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Verfahren zum Betriebe Feuergase durch Verpuffungen herstellender
Treibgaserzeuger und Treibgaserzeuger zur Durchführung des Verfahrens Verfahren
zum -Betriebe Feuergase durch Verpuffungen herstellender Treibgaserzeuger, bei denen
dem Treibgaserzeuger zugeordneten Verpuffungskammern Teilmengen der je Kammer und
Verpuffung erzeugten Feuergasgesamtmenge entnommen und auf Düsen- und Beschaufelungsanordnungen
zur Wirkung gebracht werden, wobei im Anschluß an die Dehnung der Feuergasteilmengen
der Feuergasrest durch Ladeluft verdrängt wird, sind bereits bekannt. Man beschränkte
sich bei den praktischen Ausführungen jedoch darauf, einen Unterschied nur zwischen
diesem Feuergasrest und einer einzigen Feuergasmenge zu machen, die im Entlassungszeitpunkt
aus der Kammer den Verpuffungshöchstdruck aufweist, so daß diese Hauptmenge der
Feuergase über ein einziges Düsenventil entlassen wird und demgemäß auch nur ein
zweites Auslaßventil für den Feuergasrest vorzusehen war. Diese Hauptmenge wurde
dann allerdings meistens zweistufig, durchweg in zweikränzigen Curtisrädern mit
Druckausgleich zwischen den Rädern verarbeitet,
während man den
Feuergasrest der zweiten Turbinenstufe über eine besondere Düsenanordnung zur Verarbeitung
zuführte.
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Nach älteren Vorschlägen geht man nun einen erheblichen Schritt weiter,
indem man auch die oben gekennzeichnete Feuergashauptmenge in Teilmengen entläßt,
so daß also Feuergasteilmengen zur Entlassung kommen, die sämtlich im Entlassungszeitpunkt
eine Spannung oberhalb des Ladeluftdruckes besitzen, unter dem die Restfeuergase
im Entlassungszeitpunkt aus der Kammer stehen sollen. Man erreicht dadurch eine
.ausschlaggebende Förderung der Verpuffungsbrennkraftturbinentechnik, indem man
nunmehr in die Lage versetzt ist, niedriger gespannte Feuergasteilmengen hinter
den Düsen- und Beschaufelurigsanordnungen zur Expansion zu bringen, die ihrerseits
gleichzeitig durch Feuergasteilmengen höherer, im Entlassungszeitpunkt auftretender
Anfangsspannung beaufschlagt werden. Da es sich in beiden Fällen um Expansionen
handelt, besitzen die so vor sich gehenden bzw. bewirkten Spannungsabfälle vor und
hinter den Düsen- und Beschaufelungssystemen die gleiche Charakteristik. Da es weiter
durch das Mittel der Versetzung der Arbeitsspiele der zugeordneten Verpuffungskammern
möglich ist, diese Beaufschlagungs-und Gegendruckverläufe zu synchronisieren, hat
man mit dieser Maßnahme ein äußerst einfaches Mittel gefunden, um den Beschaufelungen
praktisch gleiche Gefälle zuzuweisen oder, was dasselbe bedeutet, die Enthalpieänderung
in den einzelnen Turbinenstufen nahezu konstant zu halten. Das ist von erheblichstem
Einfluß auf die Ausbildungsmöglichkeiten und Wirkungsgrade der Beschaufelung. Während
man früher gezwungen war, infolge der stark wechselnden Gefälle durch nur einseitiges
Auftreten des Spannungsabfalles derBeaufschlagungsdrückebeikonstantemGegendruckverlauf
im besten Falle bei sogar etwas ansteigendem Gegendruckverlauf infolge der Endlichkeit
der Druckausgleichsräume bei praktischen Ausführungen Curtisräder mit unzureichendem
Wirkungsgrad anzuwenden, während man weiter gezwungen war, diese Curtisräder zweikränzig
auszubilden, so daß man feststehende Leit- bzw. Umkehrschaufeln anordnen mußte,
die infolge des Fortfalles der Beaufschlagungspause, die jede umlaufende Schaufel.
erfährt, betriebliche Schwierigkeiten machten, während man schließlich infolge der
Unterfluranordnung der Verpuffungskammern und der dadurch bedingten Anordnung der
die Feuergashauptmenge verarbeitenden Düsenanordnungen im Turbinengehäuseunterteil
die von den Restfeuergasen beschickten Düsen iin Turbinenoberteil mit unerwünschten
Störungen des Turbinenaufbaues anzuordnen hatte, ist es nunmehr mit der erwähnten
einfachen Maßnahme gelungen, sämtliche dieser Schwierigkeiten mit einem Schlage
zu lösen. Denn die Einzelgefälle können nunmehr so bemessen werden, daß sie in einkränzigen
Rädern verarbeitbar werden deren Umfangsgeschwindigkeiten mehr als 25om/Sek., vorzugsweise
etwa 300 m/Sek. betragen, so daß Radwirkungsgrade zwischen 75 und 85 °/o
zu verwirklichen sind. Die Beschaufelungen dieser Räder sind dabei bis auf die beaufschlagenden
Düsenquerschnitte, wenn man von der Fortleitung der Feuergase absieht, völlig abschirmbar,
so daß der Ventilationswiderstand entsprechend gering ausfällt, der sonst bei verhältnismäßig
kleinen Gefällen und hohen Radkammerdrücken sehr groß werden könnte. Bei eirikränzigen
Rädern fallen aber Leit- oder Umkehrschaufeln mit ihrer etwas schwierigen Kühlung
völlig fort. Ebenso kommen Düsenanordnungen im Gehäuseoberteil völlig zum Fortfall,
so daß die obere Turbinengehäusehälfte als einfacher Behälterdeckel ausgebildet
werden kann.
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Die Erfindung beruht auf der Erkenntnis, daß es nötig und möglich
ist, die so erreichten konstruktiven und verfahrenstechnischen Vorteile auch bei
den weiteren Bauteilen auf ein Optimum zu treiben, die an der Feuergasführung beteiligt
sind. Als diese Bauteile kommen vor allem die Düsen in Betracht. In folgerichtiger
Weiterführung der genannten Erkenntnis ergibt sich die Aufgabe, Lavaldüsen zur Anwendung
zu bringen, weil in Lavaldüsen die Feuergasströmungsverhältnisse im Zuströmraum
vor dem engsten Düsenquerschnitt bei gleichem Düsenwirkungsgrad turbulenter sein
können als bei einfachen, nicht erweiterten Düsen, wenn das Druckverhältnis zwischen
Einlaß-und Gegendruck hinter der Düse größer ist als das kritische Druckverhältnis.
Da dieser Umstand gerade bei Verpuffungsbrennkraftturbinen von ausschlaggebender
Bedeutung ist, um höchste Düsenwirkungsgrade zu erzielen, ist die abschließende,
vorliegender Erfindung zugrunde liegende und zu ihr führende Erkenntnis von ausschlaggebender
Bedeutung, daß es gelingt, durch eine bestimmte Bemessung der Drücke, unter denen
die Feuergasteilmengen in den Entnahmezeitpunkten aus der Kammer stehen, Lavaldüsen
zur Anwendung zu bringen, trotzdem gleichzeitig die bereits oben berührte, weitere
Bedingung einzuhalten ist, daß die durch Wahl dieser Entnahmedrücke gleichzeitig
festgelegten Einzelgefälle Werte besitzen, bei denen einkränzige Räder mit Umfangs-.
geschwindigkeiten über 250 m/Sek. zu verwirklichen sind.
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Die Lösung der damit abgeleiteten technischen Aufgabe kennzeichnet
sich, ausgehend von einem Verfahren zum Betriebe Feuergase durch Verpuffungen herstellender
Treibgaserzeuger, in dessen Durchführung dem Treibgaserzeuger zugeordneten Verpuffungskammern
Feuergase über mehrere je Verpuffungskammer angeordnete Düsenventile entnommen und
unter Expansion auf Düsen- und Beschaufelungsanordnungen zur Wirkung gebracht werden,
während der Feuergasrest aus den Verpuffungskammern über Auslaßventile mittels Ladeluft
verdrängt wird, erfindungsgemäß dadurch, daß der Anfangsdruck (P",), mit dem jede
Teilgasmenge entnommen wird, gleich oder annähernd gleich ist dem Produkt aus der
Spannung der Ladeluft bzw. dem Druck in der Kammer vor der Zündung (Ladedruck.=
Po) und der
ten Potenz des Quotienten aus dem Expansionsanfangsdruck der höchstgespannten Teilgasmenge
und dem Ladeluftdruck (p,), wobei a die zeitliche Ordnungsziffer der jeweils betrachteten
Teilexpansion und n die Anzahl der Teilmenge ist, mit der die je Kammer und Verpuffung
erzeugte Feuergasgesamtmenge
mit Drücken oberhalb des Ladedruckes
entnommen wird.
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Bei einer derartigen Bestimmung der Entnahmedrücke, die sich als Gegendrücke
zu den Beaufschlagungsdrücken auf die vorgeordnete Düsen-und Beschaufelungsanordnung
. auswirken, werden diese Gegendrücke kleiner als der kritische Druck, womit die
Möglichkeit der vorteilhaften Anwendung von Lavaldüsen geschaffen ist.
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Besondere Vorteile ergeben sich, was noch an Hand der Zeichnungen
erläutert werden soll, wenn die Feuergase in mindestens zwei Teilmengen mit oberhalb
des Ladedruckes liegenden Spannungen entlassen werden. In diesem Falle werden zweckmäßig
eine höchstgespannte erste Teilgasmenge über eine erste Düsenventilanordnung, eine
niedrigergespannte zweite Teilgasmenge von einer oberhalb des Ladedruckes liegenden
Anfangsspannung über eine weitere zweite Düsenventilanordnung äuf Düsen- und Beschaufelungsanordnungen
des Treibgaserzeugers selbst zur Wirkung gebracht, während der Feuergasrest von
einer annähernd dem Ladeluftdruck entsprechenden Spannung mittels Ladeluft aus der
Verpuffungskammer verdrängt wird, wobei die Entnahmespannung der niedriger gespannten
Teilgasmenge gleich oder annähernd gleich ist dem Wert
Von besonderer Bedeutung für das erfindungsgemäß vorgeschlagene Verfahren zum Betriebe
Feuergase durch Verpuffungen herstellender Treibgaserzeuger ist nun die Drucksteigerung,
also das Verhältnis zwischen dem bereits erwähnten Drück P1, der bei Entlassung
der Feuergase aus einer Verpuffungskammer in dem Zeitpunkt, in dem sich der höchste
Druck ausgebildet hat, mit dem Explosionsdruck der Ladung zusammenfällt, und dem
Druck Allgemein bekannt ist es, daß der Wert des Verhältnisses P1: Po in der Hauptsache
von einer Reihe von Faktoren abhängt, unter denen Wärmeinhalt oder Wärmetönung des
verpufften Gemisches in kcal/nm3 des Gemisches, chemische Konstitution der Mischungsbestandteile,
Temperatur der zündfähigen Ladung bzw. des Sauerstoffbrennstoffgemisches, Zündwilligkeit
des Gemisches und Vollkommenheit der Verpuffung eine besonders beachtliche Rolle
spielen.
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Die Vollkommenheit der Verpuffung kann in zweifacher Weise bestimmt
werden. Es kann zunächst die tatsächlich erzielte Drucksteigerung in das Verhältnis
zur theoretisch möglichen Drucksteigerung gesetzt werden. Es kann aber auch aus
der erzielten Drucksteigerung das Maß der Wärmetönung berechnet werden, welche bei
vollkommener Verpuffung bereits die gleiche, tatsächlich erzielte Drucksteigerung
hervorgerufen hätte. Beide Wirkungsgrade sind nicht identisch bzw. werden es nur
für den Fall, daß sie 1 ,"/o betragen, womit der Idealfall der Verpuffung verwirklicht
wäre.
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Bei dieser Idealverpuffung liegen die Grenzwerte der Drucksteigerung
bei folgenden Werten
Hochofengas . . . . . . . . . . . . . . zwischen 7,5 und o |
Koksofengas ... . .. . ... .. . . - 9,5 - o |
Benzol ................... - ii,o - o |
Gasöl ..,................. - 11,7 - o |
Heizöl ................... - 11,7 - o |
Steinkohlenteeröl.......... - 11,5 - o |
Kohlenstaub (Steinkohle) .. - 11,2 - o |
Kohlenstaub (Braunkohle) . . - 9,7 - o |
Geht man zunächst auf den unteren Grenzwert o ein, so scheidet naturgemäß der nur
der Vollständigkeit des Bereiches halber zu erwähnende untere Grenzwert praktisch
aus. Man kann entsprechend der Forderung, gleichmäßig ablaufende Verpuffungen erreichen
zu müssen, den unteren Grenzwert P1: Po mit 3 ansetzen. Der mit dem Ladedruck Po
übereinstimmende Wert für Po wird im allgemeinen mindestens 3,5 ata (Atm. absolut)
betragen.
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Die oberen Grenzwerte sind zunächst deshalb zu berichtigen, weil der
bereits genannte Idealfall eine Temperatur der Ladung im Zündzeitpunkt von to =
o° voraussetzt. Das Gemisch müßte also auf o° heruntergekühlt werden, um diesen
Wert verwirklichen zu können. Bei dieser niedrigen Zündtemperatur hört aber die
Zündwilligkeit jeglichen Gemisches vollständig auf, so daß der obere Grenzwert der
Idealverpuffung schon aus diesem Grunde nicht zu verwirklichen ist. .
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Die Erfahrung hat gezeigt, daß als untere Grenze für die Zündwilligkeit
der zu verpuffenden Gemische eine Temperatur to von 15o° einzusetzen ist. Geht man
hiervon aus und berücksichtigt man den bereits erwähnten unteren Grenzwert, so kommt
man zu der folgenden Aufstellung der zunächst noch theoretisch bleibenden Drucksteigerungen:
Hochofengas . . . . . . . . . . . . . . . zwischen 5,o und
3 |
Koksofengas . . . . . . . . . . . . ... - 6,5 - 3 |
Benzol .................... - 7,5 - 3 |
Gasöl ..................... - 7,7 - 3 |
Heizöl .................... - 7,7 - 3 |
Steinkohlenteeröl........... - 7,6 - 3 |
Kohlenstaub (Steinkohle) .... - 7,5 - 3 |
Kohlenstaub (Braunkohle) ... - 6,5 - 3 |
Denn auch die hier genannten Grenzwerte haben eine weitere Theorie bleibende Bedingung
zur Voraussetzung, nämlich daß mit dem Luftüberschuß o gearbeitet, d. h. daß der
gesamte Verbrennungs- bzw. Explosionssauerstoff im Gemisch ohne Überschuß in den
erzeugten Verbrennungs- bzw. Explosions-, kürzer Feuergasen zur Verpuffung herangezogen
wird. Das läßt sich in Wirklichkeit nicht erreichen. Die :#inäherung an diese nur
theoretisch in Betracht ziehbare Möglichkeit hängt von dem Grade der Vollkommenheit
der Mischung zwischen den chemischen Brennstoffkomponenten und dem Sauerstoff der
Verbrennungsluft ab.
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Errechnet man unter Berücksichtigung dieser Umstände die den genannten
Grenzwerten entsprechenden Wärmetönungen bei to -- 15o', so erhält man bei
Hochofengas ....... 56o bis 225 kcal/nms-Gemisch |
Koksofengas........ 815 - 225 - - |
Benzol ............ goo - 225 - - |
Gasöl.............. 86o - 22o - - |
Heizöl............. 875 - 210 - - |
Steinkohlenteeröl ... 875 - 210 - - |
Kohlenstaub (Stein- |
kohle) ........... 840 - 2i0 - - |
Kohlenstaub (Braun- |
kohle) ........... Ego - 2i0 - - |
Die entsprechenden, bei der Verpuffung erreichten theoretischen Höchsttemperaturen
ti liegen (ohne Berücksichtigung der Dissoziation) für die genannten Grenzwerte
bei:
Hochofengas . . . . . . . . . . . zwischen 206o und io6o° |
Koksofengas............ - 260o - io6o° |
Benzol................. - 270o - io6o° |
Gasöl.................. - 280o - 98o° |
Heizöl .................. - 282o -- 95o0 |
Steinkohlenteeröl ....... - 282o - 95o° |
Kohlenstaub (Steinkohle). - 2770 - 95o° |
Kohlenstaub (Braunkohle) - 2340 - 9500 |
Damit sind bereits mittelbar die Grenzen angegeben, innerhalb deren auf Grund physikalisch-,
chemisch-und technisch-wissenschaftlich exakter Überlegungen die den Verhältnissen
am besten entsprechenden Werte für die Drucksteigerung ermittelt werden konnten.
Denn es ist. Sache der Erfahrung und des nur durch lange Versuchspraxis gewinnbaren
Gefühls dafür, welche Werte von t, den der Jetztzeit zur Verfügung stehenden Werkstoffen
unter Berücksichtigung aller Möglichkeiten, wie Kühlung, Ventilation, Beaufschlagungspausen,
Gestaltung des Arbeitsverfahrens, Werkstoffauswahl usw., auf betriebliche Lebensdauer
zugemutet werden können, vor allem unter Berücksichtigung der Beanspruchungszeiten,
bezüglich deren zu bedenken ist, daß die genannten Temperaturen nur während äußerst
kurzer Zeitspanne in der Größenordnung einiger Tausendstelsekunden auftreten. Trotz
des zuletzt genannten Umstandes können die den oberen Zahlenwerten der zweiten Tabelle
entsprechenden Drucksteigerungen auch unter Berücksichtigung des notwendigen und
erfahrungsgemäß ausreichenden Luftüberschusses nicht verwirklicht werden. Im Gegenteil,
man wird sich auch unter Berücksichtigung ,der erwähnten Umstände und Überlegungen
nur zögernd und widerstrebend diesen oberen Grenzen nähern. ' Auf der anderen Seite
werden heute sehr erhebliche Beanspruchungen an -die Brennkraftturbinentechnik gestellt,
insbesondere unter Berücksichtigung der bei Fahr- und Flugzeugantrieben erforderlichen
Gewichts-und Raumbeschränkungen. Die sich dadurch ergebende technische Aufgabenstellung
ist grundsätzlich durch die Umsetzung von etwa ioa kcal/m3/h Verpuffungs- oder Verbrennungsraum
gekennzeichnet. Um diese Umsetzung von rund einhundert Millionen Wärmeeinheiten
je Kubikmeter Verpuffungsraum in der Stunde erreichen zu können, muß die Verpuffungsturbine
des Treibgaserzeugers mit sehr großen Arbeitsspielzahlen je Zeiteinheit, d. h. mit
entsprechend großen Steuerwellenumläufen in der gleichen Zeiteinheit betrieben werden;
außerdem sind hohe Ladedrücke po und verhältnismäßig reiche Wärmetönungen Q der
Gemische anzuwenden. Um diese Forderung in Einklang mit der notwendigen Betriebssicherheit,
d. h. betrieblichen Lebensdauer der den hohen Temperaturen und Wärmeübergängen ausgesetzten
Bauteile bringen zu können, darf unter Berücksichtigung aller im Verpuffungsbrennkraftturbinenbau
bisher erreichten Möglichkeiten durch Wahl des Arbeitsverfahrens, Ausbildungen der
Kühlung, Gestaltung der beanspruchten Bauteile und Heranziehung geeigneter Werkstoffe
eine Höchsttemperatur 1l in der Kammer von- igoo° nicht überschritten werden, während
es bei Unterschreitung von 400' auch unter Heranziehung der genannten Verbesserungen,
Erfindungen, Erfahrungen, Xurz in den genannten Richtungen liegenden Möglichkeiten
aller Art nicht möglich sein würde, das Umsetzungsausmaß von ioa kcal/m3/h zu erreichen.
Dem genannten Temperaturintervall- von igoo° bis iqoo° würde eine Drucksteigerung
P1: p, zwischen 5,5 und q. : i entsprechen, so daß hieraus die in weiterer Durchführung
der Erfindung vorgeschlagene Regel abgeleitet werden kann, bei dem vorgeschlagenen
Verfahren zum Betriebe von mit Düsen- und Beschaufelungsanordnungen ausgerüsteten
Treibgaserzeugern das Verhältnis zwischen höchstem Verpuffungsdruckpl und dem Ladedruck
des Gemisches Po auf den Wert von mindestens q.: i zu bemessen. Es ergibt sich die
zusätzliche Regel, »das gleiche Verhältnis zwischen den Zahlenwerten q.: i und
5,5: i einzustellen, soweit die heute zur Verfügung stehenden Werkstoffe
zur Anwendung zu kommen haben, während eine Überschreitung des Wertes 5,5 Hand in
Hand mit der Entwicklung der Werkstofftechnik zu gehen hätte.
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Wenn oben ausgeführt worden ist, daß die Anwendbarkeit derartiger
Drucksteigerungen von der Verwertung einer Reihe auf dem Gebiete der Verpuffungskammertechnik
gewonnener Kenntnisse und Erkenntnisse insofern abhängt, als die Betriebssicherheit,
d. h. die betriebliche Lebensdauer der beanspruchten Bauteile in dem Ausmaß wächst,
in welchem von diesen Kenntnissen und Erkenntnissen Gebrauch gemacht wird, ohne
daß die grundsätzliche Verwirklichungsmöglichkeit des Erfindungsgedankens dadurch
aufgehoben wird, daß .diese Kenntnisse und Erkenntnisse gänzlich außer acht gelassen
werden, so ist hier zunächst das Aufladeverfahren zu nennen, dessen hier bevorzugte,
an sich bekannte Ausführungsform sich durch gleichzeitige Eröffnung von Ladelufteinlaß-
und Feuergasauslaßorganen an den Verpuffungskammern kennzeichnet.
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Die dadurch erfolgende Verdrängung der Rostfeuergase durch unter dem
gleichen Druck wie sie stehende Ladeluft hat gegenüber dem ebenfalls bekannten Verfahren
der Nachladung der Kammer nach Schluß des Ladeluftventils und des die Restfeuergase
entlassenden Auslaßorgans den Vorteil, daß sich die Zeit eines Arbeitsspieles um
die zur Nachladung notwendige Zeitspanne wesentlich verkürzt, so daß man erst durch
dieses bevorzugte Ladeverfahren in der
Lage ist, die Arbeitsspielzahl
je Zeiteinheit in der erforderlichen Größenordnung zu verwirklichen. Dem entspricht
die Notwendigkeit, in den damit zur Verfügung stehenden äußerst kurzen Zeitspannen
zu homogenen, die gesamte Kammer ausfüllenden Ladungen zu kommen, also mit hohem
Füllungsgrad zu arbeiten. Diese Möglichkeit kann in an sich bekannter Weise vor
allem dann verwirklicht werden, wenn der Brennstoff bei offenen Ladelufteinlaß-
und Restfeuergasauslaßorganen in die Kammer eingeführt wird. Denn dadurch trifft
der Brennstoff auf den noch in voller Bewegung befindlichen Ladeluftkolben, dessen
Bildungsvoraussetzungen durch venturidüsenartige Ausgestaltung des Kammerkopfes
und durch schlanke Neigung des sich anschließenden Diffusors im Halsteil der Verpuffungskammer
zu schaffen sind. Die in der Venturidüse zur Entstehung gebrachten hohen Luftgeschwindigkeiten
tragen in Verbindung mit dem Bewegungszustand des Luftkolbens entscheidend zur Brennstoffverteilung
über den gesamten Kammerraum bei, wobei naturgemäß auch noch die Eigenbewegung des
Brennstoffes durch entsprechend hohe Einspritz- bzw. Verdichtungsdrücke eventueller
Brenngase als dritte, additiv wirkende Komponente zu berücksichtigen ist.
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Neben dieser zweckmäßigen bekannten Gestaltung des Ladeverfahrens
hat aber auch das Verarbeitungsverfahren der erzeugten Feuergase wesentlichen Einfluß
auf die anwendbaren Drucksteigerungen, weil von diesem Verarbeitungsverfahren die
Beanspruchung der sich an die Verpuffungskammer anschließenden Bauteile abhängt.
Schon durch die früher angewandte bekannte Unterteilung der je Verpuffung und Kammer
erzeugten Feuergase nach Druck, Menge oder Druck und Menge sowie durch die Verarbeitung
der so unterteilten Feuergase in verschiedenen gesonderten Turbinenstufen konnten
die mittleren Temperaturbeanspruchungen, unter denen Düsen, Beschaufelungen, Räder,
Welle, Radkästen, Dichtungen und Kühlungsvor- und -einrichtungen zu arbeiten hatten,
wesentlich vermindert werden. Dagegen war mit dieser Unterteilung noch nicht erreichbar,
gleiche Gefällezustände in den Turbinenstufen mit einer entsprechendenVergleichmäßigungder
Beanspruchung verwirklichen zu können, und vor allem war nicht möglich, der feststehenden
Leit- bzw. Umkehrschaufeln zu entbehren, deren Beanspruchung deshalb besonders hart
ist, weil sie ständig im Feuergasstrom hegen; der umlaufenden Beschaufelung ist
dagegen Gelegenheit gegeben, zwischen zwei Feuergasbeaufschlagungen stets eine Pause
zu finden, wenn die gerade beaufschlagte Schaufel ihren Umlauf von dem einen bis
zum anderen Ende des beaufschlagenden Düsensegmentes im Radgehäuse ausführt. Man
wird daher zu dem eingangs gekennzeichneten, schon früher vorgeschlagenen Arbeitsverfahren
übergehen, das sich durch eine Versetzung der Arbeitsspiele mehrerer den gleichen
Düsen- und Beschaufelungsanordnungen zugeordneten Verpuffungskammern kennzeichnet;
bei der - während der Dehnung höher gespannter Feuergasteilmengen vor und in einer
Düsen- und Beschaufelungsanordnung - hinter letzterer, in Feuergasrichtung gesehen,
die niedriger gespannte Feuergasteilmenge, die aus einer anderen Verpuffungskammer
entlassen wurde, gleichzeitig einer Dehnung unter Erzeugung gleicher Gefälle in
der den erwähnten Beaufschlagungs- und Gegendrücken ausgesetzten Düsen-und Beschaufelungsanordnung
unterworfen wird; mit anderen '\@'orten, es werden Gegendrücke zu den Beaufschlagungsdrücken
mit gleichartiger Charakteristik und synchronem Verlauf erzeugt. Gerade dieser letzte
Schritt der Entbehrlichmachung der feststehenden Leit- und Umkehrschaufeln, der
Verwirklichung gleicher Gefälle in den einzelnen Turbinenstufen, der hieraus resultierenden
Vergleichmäßigung der Festigkeitsbeanspruchungen sowie der Wärme-und Temperaturspannungen,
der Möglichkeit der Verwendbarkeit einkränziger Räder bei Umfangsgeschwindigkeiten
über 25o m/Sek. und entsprechend hohen Wirkungsgraden, der Verminderung des Ventilationswiderstandes
und damit der zusätzlichen Reibungswärme durch Abschirmung der Laufradbeschaufelungen
bis auf die Düsensegmentöffnungen, der sich gleichzeitig ergebenden baulichen Vereinfachung
durch Ausbildung nur noch einer einzigen beaufschlagenden Düsenanordnung je Turbinenstufe,
um nur die wichtigsten Fortschritte dieses neuartigen Arbeitsverfahrens zu nennen,
gibt die Möglichkeit, mit den erfindungsgemäß vorgeschlagenen Drucksteigerungen
das obengenannte Ziel zu erreichen, d. h. der Forderung zu entsprechen, diel Tmsetzung
der ao$ kcal/m3/h Verpuffungsraum durchzuführen. Die erwähnten hohen Rad- und Gesamtwirkungsgrade
sind dabei deshalb von entscheidendem Einfluß, weil sie die Möglichkeit geben, den
Zustand der Feuergase nach Temperatur und Wärmeinhalt auch außerhalb der Verpuffungskammern
und der Düsen- und Beschaufelungssysteme bis auf unvermeidliche Verluste unverändert
zu halten, mit anderen Worten darauf zu verzichten, Wärmeinhalt und Temperatur in
Wärmetauschern auszunutzen, also etwa in mechanische Arbeit zu verwandeln oder rein
thermisch zu verwerten. Wärmetauscher sind sämtlich sperrig und schwer, so daß die
Möglichkeit ihres Fortfalles von ausschlaggebendem Einfluß auf Gewichts- und Raumbeanspruchung
der Anlage ist. Aus demselben Grunde werden unentbehrliche Kühlmittel nach Aufnahme
ihrer Kühlwärme aus der Anlage abgeführt, d. h., es wird auf die Ausnutzung der
Kühlwärme in weiteren Wärmetauschern verzichtet, was wegen der erreichten hohen
Wirkungsgrade berechtigt erscheint und möglich wird. Dem entspricht es, daß die
Ausströmgase mit ihrer fühlbaren Wärme entlassen werden, so daß also auch Einrichtungen
entbehrlich werden würden, die zur Ausnutzung dieser fühlbaren Wärme bei Anlagen
mit geringerem, thermischem Wirkungsgrad vorgesehen sein müßten, um zu einem erträglichen
Gesamtwirkungsgrad zu kommen. Durch vereinigte Anwendung dieser Maßnahmen gelingt
es, innerhalb des genannten Drucksteigerungsbereiches allen Anforderungen der modernen
Kraftmaschinentechnik, insbesondere derjenigen der Flugzeugtriebwerke, zu entsprechen,
ohne daß der Verzicht auf die eine oder andere Maßnahme oder auf sämtliche derselben
die grundsätzliche Anwendbarkeit des Erfindungsgedankens beseitigen würde. , `
Die
Zeichnung veranschaulicht die sich bei Durchführung des erfindungsgemäß vorgeschlagenen
Verfahrens ergebenden Verhältnisse bei einem.Öltreibgaserzeuger mit zweifacher Teilexpansion,
also mit einem Wert von n gleich 2, wobei nur die Dehnungen als Teilexpansionen
gezählt werden, - deren Anfangsspannungen oberhalb des Ladeluftdruckes liegen. Im
einzelnen gibt Fig. i den schematisch gehaltenen Längsschnitt durch einen Treibgaserzeuger
mit zweifacher Expansionsunterteilung und zwei Turbinenstufen wieder, während Fig.
2 in derselben Schnittdarstellung einen Treibgaserzeuger mit zwei Expansionsunterteilungen
und drei Turbinenstufen veranschaulicht; Fig. 3 gibt das zu dem Ausführungsbeispiel
nach Fig. i zugehörige Q-V-Diagramm wieder.
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In dem Ausführungsbeispiel der Fig. i bezeichnet i eine der Verpuffungskamrnern,
die dem gleichen Düsen- und Beschaufelungssystem zugeordnet sind. Die Verpuffungskammer
ist in üblicher Weise mit einAm Lufteinlaßorgan 2 und mit einem in dieses eingebauten
Brennstoffeinspritzventil 3 versehen. Die Ladeluftzuführungsleitung ist mit ¢ bezeichnet,
während Brennstoffpumpe und Brennstoffzuführungsleitungen als an sich bekannt und,
in üblicher Weise ausgeführt, nicht gezeichnet sind. Jede Verpuffungskammer ist
mit zwei Düsenventilen 5 und 6 sowie mit einem Auslaßventü 7 für den Feuergasrest
ausgebildet. Die über Düsenveniil5 entlassene Feuergasteümenge wird über Düsenvorraum
8 der Düsenanordnung 9 zugeführt, die der einkränzigen Beschaufelung io des Rades
ii der ersten Turbinenstufe vorgeordnet ist. Eine Auffangdüsenanordnung 12 fängt
die in der ersten Turbinenstufe 9, io, ii teilweise abgearbeiteten Feuergase auf
und führt sie einer Auffüllkammer 13
zu, die zwischen den Turbinenstufen angeordnet
ist. In die Auffüllkammer 13 münden _ Leitungsteile 1q. ein, die sich an das Düsenventil
6 anschließen. Die Auffüllkammer geht bei 15 in eine zweite Düsenanordnung über,
die der einkränzigen Beschaufelung 16 des Rades 17 der zweiten Turbinenstufe vorgeordnet
ist. Eine Fangdüsenanordnung 18 nimmt die Feuergase auf, die die zweite Turbinenstufe
15, 16, 17 durchströmt haben, und führt sie über das Leitungsstück i9 der Treibgasentnahmeleitung
2o zu. Im Anschlußquerschnitt der Treibgasentnahmeleitung 2o an das Turbinengehäuse
2 1 mündet auch ein weiterer Leitungstei122 aus, der den Feuergasrest aufnimmt,
der über das Auslaßventil7 entlassen worden war.
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Die Feuergasbüdung selbst- kommt dadurch zustande, daß Ladeluftventil
2 - und Auslaßventil 7 gleichzeitig eröffnet werden. Die einströmende Ladeluft nimmt
infolge der venturidüsenartigen Ausbildung des Einlaßendes der Verpuffungskammer
bei sehr schlanker Neigung des Diffusors @23 dieses Einlaßendes die Form eines Kolbens
an, der die Restfeuergase, die von der vorhergehenden Verpuffung her noch die Kammer
i erfüllen, über das geöffnete Auslaßventil 7 ausschiebt. Kurz vor Beendigung dieses
Restfeuergasverdrängungs- und Ladeabschnittes eines Arbeitsspieles führt der zugeordnete
Stempel der Brennstoffpumpe seinen Förderhub aus und spritzt über das Ventil 3 in
die noch in Bewegung befindliche Luft die erforderliche Brennstoffmenge ein. Dadurch
bildet sich eine homogene, hochzündfähige Ladung in dem Zeitpunkt, in dem sich die
Ventile 2 und 7 schließen. Eine nicht gezeichnete Zündvorrichtung bewirkt die Zündung
des Gemisches, so daß bei völlig geschlossenen Ventilen die Verpuffung vor sich
geht. Im Zeitpunkt der Ausbildung des höchsten Verpuffungsdruckes öffnet sich Düsenventil-5
und entläßt eine Feuergasmenge, deren Anfangszustand durch Auftreten dieses Verpuffungshöchstdruckes
gekennzeichnet ist. Gleichzeitig eröffnet sich das Düsenventil 6 einer anderen,
nicht -gezeichneten Verpuffungskammer und entläßt eine niedriger gespannte Feuergasteilmenge
in die Auffüllkämmer 13, da ihr Arbeitsspiel gegenüber dem der betrachteten Kammer
i eine solche Voreilung besitzt, daß sie bereits vorher die Feuergasteilmenge mit
dem durch den Verpuffungshöchstdruck .gekennzeichneten Anfangszustand entlassen,
d. h. ihr Düsenventil 5 geschlossen und ihr Düsenventil 6 eröffnet hatte, als sich
das Düsenventil 5 der betrachteten Kammer i gerade öffnete. Vor der Düsen- und Beschaufelungsanordnung
9, io, ii der ersten Turbinenstufe treten also die Beaufschlagungsdrücke der ersten
Teilexpansion auf, der eine Teilmenge der in der Kammer i erzeugten Feuergasgesamtmenge
in der genannten Düsen- und Beschaufelungsanordnung unterworfen wird. Hinter der
gleichen Düsen- und Beschaufelungsanordnung, in Feuergasrichtung gesehen, treten
die Gegendrücke auf, die in der Auffüllkammer 13 dadurch erzeugt werden, daß diese
von zwei Seiten aus Feuergase erhält; sie erhält zunächst aus der erwähnten anderen
Verpuffungskammer unmittelbar entlassene Feuergase über die Zuführungsleitung 1q.;
sie erhält weiter Feuergase über die Auffangdüsenanordnung 12 aus der ersten Turbinenstufe.
Unter dem Einfluß dieser beiden Feuergaszuströmungen füllt sich die Auffüllkammer
13, begüi stigt durch ihr kleines Volumen, momentan und rapide auf, so daß die erwähnte
Gegendruckbildung zustande kommt. Diese Gegendruckbildung hat aber den Charakter
einer Teilexpansion, da die Auffüllkammer i3 über die Düsenanoidnung 15 in offener
Verbindung mit der zweiten Turbinenstufe 15, 16, 17 steht. Da die erwähnte Arbeitsspielversetzung
zum Synchronismus zwischen beiden Teilexparisionen führt, müssen die die Expansions-
und Gegendruckverläufe kennzeichnenden Linien in einem Druck-Zeit- oder Q-V-Diagramm
nahezu äquidistänt verlaufen, was an Hand der Fig.3 noch nachzuweisen sein wird.
Dieser Äquidistanz entsprechen praktisch gleichbleibende Enthalpiegefälle, denen
die Beschaufelung io unterliegt, so daß diese erste Turbinenstufe mit hohem Radwirkungsgrad
zu arbeiten vermag.
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Was für die erste Turbinenstufe ausgeführt worden ist, gilt sinngemäß
für die zweite Turbinenstufe 15, 16, 17. Denn vor dieser .Turbinenstufe liegt, wieder
in Strömungsrichtung der Feuergase gesehen, die Düsenanordnung 15, die von der Auffüllkammer
13 aus mit Feuergasen versorgt wird. Diese Feuergase erzeugen einen Innendruck,
dessen Auswirkungen als Gegendruck - in bezug auf die vorgeordnete erste Turbinenstufe
9, io, ii gerade betrachtet worden
waren; die gleichen Innendrücke
werden nun in bezug auf die im Treibgasstrom nachgeordnete zweite Turbinenstufe
15, 16, 17 zu Beaufschlagungsdrücken, so daß diese Beaufschlagungsdrücke wieder
den Charakter einer Teilexpansion haben. Während diese Teilexpansion vor sich geht,
hatte eine dritte, bisher nicht betrachtete und nicht gezeichnete Kammer ihr Auslaßventil
7 eröffnet. Über dieses Auslaßventil 7 wurden aus dieser sich gerade im Ladevorgang
befindenden Kammer Restfeuergase durch die gleichzeitig eintretende Ladeluft verdrängt.
Diese Restfeuergase erreichen den Mündungsquerschnitt der Treibgasentnahmeleitung
und erfahren gleichzeitig einen den Raum- und Druckverhältnissen entsprechenden
Abfall ihrer Spannung. Dieser Spannungsabfall wirkt sich über das Leitungsstück
i9 als der Spannung nach abgesenkter Gegendruckverlauf auf die vorgeordnete Beschaufelung
16 aus, so daß also Beaufschlagungsdrücke der Düse i5 und Gegendrücke der Radkammer
des Rades 17 wieder den gemeinsamen gleichartigen Charakter einer Teilexpansion
besitzen. Durch die noch stärkere Voreilung des Arbeitsspieles der dritten Kammer,
die den Ladeabschnitt ihres Arbeitsspieles durchführt, während die Kammer i die
im Anfangszustand höchstgespannte Feuergasteilmenge, die zweite Kammer eine im Anfangszustand
bereits niederiger gespannte Teilmenge entläßt, tritt der Synchronismus auch des
durch die Restfeuergase hervorgerufenen Gegendruckverlaufes mit der Teilexpansion
auf, die der zweiten Turbinenstufe zugeordnet ist, so daß im Diagramm wieder für
praktische Äquidistanz von Teilexpansion _ und Gegendruckverlauf gesorgt ist. Demgemäß
treten auch in der zweiten Turbinenstufe nahezu gleichbleibende Teilgefälle auf,
so daß auch diese Turbinenstufe mit hohem Radwirkungsgrad zu arbeiten vermag.
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Insoweit entspricht das Ausführungsbeispiel bereits früheren Vorschlägen,
während zur Kennzeichnung der Erfindung folgendes auszuführen ist: Die Verwirklichung
des Erfindungsgedankens zeigt sich in dem Q-V-Diagramm der Verpuffungskammer i der
Fig. i, das in Fig. 3 maßstäblich richtig wiedergegeben ist. In diesem Q-V-Diagramm,
welches das übliche Q-S-Entropiediagramm mit den prozentual ausgeströmten Feuergasmengen,
unter Berechnung der Feuergasgesamtmenge je Verpuffung und Kammer mit ioo °/o, als
Abszissen vereinigt, wobei die Ordinaten dem Wärmeinhalt der Feuergase in kcal/nm3
(Enthalpie) entsprechen, erkennt man zunächst das angedeutete Druck- und Temperaturliniennetz,
das nur für die vom Punkt A ausgehende Doppellinie gilt, welche die adiabatischen
Feuergasgefälle angibt. Die Doppellinie gibt die während der Expansion auftretenden
Zustandsänderungen wieder, aber nur für die ideale Maschine, bei der während der
Expansion keine Entropieänderungen auftreten, d. h., bei der keine Wärmeübergänge
an die feuergasberührten Wandungsflächen auftreten und keine Wärmeentwicklung durch
Reibung an Läufer und Schaufeln stattfindet. Bei der praktisch ausgeführten Maschine
ist natürlich beides der Fall. Sorgfältige Untersuchungen über den Wärmeübergang
an den Wandungen auf der Gasseite und Berechnungen der Ventilationsverluste am Läufer
und an den Schaufeln haben jedoch ergeben, daß bei gut ausgeführten Anlagen und
bei Anwendung der üblichen Arbeitsprozesse annähernd Übereinstimmung zwischen durch
Reibung und Ventilation entwickelten und an das Kühlmittel übergehenden Wärmemengen
besteht. Es ist daher berechtigt, von adiabatischen Zustandsänderungen während der
Expansionen auszugehen, und diese Änderungen erscheinen im Q-S- oder Q-V-Diagranun
als Vertikallinien.
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Der Punkt A entspricht dem Anfangszustand der über Düsenventil s entlassenen
Feuergasteilmenge, also, spannungsmäßig gesehen, dem Verpuffungshöchstdruck, - der
im Beispielsfalle 64 ata beträgt. Diese Teilmenge vom Anfangszustand A wird nunmehr
in der Düsen- und Beschaufelungsanordnung 9, io, ii der ersten Turbinenstufe einer
Teilexpansion 24 unterworfen, die bis zum Punkt B reicht. In diesem Punkt
B
schließt sich das Düsenventil s, und es öffnet sich das Düsenventil
6. Die dadurch zur Entlassung kommende Feuergasteilmenge vom Anfangszustand
B erfährt eine Teilexpansion, deren Verlauf durch das Expansionslinienstück 25 gekennzeichnet
ist. Im Punkt C schließt sich das Düsenventil 6, und es öffnet sich das Auslaßventil
7. Die über das geöffnete Ventil 2 gleichzeitig eintretende Ladeluft schiebt den
Feuergasrest aus, so daß der Punkt E erreicht wird, in welchem sich Auslaßventil
7 und Ladeluftventil 2 schließen. Hierauf folgt der in einem Q-V-Diagramm nicht
darstellbare Arbeitsspielabschnitt der Zündung und Verpuffung, der zur Bildung einer
Feuergasgesamtmenge vom Anfangszustand A führt. Dann wiederholt sich das geschilderte
Arbeitsspiel.
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Es ist also zu beachten, daß das Q-V-Diagramm der Fig. 3 in der Zeit
verläuft, so daß synchron verlaufende Vorgänge in ihm nur durch Rekonstruktion bzw.
gedachte Verschiebungen veranschaulicht werden können.
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Bei Erläuterung dieses Diagramms mußte bereits von einer bestimmten
Lage des Punktes B ausgegangen werden, so daß insofern die Verwirklichung des Erfindungsgedankens
bereits vorweggenommen worden ist. Geht man, wie dies folgerichtig wäre, zunächst
von dem der Erfindung gestellten Problem aus, so liegt die Lage des Punktes B auf
der durch die Punkte A und C bestimmten Expansionslinie noch nicht fest, sondern
es besteht im Gegenteil die völlig offene Aufgabe, den Entnahmedruck der niedrigstgespannten
Feuergasteilmenge, die über das Düsenventil 6 zur Entlassung kommt, so zu bestimmen,
daß zwei Bedingungen genügt- wird. Die erste Bedingung, daß die Einzelgefälle, die
durch den Abstand zwischen Expansions- und Gegendrucklinien veranschaulicht werden,
so bestimmt sind, daß einkränzige Räder mit Umfängsgeschwindigkeiten über
250 m/Sek. anwendbar werden, ist verhältnismäßig leicht zu lösen und auch
nach einem älteren Vorschlag bereits gelöst worden, indem dem Punkt B unter einziger
Berücksichtigung dieser Forderung einfach die Lage erteilt wird, bei der die gewünschten
Einzelgefälle entstehen. Wird nämlich Punkt B in Richtung zum Punkt A hin verschoben,
so verringern sich die Einzelgefälle in der ersten' Turbinenstufe, und es vergrößern
sich
die Einzelgefälle in der zweiten Turbinenstufe; wird Punkt B zum Punkt C hin verschoben,
so vergrößern sich die Einzelgefällt in der ersten und es vermindern sich die Einzelgefälle
in der zweiten Turbinenstufe. Die Einhaltung der ersten Bedingung machte -also keinerlei
grundsätzliche Schwierigkeiten mehr, nachdem einmal der Vorschlag der Verwendung
bewußt und planmäßig hervorgerufener Teilexpansionen zur Gegendruckbildung gemacht,
die erforderliche Synchronisierung verwirklicht und die Einhaltung der Bedingung
als vorteilhaft und durchführbar erkannt war.
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Gemäß vorliegender Erfindung sind jedoch die Voraussetzungen zur Erfüllung
einer weiteren durchaus nicht mehr so einfach zu erfüllenden Bedingung zu schaffen,
wenn nach ihr die Forderung aufgestellt wird, sämtliche Düsen, also sowohl die Düsen
9 als auch die Düsen 15, als Lavaldüsen auszuführen. Es beruht auf einer
völlig neu- und eigenartigen erfinderischen Erkenntnis, daß das ohne Störung der*
Erfüllung der ersten Bedingung dadurch möglich wird, daß der Anfangsdruck (P2.),
mit dem jede Teilgasmenge entnommen wird, gleich oder annähernd gleich ist dem Produkt
aus der Spannung der Ladeluft bzw. dem Druck in der Kammer vor der Zündung (Ladedruck
= p,) und der
ten Potenz des Quotienten aus dem Expansionsanfangsdruck der höchstgespannten Teilgasmenge
und dem Ladeluftdruck (p,), wobei a die zeitliche Ordnungsziffer der jeweils betrachteten
Teilexpansion und n die Anzahl der Teilmengen ist, mit der die je Kammer und Verpuffung
erzeugte Feuergasgesamtmenge mit Drücken oberhalb des Ladedruckes entnommen wird.
Da n im Falle des Ausführungsbeispieles dem Wert 2, a wegen der betrachteten zweiten
Teilexpansion ebenfalls dem Wert 2 entspricht,. bedeutet das, daß die die Lage des
Punktes B festlegende Entnahmespannung der durch Düsenventil 6 aus der Verpuffungskammer
zu entlassenden Teilmenge bestimmt ist durch den Ausdruck:
Da im Falle des Ausführungsbeispieles ß, = 64 ataund @o = 12 ata ist, ergibt sich
Pz.u - 27,7 ata. Wie aus Fig.3 zu entnehmen
ist, entspricht die Lagedes Punktes B diesem Zwischendruck. Der sich in der Auffüllkammer
13 auf Grund dieser Entnahmespannung einstellende Gegendruckverlauf ist durch die
strichpunktiert eingezeichnete Linie 26 dargestellt. Man erkennt zunächst, daß die
Linie 26 bis auf die an ihrem Beginn auftretende kurze Auffüllphase nahezu äquidistant
zur Linie 24 verläuft. In der ersten Turbinenstufe erfährt also die über das Düsenventil
s entlassene Feuergasteilmenge vom Anfangszustand A praktisch gleiche Teilgefälle,
so daß die Beschaufelung-zo mit hohem Radwirkungsgrad arbeitet. Gleichzeitig kann
sie einkränzig armgebildet und mit Umfangsgeschwindigkeiten über 250 m/Sek.,
vorzugsweise mit 300 m/Sek., betrieben werden, da die durch die Lage der
Gegendrucklinie 26 in Bezug auf die Expansionslinie 24 bestimmten Einzelgefälle
dies ermöglichen.
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Zu erkennen ist aber auch, daß der erfindungsgemäß gestellten Bedingung
genügt ist. Denn Linie 27 stellt die Linie des kritischen Druckes in Bezug auf die
Expansionslinien 24, 25 dar. Die Gegendrucklinie 26 liegt deutlich erkennbar unter
dieser Linie 27 des kritischen Druckes, so daß in der ersten Turbinenstufe Lavaldüsen
mit den dargestellten günstigen Eigenschaften zur Anwendung kommen können, wobei
gerade diese Eigenschaften für den Betrieb von Verpuffungsbrennkrafiturbinen erwünscht
und entscheidend sind.
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Was für die erste Turbinenstufe ausgeführt worden ist, gilt aber auch
für die zweite Turbinenstufe. Zu diesem Zweck ist die punktierte Linie des in der
zweiten Radkammer auftretenden Gegendruckes wiedergegeben worden. Auch diese Linie
28 verläuft zunächst annähernd äquidistant zur Linie 26, die nunmehr die Änderungen
des Beaufschlagungsdruckes wiedergibt, die in Bezug auf die zweite Turbinenstufe
15, 16, 17 auftreten. Auch die zweite Turbinenstufe verarbeitet also praktisch
gleiche Einzelgefälle. Die Lage der Linie 28 in Bezug auf die Linie 26, mit anderen
Worten, die Einzelgefälle in der zweiten Turbinenstufe, soweit sie die Veraibeitung
der Feuergasteilmenge betreffen, die über die Auffangdüsenanordnung 12 aus der ersten
Turbinenstufe entlassen worden war, ist bzw. sind dabei so festgelegt, . daß in
der zweiten Turbinenstufe wieder einkränzige Räder mit den erwähnten Umfangsgeschwindigkeiten
anwendbar werden.
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Eingezeichnet ist aber auch die Linie 29 des kritischen Druckes in
Bezug auf die Beaufschlagungsdrücke, gegeben durch Linie 26. Man erkennt, daß die
Linie 28 auf dem größten Teil ihres Verlaufes unterhalb der Linie 29 liegt. Eine
derartige schwache Unterschreitung des kritischen Druckes ändert nicht den bekannten
Vorteil der Lavaldüse, den Feuergasstrahl in der gewünschten Richtung ohne Ablenkung
und entsprechende Wirkungsgradeinbuße zu führen. Gefährlich wird die Lavaldüse nur
bei starker Erweiterung bzw. bei zu groß gewähltem. Erweiterungswinkel; erst dann
löst sich der Strahl von der Führungswand und expandiert im Spalt weiter in unbeeinflußbarer
Richtung.
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Das Diagramm der Fig. 3 läßt schließlich erkennen, daB auch der durch
die punktierte Linie 35 gekennzeichnete Gegendruckverlauf in Bezug auf die Feuergasteilmenge,
die in die Auffüllkammer 13 über das Düsenventil 6 entlassen worden war, die also
den Anfangszustand B besaß und entsprechend dem Expansionslinienabschnitt 25 gedehnt
wird, im wesentlichen unterhalb der Linie 27 des kritischen Druckes in Bezug auf
die Beaufschlagungsdrücke B bis C liegt. Gleichgültig daher, ob für die über Leitungsstück
14 zugeführte Feuergasteihnenge besondere Düsen vorgesehen sind oder ob diese Feuergasteilmenge
einer gemeinsamen Düsenanordnung 15 zuströmt, gemeinsam in Bezug auf die über Auffangdüse
12 zuströmende Feuergasteilmenge vom ursprünglichen Anfangszustand A, besteht also
die Möglichkeit, beide Düsenausbildungen,
insbesondere also die
gemeinsame Düse i5 der zweiten Turbinenstufe, als Lavaldüse auszuführen.
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Abschließend sei erwähnt, daß Fläche I. das disponible Arbeitsvermögen
der Feuergasteilmenge vom Anfangszustand A in der ersten Turbinenstufe, die Fläche
Is das Arbeitsvermögen der gleichen Feuergasteilmenge in der zweiten Turbinenstufe
darstellt. Die Fläche Il stellt das disponible Arbeitsvermögen der über das Düsenventi16
entlassenen Feuergasteilmenge vom Anfangszustand B in der zweiten Turbinenstufe
dar, während die Fläche III schließlich ein Maß für das Arbeitsvermögen der Feuergase
ist, die in den Mündungsquerschnitt der Treibgasentnahmeleitung 2o eintreten.
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Was für n = 2, also für zweifache Expansionsunterteilung ausgeführt
worden ist, gilt sinngemäß auch für höhere, ganzzahlige Werte von n. Wäre
n
beispielsweise = 3, so müßte erfindungsgemäß der Entnahmedruck @z.@ z,3
der niedrigstgespannten Feuergasteilmenge kleiner sein als
da a = 3 ist. Im Falle des Ausführurigsbeispieles ergibt das:
Die nächsthöher gespannte ' Feuergasteilmenge vom Druck PZwi.z hat die Ordnungsziffer
a = 2, so daß
zu sein hat, d. h., es wird im Falle des Ausführungsbeispieles
Das Ausführungsbeispiel nach Fig.2 entspricht demjenigen nach Fig. i mit dem Unterschied,
daß im Wege des über Auslaßventil 7 entlassenen Feuergasrestes eine Düsenanordnung
30 liegt, über die die Beschaufelung 3i des Rades 32 beaufschlagt wird. Die Düsenanordnung
30 erhält jedoch nicht nur den über Auslaßventil 7 entlassenen Feuergasrest,
sondern auch Feuergase, die in der vorhergehenden Turbinenstufe 15, 16, 17 Arbeit
geleistet hatten. Diese Feuergase strömen zunächst einer Auffüllkammer 36 zu, die
mit der Düsenanordnung 3o bei 37 in Verbindung steht. Auf diese Weise kommt der
im Ausströmgehäuseteil 38 der dritten Turbinenstufe 30, 31, 32 gebildete Gegendruckverlauf,
gekennzeichnet durch Linienzug 35 in Fig. 3, in bezug auf die Teilexpansion 25 in
der zweiten Turbinenstufe 15, 16, 17 zur Auswirkung. Diese Auswirkung besteht in
dem nahezu äquidistanten Verlauf des Linienzuges 29 in bezug auf den Expansionslinienabschnitt
25. Mit anderen Worten, die Anordnung der dritten Turbinenstufe 30, 31, 32 in Fig.
2 ändert nichts an dem Auftreten praktisch gleicher Gefälle in der ersten Turbinenstufe
9, io, ii und , selbstverständlich ebensowenig an dem Auftreten praktisch gleicher
Gefälle in der zweiten Turbinenstufe 15, 16, 17. Weiterhin fällt die Linie 35 im
Bereich der Fläche II mit der Linie 27 des kritischen Druckes nahezu, zusammen,
so daß die nach Fig. 2 vorzusehende dritte Turbinenstufe zur Abarbeitung von im
Feuergasrest enthaltenen Gefälle wiederum keine ungünstigen und störenden Rückwirkungen
auf die Möglichkeit -der Ausbildung von Lavaldüsen in den beiden vorgeordneten
Stufen hat.
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Der Erfindungsgedanke ist daher auch bei dem Ausführungsbeispiel nach
Fig: 2 zu verwirklichen.
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Wie bereits aufgeführt worden ist, bildet es insbesondere Gegenstand
vorliegender Erfindung, das Arbeitsverfahren so auszugestalten, daß verhältnismäßig
geringe Gewichte und Raumbeanspruchungen der Anlage, bezogen auf die Leistung, entstehen.
Dabei ist es bemerkenswert, daß es bei erfindungsgemäß ausgebildeten Anlagen gelingt,
je Kubikmeter Verpuffungs- bzw. Verbrennungsraumes ioe Kalorien kcal stündlich in
mechanische Energie umzusetzen. Naturgemäß muß zum Zwecke der Umsetzung von etwa
hundert Millionen derartiger Wärmeeinheiten je Stunde und m3 Verpuffungsraum der
Verpuffungsbrennkraftturbinenteil der Anlage mit einer verhältnismäßig großen Anzahl
von Arbeitsspielen je Zeiteinheit betrieben werden, d. h., die Drehzahl der Steuerwelle
muß entsprechend groß sein; darüber hinaus muß mit einem hohen Ladedruck Po und
mit einer verhältnismäßig hohen Wärmetönung der Ladung gearbeitet werden. Um diese
Bedingungen mit einer ausreichenden Lebensdauer der den hohen Temperaturen und Wärmeübergängen
ausgesetzten Bauteile zu vereinigen, ist es zweckmäßig, die höchste, in den Verpuffungskammern
auftretende Temperatur t1 nicht über eine obere Grenztemperatur von 195o° hinaus
zu steigern, womit die üblichen Kühlmittel für diese Bauteile zur Anwendung kommen
können, während diese - selbst dadurch Beanspruchungen unterworfen bleiben, bei
denen sie aus Werkstoffen mit normalen Eigenschaften hergestellt werden können,
während die Ausbildung der Bauteile keinen wesentlichen Änderungen zu unterziehen
ist. Andererseits soll ein unterer Grenzwert der Temperatur t1 von i4oo° nach Möglichkeit
nicht unterschritten werden. Dem sich damit ergebenden Temperaturintervall von 195o
bis 140o° herunter entspricht einer Drucksteigerung P,: P, von i : 4 bis
5,5. Es wird also das explosible Gemisch zwischen dem jeweils in Betracht kommenden
Brennstoff und der Luft so eingestellt, daß sich in den Verpuffungskammern ein Verhältnis
zwischen dem Ladedruck p, und dem Explosionsdruck P1 dahin einstellt, daß es mindestens
i : 4 und höchstens i : 5,5 beträgt.
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Es ergibt sich aus dem Vorgesagten weiter, daß man diese vorteilhafte
Drucksteigerung vereinigt mit weiteren an sich bekannten Maßnahmen zur Anwendung
bringt, unter denen die bereits erwähnte Bemessung der Drücke P""" also der Anfangsspannungen
der Feuergasteilmengen, und das Ladeverfahren selbst zu nennen sind, das sich durch
gleichzeitige Öffnung des Ladelufteinlaßventils 2 und des Auslaßventils 7 für die
Restfeuergase aus den Verpuffungskammern kennzeichnet. Die Spülung der Verpuffungskammern
vollzieht
sich dann also so, daß die etwa unter der Spannung des Feuergasrestes bzw. nur wenig
Barüberstehende Ladeluft diese Restfeuergase verdrängt, sehr im Gegensatz zu dem
ebenfalls bekannten Nachladeverfahren, bei dem nach Schluß der beiden obenerwähnten
Ventile nochmals unter höherem .Druck stehende ' Nachladeluft in die Verpuffungskammern
eingeführt wird, so daß sich durch Fortfall dieses Nachladeverfahrens die Möglichkeit
ergibt, das vollständige Arbeitsspiel durch Fortfall der zur Nachladung benötigten
Zeitspannen zu verkürzen, also die größtmögliche Zahl von Arbeitsspielen in der
Zeiteinheit abzuwickeln und dadurch zu verwirklichen.
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Naturgemäß sind die obengenannten hohen Rad-und sonstigen Teilwirkungsgrade
von entscheidender Wichtigkeit in bezug auf die Vereinfachung des Gesamtaufbaues
der Anlage. Der erreichbare Gesamtwirkungsgrad ermöglicht es insbesondere, außerhalb
der Verpuffungskammern und der Düsenbeschaufelungsanordnungen, d. h. also außerhalb
des Verpuffungsteiles der Anlage jede Abwärmeverwertung, abgesehen naturgemäß von
unvermeidlichen Wärmeverlusten durch Leitung und Strahlung, zu vermeiden. Das bedeutet
den Fortfall aller Zwischen- und Nachkühler, weiter den Fortfall aller Abgasverwerter,
die man bisher benötigte, um den thermischen Gesamtwirkungsgrad der Anlage erträglich
zu halten. Es ist bekannt, daß alle Wärmetauscher sperrig und schwer sind, so daß
ihr Fortfall die Gewicht- und Raumbeanspruchung der Anlage wesentlich verkleinert.
Es besteht nunmehr die Möglichkeit, die für die Bauteile des Verpuffungsteiles der
Anlage bekannte unerläßliche Kühlung dadurch zu vereinfachen, daß das Kühhnittel
mit der aufgenommenen Kühlwärme entlassen wird, so daß die Rückgewinnung der Kühlwärme
in Fortfall kommt; sinngemäß das gleiche gilt für Rückkühlmittel, wenn auf die Rückkühlung
des Kühlmittels und Wiederverwendung des Kühlmittels nach der Rückkühlung, .etwa
in wasserarmen Gegenden, nicht verzichtet werden kann. Auch die Ausströmgase werden
daher mit ihrer fühlbaren Wärme abgeführt und verwertet, ohne daß es der Zwischenschaltung
der bisher zur Verwirklichung wirtschaftlicher Wirkungsgrade benötigten Abgasverwerter
bedarf. Durch die Vereinigung der erfindungsgemäß benannten Maßnahme entsteht also
eine äußerst einfache, räumlich äußerst gedrängte und leichte Anlage, die allen
Forderungen der modernen Kraftmaschinentechnik, insbesondere zum Fahr- und Flugzeugantrieb,
genügt.
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Es liegt im Wesen der Erfindung, daß naturgemäß alle Ventile zu genau
vorbestimmten Zeitpunkten angesteuert werden müssen, daß demgemäß bestimmte Steuerzeitpunkte
und -zeitspannen eingehalten werden. Hierzu können alle Maßnahmen mechanischer,
pneumatischer, hydraulischer, magnetischer und elektrischer Art, auch,in entsprechender
Vereinigung, Anwendung finden. Derartige Steuerungen sind an sich bekannt und sind
nicht Gegenstand der Erfindung.