NO873869L - Turbocompound 2-takts stempelmotorer. - Google Patents

Description

Foreliggende oppfinnelse angår turbocompound 2-takts stempelmotorer og forbedrede utformninger av sylindertoppene for slike motorer.

Med uttrykket "turbocompound 2-takts stempelmotorer" menes en 2-takts motor med frem-og tilbakegående stempler som er beregnet på å bli knyttet til et turbin/turbokompressorsett slik at ekshaustgassene fra den førstnevnte motor driver eller hjelper til med å drive turbinen i det sistnevnte sett, som driver turbokompressoren mens denne, påsin side, turbolader stempelmotoren. Turbin/turbokompressorsettet kan være endel av en gassturbinmotor som er istand til å arbeide uavhengig av stempelmotoren eller kan arbeide bare som en turbolader.

Det har lenge vært ansett som ønskelig å turbolade stempelmotorer som arbeider etter en 2-takts syklus, for derved å optimalisere ytelse og brenseløkonomi mens man reduserer motorens spesifikke vekt.

Et godt eksempel på denne type motorer anvendt til drift av fly, var "Napier Nomad", som er beskrevet for eksempel i magasinet "Flight", bind 65 nr. 4, april 1954, sidene 543-551. Den besto av en turboladet 12-sylindret 2-takts dieselmotor med turbin/turbokompressorsettet drevet av dieselmotorens ekshaust og de to deler av motoren var forbundet med hverandre ved hjelp av et regulerbart gear som gjorde det mulig å tilpasse de to akselhastigheter optimalt til hverandre og i forhold til f lybetingelsene for det fly der motoren var installert. Den var ikke kommersielt vellykket, sannsynligvis fordi den var tyngre og mer kompli-sert enn tilsvarende turbojetenheter, og dessuten bød turbojetenheter på høyere hastigheter, mens brensel på det tidspunkt var forholdsvis billig, slik at det større bren-selforbruk ved en turbojet ikke var noen særlig ulempe.

I den senere tid er det i US-PS 4.449.370 beskrevet en compoundmotor for bruk i fly, der en turboladet dieselmotor med lavt kompresjonsforhold har en turbolader som kan arbeide uavhengig av dieselmotoren. Dette er mulig fordi selv om turbinen mottar ekshaustgasser fra dieselmotoren, blir disse først ledet gjennom en katalyttisk forbrenningsanordning som er lagt inn i syklusen før turbinen, slik at når det er nødvendig, kan brensel og luft tilføres den katalyttiske forbrenningsanordning for å gi ytterligere oppvarming av ekshaustgassene, og videre finnes det en ventil og kanaler slik at dieselmotoren valgvis kan forbikobles, idet kompres-sor (blåser)- luft føres direkte til det katalyttiske forbrenningskammer for å drive turbinen og dermed frembringe energi for hjelpeutstyr under oppstartingen.

En gjennomgåelse av disse og andre foreslåtte eksempler på turbocompound 2-takts stempelmotorer, synes å vise at selv om de er av forskjellige typer og konstruksjoner, følger de vanlige regler for slike motorer ved at det trykk ved hvilket turboladeluft føres til stempelmotoren er lavere enn det trykk med hvilket forbrennlngsgasser fra stempelmotoren føres som ekshaust til turbinen.

Hvis man videre betrakter eksempler på arbeidssykler for 2-takst stempelmotorer i den vanlige utførelse der det ikke er i compound med noen turbin, vil man se at, som en generell regel, er deres kompresjonsforhold tilnærmet det samme som deres ekspansjonsforhold. Det synes å være et faktum at denne generelle regel også er blitt anvendt på disse motorer når de er i compound med turbin/turbokompressorsett.

Det fremholdes her at de fakta som er nevnt ovenfor i de to foregående avsnitt, er uheldige av årsaker som vil bli forklart nærmere, idet de fører til at de samlede arbeidssykler for turbocompound 2-takts stempelmotorer blir mindre effektive og har lavere ytelser enn de kunne ha.

Det er en hensikt med foreliggende oppfinnelse å komme frem til turbocompound 2-takst stempelmotorer som er innrettet til å benytte en mer effektiv arbeidssyklus og/eller en arbeidssyklus med høyere ytelse enn tidligere.

I henholld til dette går foreliggende oppfinnelse ut på en turbocompound 2-takst stempelmotor med et sylinderhode som for hver sylinder i stempelmotoren omfatter et indirekte forbrenningskammer, innløpsventilanordninger for tilførsel av turboladeluft til sylinderen og ekshaustventilanordninger for utslipp av forbrenningsgasser fra sylinderen, hvilken stempelmotor er innrettet til å følge en arbeidssyklus som omfatter en kompresjonstakt og en ekspansjonstakt, der ekspansjonstakten ekspanderer forbrenningsgassene til et trykk lavere enn trykket på den innkommende turboladeluft, og der spyling av forbrenningsgassene fra sylinderen lettes ved at man sørger for at både innløpsventilanordninger og ekshaustventilanordninger er åpne på samme tid under en tidlig del av kompresjonstakten, for dermed å spyle sylinderen med turboladeluft under den nevnte tidlige del av kompresjonstakten, hvorved sylinderen har et kompresjonsforhold som er betydelig mindre enn dens ekspansjonsforhold, og der innløpsventilanordningen er innbygget i det indirekte forbrenningskammer, slik at når innløpsventilanordningen er åpen, vil den innkommende turboladeluft strømme gjennom de indirekte forbrenningskammere før den kommer inn i sylinderen, idet det indirekte forbrenningskammer er forbundet med sylinderen med en passasjeanordning for å rette den innkommende turboladeluft mot stempelet og derved fortrenge forbrenningsgasser mot ekshaustventilanordningen og for å optimalisere virkningsgraden ved spylingen. Blandt andre fordeler synes denne motor å ha god spyling av brukte forbrenningsprodukter fra sylindrene og tillater bruk av lave kompresjonsforhold. Passasjen som skal lede turboladeluften mot stemplene, opptar fortrinnsvis en mindre del av sylinder-topparealet enn ekshaustventilanordningen, og letter dermed spyleprosessen.

For å hjelpe stempelmotoren til å klare høye ekspansjonsforhold, kan det indirekte forbrenningskammer innbefatte to innløpsventiler som står overfor hverandre på tvers av det indirekte forbrenningskammer, slik at de deler av stemplene som stenger innløpet, beveges mot hverandre når ventilene åpnes. En varmebevarende masse som skal understøtte forbrenningen, er fortrinnsvis anbragt mellom de to innløpsven-tiler, slik at den blir skjermet mot strømmen av innkommende turboladeluft når ventilene er åpne og da med de deler av ventilene som skal stenge utløpet.

Det indirekte forbrenningskammer kan også innbefatte en bevegelig stempelanordning i kammerets vegg, slik at kompresjonsforholdet for motoren kan varieres.

Ifølge et annet trekk, omfatter oppfinnelsen også sylinder-hoder for turbocompound 2-takts stempelmotorer.

Det skal påpekes at turbinen og turbokompressen som stempelmotoren arbeider i compound med, enten kan være av typen med radiell strømning eller av typen med aksial strømning, alt etter hvilken type som kan utføre sin del av den samlede arbeidssyklus mest effektivt.

En fremtredende fordel ved den utførelse det er gitt et omriss av ovenfor, er at de utgjør en anordning som i høy grad øker luftstrømmen gjennom en gitt størrelse av en 2-takst stempelmotor - og dermed av den avgitte ytelse - uten nødvendigvis å føre til høye toppverdier for forbrennings-trykkene i sylindrene. Videre kan luftladningen gjøres renere før forbrenning finner sted enn tilfellet er i tidligere kjente motorer. Trekkene er velegnet for bruk der den 2-takts stempelmotor er en dieselmotor, men kan også anvendes både ved motorer med gnisttenning og motorer som drives med gass.

Utførelsesformer for oppfinnelsen vil nu bli beskrevet bare som eksempler under henvisning til tegningene der: Figur 1 viser et skjematisk diagram for en compoundmotor, omfattende en gassturbinmotor knyttet til en 2-takts motor med frem-og tilbakegående stempel,

figur 2 er et indikatordiagram som viser arbeidssyklusen for stempelmotoren på figur 1,

figur 3 er et indikatordiagram svarende til det på figur 2, men viser dessuten mulige områder for kompresjonsforhold og ekspansjonsforhold for stempelmotoren på figur 1,

figur 4 viser, sett fra siden og skjematisk, et snitt gjennom en utførelse av en sylindertopp som er egnet for en 2-takts stempelmotor til utførelse av den syklus som er vist på figur 2,

figur 5 er et snitt etter linjen V - V på figur 4,

figurene 6(a) til 9(a) er gjengivelser svarende til figur 4, men viser sylinderen i forskjellige trinn under spyle-og innføringsseksjonen av syklusen som er vist på figur 2,

figurene 6(b) til 9(b) er tidsdiagrammer for 2-takst syklusen i de på hverandre følgende trinn i syklusen som er vist på figurene 6(a) til 9(a),

figurene 10(a) og 10(b) er skjematiske snitt, sett ovenfra, av en innløpsventilanordning som er et alternativ til den som er vist på figur 4, for anvendelse med motorer med store ekspansj onsforhold,

figur 11 viser skjematisk et snitt, sett fra siden, av en annen alternativ sylinder-utforming, svarende til den som er

vist på figur 4, men som har opptatt I seg viktige trekk ved figur 10,

figur 12 viser et snitt etter linjen XII - XII på figur 11,

figurene 13(a) til 16(a) er skjematiske snitt, sett fra siden, av en ytterligere alternativ sylinder-utforming som er egnet for en motor som følger den syklus som er gjengitt på figur 2, der sylinderen er vist i på hverandre følgende trinn under spyle-og innføringsseksjonen av syklusen og

figurene 13(b) til 16(b) er tidsdiagrammer for syklusen i de på hverandre følgende trinn som er vist på tilsvarende måte på figurene 13(a) til 16(a).

På figur 1 er det i skjematisk form vist en compoundmotor omfattende en flersylindret dieselmotor 100 i compound med en atmosfærisk luftet dobbeltrotor aksialgassturbinmotor 102 som er vist delvis i aksialt snitt. Både dieselmotoren 100 og gassturbinen 102 kan være avledet fra kjente typer, men modifisert I den utstrekning som er nøddvendig til utøvelse av oppfinnelsen. For noen formål er det fordelaktig at dieselmotoren 100 har en 2-takts arbeidssyklus, og dette vil bli forutsatt i det følgende hvis det ikke sies noe annet. Som vanlig er stemplene (ikke vist) forbundet med en veive-aksel (ikke vist) som driver en lavhastighets utgangsaksel 104. Som forklart i det følgende, er de to motorer com-poundforbundet på en slik måte at deres individuelle termo-dynamiske sykler blir tilpasset hverandre på en effektiv måte.

Man vil se av figur 1 at dieselmotoren 100 tilføres luft ved turboladning av motoren fra utgangen for turbokompressoren 106 for gassturbinen 102 gjennom en turboladekanal 108 for luften. Denne luftkanal 108 innbefatter en luftventil 109 ved hjelp av hvilken luftkanalen kan stenges helt eller delvis når det er behov for det som forklart i det følgende, for derved å redusere eller stenge lufttilførselen til dieselmotoren 100.

I virkeligheten blir turboladeluften i luftkanalen 108 delt i to baner, der en bane går gjennom en grenkanal 110 til bruk som kjøleluft for kjøling av sylindertoppen, sylinderforingen og andre komponenter i dieselmotoren 100 og luften i den annen bane går gjennom en fortsettelse av kanalen 108 for lufttilførsel til sylindrene.

For å justere temperaturen på turboladeluften til en optimal verdi for å gjøre dieselmotoren semi-adiabatisk, er det muligens nødvendig å ta med en varmeutveksler 112 i kanalen 108. Hvis kjøling av turboladeluften er nødvendig, kan det fluidum som brukes til varmeutveksling med luften være brendseltilførselen til gassturbinmotoren 102 og/eller dieselmotoren 100 eller varmen kunne slippes ut i atmosfæren gjennom en radiator med vifte. Hvis oppvarming av turbola-deluf ten er nødvendig, kunne det varmeutvekslende fluidum være utløpsluft fra kjølesystemet eller systemene for dieselmotoren 100 og/eller gassturbinmotoren 102. Den fordelaktige virkning ved anvendelse av turboladeluft til kjøling av sylinderkomponentene er at uttrekning av varme (opp til 30% av den samlede varme som frigjøres) betyr at mindre brendsel er nødvendig I gassturbinmotorens forbrenningskammer. Gassturbinmotoren kan derfor frembringe energi ved et betydelig forbedret brendselforbruk som kunne svare til forbruket dieselmotoren har. Brendselforbruket for den samlede enhet blir dermed forbedret.

I tillegg til varmeutveksleren 112, innbefatter tilførsels-kanalen 108 for turboladeluft fortrinnsvis en spylepumpe 114 i form av en overlader av kjent type med lavt trykkforhold, som kan drives fra det elektriske system (ikke vist) compoundmotoren har eller med et mekanisk kraftuttak (ikke vist) fra dieselmotoren 100 eller gassturbinmotoren 102. Spyle pumpen 114 kan godt være nødvendig for å understøtte strømmen av turboladeluft inn i og gjennom dieselmotoren 100, siden trykkforskjellen mellom utløpet fra turbokompressoren 106 og ekshaustutløpet fra dieselmotoren ellers ville være util-strekkelig til å skape tilstrekkelig sirkulasjon av luft gjennom sylindrene og kjølesystemet.

I stedet for å bli benyttet til turboladning, kan noe (eller om ventilen 109 er lukket, all) luft fra turbokompressoren 106 bli matet direkte til et ringformet forbrenningskammer 116 for gassturbinmotoren 102, Idet brendsel sprøytes inn i forbrenningskammeret på kjent måte med en brendselinnsprøyt-ningsdyse 118, for forbrenning sammen med mateluft fra turbokompressoren. Med luftventilen 109 delvis eller helt åpen, vil forbrenning finne sted ikke bare med luft fra turbokompressoren 106, men også med ekshaustkjøleluft fra dieselmotorens kjølesystem og med ekshaustforbrenningsgasser fra dieselmotorens ekshaustdeler. Selv om luftventilen 109 er antatt å være en nødvendig komponent i compoundmotoren for de fleste formål en slik motor kan ha, vil det naturligvis være fordelaktig å kunne klare seg uten denne om mulig, idet konstruksjonen da blir enklere. Dette avhenger av de praktiske løsninger konstruksjonen har i hvert enkelt tilfelle, for eksempel om dieselmotoren og gassturbinmotoren og deres tilbehør var av en slik utførelse at begge motorer kunne startes samtidig.

Ved konstruksjon av compoundmotoren, må man også ta i betraktning om luftventilen 109, om den er tilstede, burde være progressiv ved sin åpnings-og lukkeaksjon som angitt ovenfor eller som et alternativ kan være en enkel to-stil-lings åpen/lukket ventil. Dette valg vil avhenge av om strupning av turboladeluftens tilførsel til dieselmotoren 100 er ønskelig under en eller annen del av arbeidsområdet.

Etter å ha startet dieselmotoren 100, blir ekshaustkjøle-luften og ekshaustforbrenningsgassene ledet til gassturbin motoren 102 ved hjelp av de respektive ekshaustkanaler 120 og 122. For å sikre jevn fordeling av begge typer diesel-ekshaust rundt det ringformede forbrenningskammer 116, skal ekshaustkanalene 120 og 122 tømme ut i de respektive ringformede fordelingskanaler 124, 126 som omgir forbrenningskammeret. Fra fordelingskanalen 124 blir kjøleluft for dieselekshausten ført gjennom et antall fordelingsporter 128 som står med like store vinkler fra hverandre til området som omgir og ligger like ved oppstrømenden av forbrenningskammeret 116, slik at kjøleluften gradvis kan passere inn i forbrenningskammeret gjennom luftfortynningsåpninger (ikke vist) i kammerveggen som i og for seg er kjent for å ta del i forbrenningsprosessen på et noe senere trinn enn luften som kommer direkte fra kompressorens 106 utløp. Dieselmotorens utstrømmende forbrenningsgasser i fordelIngskanalen 146 blir imidlertid ført gjennom fordelingsportene 130 direkte til et innvendig område i forbrenningskammeret 116 på nedstrømsiden for å ta del i forbrenningsprosessen på et ennu senere trinn.

Etter passasje gjennom en styrevingering 132 for munnstykket, vil forbrenningsgassene som kommer fra gassturbinmotorens forbrenningsdel 116 ekspandere gjennom en høytrykksturbin 134 som trekker ut tilstrekkelig energi fra forbrenningsgassene til å drive turbokompressoren 106 og denne er montert på samme drivaksel 136 som høytrykksturbinen. Sluttelig blir gassene ekspandert gjennom en frienergiturbin 138 til atmosfæren. Denne turbin er montert på en utgangsaksel 140 som løper inne i akselen 136 og fører utgangsenergi til den forreste ende av gassturbinmotoren 102.

Når man ser på compoundmotoren som er vist på figur 1 som et hele, omfatter kraftuttakene en utgangsaksel 104 med liten hastighet fra dieselmotoren 100 og en utgangsaksel 140 med høy hastighet fra gassturbinmotoren 102. Mekanisk kobling, væskekobling eller elektrisk kobling av de to akseler sammen kan, men behøver ikke, være ønskelig, alt etter den energi som utvikles av motoren og den anvendelse man har for denne energi. Slike koblinger enten de er mekaniske, væskekoblet eller elektriske, er naturligvis kjent på området og vil her ikke bli beskrevet i detalj.

For anvendelse som kraftig flymotor for eksempel, kan de energimengder som utvikles være for store til at de lett kan håndteres av gear eller væskekoblinger og det kan da være fordelaktig å benytte utgangsakselen 104 til drift av en stor, forholdsvis langsomtroterende propell eller en fan i en kanal, mens utgangsakselen 140 benyttes til drift av en mindre forholdsvis hurtigroterende propelle elller fan i en kanal. I motsetning til dette kan hvis motorenn anvendes for et helikopter, de to utgangsakseler 104, 140 forbindes med hverandre med gear for å drive hovedrotoren ved hjelp av en modifisert form for et helikopter reduksjonsgear.

Oppstarting av de to motorer 100, 102 bygger på kjent teknologi. Således kan gassturbinmotoren 102 startes ved bruk av en kjent type elektrisk starter eller en luftstarter. Hvis dieselmotorens aksel 104 ikke er koblet til gassturbinmotorens aksel 140, vil det være nødvendig å benytte en vanlig form for elektrisk startmotor eller luftstarter til oppstarting av dieselmotoren 100. Et foreslått oppstartings-og driftsprogram for compoundmotoren på figur 1 er slik: (a) Gassturbinmotor 102 startes først og kjøres opp til en passende tomgangshastighet som en uavhengig enhet med luftventilen 109 lukket, slik at det ikke foregår lufttil-førsel til motoren 100. (b) Når gassturbinmotoren 102 er selvgående og utvikler en viss energi, blir så dieselmotoren 100 startet ved bruk enten av en egen startmotor som er tilknyttet akselen 104 eller ved å drive motoren ved hjelp av en kobling mellom akslene 104 og 140. Luftventilen 109 åpnes, spylepumpen 114 startes og brendsel tilføres dieselmotoren. (c) Når dieselmotoren 100 løper opp til sin normale rotasjonshastighet, fortsetter gassturbinmotoren 102 og dieselmotoren å løpe som adskilte enheter med brendseltil-førsel, mens de samvirker synergistisk som en compoundmotor, idet gassturbinmotoren turbolader dieselmotoren og dieselmotoren ekshaust bidrar til den energi som utvikles av gassturbinmotoren. (d) Under drift kan de energimengder som utvikles av hver motor reguleres i forhold til hverandre for å gi optimal drift eller virkningsgrad. Da den overladede dieselmotor vil være mer brendseleffektiv enn gassturbinmotoren, vil det, om det er mulig, være fordelaktig i perioder da den samlede energiytelse som kreves fra compoundmotoren er stabil på moderate eller lave nivåer, å sørge for at størstedelen av energien leveres av dieselmotordelen, mens gassturbinmotoren er stilt tilbake eller satt ut av drift. I det siste tilfelle vil den virke som turbolader, men med en viss energi frembragt av kraftturbinen. Høyere energinivåer kan man imidlertid lett få til ved å sørge for at gassturbinmotoren kjøres opppå et høyere energinivå og derved bidrar med en større del av den samlede energi fra compoundmotoren.

Man skal merke seg at gassturbinmotoren 102 fortrinnsvis er beregnet på å arbeide ved et høyt trykkforhold. Dermed vil drift av compoundmotoren med gassturbinmotoren igang, ikke innebære noe for høyt brendselforbruk, sammenlignet med når den arbeider som en turbolader uten å være tent.

Anordningen som er vist på figur 1 tillater like meget variasjon når det gjelder konstruksjonen som andre former for compoundmotorer og detaljer så som ytterligere varmeutveks-lere, regenerering og "bottoming" sykluser kan være innbe-fattet.

Det skal nu vises til figur 2, der det er gjengitt et idealisert indikatordiagram som uttrykk for den samlede arbeidssyklus for den foretrukne utførelsesform for compoundmotoren som er omhandlet i tilknytning til figur 1, der luft og forbrenningsgasstrykk i kilo pr. kvadratcentimeter absolutt, er gjengitt som ordinat mot de tilsvarende volum-forhold for dieselmotoren og gassturbinmotoren ved forskjellige trinn under syklusen.

Den samlede syklus kan beskrives slik:

(i) Luft ved atmosfæretrykk kommer inn i turbokompressoren 106 (figur 1) ved punktet J og mates som turboladeluft til sylindrene i dieselmotoren 100 ved punktet A med et turboladetrykk på Pj^. Punktet A er et punkt under den første eller kompresjonstakten i den foretrukne 2-takts syklusetter nedre dødpunkt. (ii) Mellom punktene A og G blir ladningen av luft i sylinderen for dieselmotoren komprimert Idet stempelet beveger seg oppad i sylinderen mot øvre dødpunkt. (ili) Forbrenning finner sted ved tilnærmet konstant volum mellom punktene G og K og ved tilnærmet konstant trykk mellom K og L. (iv) Fra L til B finner ekspansjon sted i sylinderen idet stempelet beveger seg tilbake nedad i sylinderen mot nedre dødpunkt ved B, hvoretter forbrenningsgassene fra dieselmotoren slippes ut som ekshaust ved et trykk Pg til turbinen for gassturbinmotoren og ekspansjonen fortsetter i turbinen tilbake nesten ned til atmosfæretrykket ved M som representerer ekshaust fra gassturbinmotoren. (v) Den skrå linje B til A skal her fremheves siden den i virkeligheten representerer prosessen med utspyling av forbrukte forbrenningsgasser fra sylinderen og "innføringen" av den nye ladning av turboladeluft for kompresjon i neste syklus, det vil si at linjen BA angir at "spyling" og "innføring" i dieselmotoren må finne sted når stemplene beveger seg oppad fra nedre dødpunkt gjennom en første del av deres kompresjonstakter.

Andre trekk ved compoundmotoren på figur 1 vil nu bli forklart under henvisning til figur 2.

For det første mates turboladeluften i kanalen 108 til sylindrene for dieselmotoren 100 ved et trykk PA som er høyere enn trykket PB, med hvilket forbrenningsgassene fra sylindrene slippes ut som ekshaust til turbinen 134 gjennom kanalen 122. Som nevnt tidligere vil dette trykkfall over dieselmotoren 100 bidra til tilstrekkelig sirkulasjon av turboladeluften gjennom sylindrene for dieselmotoren og kan sikres ved innbygnlng av en spylepumpe 114 i luftkanalen 108. En ytterligere fordel er at på grunn av at PA ikke er noe særlig mindre enn PB, vil eksplosiv dekompresjon ikke finne sted når ekshaustventilene åpner. Tidligere praksis med å gjøre PA mindre enn PB har ført til slik dekompresjon, noe som resulterer i uønsket blanding av forbrukte forbrenningsgasser med den nye innkommende luftladning.

For det annet er kompresjonsforholdet RA for dieselmotoren betydelig mindre enn dens ekspansjonsforhold RB, idet RA er tilnærmet halvparten av verdien for RB. I virkeligheten synes det ideelle teoretiske forhold å være RA = 0.5 RB+ 0.1.

For det tredje vil det faktum at det komplette indikatordiagram på figur 2 deles med den skrå linje A-B angi en god tilpasning mellom kompresjons-og ekspansjonskarakteristikkene for dieselmotoren 100 og gassturbinen 102, ved at selv om den nedre part av diagrammet J-A-B-M er et typisk turbinmotor-indikatordiagram, bryter den øvre del A-G-K-L-B-A for dieselmotoren med det som er vanlig ved ikke å ha kompresjonsforholdet og ekspansjonsforholdet tilnærmet likt, det vil si at motorens syklus er endret for at den skal passe bedre til gassturbinmotoren.

En fordel ved denne nesten horisontale deling av det full-stendige indikatordiagram med den skrå linje A-B er den konstruksjonsmessige fleksibilitet man får når det gjelder størrelsesforholdet mellom dieselmotoren og gassturbinmotoren. På figur 3 vil man se at den skrålinje A-B kan trekkes i et hvilket som helst nivå for turboladetrykk uten å innvirke hverken på det teoretiske areale av indikatordia-grammet eller toppverdien for sylindertrykket, mens kompresjons-og ekspansjonstrykkene for dieselmotoren har det samme proporsjonale forhold til hverandre uansett hvilket turboladetrykk man velger. Når linjen A-B nu beveger seg oppad på diagrammet, vil størrelsen på dieselmotoren som kreves for å håndtere en eller annen gitt luftstrøm gjennom motoren bli redusert, fordi kompresjons-og ekspansjonsforholdene for dieselmotoren reduseres. Man skal merke seg at energiytelsen fra dieselmotoren er en funksjon av trykkforholdet i turbokompressoren - idet dobling av trykkforholdet øker energiytelsen med omtrent to-tredjedeler - fordi den energi som frembringes i hver sylinder hovedsaklig avhenger av massen av luft som inneholdes i sylinderens klarvolum ved øvre død-punkt. Ser man på figur 2 er kompresjonsf orholdet RA definert som det volum V som i sylinderen fylles av stempelet pluss det volum sylinderen ikke fyller eller klarvolumet v i sylinderen, delt med klarvolumet, det vil si

i.e. RA = (v + V)/V,

derfor er v = V/(RA- 1),

og dermed blir sylinderens klarvolum stort når kompresjonsforholdet reduseres til lave verdier. Dette forhold kan på en fordelaktig måte utnyttes ved konstruksjoner med lavt kompresjonsforhold, i henhold til oppfinnelsen, fordi bruk av en turbokompressor med høyt trykkforhold gjør det mulig å bibeholde trykk og temperatur på luften i sylinderen ved toppen av kompresjonstakten på verdier som er normale for dieselmotorer, selv om store luftmassestrømmer behandles og

høye energiytelser skapes. Som et alternativ kan ennu høyere ytelser oppnås hvis man benytter avanserte varmebestandige materialer i stempler og sylindertoppen, så som superlege-ringer og kjeramikk med høy styrke, noe som tillater økning i sylinderens topptrykk og temperatur. På denne måte vil mer av kompresjonen og ekspansjonen bli utført i gassturbinmotoren og tilsvarende mindre i dieselmotoren.

Figur 3 viser en viss indikasjon på mulige praktiske samlede områder for kompresjon- og ekspansjonsforhold for 2-takts dieselmotoren på figur 1. Sett som et hele er det ikke sannsynlig at verdien for ekspansjonsforholdet vil ligge utenfor området 3 til 12, og for drift ved havflaten og normale høyder på land, vil et foretrukket område for ekspansjonsforholdet være 3 til 8. I store høyder (for eksempel 6.500 meter til 13.000 meter, når compoundmotoren er drivkraften i et transportfly) vil et foretrukket område for ekspansjonsforholdet være 6 til 12. Selv om disse områder foretrekkes som praktiske konstruksjonsparametere for dieselmotoren og gassturbinmotoren som den arbeider i compound med (trykkforholdene for turbokompressoren og turbinen er valgt slik at de passer til compresjonsforholdet og ekspansjonsforholdet for dieselmotoren som forklart tidligere), er fordelene ved å gi dieselmotoren et så lavt kompresjonsforhold som mulig, noe man skal ha i tankene. Man skal merke seg at dieselmotoren kunne innbefatte en sylindertopp med regulerbart kompresjonsforhold. Dette ville gjøre det mulig å variere kompresjonsforholdet med omtrent 50#.

Som man ser på figurene 4 og 5 er det vist henholdsvis et tverrsnitt sett fra siden og et snitt etter linjen V - V av en del av en sylinder 400 med en sylindertopputforming som kan benyttes i stempelmotoren 100 på figur 1 og som er særlig egnet for den foreslåtte 2-takst syklus ifølge oppfinnelsen. Sylindertoppen 401 innbefatter et indirekte forbrenningskammer 402 som er forsynt med en oppvarmningsanordning 404 (i og for seg kjent) som skal undersøtte forbrenningen, og en brenselinnsprøytningsanordning 406 som er helt vanlig og angitt bare med en pil. Indirekte forbrenningskammere, virvelkammere eller atomisører er allerede i bruk i forskjellige utførelser i motorer med frem-og tilbakegående stempler, men deres anvendelse er forbeholdt motorer av mindre størrelser. Fordeler som tilskrives bruken av indirekte forbrenningskammere er muligheten for å benytte høyere brensel/luftforhold, muligheten for å bruke enkle "ett-hulls" brenselinnsprøytningsanordninger, muligheten til å bruke anvendelser med dårlige tenningsegenskaper og muligheten for å utnytte høye topptrykk fra forbrenningen. Ulempen som stilles opp mot disse fordeler, er en økning i pumpetapene.

Når en indirekte forbrenningskammeroppbygning anvendes sammen med den foreslåtte 2-takts syklus, kan man imidlertid oppnå ytterligere fordeler. Disse er knyttet til det faktum at i henhold til syklusen slippes forbrenningsgassene som ekshaust fra sylindrene til turbinen ved et lavere trykk enn det trykk hvormed turboladeluft mates til sylindrene og at kompresjonsforholdet for sylindrene fortrinnsvis er omtrent halvparten av ekspansjonsforholdet.

Som tidligere nevnt i forbindelse med figur 2, passer denne 2-takts stempelmotorsyklus godt i tillegg til det man har oppnåd med et høyt trykkforhold i turbin/turbokompressoren, slik man får det fra en gassturbinmotor av flytypen, og det blir dermed mulig å redusere ekspansjonsforholdet, men bare delvis kompresjonsforholdet for stempelmotoren. Dette setter en istand til å gjøre det indirekte forbrenningskammer tilstrekkelig stort til at, som vist på figurene 4 og 5, en innsugningsventil 408 med stor diameter kan bygges inn i kammeret, idet resten av sylindertoppen anvendes for ekshaustventilene 410, slik at disse får et stort ventilareale. Dette er fordelaktig når det gjelder å optimalisere masse-strømshastighetene for turboladeluft og forbrenningsgasser

gjennom sylinderene, hvorved også ytelsen øker.

Også her vil fagfolk på området være klar over at fordi den foreslåtte syklus reduserer kompresjonsforholdet for stempelmotoren, blir et mindre volum av turboladeluft innført i sylinderen før kompresjonen som sådann begynner, det vil si at frisk luftladning ved turboladetrykket bare opptar en brøkdel av sylinderens totale volum. Fra teknikkens stand kjenner man imidlertid til at kompresjonsforholdet og ekspansjonsforholdet er langt mere lik hverandre og sylinderen må derfor fullstendig fylles med turboladeluft. Da den innkommende luftladning delvis benyttes til spyling av forbrenningsgassene fra sylinderen, vil man være klar over at den foreslåtte syklus like godt kan anvendes for å minske tapet av turboladeluft i skylleprosessen og utformningen som er vist på figurene 4 og 5 videre er til å virkeliggjøre denne mulighet.

Det faktum at syklusen gjør det mulig å bygge inn ventilen 408 i et stort indirekte forbrenningskammer 402, muliggjør dermed passasjen 412 som forbinder det indirekte forbrenningskammer 402 med klarvolumet 413 på toppen av sylinderen 400, slik at dette kan benyttes for å rette den innkommende turboladeluft (kanskje i en liten vinkel) mot stempelkronen 414. Anvendelsen av vinger 416 som retter den innkommende luftstrøm i innløpspassasjen 418 bak innløpsventilen 408, hjelper også til med å styre den innkommende luft. På denne måte vil en "boble" med ren turboladeluft bli liggende over stempelkronen 414 under en tidlig del av kompresjonsslaget og holdes der med et minimum av blanding med forbrenningsgasser når stempelet ved sin bevegelse oppad skyver ekshaustgasser ut gjennom ekshaustventilene 410. Akselerasjonen oppad av stempelet på dette trinn vil sannsynligvis være en hjelp til å holde den tettere kjøligere turboladeluft i området ved stempelkronen. På denne måte vil spill av turboladeluft under "spyle" prosessen bli redusert.

Arbeidssyklusen for den sylinderutførelse som er vist på figurene 4 og 5 vil nu bli beskrevet mere i detalj under henvisning til figurene 6 til 9, som viser på hverandre følgende trinn i syklusen. Det skal også vises til figur 2. Man skal merke seg at av hensyn til beskrivelsen er kompresjonsslaget delt i en første (eller tidlig) seksjon og en andre (eller siste) seksjon, der den første seksjon er videre oppdelt under henvisning til et begynnelsesparti. Figur 6(a) viser stempelet 414 i sylinderen 400 i en stilling nær det nedre dødpunkt (BDC) nær enden av ekspansjonsslaget. Posisjonen på tidsdiagrammet på figur 6(b) er angitt med den store pil nær bunnen. Ekshaustventilene 410 har nettopp åpnet og innløpsventilen 408 er nettopp i ferd med å åpne før BDC er nådd. En liten mengde forbrenningsgass 420 er allerede sluppet ut og på vei mot turbinen. Figurene 7(a) og 7(b) viser stempelet like før BDC, med både innløpsventil 408 og ekshaustventilene 410 åpne. Denne posisjon tilsvarer omtrent punktet B på figur 2. Ren turboladeluft 422 kommer nå inn i sylinderen og rettes ned langs sylinderveggen 424 (kanskje i en liten vinkel for å gi en viss virvling rundt sylinderen) ved passasjen 412, for å danne en "boble" av ren luft på stempelkronen. Ved dette punkt er stempelet omtrent stillestående og den innkommende turboladeluft 422 fortrenger noe av forbrenningsgassene 420 ut av sylinderen gjennom ekshaustventilene 410 og starter dermed opp aktiv spyling eller skylling av sylinderen.

Både innløpsventilen 408 og ekshaustventilene 410 forblir åpne mens stempelet beveger seg oppad fra BDC under det ovennevnte begynnelsesparti av den første eller tidlige seksjon av den første eller kompresjonstakten i syklusen. Dette begynnelsesparti av den første seksjon av den oppadrettede takt ender når innløpsventilen 408 lukker noe før halvveis i takten. Figurene 8(a) og 8(b) viser stempelet i en stilling like før halvveis i takten, men etterat innløps- ventilen er lukket. Aktiv skylling ved gjennomstrømning av turboladeluft opphører når innløpsventilen lukker og den oppadrettede bevegelse av stempelet har hjulpet "boblen" av forholdsvis ren turboladeluft på toppen av stempelet til å drive forbrenningsgasser ut gjennom ekshaustventilene 410.

Det er å foretrekke at ekshaustventilene 410 står åpne noe lenger enn innløpsventilen 408 for å sikre at sylinderen blir ytterligere spylt ren for forbrenningsgasser. På dette trinn er de forbrenningsgasser som blir tilbake i sylinderen konsentrert nær ekshaustventilene og den ytterligere bevegelse oppad av stempelet før ekshaustventilene lukker, driver disse forbrenningsgasser ut av sylinderen.

Det er å foretrekke at ekshaustventilen 410 til slutt lukker litt etter halvveis i takten og figurene 9(a) og 9(b) viser situasjonen noe etter halvveis i takten like etter at ekshaustventilene 410 er lukket. Lukning av ekshaustventilene 410 markerer enden av den første eller tidlige seksjon av den oppadrettede takt og begynnelsen av den andre eller siste seksjon i løpet av hvilken kompresjon av turboladeluften over turboladetrykket finner sted. Denne posisjon kan sies å være punkt A på figur 2.

Som vist på figur 9(a) blir luftladningen 426 under den annen seksjon av kompresjonstakten drevet tilbake inn i det indirekte f orbrenningskammer 402, mens brensel innsprøytes i kammeret 402 gjennom brenselinnsprøytnings-anordningen 406 ved et punkt i den annen seksjon av kompresjonstakten noe før øvre dødpunkt (TDC). Forbrenning finner sted når stempelet passerer gjennom TDC, som kan sies å falle omtrent sammen med punktet G på figur 2.

Hele den andre eller nedadrettede takt i syklusen benyttes til ekspansjon, fra TDC tilbake ned til BDC, hvoretter syklusen gjentas.

Som en oppsummering ser man derfor at spyling av brukte forbrenningsgasser innbefattende skylling med turboladeluft, pluss naturligvis innføring ved turboladning, blir alle utført i løpet av den første seksjon av stempelets oppadrettede takt eller kompresjonstakten mellom punktene B og A på figur 2. Man skal imidlertid merke seg at begge disse prosesser også overlapper enden av ekspansjonstakten noe i det foreliggende eksempel.

Det skulle være klart fra figurene 6 til 9 hvorfor kompresjonsforholdet for dieselmotoren er meget mindre enn ekspansjonsforholdet - årsaken er naturligvis at spyle-og innføringsprosessen finner sted under kompresjonstakten i syklusen, før den egentlige kompresjon begynner.

Selv om det for tiden synes å være hensiktsmessig å dele den første eller tidlige seksjon av kompresjonstakten i et begynnelsesparti i løpet av hvilket både innføring og spyling med turboladeluft finner sted og et avslutningsparti, i løpet av hvilket ytterligere spyling finner sted mens turboladetrykket opprettholdes i sylinderen ved stempelets bevegelse oppad, selv om innløpsventilen er stengt, kan det i lys av erfaring fra eksperimenter eller på grunnlag av ytterligere teoretiske betraktninger, vise seg mer ønskelig å justere ventiltidsstyringen slik at Innløpsventilen lukkes samtidig med - eller til og med senere enn - ekshaustventilen.

Det antas at den oppbygning av sylindertoppen som er bekrevet under henvisning til figurene 4 til 9, er egnet til bruk når sylinderens ekspansjonsforhold er mindre enn rundt 8. For å muliggjøre større ekspansjonsforhold, er et ennu større areale for innløpsventilen nødvendig og dette kan oppnås med den anordning som er vist på figurene 10(a) og 10(b), der man ser et indirekte forbrenningskammer i snitt, tatt parallelt med sylinderens lengdeakse. Figur 10(a) viser innløps-ventiler 440, 442 åpne og figur 10(b) viser ventilene lukket. Det indirekte forbrenningskammer 450 Inneholder en såkalt "het masse" 454 (noe som er i og for seg kjent), som har til formål å understøtte f orbrenningsprosessen og utvide arbeidsomhyldningen for motoren ved å holde tilbake varme fra den forrige syklus. På denne måte kan forbrenning fortsatt foregå i det indirekte forbrenningskammer 450, også om luftinnløpstemperaturen er for lav til ellers å understøtte forbrenningen. Den "hete masse" kunne for eksempel være et metallgitter med et katalyttisk belegg for å understøtte forbrenningen.

Forbrenningskammeret 450 er hovedsaklig kuleformet, men har to diametralt motstående innløpskanaler 456, 458 gjennom hvilke turboladeluft 460 kan passere når innløp^ventilene 440, 442 er åpne. Innløpsventilene 440, 442 er av samme størrelse og form og åpner innløpskanalene 456, 458 ved å bevege seg mot hverandre langs en felles bevegelsesakse 462, idet anordningen er slik at når de er fullt åpne, ligger den hete masse 454 som et lag mellom dem, slik at det beskyttes mot nedkjøling fra den Innkommende turboladeluft 460, som da flyter inn i sylinderen (ikke vist) gjennom en passasje 464, svarende til passasjen 412 på figur 4. En innsprøytningsan-ordning for brensel angitt med en pil 464 sprøyter brensel inn i det indirekte forbrenningskammer 450, etterat inn-løpsventilene er lukket som på figur 10(b) og forbrenningen finner sted på samme måte som for den tidligere utførelses-form. Det skal påpekes at de dobbeltemotsatt stående innløpsventiler 440, 442 gir større massestrømmer enn det er mulig med bare en innløpsventil, og dermed blir det mulig å heve ekspansjonsforholdet for sylinderen til omtrent 12.

På figurene 11 og 12 er det vist en sylinder 500 med en sylindertopp 501, svarende til den som er vist på figurene 4 og 5, men den innbefatter dobbelte motstående innløpsventiler 440, 442, og het masse 454 som på figur 10. Der komponentene er lik de som allerede er beskrevet i forbindelse med de nettopp nevnte figurer, har de samme henvisningstall og hverken komponentene eller deres funksjon vil bli beskrevet på nytt. Man skal merke seg at den hete masse 454 er festet hensiktsmessig til enden av varmeanordnlngen 404, og at for å få et variabelt kompresjonsforhold for motoren, som nevnt i forbindelse med figur 3, er det indirekte forbrenningskammer 502 forsynt med et motstempel 504, som kan beveges inn i og ut av kammeret 502 i kanalen 506 i de retninger som pilen angir. Motstempelet vil naturligvis på en effektiv måte forandre kompresjonsforholdet ved å variere volumet av kammeret 502.

Claims (11)

1. Turbocompound 2-takts stempelmotor med en sylindertopp,

   omfattende for hver sylinder i stempelmotoren et indirekte forbrenningskammer, innløpsventilanordninger for tilførsel av turboladeluft i sylinderen og ekshaustventilanordninger for utslipp av forbrenningsgasser fra sylinderen, karakterisert ved at stempelmotoren er Innrettet til å utføre en arbeidssyklus omfattende en kompresjonstakt og en ekspansjonstakt, karakterisert ved at ekspansjonstakten ekspanderer forbrenningsgassene til et

   trykk lavere enn den innkommende turboladeluft, og at spyling av forbrenningsgassene fra sylinderen lettes ved at man sørger for at både innløpsventil-anordninger og utløpsventil-anordninger er åpne på samme tid under en tidlig del av kompresjonstakten, for derved å skylle sylinderen med turbo-ladeluf t under dennevnte tidlige del av kompresjonstakten,

   hvorved sylinderen har et kompresjonsforhold som er betydelig mindre enn dens ekspansjonsforhold og ved at innløpsventll-anordningene er innbygget i det indirekte forbrenningskammer,

   slik at når innløpsventilanordningen er åpen, vil den innkommende turboladeluft strømme gjennom det indirekte forbrenningskammer før den kommer inn i sylinderen, idet det indirekte f orbrenningskammer er forbundet med sylinderen med en passasje som skal rette den innkommende turboladeluft mot stempelet for å fordrive forbrenningsgassene mot ekshaustventilanordningen og optimalisere effektiviteten ved spylingen.
2. 2.

   Motor som angitt i krav 1, karakterisert ved at passasjeanordningen som skal rette turboladeluft mot stemplene omfatteren mindre del av syl indertoppens areal enn ekshaustventilanordningen, noe som letter spyleprosessen.
3. 3.

   Motor som angitt i krav 1 eller 2, karakterisert ved at det indirekte forbrenningskammer innbefatter to innløpsventiler som står overfor hverandre over det indirekte forbrenningskammer, slik at avstengningsdelene av ventilene beveger seg mot hverandre når ventilen åpnes.
4. 4.

   Motor som angitt i krav 3, karakterisert ved at en varmebevarende masse for understøttelse av forbrenningen er anbragt mellom de to innløpsventiler, slik at massen blir skjermet mot strømmen av innkommende turboladeluft når ventilene er åpne og da av de deler av ventilene som stenger innløpet.
5. 5.

   Motor som angitt i et hvilket som helst av kravene 1 til 4,

   karakterisert ved at det indirekte forbrenningskammer innbefatter bevegelige stempelanordninger i veggen, ved hjelp av hvilke motorens kompresjonsforhold kan varieres.
6. 6.

   Sylindertopp for en turbocompound 2-takts stempelmotor med ekshaustventilanordninger, karakterisert ved minst et indirekte forbrenningskammer og passasje som forbinder dette kammer med en sylinder for motoren og innløpsventil-anordninger i det indirekte forbrenningskammer for innføring av turboladeluft som skal strømme gjennom det Indirekte forbrenningskammer og den nevnte passasje til sylinderen.
7. 7.

   Sylindertopp som angitt i krav 6,, karakterisert ved at passasjeanordninger er Innrettet til å rette den innkommende turboladeluft mot stempelet, for derved å fordrive forbrenningsgasser mot ekshaustventil-anordningen.
8. 8.

   Sylindertopp som angitt i krav 6 eller 7, karakterisert ved at passasjeanordningen opptar en mindre del av sylindertoppens areale enn ekshaustventilanordningen.
9. 9.

   Sylindertopp som angitt i et hvilket som helst av kravene 6 til 8, karakterisert ved at det indirekte forbrenningskammer er forsynt med to innløpsventiler, anbragt overfor hverandre på tvers av det indirekte forbrenningskammer, slik at ventilenes innløpsstengende deler beveger seg mot hverandre når ventilene åpnes.
10. 10.

    Sylindertopp som angitt i krav 9, karakterisert ved at den varmebevarende masse for understøttelse av forbrenningen er anbragt mellom de to innløpsventiler og blir skjermet mot strømmen av innkommende turboladeluft ved de innløpsstengende deler av innløpsventilene når disse er åpne.
11. 11.

    Sylindertopp som angitt i et hvilket som helst av kravene 6 til 10, karakterisert ved at den har et

    bevegelig stempel i veggen av det Indirekte forbrenningskammer, ved hjelp av hvilket kompresjonsforholdet for en motor som sylindertoppen er festet til, kan varieres.