationen die fehlende rekuperative Sekundärarbeit A_T durch die elektromotorische Arbeit E_K zu kompensieren: dA_(ER) = A_T – A_K + E_K > 0 (3.2-15)
• Die Antriebsstrategie des Elektro-Rekuperationsbetriebs besteht darin, die Summe von rekuperativer Sekundärarbeit A_T und elektromotorischer Arbeit E_K durch ein stets positives Effizienzsupplement immer größer als die negative Kompressionsarbeit A_K zu halten (Additionsprinzip!). A_T + E_K > A_K (3.2-16)
• Auf diese Weise gewährleistet die innovative Hybridtechnik mittels Plug-In-System trotz instationärer Betriebszustände eine noch höhere permanente Effizienz:
  Plug-In Elektro-Rekuperationsbetrieb; η_H(ER) ≥ η_e(2XA) (3.2-17)
• Neben der Unterstützung der Nachfüllung der Systemluft bietet die Elektrifizierung auch die Unterstützung des Antriebs und die Bremsrekuperation. Dabei werden, wie im Fall der klassischen Hybridantriebe, verschiedene Stufen der Elektrifizierung des Hybridaggregates AHA/LK denkbar. Außerdem gewährleistet der elektrische Betrieb der Luftkompression vor jedem Betriebsstart die hierfür erforderlichen 'Initialbedingungen durch die Nachfüllung des Behälters mit Systemluft.
• So innovativ und zukunftsweisend die gegenwärtige Hybridtechnologie sich auf den ersten Blick darstellen mag, so bricht sie doch nicht mit dem entscheidenden Nachteil traditioneller Brennkraftmotoren: Tatsächlich übernahmen bislang alle auf dem Markt befindlichen Hybridmotoren deren ineffizientes Subtraktionsprinzip (zyklisch erfolgende Verminderung der Ansaug- und Kompressionsarbeit der integrierten Lufprozessierung). Neben dem abträglichen Subtraktionsprinzip leidet die moderne Hybridtechnik zunehmend auch unter der aus mehreren Gesichtspunkten als unvernünftig zu bewertenden ”Elektrifizierung um jeden Preis”. Diese Entwicklung führt nicht zuletzt auch dazu, dass Hybridautos immer schwerer, immer unwirtschaftlicher und alles in allem auch zu teuer werden.
• Nicht anders als „konventionelle” Hybridmotoren folgt auch das Hybridaggregat AHA/LK dem Grundgedanken eines elektro-hybriden Antriebs im Sinne einer optimalen Elektrifizierung, – dies allerdings mit einem Unterschied von entscheidender Bedeutung: Durch das Additionsprinzip revolutioniert es den Brennkraftprozess selbst.
• Das Hybridaggregat AHA/LK, 24.2, zeigt sich in Ausführung entweder eines Mikrohybrids oder eines Mildhybrids. Hierbei findet im Kompressionsstrang ein Elektromotor/Generator EM/G zwischen dem zweistufigen Lamellenkompressor LK und dem Kraftverteiler T Platz. Zwischen Elektromotor/Generator EM/G und Kraftverteiler KV befindet sich zusätzlich die Mikrokupplung k. Diese ermöglicht durch die Abkoppelung des Kompressionsstrangs die separate elektrische Produktion der Systemluft, welche bei Systemstillstand und/oder mangelhaften Betriebszuständen (niedrige Umdrehungszahl und ungünstige Teillast) wiederum für eine ungestörte Nachfüllung des Strukturtanks Pos. 1 (26.1 und 26.2) sorgt. Der auf diese Weise permanent ausreichende Vorrat an Systemluft garantiert so in allen Situationen den problemlosen Betriebsstart des Hybridaggregats AHA/LK. Neben der Produktion der Systemluft durch die gewöhnliche mechanische Differenzierung der Arbeit des Additionsmotors 2XA und der Compound-Abgasturbine AT, ermöglicht die Einschaltung des Kompressionsstrangs zusätzlich die Produktion des E-Stroms (Generatorbetrieb des EM/G). Im Rekuperationsstrang ist zwischen Compound-Turbine AT und Kraftverteiler T ein variables Zwischengetriebe VR untergebracht, das für die Regulierung der Umdrehungszahlen der Compound-Turbine AT in Abstimmung mit den Umdrehungszahlen des Additionsmotors 2XA sorgt.
• Die Zeichnung Seite 25, 25.1, stellt ein Hybridaggregat AHA/LK als Vollhybrid-Aggregat vor, mit dem vorrangigen Ziel der stabilen elektromechanischen Differenzierung der Antriebsarbeit. Der Additionsmotor 2XA findet sich wiederum im zentralen Antriebsstrang und ist über die Kupplung K an den Kraftverteiler T angekoppelt. Die Antriebstrategie des innovativen Vollhybrid-Aggregats basiert auf einem mechatronischen System, das durch das Zusammenwirken von mechanischen, elektronischen und informationstechnischen Elementen und Modulen wechselhafte Fahrtsituationen managt. Die Elektromotorik steht dabei durch die Abgas- und Bremsrekuperation im Dienst der nötigen Produktion der vorkomprimierten Luft.
• Der 'Rekuperationsstrang' nimmt zwischen der Compound-Abgasturbine AT und dem Kraftverteiler T den Elektromotor/Generator EM/G 1 auf. Im Kompressionsstrang findet sich zwischen dem zweistufigen Lamellenkompressor LK und dem Kraftverteiler KV ein Elektromotor/Generator EM/G 2. Die Elektromotoren/Generatoren EM/G 1 und 2 sind beidseits (optional: einseitig) mit den Mikrokupplungen k (elektromagnetisch oder pneumatisch) versehen. Diese ermöglichen die zielgerichtete Ab- und Ankoppelung des Nebenstrangs bzw. des Lamellenkompressors LK und der Compound-Abgasturbine AT.
• Durch die Abkoppelung des 'Rekuperationsstrangs' vom Kraftverteiler T wird beispielsweise während mangelhafter Betriebszustände des Additionsmotors 2XA (niedrige Umdrehungszahl, ungünstige Teillast) durch den Elektromotor/Generator EM/G 1 eine moderate Produktion des E-Stroms möglich.
• Die Abkoppelung des 'Kompressionsstrangs' vom Kraftverteiler T hingegen gewährleistet während solcher mangelhafter Betriebszustände des Additionsmotors 2XA, dass über den Elektromotor/Generator EM/G 2 die vollelektrische Nachfüllung der Systemluft erfolgen kann. Die gleichzeitige Abkoppelung von Lamellenkompressor LK, Compound-Abgasturbine AT und Additionsmotor 2XA schließlich ermöglicht eine rein elektrische Fahrt. Dabei ist es besonders wichtig, dass die An- und Abkoppelung der Kupplungen extrem sanft und so für die Insassen unbemerkt abläuft. Diese Aufgabe wird über das Hybridmanagement durch den elektrischen Synchronisierungs-Prozess* geregelt. Dabei liefert ein Umdrehungssensor die Daten über die Umdrehungszahlen der Zahnräder im Kraftverteiler T. Um bei den jeweiligen Fahrtsituationen dezent mitwirken zu können, wird der Elektromotor/ Generator zunächst im Passivlauf augenblicklich auf entsprechende Umdrehungszahlen beschleunigt und anschließend über die Mikrokupplungen k „aktiv” angekoppelt (*Stand der Technik – Aufladesystem für eine Brennkraftmaschine in Hybridausführung – Druckschrift DE 10 2006 045 937.7-26 ). Aus diesem Grunde setzt das Hybridaggregat AHA/LK kleinere hochdrehbare Elektromotor/Generatoren EM/G-1 mit geringen Rotationsmassen ein.
• Die kombinierte elektromechanische Differenzierung von Primärem und Sekundärem Antrieb, – mechanisch über den Kraftverteiler T und elektrisch über die Elektromotoren/Generatoren EM/G-1 und EM/G-2 –, ermöglicht den erwünschten stabilen Elektro-Rekuperationsbetrieb trotz instationärer Betriebszustände:

  Strang		Antriebsdifferenzierung		Differenzierungsergebnis
  		Mechanisch	Elektrisch	Antrieb
  Antriebsstrang	Additionsmotor 2XA	+A2X		+A2XA
  Rekuperationsstrang	Co.-Abgasturbine AT (+)	+AT		dAT = AT – ET
  	Generatormode EM/G 1		–ET
  Kompressionsstrang	Kompressor LK (–)	–AK		dAK = EK – AK
  	Elektromotorik EM/G 2		+EK
  Differenzierungsergebnis:		AER = A2XA + AT – AK	E = ET – EK	AER = A2XA + dAT + dAK

• Die erste Stufe der Arbeitsdifferenzierung erfolgt bereits innerhalb des Nebenstrangs. Im 'Balancebetrieb' ergibt sich die Differenzierte Arbeit des Rekuperationsstrangs dA_T aus der Differenz der Sekundärearbeit der Compound-Abgasturbine W_AT und der Generierungsarbeit des E-Stroms E_AT. Die nutzbare Antriebsarbeit des Vollhybrid-Aggregats erhält man am der Addition der Antriebsarbeit A_2XA des Additionsmotors 2XA (aus dem Antriebsstrang) und der Differenzierten Arbeit von 'Rekuperations'- (dA_T) und 'Kompressionsstrang' (dA_K).
• Die Zeichnungen Seite 25, 25.2, bilden das Hybridaggregat AHA/LK in der Ausführung eines Vollhybrid-Aggregats als Motorsystem ab, das sich durch einfache Ankopplung über ein herkömmliches Getriebe in ein Fahrzeug einbauen lasst. Das Vollhybrid-Aggregat erweist sich somit als Weiterentwicklung der Antriebsvariante AV-4 ”T” aus Druckschrift AMICES DE 10 2008 008 859 A1 (Stand der Technik). Für die erforderlichen Nebenfunktionen sind im Wesentlichen zwei Module vorgesehen: das Modul Systemluft M2 und das Modul Abgasrekuperation M3 (25.2). Wie gezeigt, ist der Additionsmotor 2XA (Modul M1) des Vollhybrid-Aggregats aufgrund seiner weitgehend unkomplizierten Konstruktion und seiner Effizienz und Leistungsdichte in der Lage, das hohe wirtschaftliche Potential des innovativen Additionsprozesses in praxi zu verwirklichen. Die moderne mechatronische Hybridtechnik realisiert damit die problemlose Umsetzung der externen Kompression durch die Antriebselektrifizierung gemäß dem isothermischen Verdichtungsmodell laut Additionsprinzip.
• Wirkungen der Innovation AMICES II
• Vor dem Hintergrund vielleicht nur noch für wenige Jahrzehnte ausreichender Erdöl-Ressourcen ist vor allem die Autoindustrie gefordert, sich den aus diesem Sachverhalt zwangsläufig ergebenden Herausforderungen zu stellen. Nachdem der Verbrennungsmotor nach überwiegender Meinung von Experten noch lange Zeit die dominierende Antriebstechnologie sein wird, gilt die verstärkte Entwicklung Energie sparender, also verbrauchsgünstiger und damit zugleich umweltschonender Brennkraftmaschinen als vorrangige Pflichtaufgabe der Autohersteller.
• Unter dem Gesichtspunkt der Arbeitsproduktion wirkt bei traditionellen Brennkraftmotoren die prozessintegrierte adiabatische Kompression aufgrund der negativen Verdichtungsarbeit grundsätzlich der Verbrennungsexpansion entgegen. Wenngleich Otto- oder Dieselmotoren in den rund 150 Jahren Motorenentwicklung eine Reihe beachtenswerter und auch bedeutender Verbesserungen erfuhren, kranken sie bis heute an diesem ineffizienten Subtraktionsprinzip.
• Nachdem die Mehrzahl der Fachleute auch für die Zukunft keine wirklich nennenswerte Steigerung der Effizienz konventioneller, d. h. dem Subtraktionsprinzip folgender Motorsysteme erwartet, hat es den Anschein, als drängten nach der Politik nun auch die etablierten Autohersteller auf eine alsbaldige Ablösung des traditionellen Brennkraftantriebs durch den Elektroantrieb.
• Die Elektrifizierung der Automobile spielt demnach bereits mittelfristig eine zunehmend wichtigere Rolle: Während ein moderner Elektromotor/Generator problemlos einen Wirkungsgrad von über 90 Prozent erreicht, schafft ein ebenso moderner Pkw aufgrund seines subtraktiven Brennkraftmotors kaum einen effektiven Wirkungsgrad von 25 Prozent. Vergleicht man allerdings die energetische Kapazität eines handelsüblichen Kraftstoffs mit dem einer Lithium-Ionen-Batterie, so offenbart allein dies die Schwachpunkte des rein elektrischen Antriebs (klassischer Kraftstoff: ca. 11,2 kWh/kg – Li-Ionen-Batterie: 0.2 kWh/kg). Wegen der nach wie vor geringen Kapazität der gegenwärtigen elektrischen Speichertechnik überwiegen trotz aller hypothetischen Vorteile des Elektroantriebs vorerst noch dessen Nachteile, so vor allem unbefriedigende Reichweiten, das hohe Gewicht und die beträchtlichen Kosten der Batterien, auch die nicht völlig von der Hand zu weisenden Sicherheitsrisiken der Lithium-Batterie-Systeme. Die Wirtschaftlichkeit des reinen Elektroantriebs ist somit im Wesentlichen eng mit einer erfolgreichen Weiterentwicklung optimierter Batteriesysteme verknüpft.
• Die noch ungelösten Fragen in Hinblick auf den reinen Elektroantrieb lassen bei der Entwicklung moderner Antriebsysteme zunehmend die Hybridtechnik in den Vordergrund treten. Das zusätzliche Elektrosystem des herkömmlichen Hybridantriebs wird in Zusammenhang mit dem regenerativen Bremsverfahren zur Antriebsunterstützung des Brennkraftmotors bei Beschleunigung des Fahrzeugs oder, auf kürzeren Strecken, auch für den reinen Elektroantrieb benutzt. Prinzipbedingt zeigen sich die Vorteile des Hybridantriebs vor allem bei Stadtfahrten mit häufigem Halten und Anfahren. Bereits bei Überlandfahrten schrumpfen diese Vorteile jedoch, bei Autobahnfahrten vermisst man sie gänzlich. Von der kostenintensiven Konstruktionskomplexität einmal ganz abgesehen, erweist sich das zusätzliche Elektrosystem bisheriger Hybridantriebe schon bei normaler Straßenfahrt als Last ohne Nutzen, trägt dessen Gewicht dann letztlich nur zur erheblichen Steigerung des Fahrzeug-Gesamtgewichts bei. Ein zweiter entscheidender Nachteil: Selbst die moderne Hybridtechnik greift unverändert auf den traditionellen Brennkraftmotor mit seinem ineffizienten Subtraktionsprinzip zurück.
• Brennkraftmotorsysteme können in Form eines wesentlich höheren und stabilen effektiven Wirkungsgrads und in Hinblick auf Drehmoment und Leistung signifikant bessere Werte erreichen.
• Die entscheidende Rolle hierbei spielt die konsequente Hybridisierung durch das innovative Additionsprinzip, basierend auf der Umsetzung der Druckspeichertechnik und der polyvalenten Rekuperation der Wärmeenergie. Mit diesem zukunftsweisenden Wirkprinzip vollzieht sich zweifellos ein Paradigmenwechsel in der Motorenentwicklung, erfolgt die endgültige Abkehr vom subtraktiven Funktionsprinzip des Otto- und Dieselmotors und wird dieses durch das additive Funktionsprinzip des hybridisierten Motorsystems AMICES II Hybridaggregat AHA ersetzt. Der kompressionslose zweitaktige Additionsmotor 2XA als Herzstück dieses hybridisierten Motorsystems verspricht neben einer deutlich reduzierten Komplexität der konstruktiven Umsetzung ein bis jetzt noch nicht erreichtes Maß an effektivem Wirkungsgrad und an Leistungsdichte sowie einen nahezu linearen Verlauf des Drehmoments. Das Entfallen des Leerlaufs und des üblichen Gaswechsels (kein Ansaug- und Kompressionstakt – höhere Umdrehungszahl möglich!) ermöglicht zudem einen im Vergleich zum klassischen, also subtraktiven Brennkraftmotor, wesentlich breiteren Arbeitsbereich.
• Nicht anders als „konventionelle”, also herkömmliche Hybridmotoren, folgt auch das AMICES II Hybridaggregat AHA/LK dem Grundgedanken eines elektro-hybriden Antriebs im Sinne einer optimalen Elektrifizierung, – dies allerdings mit einem essentiellen Unterschied: Durch das Additionsprinzip revolutioniert es den Brennkraftprozess selbst.
• Geht man von des Wortes ureigener Bedeutung aus, kann das Hybridaggregat AHA zutreffend als das erste genuine Hybridmotorsystem betrachtet werden, gekennzeichnet durch:

  – eine bivalente Umgebung	Vorkomprimierungszustand + Umwelt
  – eine bivalente Einspritzung	Luft + Kraftstoff
  – eine bivalente Energetisierung	Kraftstoff + elektrischer Strom
  – eine bivalente Prozessierung	Rekuperativer Additionsprozess + Ressourcen-Nebenprozess
  – eine bivalente Arbeitstruktur	Thermopneumatische Injektionsarbeit + Verbrennungsexpansion
  – ein bivalentes Motorsystem	Tandemsystem (Compound) = Additionsmotor 2XA + Abgasturbine AT

• Wie bei den klassischen Hybridantrieben ist auch das elektrifizierte Hybridaggregat AHA als Mikrohybrid (Elektromotorik bis 3 kW/t), als Mildhybrid (Elektromotorik bis 10 kW/t) und als Vollhybridaggregat (Elektromotorik über 10 kW/t) denkbar.
• Da das Hybridaggregat AHA als Vollhybridaggregat nicht nur über die Kraftstoffverbrennung, sondern zusätzlich auf dem Wege der pneumatischen Wirkung der vorrätigen Systemluft energisiert wird, ergibt sich nach dem Additionsprinzip ein unvergleichlich hoher Wirkungsgrad und eine ebensolche Leistungsdichte. Die Antriebstrategie des Vollhybridaggregats basiert auf der mechatronischen Synergie von Additionsmotor 2XA und Nebenaggregaten in modularer Ausführung. Die Elektromotorik sorgt dabei primär für die Abgas- und Bremsrekuperation im Dienste der nötigen Produktion der Systemluft. Eine direkte elektromotorische Antriebsunterstützung ist für die AMICES II Hybridtechnik wegen der nach wie vor geringen energetischen Kapazität heutiger Batterien gegenwärtig von nachrangiger Bedeutung. Für die kontinuierliche Produktion der Systemluft durch einen doppelstufigen Lamellenkompressor LK sowie deren Zwischenkühlung und Speicherung werden ca. 20 Prozent der Leistung des Additionsmotors 2XA benötigt (15 Prozent für den Antrieb + 5 Prozent für Zusatzfunktionen des Wagens; Wirkungsgrad des Kompressors > 75 Prozent).
• Aufgrund des hohen und stabilen effektiven Wirkungsgrads des Vollhybrid-Aggregats zeichnet sich ein AMICES II HEV (Fahrzeug der Mittelklasse) durch eine signifikante Sparsamkeit im Verbrauch aus. Bei einem geschätzten effektiven Wirkungsgrad von mehr als SO Prozent ist ein durchschnittlicher Benzinverbrauch von weniger als 2,5 l/100 km zu erwarten. Mit anderen Worten: Ein AMICES II HEV kann mit einem 25 Liter fassenden Kraftstofftank eine Reichweite von mehr als 1000 Kilometer erzielen.
• Darüber hinaus bietet die Plug-In-Technik (Aufladen der Batterie aus dem elektrischen Stromnetz über eine einfache Steckdose) auch für das elektrifizierte Hybridaggregat AHA nach erweiterter Additionsarbeit der Elektromotorik noch weitere Optionen. So erfährt ein entsprechendes AMICES II PHEV auf diesem Wege eine doppelte Energisierung durch Kraftstoff und E-Strom.
  
  „Eine Erweiterung der Hybrid-Technik stellen die Plug-in-Hybride (PHEV) dar, die versuchen, den Kraftstoffverbrauch weiter zu senken, indem die Akkus nicht mehr ausschließlich durch den Verbrennungsmotor, sondern zusätzlich auch am Stromnetz aufgeladen werden können. Bei diesem Konzept wird gesteigerter Wert auf eine Vergrößerung der Akkukapazität gelegt, um auch größere Strecken ohne lokale Emissionen zurücklegen zu können Bei ausreichender Kapazität (etwa 60–80 Kilometer) können Kurzstrecken so ausschließlich im Elektrobetrieb zurückgelegt werden, während der Verbrennungsmotor lediglich als Generator zum Nachladen der Batterien verwendet wird, um auch größere Strecken zu ermöglichen. Dieser Technologie wird im Rahmen der Diskussion um die Elektromobilität eine große Zukunft vorhergesagt, da über 80 Prozent aller im Alltag gefahrenen Strecken innerhalb dieser Batterien-Reichweite liegen.”
  Quelle: http://de.wikipedia.org/wiki/Hybridelektrokraftfahrzeug
• Die Zeichnung Seite 26 verdeutlicht das innovative Konzept eines AMICES II PHEV, basierend auf dem modularen Vollhybrid-Aggregat AHA. Dank der Plug-In-Technik ermöglicht der gespeicherte elektrische Strom eine weitere Reduzierung des Kraftstoffverbrauchs, – dies zum einen durch die elektromotorische Unterstützung der Nachfüllung der Systemluft, darüber hinaus aber auch durch die Unterstützung des Antriebs sowie die dadurch möglich werdende rein elektrische Fahrt (z. B. bei Kurzstrecken wie Stadtfahrten, Staufahrt oder Manövrieren).
• Beispiel zum AMICES II PHEV:
• Die Zeichnungen Seite 26, 26.1 und 26.2, bilden ein AMICES II PHEV der Mittelklasse ab, mit einem zu Grunde gelegten Gesamtgewicht von weniger als 1300 kg. Letzteres ist vor allem in Hinblick auf den Kraftstoffverbrauch und damit die Reichweite des Fahrzeugs von Bedeutung.
• Additionsmotor 2XA* (Benzin, Arbeitsvolumen 500 ccm, Drei-Zylinder S/D = 1.27, S = 70 mm, D = 55 mm, Gemischbildung nach Konzept-2 mit sekundärer Einspritzung und Hinterdrucksystem BPS, primärer Einspritzdruck der Systemluft p_i = 50 × 10⁵Pa (erwartete Leistungsdichte ca. 400 kw/1000 cm beim 10.000 u/min).
• Für eine rein elektrische Nachfüllung der Systemluft (Kompressionsleistung L_K-Max) werden gemäß (F. 3.1-01, siehe S. 45) ungefähr 20 Prozent der Vollleistung des Additionsmotors 2XA von ca. L_2XA-Max = 200 kW/10000 u/min benötigt: L_K-Max = 0,2·L_2XA-Max = 40 kW (3.2-18)
• Wie gezeigt (S. 46), legt der 'Balancebetrieb' den optimalen Betriebszustand für die Definition des Hybridaggregats AHA/LK fest. Dementsprechend gilt dieser Betriebszustand als Referenzwert für die Definition der Leistung der Elektromotoren/Generatoren EM/G-1 und EM/G-2 wie auch für die Bestimmung der Batteriekapazität eines AMICES II PHEV. Der nachfolgend beschriebene Betriebszustand kann in diesem Zusammenhang als Orientierungshilfe dienen.
  
  „Moderne Fahrzeuge mit günstigem Luftwiderstandsbeiwert brauchen nur ca. 30 kW für 120 km/h auf ebener Autobahn. Wenn die höhere Leistung nur zeitlich begrenzt und nicht dauerhaft eingesetzt wird hat der Hybridantrieb mit zunehmendem Wirkungsgrad bei der Energieumwandlung und -speicherung eine Zukunft. Hier sind kleine Triebwerke mit Aufladung denkbar, deren Drehmomentschwäche im unteren Bereich durch zusätzlichen Elektroantrieb verbessert wird. Der Hybridantrieb muss auch im Überlandverkehr attraktiv werden.”
  Zitat: www.kfz-tech.de
• Dementsprechend benötigt man für den vorstehend definierten Balancebetrieb (Zitat) ungefähr 20 Prozent der Leistung des Additionsmotors 2XA für die Nachfüllung der Systemluft (davon ca. 15 Prozent für die Versorgung des Additionsmotors 2XA + 5 Prozent für die Zusatzfunktionen des Wagens, bei einem erwarteten Wirkungsgrad des zweistufigen Lamellenkompressors von ca. > 75 Prozent). Um diese Nebenfunktionen rein elektrisch zu gewährleisten, errechnet sich die summierte Mindestleistung L_K-Min der Elektromotoren/Generatoren EM/G-1 und EM/G-2 in Nebensträngen über den Kraftverteiler T wie folgt: L_K-Min = L_{K-Min EM/G-1} + L_{K-Min EM/G-2} = 0,2·L_2XA-Balance = 30 kW × 0,2 = 6 kW (3.2-19)
• Demzufolge reicht einem AMICES II PHEV bei der Geschwindigkeit von 120 km/h auf ebener Autobahn eine Leistung des jeweiligen Elektromotors/Generators EM/G-1 und EM/G-2 von ca. 3 kW für die rein elektrische Versorgung der Nebenfunktionen völlig aus. Außerdem deckt der Vorrat an Systemluft aus dem Druckspeicher sowie des E-Stroms aus der Batterie die periodische temporäre Volllast. Bei unzureichendem Vorratsstand wird die fehlende Leistung für die Nebenfunktionen logischerweise mechanisch über den Kraftverteiler T vom Additionsmotor 2XA abgezweigt. Weil derartige Fahrtsituationen jedoch vergleichsweise selten vorkommen, erscheint die Ausstattung des AMICES II PHEV mit einer maximalen Elektromotorik zur Gewährleistung der Nebenfunktionen nicht als optimale Lösung. L_K-Min = 6 kW << L_K-Max = 40 kW (3.2-20)
• Um hingegen eine rein elektrische Fahrt zu ermöglichen (definierter Fahrtzustand des Mittelklasse-PKW, Zitat), wird es erforderlich, für die Elektromotoren/Generatoren EM/G-1 und EM/G-2 eine Leistung von 15 kW zu kalkulieren. Laut der bisherigen Erfahrungsberichte über die derzeitigen Elektrofahrzeuge (z. B. Tesla: 1300 kg) wird für die rein elektrische Fahrt eine Batteriekapazität von 14 kwh/100 km benötigt, wobei das Lithium-Ionen-Batteriesystem über eine Leistungsdichte von etwa 1 kwh/10 kg verfügt. Das AMICES II PHEV hingegen benötigt im Balancebetrieb (Straßenfahrt gemäß obigen Ausführungen) zur kontinuierlichen Nachfüllung der Systemluft eine Leistung von maximal 6 kW. Eine Lithium-Ionen-Batterie mit einer Kapazität von nur 6 kWh (Gewicht ca. 60 kg) ermöglicht einem Mittelklasse AMICES II PHEV damit die folgenden Leistungen:
• A) Eine rein elektrische Fahrt über eine Streckenlänge von bis zu 30 km nach Vollladung
• B) Im additiven Rekuperationsbetrieb eine Fahrt über eine Streckenlänge von 100 km bei einem Kraftstoffverbrauch von weniger als 2 Liter/100 km (bei gleichzeitiger Gewährleistung aller Nebenfunktionen sowie der elektrischen Unterstützung beim Anfahren und Beschleunigen durch die Batterie).
• C) Im programmierbaren Rekuperationsbetrieb eine Fahrt über eine Streckenlänge von 100 km bis 1000 km. Die Energetisierung der Nebenfunktionen erfolgt durch die additive Wirkung von Abgasrekuperation und Batterieantrieb. Der Batterieunterstützung bei der Nachfüllung der Systemluft wird dabei in der Abhängigkeit zwischen der programmierten Fahrtweite und der Kapazität der Batterie planbar. Dadurch variiert der Kraftstoffverbrauch zwischen 2 l und 2,5 l, je nach Anforderung durch die geplante Fahrtstrecke.
• Auf Grund des selbst bei Teillast stabilen Wirkungsgrads stellt ein Mittelklasse AMICES II PHEV auch bei wechselhaften Betriebsbedingungen einen Durchschnittsverbrauch von weniger als 2 Liter/100 km in Aussicht. Ebenso ermöglicht es die multifunktionale Anwendung der vorhandenen Systemluft aus dem Druckspeicher (Zusatzfunktionen des Wagens wie Servogeräte, polyvalente Elektrorekuperation, Klimatisierung usw).
• Aufgrund seiner beeindruckenden Leistungsdichte (> 400 kW/1000 ccm Hubraum, Downsizing) und der überaus hohen Effizienz (deutlich mehr als 50 Prozent) lässt das innovative Motorsystem sowohl im Vergleich mit den modernen Hybridsystemen als auch dem mit traditionellen Diesel- und Otto-Maschinen neben der reduzierten Komplexität vor allem auch eine signifikante Reduktion des Gewichts und der Kosten der Antriebsysteme erwarten.
• Darüber hinaus erlaubt das innovative Motorsystem den Einsatz jedweden flüssigen und gasartigen Kraftstoffs. Durch die bivalente Einspritzung erweist es sich allerdings für den Einsatz von Erdgas und Wasserstoff als besonderes geeignet. Außerdem setzt es keine grundlegend neuen technologischen Kenntnisse, spezielle Rohstoffe oder eine neue Produktionsinfrastruktur voraus. So dürfte sich auf die Herstellungskosten des innovativen Motorsystems zweifellos positiv auswirken, dass bisherige Fertigungsabläufe und -wege im Großen und Ganzen unverändert beibehalten werden können.
• Der günstige ökonomische Gesichtspunkt (u. a. ein beeindruckend geringer Kraftstoffverbrauch, eventuell niedrigere Endkosten entsprechend ausgestatteter Fahrzeuge) ist die eine Seite, der ökologische Aspekt in Zeiten des Klimawandels eine nicht minder wichtige: Das innovative Motorsystem lässt ein bislang weltweit noch nicht erreichtes Minimum an CO2-Emission erwarten und trägt damit der berechtigten Forderung nach umweltschonenden alternativen Antriebstechnologien auf geradezu radikale Weise Rechnung.
• Noch einen beträchtlichen Schritt weiter in die Zukunft geht das Hybridaggregat AHA/HO durch die Verbrennung von Wasserstoff und Sauerstoff.
• 23.1 veranschaulicht ein Spitzenlastkraftwerk auf der Grundlage des Hybridaggregats AHA/HO. Die Druckspeichermodule speichern dabei den sich unregelmäßig aus regenerativen Quellen ergebenden Überschuss an E-Strom mittels Druckelektrolyse in Form von Wasserstoff und Sauerstoff. Traditionelle Spitzenlastkraftwerke werden üblicherweise für die Aufnahme von kurzzeitigen Laständerungen und für unvorhersehbare Notfälle eingesetzt, und erlauben es, die Stromproduktion schnell dem Bedarf anzupassen. Im Gegensatz hierzu erweist sich der Einsatz der AMICES II Wasserstoff/Sauerstoff-Kraftwerken wesentlich günstiger und umweltfreundlicher.
• 23.2 veranschaulicht ein Stromerzeugungsaggregat auf der Grundlage des Hybridaggregats AHA/HO. Dieses ermöglicht nach dem gleichen Prinzip, – jetzt allerdings durch Photovoltaik –, eine auf den individuellen Bedarf eines Haushalts abgestimmte Stromversorgung.
• Diese emissionsfreie Verbrennungstechnik bietet sich theoretisch als plausible Alternativlösung zur Brennstoffzellen-Technologie an. Obwohl diese Technik überaus interessant und vielversprechend zu sein scheint, muss eingeräumt werden, dass die Entwicklung der Druckelektrolyse neben einer Reihe bereits bekannter Probleme, wie sie der Einsatz von Wasserstoff/Sauerstoff bei Verbrennungsmotoren mit sich bringt, sowohl in technischer als auch in wirtschaftlicher Hinsicht noch eine Vielzahl von Fragen aufwirft. Aus eben demselben Grund ist der kommerzielle Einsatz dieses Systems zum gegenwärtigen Zeitpunkt kaum planbar.
• Schlusswort
• Die Innovationen AMICES und AMICES II stehen für einen grundsätzlichen Prinzipienwechsel in der Brennkraftmotorik:
• Additionsprinzip statt Subtraktionsprinzip
• Wie in der Wissenschaft üblich, bedarf es im Weiteren einer intensiven theoretischen und praktischen Auseinandersetzung mit dem innovativen Konzept, wobei alle relevanten Erkenntnisse und Erfahrungen der damit befassten technischen Fachbereiche Berücksichtigung finden müssen. Die Weiterentwicklung und Implementierung des Additionsprozesses in Gestalt des AMICES II Motorsystems sind in erster Linie vom Erfolg künftiger Simulationen und Experimente zur Innovation abhängig. In diesem Zusammenhang dürften vor allem die Gemischbildung und der Zündungsvorgang im Focus des Interesses stehen.
  
  „In Hinblick auf den Multiplikationseffekt der Spätzündung bei einer laufenden Dekompression nach dem oberen Totpunkt, bestehen bei Experten, – aufgrund entsprechender Erfahrungen mit den traditionellen Ottomotoren –, beträchtliche Vorurteile. Aus diesem Grunde spielt die Schnelligkeit der Zündungsverfahren eine entscheidende Rolle für den Wirkungsgrad und die Leistungsdichte des Additionsmotors 2XA.”
  (S. 26, Fragestellung 2: Zündungstechnik – Dauer der Verbrennung)
• Die größte Herausforderung im Rahmen des zu berechtigten Hoffnungen Anlass gebenden Additionsprozesses stellt voraussichtlich die Spätzündung des Additionsmotors 2XA dar. So geht in der Realität jeder Prozess mit einer zeitlichen Verzögerung einher; ganz besonders gilt dies für die Gemischbildung und die Zündung. Sind die thermischen Bedingungen erfüllt, hängt der Grad der Homogenisierung bei der inneren Gemischbildung und Zündung in hohem Maße von deren Zeitdauer ab. Theoretisch stellt die Zündung bei Brennkraftmotoren einen Multiplikationsfaktor des Kompressionsdruckes dar. Die traditionelle Funkzündung könnte deshalb für eine optimale Flammeinleitung und die vollständige Wärmefreisetzung nach dem oberen Totpunkt (teillastabhängig bis 35°KW) durch einen zu großen Zündverzug und die dadurch bedingte Reduktion des Multiplikationseffekts von Nachteil sein. Über das tatsächliche Ausmaß dieses Verlustes können, – trotz zwischenzeitlich reichlicher Erfahrung mit der Zündung bei BDE Ottomotoren –, ohne entsprechende Computersimulationen und praktische Experimente zum gegenwärtigen Zeitpunkt nur Mutmaßungen angestellt werden. Aus diesem Grunde wird die Einführung des AMICES II Motorsystems in gewisser Weise auch durch die Weiterentwicklung alternativer Zündungstechniken beeinflusst werden, so im Wesentlichen die der
• – Selbstzündung: Thermokinetische Selbstzündung (anstelle von heterogener Kompressionszündung und HCCI)
• – Fremdzündung; Laser oder Mikrowelle (anstelle der Funkzündung)
• Zusammenfassend kann das Fazit gezogen werden, dass die vorliegende erste Weiterentwicklung des Additionsprozesses und Motorsystems die Erwartungen der ursprünglichen, hinsichtlich verschiedener Teilbereiche noch simplifiziert dargestellten Innovation AMICES ( DE 10 2008 008 859 A1 – Stand der Technik) erfüllt und bestätigt hat. Auf keinen Fall kann und darf die Innovation jedoch als eine bereits zum gegenwärtigen Zeitpunkt perfekte und abgeschlossene Fertiglösung verstanden werden, sondern vielmehr als Ausgangspunkt und Plattform für die Erforschung und Weiterentwicklung zukunftsweisender Brennkraftsysteme.
• LITERATUR:
• Prof. Dr. Lino Guzzella, Dr. Christopher Onder, Dipl.-Ing. Christian Dönitz, Msc. E. M. Christoph Voser: Das Downsizing-Boost-Konzept auf Basis der pneumatischen Hybridisierung von Ottomotoren Institut für dynamische Systeme und Regelungstechnik (IDSC) der ETH Zürich
• Demos P. Georgiou: Useful work and the thermal efficiency in the ideal Lenoir cycle with regenerative preheating, Thermal Engines Laboratory/Department of Mechanical Engineering and Aeronautics, Universit of Patras, Rion-Patras, 26500 Greece (27 June 2000, American Institute of Physics)
• Dipl. Ing. Oliver Hein: Umwandlung flüssiger Kohlenwasserstoffe in ein homogenes Brenngas-Luft-Gemisch mittels Kalter Flammen Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades eines Doktors der Ingenieurwissenschaften/Fakultät für Mathematik, Informatik und Naturwissenschaften/Rheinisch-Westfälischen Technischen Hochschule Aachen
• Diplom-Chemikerin Nicole Graf: Einsatz der laserinduzierten Fluoreszenz organischer Moleküle zur Visualisierung von gemischbildungs- und Verbrennungsprozessen Inaugural-Dissertation zur Erlangung der Doktorwürde der Naturwissenschaftlich-Mathematischen Gesamtfakultät/Ruprecht-Karls-Universität Heidelberg (2003)
• Thomas Wolfgang Steinhilber: Einfluss der Wasser- oder Emulsionseinspritzung auf die homogene Dieselverbrennung Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades eines DOKTOR-INGENIEURS Lehrstuhl für Thermodynamik, Technische Universität München, 2007
• Marcus Pöschl: Einfluss von Temperaturinhomogenitäten auf den Reaktionsablauf bei der klopfenden Verbrennung, Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades eines DOKTOR-INGENIEURS Lehrstuhl für Thermodynamik, Technische Universität München, 2006
• Dipl.-Ing. Rolf-Günther Nieberding: Die Kompressionszundung magerer Gemische als motorisches Brennverfahren Dissertation zur Erlangung des akademischen Grades DOKTOR-INGENIEUR, Fachbereich Maschinentechnik der Universität Siegen, 2007
• Simon-Florian Haas: Experimentelle und theoretische Untersuchung homogener und teilhomogener Dieselbrennverfahren zur Erlangung der Würde eines Doktor-Ingenieurs (Dr.-Ing.), 2007 Institut für Verbrennungmotoren und Kraftfahrwesen der Universität Stuttgart
• Robert Schießl, Ulrich Maas: Von Elementarreaktionen zum technischen Verbrennungssystem Institut für Technische Thermodynamik, Universität Karlsruhe, 2007
• Dipl. Masch.-Ing. ETH Christian Lämmle: Numerical and Experimental Study of Flame Propagation and Knock in a Compressed Natural Gas Engine Diss. ETH No. 16362, 2005 Swiss Federal Institute of Technology, Zürich
• Kaiser, T., Hoffmann, A.: Einfluss der Zündkerzen auf das Entflammungsverhalten in modernen Motoren, MTZ 61 (10), p. 656–663, 2000
• Dipl. Ing. Gert Schreiber: Untersuchung von Verbesserungspotentialen hinsichtlich Verbrauch und Drehmoment bei Ottomotoren mit Hilfe dimensionaler Simulationsrechnung Disertation (Dr-Ing)/Technische Universität Kaiserslautern 26.01.2006
• Prof. Dr.-Ing. habil. E. Bach (unter Mitwirkung von Dr.-Ing. P. Pfeiffer): Leistungssteigerung von Verbrennungsmotoren/Verbrennungsmotoren-Lehrbrief V7 Hochschule für Technik und Wirtschaft Dresden (FH)
• Pischinger, S., Geiger, J., Neff, W., Böwing, R., Thiemann, J., Koss, H.-J.: Einfluss von Zündung und Zylinderinnenströmung auf die ottomotorische Verbrennung bei hoher Ladungsverdünnung, MTZ 63 (5), p. 388–399, 2002
• Pischinger, R., Klell, M., Sams, Th.: Thermodynamik der Verbrennungskraftmaschine, 2. überarbeitete Auflage, Springer Verlag, 2002
• Yuh Motoyama and Tohru Gotoh: The Effect of Higher Compression Ratio in Two-Stroke Engines/Yamaha Motor Co, Ltd. http://www.bridgestonemotorcycle.cum/documents/higher_compression6.pdf
• Merker, G., Schwarz, Ch., Stiesch, G., Frank, O.: Verbrennungsmotoren – Simulation der Verbrennung und Schadstoffbildung 2. vollständig neubearbeitete und erweiterte Auflage, Teubner Verlag, 2004
• Hrsg. v. Richard van Basshuysen u. Fred Schäfer: Handbuch Verbrennungsmotor 5. Auflage, Verlag: Vieweg + Teubner, 2010
• mehrere Autoren: Kraftfahrtechnisches Taschenbuch Robert Bosch GmbH, 23. Auflage, Braunschweig – Wiesbaden – Viehweg, 1999
• mehrere Autoren: Fachkunde Kraftfahrzeugtechnik Verlag Europa-Lehrmittel, Nourney, Vollmer GmbH & Co., 42781 Haan-Gruiten 1999
• Hack/Langkabel: Turbo- und Kompressormotoren Entwicklung, Technik, Typen Motorbuch Verlag, Postfach 103743, 70032 Stuttgart 1999
• Rautenberg, Manfred (Herausgeber): DE-Fachbuch: Aufladung von Verbrennungsmotoren: Entwicklung, Regelung und Stand der Technik Braunschweig (u. A.) Viehweg, 1990 (Fortschritt der Fahrzeugtechnik; Band 6)
• Miroslav Mikulicic: Motori 1 Sveuciliste u Rijeci, Skolska Knjiga, Zagreb – Kroatien 1976
• Aurel Kostelic: Nauka o toplini Udzbenik za tehnicke skole strojarskog smjera, Skolska Knjiga, Zagreb – Kroatien 1965
• mehrere Autoren: Prakticar 1, 2, 3 Prirucnik za Strojarstvo, Skolska Knjiga, Zagreb – Kroatien 1971
• K. S. Hunter, K. Ueno, PhD, and R. E. Bye: Compressor Effciency Deffnitions VAIREX Corporation;, PhD, University of Colorado, May 12th, 2003
• mehrere Autoren: Hybridantriebe, Brennstoffellen und alternative Kraftstoffe Robert Bosch GmbH, 1.0 Ausgabe, 2008
• – Europäische Patentschrift: EP 0895565 B1 Verbrennungsmotor (11.09.1998)
• – Offenlegungsschrift: US 6,543,225 B2 Split Four-Stroke Cycle Internal Combustion Engine (08.04.2003)
• – Offenlegungsschrift: US 2004/0255882 A1 Split-Cycle Four-Stroke Engine (23.12.2004)
• – Offenlegungsschrift: US 2005/0016475 A1 Split-Cycle Engine with Dwell Piston Motion (27.01.2005)
• – Offenlegungsschrift: DE 10 2005 049 728.4 Verbrennungsmotor (14.10.2005)
• – Offenlegungsschrift: DE 10 2004 037 763 A1 ”ARTS” (04.08.2004)
• – Offenlegungsschrift: DE 102006 045 937.7 ”HARTS” (01.10.2006)
• – Offenlegungsschrift: DE 102006 045 937.7 ”AMICES” (13.02.2008)

Claims (17)

1. Kompressionsloser Brennkraftmotor Kolben-Zylinder-Ausführung, der im Zweitaktbetrieb arbeitet, umfassend ein Kraftstoffeinspritzsystem (DK) zum Einspritzen von Kraftstoff und ein Lufteinspritzsystem (LES) zum Einspritzen von Luft in eine Brennzone des Brennkraftmotors, dadurch gekennzeichnet, dass: das Lufteinspritzsystem (LES) komprimierte Luft in die Brennzone einspritzt wird; und dass an jedem Motorzylinder ein Wärmeaustauschsystem vorgesehen ist, das zum Aufheizen der eingespritzten Luft dient und das einen am Zylinderkopf angeordneten Absorptionskörper (4.1) aus thermisch leitfähigem Material umfasst, der gegenüber dem angrenzenden Material des Zylinderkopfes thermisch isoliert ist.
2. Brennkraftmotor nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass der Brennkraftmotor ein am Zylinderkopf angeordnetes Abgasventil umfasst, das die Abgase aus dem Motorrinnenraum ableitet und das ferner einen durchgehenden Kanal aufweist, der in der Brennzone eines Zylinders mündet und durch den die aus dem Speichertank kommende Luft zur Brennzone geleitet und eingespritzt wird.
3. Brennkraftmotor nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass das Abgasventil in Axialrichtung eines Zylinders angeordnet ist.
4. Brennkraftmotor nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, dass das Lufteinspritzsystem (DL) neben der Lufteinspritzung, die durch das Abgasventil hindurch erfolgt, eine oder mehrere zusätzliche Luft-Einspritzdüsen für die direkte Einspritzung der hochverdichteten Luft in die Brennzone des Zylinders aufweist.
5. Brennkraftmotor nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, dass die wenigstens eine zusätzliche Luft-Einspritzdüse derart angeordnet ist, dass sie die Luft quasi tangential in die Brennzone des Zylinders einspritzt.
6. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass wenigstens eine Kraftstoffeinspritzdüse pro Zylinder vorgesehen ist, und die Kraftstoffeinspritzdüsen derart angeordnet sind, dass sie den Kraftstoff quasi radial in die Brennzone eines Zylinders einspritzen.
7. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Lufteinspritzsystem (DL) einen konstanten, lastunabhängigen Einspritzdruck bereitstellt.
8. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Einspritzen der hochverdichteten Luft und das Einspritzen des Kraftstoffs zeitlich versetzt erfolgen.
9. Brennkraftmotor nach Anspruch 4, dadurch gekennzeichnet, dass die zusätzliche Luft-Einspritzdüse des Lufteinspritzsystem (DL) im thermischen Absorptionskörper (4.1) angeordnet ist, so dass sie die Luft in tangentialer Richtung in die Brennzone einspritzt.
10. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass das Wärmeaustauschsystem ferner einen am brennkammerseitigen Ende des Kolbens angeordneten Kolbentopf (4.2) umfasst, der gegenüber dem angrenzenden Material des Kolbens thermisch isoliert ist.
11. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass im Absorptionskörper (4.1) wenigstens ein Temperatursensor integriert ist.
12. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass im Absorptionskörper (4.1) eine elektrische Heizvorrichtung integriert ist, die beim Kaltstart für die Erwärmung des Wärmeaustauschsystems auf die benötigte Arbeitstemperatur sorgt.
13. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass der Brennkraftmotor ferner ein Rückdrucksystem umfasst, mit dem der auf der Rückseite eines Kolbens liegende Kurbelwellenraum unter einen erhöhten Druck gesetzt werden kann, wobei das Rückdrucksystem wenigstens ein Ventil zum Zuführen von komprimierter Luft in den auf der Rückseite des Kolbens liegenden Kurbelwellenraum umfasst.
14. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass eine Motorsteuerung vorgesehen ist, die in einem ersten Schritt des ersten Takts, etwa am oberen Totpunkt des Kolbens, mit der Einspritzung einer lastgeregelten Menge der vorkomprimierten Luft beginnt und die in einem zweiten Schritt, mit zeitlichem Versatz zur Luft-Einspritzung, eine Kraftstoff-Einspritzung durchführt.
15. Brennkraftmotor nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass eine Motorsteuerung vorgesehen ist, die etwa am oberen Totpunkt des Kolbens eine Luft- und Kraftstoff-Einspritzung durchführt, und die nach erfolgter Zündung des Luft-Kraftstoff-Gemischs in einer Phase, in der sich der Kolben in Richtung seines unteren Totpunkts bewegt, eine zweite Luft-Einspritzung durchführt.
16. Brennkraftmotor nach Anspruch 15, dadurch gekennzeichnet, dass die zweite Luft-Einspritzung mit denselben Lufteinspritzdüsen erfolgt wie die erste Luft-Einspritzung.
17. Brennkraftmotor nach Anspruch 15 oder 16, dadurch gekennzeichnet, dass der Zeitpunkt für die zweite Luft-Einspritzung von der aktuellen Last der Motortemperatur abhängig ist.

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