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Verbrennungsverfahren zum Betriebe einer hochgeladenen , Brennkraftmaschine
Die bekannten Dieselmotoren haben den Nachteil, daß die Verbrennungsbedingungen
während des Ablaufs der Verbrennung wegen der zunehmenden Anfüllung des Brennraums
mit verbranntem Gas immer schlechter werden. Dieser Mangel tritt in ver-, stärktem
Maße bei nachgeladenen und besonders bei hochgeladenen Dieselmotoren in Erscheinung.
Die mangelhafte Ausnutzung der Ladeluft für die Verbrennung erfordert deshalb die
Anwendung eines gesteigerten Luftüberschusses. Daraus ergibt sich für die Erzielung
eines anzustrebenden hohen mittleren Kolbenarbeitsdrucks die Notwendigkeit der Anwendung
eines unverhältnismäßig hohen Ladeluftdrucks. Mit der Steigerung des Ladeluftdrucks
und damit des je Arbeitsspiel in den Arbeitszylinder eingeführten Luftgewichts nimmt
bei diesen Brennkraftmaschinen zur Vermeidung eines zu hohen Verdichtungsenddrucks
jedoch die Höhe des anwendbaren Verdichtungsverhältnisses, die Verbrennungshöchsttemperatur,
das ausnutzbare Wärmegefälle und damit die Wirtschaftlichkeit der Maschine ab. Dagegen
steigt mit dem Luftüberschuh und mit dem notwendigen Ladedfuck der Arbeitsaufwand
für die Förderung der Ladeluft. Damit steigt der Bedarf der Maschine an Raum und
Gewicht, und ihre Wirtschaftlichkeit nimmt entsprechend weiter ab.
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Die Erfindung befaßt sich mit der Aufgabe, gegenüber dem nichtaufgeladenen
Dieselmotor eine besonders für,den getriebearmen Antrieb schwerer
Kfaftfällrneugt
, itnd; ,fe- -.de» :Schiffsantrieb ere wünschte mehrfache Leistungssteigerung des
Schwerölmotors durch entsprechende Vergrößerung des ihm je Arbeitsspiel zugeführten
Gewichts an
Ladeluft und an Kraftstoff"im Gegensatz zur bekannten Hochladung
mit wirtschaftlich hohem Verdichtungsverhiltnis und mit geringem Luftüber-=
schuß zu- verwirklichen.
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Diese Aufgabe wird nach der Erfindung auf dem Wege der Anwendung ungewöhnlich
hoher Verbrennungshöcbstdrücke und Temperaturen im, Zusammenhang mit einer
grundsätzlichen VerbW-rung der Beherrschung der Gemischbildung und des
@,'erbrennungsablaufs
gelöst.
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In der Erkenntnis, daß die Wirkungsgrade der
motorischen
Verbrennung bei gegebenem hochliegendem Verbrennungshö,bed,zuck am höchsten sind,
wenn die Drucksteigeru4g : ats@ diesen gegebenen Höchstdruck nicht erst duich die
Verbrennung, sondern schon durch die Verdichtung erfolgt, strebt die Erfindung
die wirtschaftliche Gleich-
druckverbrennung mit ungewöhnlich hohem Ver-.
brennungshöchstdruck von ungefähr -i 5o ata bis 17o ata und die Heranführung des
Verdichtungsenddrucks bis in die Nähe des Verbrennungshöchst-.drucks. ag,Hara»&esgebom
sich auch .für hohe Auflagedrücke von ungefähr 4 bis 3,5 ata noch günstige Verdichtungsverhältnisse
von. ungefähr i : 16 bis i : i8. Die Vermeidung einer wesentlichen Über= schreitung
des hohen Verdichtungsenddrucks durch
den mit der Verbrennung verbundenen
Druckanstieg bereitet jedoch erhebliche Schwierigkeiten.
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Diese und die sich aus der erforderlichen Verbesserung der Ausnutzung
der Ladeluft für die Verbrennung ergebenden 'Schwierigkeiten werden nach
der
Erfindung überwunden durch die Aufteilung des Verbrennungsablaufs in drei Verbrennungsabschnitte
im Zusammenhang mit der Anwendung einer zwangsläuftgeh Zuführung des Hauptteils
der Verbrennungsluft im besonders hochverdichteten und hocherhitzten Zustand zum
Kraftstoff und durch die Gestaltträg einer hierzu geeigneten Einrichtung. .
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Im ersten Verbrennungsabschnitt beginnt der Verbrennungsablauf mit
einer Teilverbrennung im ungefähr 1/4 bis 11, der gesamten Ladeluft enthaltenden
Hauptbrennraum, und zwar mit direkter
Kraftstoffeinspritzung und mit normalem
Luftüberschuß: Im zweiten Verbrennungsabschnitt folgt eine
zweite Teilverbreunttng
als Zwischenverbrennung in einem mit einem. Luftspeicherraum verbundenen
Zwischenbrennraum: mit direkter Kraftstoffeinspritzung aus besonderer Einspritzdüse
und mit
starkem Kraftstoffüberschuß. Dieser Zwischenver-
brennung
folgt im dritten Verbrennungsabschnitt eine dritte- Teilverbrennung
als Hauptverbrennung mit ungewöhnlich geringem Luftüberschuß
infolge
Einblasung des Kraftstoffüberschusses aus dem Zwischenbrennraum in
Form. glühender Kohlenstoffteilchen in den kleinen Hauptbrennraum
und
infolge gleichzeitiger Einblasung der inzwischen
durch dem: Verbrennungsdruck höher -verdichteten und höher «erhitzten
: Hochdruckluft aus der Luftspeicherkammer .in den aus dem Zwischenbrennraum ausblasenden
Strahl unverbrannter Zerfallsprodukte des in den Zwischenbrennraum eingeführ-ten
Hauptteils des Kraftstoffs.
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In der Zeichnung zeigt Abb. t ein Ausführungsbeispiel einer zur Anwen-dung
des Arbeitsverfahrens geeigneten Brenn-. kammereinrichtung, Abb. i a einen
Schnitt nach Linie A-B in Abb. i ; " Abb. 2, 3, 4 und 5 zeigen Einrichtungen zur
Versorgung der beiden Einspritzdüsen jedes Arbeitszylinders mit Kraftstoff; Abb.
6 zeigt den Druckverlauf kurz vor, während und nach der Verbrennung.
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Die in'Abb. i dargestellte Einrichtung zur Unterteilung des Verbrennungsablaufs,
zur guten Ausnutzung der Ladeluft zur Verbrennung zwecks Erzielung eines geringen
Luftüberschusses und zur Vermeidung einer wesentlichen Überschreitung des bis ungefähr
an den gewollten Verbrennungshöchstdruck herangeführten Verdichtungsenddrucks besteht
im wesentlichen aus dem mit dem Kolbenarbeitsraum verbundenen Vor- und Hauptbrennraum
i mit zugehöriger Kraftstoffeinspritzdüse 4, einer Einschnürung 5 mit anschließendem
Mischraum 6 und Ringspalt 7 zwischen den beiden Brennräumen i und 3 und aus einer
Luftspeicherkammer.8, die einerseits mit dem Zwischenbrennraum 3 und anderseits
durch den Ringspalt 7 mit dem Mischraum 6 in Verbindung steht.
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Der die Brennräume und den Luftspeicherraum enthaltendeEinsatz aus
hoch sitzbeständigemWerkstoff befindet sich in einem Gehäuse 9 mit Deckel io. Das
Gehäuse 9 ist auf dem Mantel i i des Zylinders, hier beispielsweise eines Gegenkolbenmotors,
befestigt. Die hohen, im Innern des Brennraumeinsatzes auftretenden Gasdrücke werden
durch die druckfesten UMfassungswände 13 und 14 aufgenommen. Der Wärmeübergang an
diese druckfesten Wände kann durch Einlagen 15, 16 und 17 vermindert werden. Soweit
aber die Beständigkeit des Brennraumeinsatzes eine unmittelbare Wärme-abgabe
an das ihn umgebende Kühlmittel erfordert, kann diese Wärmeabfuhr bei der Erprobung
des jeweiligen Motortyps durch empirische Ermittelung der günstigsten Überlappungslängen
der Deckmäntel i8 und i9 auf das zulässig geringste Maß beschränkt werden. Zur Verbesserung
des Spülwirkungsgrads des Motors kann die Luftspeicherkammer 8 mit einem kleinen
gesteuerten Spülventil 20 versehen sein, das erst nach erfolgter Gasentspannung
im Kolbenarbeitsraum öffnet und das ungefähr gleichzeitig mit dem Abschluß der Zylinderspülperiode,
d. h. gleichzeitig mit dem Schließen der Auslaßschlitze des Zylinders schließt.
Der Einlaß 21 steht mit dem Spül- und Ladeluftaufnehmer in Verbindung. Bei großen
Maschinen mit verhältnismäßig niedriger Drehzahl kann an Stelle des gesteuerten
Spülventils 2o ein selbsttätig arbeitendes Rückschlagventil an die Luftspeicherkammer
8 angeschlossen sein, das sich am Ende des Gasentspannungsvorgangs im Zylinder durch
den dann höheren Spül- und Ladeluftdruck öffnet. Ein solches selbsttätiges
Spülventil
erfordert jedoch eine gute Dämpfung der Ventilbewegung. Hinsichtlich Betriebssicherheit
ist das selbsttätige Spülventil dem gesteuerten Spülventil unterlegen.
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Der Querschnitt des Durchgangs, vom Brennraum i nach dem Arbeitszylinder
geht bei Zweitakt-Gegenkolbenmotoren, wie in der Zeichnung strichpunktiert angedeutet,
vom runden Querschnitt über den ovalen Querschnitt in einen rechteckigen Querschnitt
über, der im Zylinder als Schlitz zwischen den beiden in ihrer inneren Totpunktlage
befindlichen Arbeitskolben endet.
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Die beiden Kraftstoffeinspritzdüsen 2 und 4 haben, *wie in Abb. 2
schematisch dargestellt, jede ihre eigene Kraftstofförder- und -regeleinrichtung,
wie z. B. ihren eigenen Einspritzpumpenstempel mit zugehörigem Steuernocken. Für
die Haupteinspritzdüsen 4 ist eine Kraftstofförderpumpe 22 mit größeren und für
die Voreinspritzdüsen 2 eine Förderpumpe 23 mit Pumpenstempeln kleineren Durchmessers
vorgesehen. Die von der Kurbelwelle des Motors mit der Drehzahl derselben angetriebene
Nockenwelle der Förderpumpe 22 kann zwecks Einstellung des Einspritzbeginns an der
Kupplung 24 der Motorkurbelwelle gegenüber in bekannter Weise verstellt werden.
Zur Einstellung der Voreilung des Einspritzbeginns an den Voreinspritzdüsen 2 dient
die Verstellkupplung 25 zwischen den beiden Kraftstofförderpumpen 22 und 23. Die
durch den Fahrhebel 26 betätigten Regelglieder der beiden Kraftstofförderpumpen
22 und 23 sind durch ein Zwischenglied 27 miteinander verbunden, dessen Länge einstellbar
ist. Dieses Zwischenglied dient zur Einregulierung des Unterschieds in der Kraftstoffeinspritzdauer
an den beiden Einspritzdüsen 2 und 4, d. h. zur Einstellung des Kurbelwinkelbetrags;
um den die Einspritzdauer der Voreinspritzdüse 2 früher beendet ist als die der
Haupteinspritzdüse 4. Mit dieser Einrichtung kann die Einspritzleistung jeder der
beiden Einspritzdüsen nach Zeit und Menge zunächst einzeln für verschiedene Belastungszustände
der Maschine auf den günstigsten Wert eingestellt werden, bevor durch Kupplung ihrer
Regelglieder im günstigsten Abstand voneinander dann ihre gemeinsame Regelung nach
der jeweiligen Belastung durch den Fahrhebel 26 erfolgt.
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Wenn für beide Einspritzdüsen 2 und 4 nur ein gemeinsamer Pumpenstempel
benutzt werden soll, so ist eine Steuereinrichtung vorzusehen, die von der je Arbeitsspiel
geförderten Kraftstoffmenge den ersten kleineren Teil der Einspritzdüse 2 und den
größeren Teil dieser Menge der Einspritzdüse 4 zuleitet. Eine solche Anordnung zeigt
Abb. 3.
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Die Kraftstofförderpumpe 28 besitzt für die beiden Einspritzdüsey
2 und 4 jedes Motorzylinders nur einen gemeinsamen Pumpenstempel, dessen Druckleitung
zu einem Verteiler 29 führt, dessen Längsschnitt in Abb. 4 dargestellt ist.
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Das Gehäuse dieses Verteilers hat einen Anschluß für die Kraftstoffzuführung
3o, einen mit Regelschraube 31 versehenen Anschluß für die zur Düse 2 führende Druckleitung
32 und einen Anschluß für die zur Düse 4 führende Druckleitung 33. Im Verteilergehäuse
befindet sich ein Verteilungsschieber 34, der durch den Kraftstoffdruck in der Zuleitung
30 gegen den Druck einer Feder 35 bewegt wird. Dabei sperrt der Verteilungsschieber
den Kraftstoffdurchfluß über die Leitung 32 zur Düse 2 ab und öffnet erst dann die
Verbindung zur Druckleitung 33, die zur Düse 4 führt. Der einerseits unter der Spannung
einer Gegenfeder 35 stehende Federteller 36 steht andererseits unter der Spannung
einer Gegenfeder 37. Diese beiden Federn sind derart bemessen, daß sich ihre an
den beiden Einstellschrauben 38 und 39 einstellbaren Vorspannungen in der Ruhelage
des Verteilungsschiebers aufheben, in der dieser den Durchtritt zur Düse 2 geöffnet
hält. Die Regelung der Kraftstoffzufuhr zur Düse 2 wird nicht nur durch die Stellung
der Regelschraube 31, sondern auch durch die Vorspannung der beiden Federn 35 und
37 und durch die Massenträgheit des Schiebers 34 bestimmt. Die Federvorspannung
und die Massenwirkungen des .Schiebers bestimmen aber auch die Größe der Zeitspanne,
um welche der Beginn der Kraftstoffzufuhr durch die Düse 4 zu dem Zwischenbrennraum
3 dem Beginn der Kraftstoffvoreinspritzung durch die Düse 4 in den Vor- und `Hauptbrennraum
i nacheilt.
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Die Einregelung der Speisung beider Kraftstoffdüsen 2 und 4 durch
einen gemeinsamen Pumpenstempel kann erleichtert werden durch die in Abb. 5 schematisch
dargestellte Anordnung je eines Absperrschiebers 34 für die beiden Druckleitungen
32 und 33, weil die Federbelastungen jedes der beiden kleinen Absperrschieber unabhängig
voneinander eingestellt werden können.
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Die aus Abb. i ersichtliche Einschnürung g zwischen den beiden Brennräumen
i und 3 dient zur Erzeugung eines Druckunterschieds zwischen diesen beiden Räumen
während des Verdichtungsvorgangs, der durch die in der Zeichnung angedeutete, fast
rechtwinklige Erweiterung zum Unterdruckraum 6 und durch die dadurch erzielte zusätzliche
dynamische Einschnürung des in die Kammer 3 eindringenden Luftstrahls vergrößert
werden kann. Diese nur beim Verdichtungsvorgang eintretende künstliche Einschnürung
hat ungefähr die gleiche .Wirkung wie die Abschaltung eines Teils der Räume 3 und
B. Das sich ohne diese zusätzliche Einschnürung ergebende Verdichtungsverhältnis
von z. B. 1 : 14 bis i : 16 wird daher entweder schon vor Beendigung des Verdichtungshubs
erreicht, oder die dynamische Verkleinerung des wirksamen Durchflußquerschnitts
hat eine Steigerung des wirksamen Verdichtungsverhältnisses und eine entsprechende
Steigerung der Luftdichte und der Verdichtungsendtemperatur zur Folge.
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Wie in Abb. 6 dargestellt, kann die Verdichtungslinie a beim vorliegenden
motorischen Arbeitsverfahren ungefähr bis an den jeweiligen Verbrennungshöchstdruck
herangeführt werden. Die Kraftstoffvoreinspritzung aus der Düse 2 beginnt beim Gegenkolbenmotor
ungefähr im inneren Totpunkt mit einer dem geringen Inhalt des Brennraums i (Abb.
i) entsprechenden kleinen Kraftstoffmenge.
Die Verbrennung im Brennraum
i beginnt infolge der ungewöhnlich hohen Luftdichte bei hoher Verdichtungsendtemperatur
und in Gegenwart hellrotglühender Wände des als Wärmespeicher wirkenden Brennraumeinsatzes
nach sehr geringem Zündverzug. Bei Beginn der Verbrennung ist ein Teil der an sich
geringen Kraftstoffmenge bereits verdampft, und die Abkühlung durch die noch aufzuwendende
Verdampfungswärme bleibt deshalb gering. Da sich die Arbeitskolben während des Verbrennungsbeginns
bereits im Arbeitshub befinden und der Druck im Kolbenarbeitsraum bereits abzusinken
beginnt, und da ferner ein Teil des Verbrennungsgases nach dem Zwischenbrenaraum
3 abströmen kann, kommt eine wesentliche Überschreitung des Verdichtungsenddrucks
und des gewollten Verbren-
nungshöchstdrucks durch den mit der Verbrennung
verbundenen Druckanstieg b nicht zustande.
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Ungefähr gleichzeitig oder kurz nach dem Eintreten des Brennstrahls
aus dem Brennraum i nach dem Zwischenbrennraum 3 beginnt die Einspritzung :aus der
Düse 4 in den Zwischenbrennraum 3, in dem nur ein Teil dieser Kraftstoffhauptmenge
mit besonders geringem Zündverzug, aber finit starkem Kräftstoffüberschuß
verbrennt, weil der
eingeführte Kraftstoff nur den geringen Luftinhalt der
Zwischenbrennkammer 3 und nur die obere Luftschicht der Luftspeicherkammer
8 erfaBt.
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Während des Druckanstiegs in den Räumen 3 und 8 sinkt "der Druck im
Kolbenarbeitsraum und im Brennraum i wieder etwas ab. Der im zweiten Verbrennungsabschnitt
c durch die Zwischenverbrennung in der Kammer 3 steigende Verbrennungsdruck drückt
den unverbrannten Teil des in diese eingeführten Kraftstoffs wahrscheinlich schon
in Form von Zerfallsprodukten durch die Einschnürung 5 in den Unterdruck- und Mischraum
6. Da die wirksamen Durchflußquerschnitte bei 5 und 7 gleich sind, und da der Verbrennungsdruck
im Raum 3 auch auf der Luftsäule in der Luftspeicherkammer 8 lastet, wird diese
höher verdichtete und erhitzte Luftsäule. durch den Ringspalt 7 ebenfalls in den
Mischraum 6 gedrückt, wo die zwangsläufige Zuführung des Sauerstoffs der Verbrennungsluft
zu den Zerfallsprödukten des Kraftstoffs erfolgt. In
diesem Hauptabschnitt
des Verbrennungsablaufs geschieht die Verbrennung unter günstigsten Ver-
brennungsbedingungen
mit ungewöhnlich geringem Luftüberschuß.
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Im Gegensatz zur Verbrennung im Dieselmotor, bei der die anfangs hohen
Verbrennungsgeschwindigkeiten im Läufe derVerbrennung bekanntlich abnehmen, nimmt
die @ Verbrennungsgeschwindigkeit beim vorliegenden neuen Arbeitsverfahren wegen
des geringen Luftüberschusses im Hauptteil des Verbrennungsablaufs in erwünschter
Weise zu. Infolge dieser Hauptverbrennung steigt der am Ende
des zweiten
Verbrennungsabschnitts c etwas ab-
gefallene Verbrennungsdruck
trotz weiteren Vor-
schreitens' des Arbeitshubs der Arbeitskolben des angenommenen
Zweitaktgegenkolbenmotors auf der Linie d wieder ungefähr bis zur Höhe des Verdichtungsdrucks
und' des ungefähr gleich hohen zulässigen Verbrennungshöchstdrucks an. Die anschließende
Gasausdehnungslinie e verläuft entsprechend der jeweils gewählten Ladedruckhöhe,
Verbrennungsdruckhöhe und Kraftstoffeinspritzdauer. Bei der Anwendung eines Vorverdichtungsverhältnisses
von i : 15, einer Ladedruckhöhe von 3,5 ata, eines Verbrennungshöchstdrucks von
15o ata und einer Zylindertotraumgröße von 5 % des Hubraums ergibt sich eine über
die Totraumfüllung hinausgehende Zylinderfüllung von ungefähr 9 % des Hubraums und
ein indizierter mittlerer Kolbenarbeitsdruck von ungefähr 3o kg/cmE.