PZP-preplnovani-PSM - Katedra vozidel a motorů

TECHNICKÁ UNIVERZITA V LIBERCI
Fakulta strojní
Katedra strojů průmyslové dopravy
Ing. Ladislav Bartoníček, CSc.
PŘEPLŇOVÁNÍ PÍSTOVÝCH SPALOVACÍCH
MOTORÛ
___________________________________________________________________________
Liberec 2004
PŘEDMLUVA
Předkládaná skripta jsou určena pro studium předmětu „Prostředky zvyšování parametrů
pístových spalovacích motorů „ (PZP), který v zaměřeních PSM a KDMS zajišťuje pro studenty magisterského i kombinovaného studia katedra strojů průmyslové dopravy (KSD) FS
TU v Liberci. S ohledem na časový rozsah předmětu není možné věnovat se hlubšímu rozboru
celé problematiky přeplňování pístových spalovacích motorů. V případě zájmu studentů o
určitý vybraný problém doporučuji obrátit se na odpovídající odbornou literaturu, kupř. citovanou v úvodu skript. Náplň předmětu vychází z předpokladu, že studenti již mají základní
poznatky z teorie a konstrukce PSM získané absolvováním předmětu „Vozidlové motory“ a
této skutečnosti odpovídá i obsah skript a v převážné míře i použité označení. V souladu
s trendy vývoje je pochopitelně největší pozornost věnována přeplňování motorů turbodmychadly poháněnými výfukovými plyny, ostatní možnosti jsou naznačeny jen v omezené míře.
Smyslem těchto skript je poodkrýt studentům některé základy přeplňování pístových spalovacích motorů a inspirovat je pro hlubší studium dané problematiky. Jedná se v podstatě o
souhrn písemných podkladů přednášek autora a jednotlivá témata jsou dle potřeby rozváděna
či blíže objasněna až na vlastních přednáškách nebo seminářích. Proto také nejsou všechny
kapitoly skript svojí náplní ve vyváženém vztahu, ale je možno jejich obsah v průběhu dalších semestrů doplňovat dle momentální potřeby či uvážení přednášejícího nebo dle zájmu
studentů.
Problematika plnicích agregátů je ve skriptech zmíněna jen zcela okrajově. Více se o nich,
zejména o turbodmychadlech, studenti dovídají v předmětu „Příslušenství pístových spalovacích motorů“ a při řešení konkrétních úloh zaměřených na přeplňování v předmětu „Prostředky zvyšování parametrů“.
Konečná textová a grafická podoba skript vznikla i za laskavé pomoci některých spolupracovníků a studentů. Všem touto cestou upřímně děkuji. Skripta neprošla lektorskou ani
jazykovou úpravou, a proto se autor předem omlouvá za případné chyby a rád uvítá všechny
připomínky na opravu, či doplnění textu.
Ing. Ladislav Bartoníček, CSc.
Literatura:
1. Kliment, V.: Naftový motor přeplňovaný turbodmychadlem. SNTL, Praha 1989.
2. Hofmann, K.: TD a vozidlové turbiny. Přeplňování spalovacích motorů. Skriptum. SNTL,
Praha, 1981 a daší.
3. Zinner, K.: Aufladung von Verbrennungsmotoren. Springr – Verlag. Berlín, Heidelberg,
New York, 1975.
4. Bartoníček, L.: Možnosti dosažení vysokých užitných parametrů vznětových motorů.
/Kandidátská disertační práce./ Liberec 1990. – VŠST. Fakulta strojní.
5. Výzkumné zprávy katedry strojů průmyslové dopravy FS TU v Liberci.
OBSAH
PŘEDMLUVA, LITERATURA
OBSAH
POUŽITÉ OZNAČENÍ
Strana
3
4
5
1.0 ÚVOD
6
2.0 PŘEPLŇOVÁNÍ VZNĚTOVÝCH MOTORÛ
2.1 Možnosti a důvody zvyšování výkonu vznětových motorů
2.2 Základní parametry přeplňování VM
2.3 Plnicí dmychadla (kompresory)
2.4 Základy přeplňování
2.5 Uspořádání systémů přeplňování čtyřdobých VM turbodmychadly
2.6 Způsoby přeplňování TD
2.7 Spolupráce motoru s TD
2.8 Teoretické základy regulace přeplňování
2.9 Dvoustupňové přeplňování
7
7
16
17
19
28
30
40
47
49
3.0 PŘEPLŇOVÁNÍ ZÁŽEHOVÝCH MOTORÛ
3.1 Benzinové motory
3.2 Plynové motory
52
52
57
4.0 REGULACE PŘEPLŇOVÁNÍ PSM
4.1 Regulace odpouštěním výfukových plynů před turbinou
4.2 Škrcení výtlaku dmychadla
4.3 Odpouštění vzduchu z výtlaku dmychadla
4.4 Kombinované přeplňování
4.5 Systém Hyperbar
4.6 Sériové vřazení mechanického dmychadla
4.7 Systém COMPRE – tlakový výměník
64
64
65
65
66
68
69
72
5.0 CHLAZENÍ PLNICÍHO VZDUCHU
5.1 Zvláštní způsoby chlazení plnicího vzduchu
73
75
6.0 ZÁVĚR
77
SEZNAM označení, indexů a značek
Zde se uvádějí jen častěji se v textu vyskytující symboly, význam ojediněle se vyskytujících symbolů je objasněn přímo v příslušné kapitole skript. Rozměr některých veličin může
být i v násobných jednotkách oproti uváděnému rozměru.
Veličiny
a [m/s]
- rychlost zvuku
c [m/s]
- rychlost
cp [J/kg.K] - měrná tepelná kapacita
při stálém tlaku
- střední pístová rychlost
cs [m/s]
cv [J/kg.K] - měrná tepel. kapacita
při stálém objemu
d [dm, m] - průměr
D [dm,m] - průměr válce
Hu [J/kg] - dolní výhřevnost paliva
Lt [kg/kg] - teoretická spotřeba vzduchu
M, m [kg] - množství
mpe [g/kWh]-měrná spotřeba paliva
n [1/min] - otáčky
n [-]
- polytropický exponent
p [Pa]
- tlak
pe [MPa] - střední efektivní tlak
P [kW]
- výkon
Q [J]
- teplo
r [ J/kg.K] - měrná plynová konstanta
vzduchu
r′ [J/kg.K] - měrná plynová konstanta
výfukových plynů
T [K]
- teplota
VM [dm3] - zdvihový objem motoru
VZ [dm3] - zdvihový objem válce
W [J]
- práce
Z [dm, m] - zdvih pístu
Zkratky
D
M
MCH
OČ
SO
SZ
T
TD
VO
VZ
VZ
- dmychadlo
- motor
- mezichladič
- oktanové číslo
- sání otevírá
- sání zavírá
- turbína
- turbodmychadlo
- výfuk otevírá
- výfuk zavírá
- výfuk zavírá
α [o k.h.]
β [-]
∆ [-]
ε [-]
ηd [-, ]
ηi [-, ]
ηm [-, ]
ηo [-, ]
ηpl [-, ]
ϕpr [-]
κ [-]
λ [-]
λe [-]
π [-]
ρ [kg/m3]
τ [-]
ψ [-]
- úhel pootočení klikového hřídele
- izobarické zvětšení objemu, konstanta
- diference
- kompresní poměr
- dopravní účinnost
- indikovaná účinnost
- mechanická účinnost
- objemová účinnost
- plnicí účinnost (účinnost plnění)
- součinitel proplachu
- adiabatický exponent
- přebytek vzduchu
- přebytek vzduchu ve válci motoru
- stupeň stlačení
- hustota náplně
- počet zdvihů pístu na jeden pracovní
- průtoková funkce
Indexy
ad
cy
e
i
imp
ise
k
kin
max
opt
p
pl
pot
pr
rov
s
stac
stř
v
z
Z
zb
0
1
2
(x)′
- adiabatický
- na jeden pracovní cyklus
- efektivní, ve válci motoru
- indikovaný
- impulsní
- isoentropický
- konstanta
- kinetický
- maximální
- optimální
- palivo
- plnicí
- potenciální
- proplachovací
- rovnotlaký
- v sání motoru
- stacionární
- střední
- ve výfukovém potrubí
- ztrátový
- zdvihový
- zbylých spalin
- výchozí (nulový) stav
- hodnoty na vstupu
- hodnoty na výstupu
- parametr x vztahující se k výfuku
1.0 ÚVOD
Pro zvyšování výkonu PSM je celá řada důvodů jak společných všem typům, tj. vznětovým motorům (VM), zážehovým motorům (ZM) benzinovým (BM) i plynovým (PM), tak
potom specifických pro jednotlivé typy:
™ roste tonáž vozidel: zlevňování dopravy, kvalitní komunikace,
™ roste přepravní rychlost: kvalitnější vozovky, dálnice, je nutná větší akcelerace, nebrždění dopravy ve stoupáních,
™ tlak na snižování spotřeby paliva ( měrné i celkové ), snižování emisí ap.
Jak víme ze vztahu pro výkon motoru:
Pe =
VM ⋅ p e ⋅ n
,
30 ⋅ τ
lze růst výkonu zabezpečit v zásadě třemi způsoby:
1. růst otáček – omezen velikostí cs , asi již max. využito,
2. růst VM - ne vždy žádoucí, spíše cesta v případě BM, u VM nežádoucí,
Hu
3. růst pe – nejefektivnější cesta; kupř. pro VM platí, že p e =
⋅ η d ⋅ ρ s ⋅ η i ⋅ η m a možλe ⋅ Lt
nosti zlepšení jsou zřejmé z výrazu : při optimální velikosti přebytku vzduchu λe možno
zajistit jen růstem ρs, ηd, ηi, ηm ⇒ přeplňováním.
Z toho plyne:
1. cíl přeplňování: získat z pracovního oběhu větší množství energie v podobě mechanické
práce při vysoké účinnosti přeměny (ne za každou cenu!) – růst ηi , ηm , popř. i dodat do pracovního oběhu větší množství energie – ρs, ηd.
2.cíl přeplňování nevyplývá přímo z uvedeného vztahu, ale je neméně důležitý: zvýšit přebytek vzduchu λe ve válci motoru k regulaci teploty stěn spalovacího prostoru a výfukových
plynů a ke snížení emisí.
První cíl se týká všech motorů, druhý jen VM a PM pracujících na principu chudých palivových směsí – u benzinových motorů s řízeným katalytickým systémem prakticky nerealizovatelné.
Historie přeplňování PSM
Není bez zajímavosti, že sotva se prvním vynálezcům podařilo z jejich motorů dostat
jakýs takýs výkon, už přemýšleli o přeplňovaném motoru. Proto princip přeplňování je známý
již z konce minulého století, neboť již v roce:
1885 obdržel patent na přeplňování zážehového benzinového motoru Gottlieb Daimler
1886 patent Rudolfa Diesela na přeplňování vznětového motoru (pomocí mechanického
dmychadla)
1905 patent Alfréda Bűchi na přeplňování motoru pomocí dmychadla poháněného turbinou
pracující s využitím energie výfukových plynů. Prvně jen mechanická vazba, později
(až dodnes) jen termodynamická vazba mezi motorem a TD (1911 – 1914)
2.0. PŘEPLŇOVÁNÍ VZNĚTOVÝCH MOTORŮ
2.1 Možnosti a důvody zvyšování výkonu vznětových motorů
Množství zboží, přepravované u nás nákladní automobilovou dopravou, dosahuje ročně
mnoho mil. tun. V současné době je typickou hnací jednotkou těchto dopravních prostředků u
nás (ale i v převážné části světa) vznětový motor a to jak s přirozeným nasáváním, tak ve stále
větší míře přeplňovaný, popř. s mezichladičem vzduchu. Pro uživatele je zvlášť důležitá hospodárnost provozu, samozřejmě dnes i hlediska ekologická (emise, hluk) spojená s provozem
těchto jednotek. K hlavním parametrům, které příznivě ovlivňují hospodárnost provozu patří:
a)
b)
c)
d)
vyšší užitečná hmotnost vozidla ,
ovlivňuje výrobce vozidel i uživatel
vyšší dopravní (celoroční) výkon vozidla,
nižší spotřeba pohonných hmot,
zlepšení organizace práce u uživatele – jen uživatel.
Zlepšení parametrů [%]
Provozní náklady [%]
100
0
10
20
3
90
1- užitečná hmotnost
2- roční dopravní výkon
3- spotřeba energie (ovlivněno cenou)
2
80
1
Obr.1. Závislost provozních nákladů na vybraných parametrech
ada) Užitečná hmotnost:
- snižování pohotovostní hmotnosti (pevnost materiálu),
- růst celkové hmotnosti vozidel a souprav (z 35÷38 na 40÷42 t)
limitováno i max. přípustnými nápravovými tlaky (pro zadní
11,5 t / náprava duplex, přední 6,7 t / náprava).
adb) Dopravní výkon je limitován:
- užitečnou hmotností vozidel,
- střední dopravní rychlostí,
- vytěžováním vozidel.
Zabezpečení vysoké rychlosti závisí nejenom na právních předpisech, které omezují maximální dovolené rychlosti, ale i na velikosti měrného výkonu, který máme k dispozici pro akceleraci a udržení vysoké rychlosti i ve stoupání. Vedle vhodné převodovky je důležité i dostatečné převýšení maximálního momentu. Závislost mezi růstem dopravní rychlosti, měrným
výkonem a úsporou provozních nákladů znázorňuje obr. 2. Trendem pro příští léta je přesun
minimálních provozních nákladů k vyšším měrným výkonům: v silniční dopravě měrný vý-
kon pm > 8 kW/t, v rozvážkové 13÷14 kW/t. Nynější předpis činí pm min = 5,9 kW/t, tj. při
mc = 42 t bude potřebný výkon pohonné jednotky Pe = 248 kW, při 8 kW/t již Pe = 336 kW.
1
2
10
∆v [%]
5
0
∆N [%]
5
6
7
8
9
10 11 12 13 14 15 16 17 18 19
20
pm [kW/t]
1
2
Obr. 2 . 1 – dálková silniční doprava, 2 – městská rozvážková služba.
adc) Snižování celkové spotřeby paliva:
- optimalizace provozu vozidel (vytěžování, dopravní rychlost, způsob jízdy apod.),
- měrná spotřeba vlastní pohonné jednotky,
- optimální návrh celého hnacího ústrojí vozidla (převážná část provozních režimů v oblasti minimálních spotřeb).
230
30
220
20
210
10
200
0
∆mpe [g/kWh]
mpe [g/kWh]
Trend vývoje měrných spotřeb paliva pohonných jednotek nákladních automobilů dokumentuje obr.3., který znázorňuje, jak trend vývoje minimálních spotřeb paliva v charakteristice,
tak i trend vývoje rozdílu ∆mpe měrných spotřeb mezi minimální hodnotou a hodnotou při
jmenovitých otáčkách.
190
180
1950
1960
1970
1980
1990
2000
rok
Obr.3. Trend snižování měrné spotřeby paliva
Z uvedeného je tedy zřejmý trend ke zvyšování výkonu vozidlových VM. Pro volbu možností je asi vždy rozhodující i cena 1 kW instalovaného do motoru. To znamená, že kupř. při požadavku růstu výkonu se může jít cestou i růstu VM (převrtání → růst ∅ D, změna zdvihu Z,
změna počtu válců), protože při požadavku malého nárůstu výkonu by vynaložené náklady na
TD, plnicí a výfukový trakt, regulaci atd., byly neúměrně vysoké!
Podívejme se nyní blíže na jednotlivé činitele, jak ovlivňují velikost pe.
A. DOPRAVNÍ ÚČINNOST
ms
mv
Ts
Tv
ms = me + mpr
mv = ms + mp
ϕpr = ms/me ≥ 1.
mpr
me
mp
vzduch
ms – množství v sání motoru: a) VM, PM, ev.BM –
vzduch
b) karburátorové - směs
mz
Obr. 4. Schéma výměny obsahu válců
ηd =
me
Vz ⋅ ρ s

me 
ms
η d =
=
Vc⋅ ρ s  V z ⋅ ρ s ⋅ ϕ pr

1
Protože:
me
V ⋅ ρ ⋅η
Q
⋅ H u = z s d ⋅ H u ⇒ pi = e ⋅ηi , kde
λe ⋅ Lt
λe ⋅ Lt
Vz
λe - skutečný součinitel přebytku vzduchu ve válci motoru
Wi = Vz ⋅ pi
Qe = m p ⋅ H =
2
Wi = Qe ⋅ηi
Hu
⋅ ρ ⋅η ⋅η - platí pro dvoudobé i čtyřdobé motory
3
λe ⋅ Lt s d i
Hu , Lt - dáno palivem
λe
- dáno typem motoru (BM, VM, PM apod.)
ρs
- dáno plnicím systémem motoru (přirozené nasávání, přeplňování, mezichladič apod.)
ηd
- dáno n, ts, průtokovými odpory při proplachu atd.
pi =
bude tedy:
p ⋅ r ⋅ Ts ⋅ λ e ⋅ Lt
ps
, bude p s = i
~ ( p D 2 − ∆p PT ) .
rTs
H u ⋅η d ⋅ηi
∆pPT – tlaková ztráta v plnicím traktu.
Protože ρ s =
Při polytropickém stlačování bez MCH dostaneme, že
Potom: pD 2
 p ⋅ r ⋅T ⋅ λ ⋅ L 
D1
e
t 
= i
n −1
 H ⋅η ⋅η ⋅ p n 
 u d i D1 
TD 2
p 
= TD1  D 2 
 p D1 
4
n −1
n
~ Ts .
n
; n ≅ 1,6 - 1,65
5
Jestliže je známa teplota Ts , počítá se plnicí tlak (resp. pD2) z rovnice 4 .
Rovněž platí, že
pi =
ms
Hu
- účinnost plnicí (plnění).
⋅ ρ s ⋅ η pl ⋅ η i ; kde η pl =
λ ⋅ Lt
ρ s ⋅ Vz
Tedy :
λ = λe. ϕpr
η pl ηd ⋅ ϕ pr ηd
=
=
.
λ λe ⋅ ϕ pr λe
ηpl = ηd .ϕpr
Spotřeba vzduchu až
BM bez TD
malý VM komůrkový bez TD
Střední VM bez TD
TD a proplach
Velký dvoudobý VM s proplachem
mse = mpe λ Lt /1000 [kg/kWh]
4,2
m ⋅P ⋅H
5,5
⇒ PD = pe e ad − D
5,0
3600 ⋅ηad −c
5,8
celkově vztažená na
8,0
spojení M - TD
Pozn.:
Dosud řečené platí především pro kapalná paliva, u kterých je jejich objem zanedbatelný
proti objemu vzduchu. Pro plynná paliva je proto vhodnější vztahovat výhřevnost na normální
1m3n, tj. Hun[kJ/m3n]; m3n [15°C; 101,325 kPa – obvyklé v údajích plynárenských podniků
0°C; 101,325 kPa – normální podmínky].
 m3vzduchu 
Směs se potom skládá z 1m3 paliva a z λe ⋅ Ltn  n 3
 vzduchu .
 mn paliva 
[
]
H un
kJ / m 3 sn . Pro praktické účely je však důležitější výhřev1 + λe ⋅ Ltn
3
nost 1m směsi na vstupu do motoru. Potom:
Její výhřevnost: H usn =
pi =
H un
1 + λe ⋅ Ltn
⋅
ρs
⋅ηd ⋅ηi [N/m2] .
ρ sn
Dopravní účinnost může dosáhnout teoreticky hodnoty až ηdt =
ε
ε −1
> 1 za předpokladu :
a) dokonalého naplnění celého prostoru válce (bez spalin); proto někteří autoři doporučují u
přeplňovaných motorů vztahovat dopravní účinnost na celý objem válce, tedy:
ηd = me/Vc.ρs !!
b) za stavu náplně jako je před sacím kanálem!
Účinnost objemová ηo a dopravní ηd :
a) Nepřeplňovaný motor : jak je zřejmé z obr.5, objem čerstvé náplně Ve bývá zpravidla
menší, než zdvihový Vz a objem zbylých spalin Vzb naopak větší, než kompresní Vk.
Účinnost objemová: potom je η0 =
V T
T
Ve
< 1 a ηd = e ⋅ s [ pe ≡ ps !] = η0 ⋅ s .
Vz T1
T1
Vz
p
VO
SO
p0=ps
SZ
VZ
Vzb
V
Ve
Vc
Vz
Obr. 5. Zidealizovaný průběh výměny obsahu válců nepřeplňovaného motoru v p-V diagramu
Čím je teplota plnění Ts vyšší, tím nižší je oteplení při plnění, protože je nižší teplotní rozdíl
mezi stěnami a náplní. Proto dopravní účinnost roste. Tuto závislost dost dobře vystihuje em-
η d  Ts 

=
η d 0  Ts 0 
pirický vztah [Zinner] , že
Kupř.: Ts = 330 K
0 ,2 ÷0 ,25
;
index
0
platí pro počáteční stav.
potom ηd = ηd 0 ⋅ (1,02 ÷ 1,024 ) .
Ts0 = 300 K
Dopravní účinnost závisí samozřejmě na celé řadě faktorů: geometrické rozměry plnicího
systému, cs , ε , teplota stěn atd. Pohybuje se v rozmezí 0,8 ÷ 0,9 a u přeplňovaných motorů
s dokonalým proplachem (a bez MCH) může být větší než 1 !
b) Přeplňovaný motor
p
Vzb
Vpr
SZ
VZ
ps
SO
pv
Vzb
+
Ve
Vc
V
Vz
Obr.6. Zidealizovaný průběh výměny obsahu válce přeplňovaného motoru v p-V diagramu
Při kladném rozdílu ps – pv je i při nedokonalém propláchnutí spalovacího prostoru obV
jem Ve větší než Vz a objem zbylých spalin menší než Vc ⇒ η 0 = e bude > 1 . Při
Vz
dokonalém propláchnutí bude Vzb = 0
me = Vz ⋅
ε
ε −1
ρs ⋅
a za předpokladu, že
p1 ≅ ps
bude

Ts  p1
 ≅ 1 = ms , tedy obecně pro plnění:
T1  ps

me = ms , ϕpr = 1,
1
ε Ts
b) nedokonalé
me = Vz ⋅
⋅ ⋅
= ms , ϕpr = 1,
ε − 1 T1 1 + υ zb
ε Ts ms
, ϕpr > 1.
c) s propláchnutím me = Vz ⋅
⋅ =
ε − 1 T1 ϕ pr
a) dokonalé
Poměr teplot
Ts
T1
: u přeplňovaných vznětových motorů se velmi často při použití MCH
5
(nižší Ts) vychází z empirického vztahu dle Zinnera : T1 = 85 + Ts . U dnešních MCH bývá
6
teplota ts cca 45°C a tedy Ts = 318 K ⇒ T1 = 350 K.
Pozn.: Teplota T1 závisí nejenom na oteplení při plnicím cyklu od součástí motoru, ale je
ovlivněna i teplotou pocházející z víření náplně!
Nutno říct, že někteří autoři vztahují hodnoty ηd na stav pracovní látky před sacími ventily, tudíž vliv oteplení či ochlazení náplně při průchodu kanálem je eliminován. Pak se dokládá
(na základě výsledu některých měření), že velikost ηd je nezávislá (nebo jen málo závislá)
na teplotě plnicího vzduchu a je funkcí prakticky jen plnicího tlaku (praktická shoda průtokových součinitelů ventilů) ps : potom se v rozmezí plnicích tlaků do 400 kPa ηd pohybuje v rozmezí 0,85 ÷ 0,90 a pro vyšší
ηd
plnicí tlaky je již prakticky konstantní.
1
0,9
0,8
0,7
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
pS [MPa]
Obr.7. Závislost dopravní účinnosti na plnicím tlaku [1]
B. SOUČINITEL PŘEBYTKU VZDUCHU λe : ovlivňuje velikost pi nepřímo a má smysl
ho tedy zvyšovat jen do určité míry:
ρ s ρ s ⋅ m p ⋅ Lt
=
= m p ⋅ k ~ pi .
Vz ⋅ ρ s
λe
Pro růst λ platí tedy určitá omezení:
a) z pohledu růstu středního indikovaného tlaku pi bude růst λe výhodný potud, pokud
poroste indikovaná účinnost, daná kupř. dle Wancheidta ηi = ηio λe 1/λe, kde ηio ≅ 0,33
b) z hlediska maximální teploty výfukových plynů Tv před turbinou slouží λe jako regulační činitel – viz následující zjednodušená úvaha:
Odvedené teplo výfukových plynů: Qv ≅ m& v ⋅ c ′p ⋅ Tv − m& s ⋅ c p ⋅ Ts .
Při zjednodušení, že c ′p ≅ 1,125 ⋅ c p
m´ v = 1,05 ⋅ m& s ≅ ms
c p ⋅ λ ⋅ Lt (kTv − Ts ) =
dostaneme:
Qv
; k ≅ 1,18
Mp
A za předpokladu, že se příliš nezmění ani poměr
Tv =
konst
λ
+
Mp
Qv
dostaneme po úpravách, že
Ts
, pro dané otáčky motoru málo závislá na zatížení.
1,18
c) z hlediska max. spalovací teploty T4 je rovněž λ regulačním prvkem, protože zjednodušeně po úpravách můžeme opět psát, že
Tmax . ≅
konst
+T .
(1 + λ ⋅ Lt )cpekv 2
Čili součinitel λe (λ) je významným (ne jistě jediným kupř. změna přestupu tepla ) činitelem
k regulaci tepelného namáhání dílů motoru (stěny, písty, ventily apod.) i příslušenství (turbina). Pro čtyřdobé vznětové motory přeplňované TD je optimální hodnotou λ ≅ 1,8 a to i
z pohledu nízkých měrných spotřeb paliva. Existují určité výpočtové metody ke stanovení
optimální velikosti hodnot λ , ale pro praktické účely je zcela dostačující vycházet ze zpracovaných experimentálních měření z více motorů, kde je λ = f (pi či pe, cs apod.).
Graf 1. Závislost λ na pi a cs[1]
Graf 2. Závislost λopt na pe [1]
Charakteristické závislosti jsou zřejmé z grafů G1 a G2. Uvedené hodnoty je možné použít
jak pro motory s přirozeným nasáváním, tak pro přeplňované. Avšak u motorů s přirozeným
nasáváním se takto vysokých hodnot λ nepoužívá, protože dosahovaný výkon by byl příliš
malý ⇒ důsledkem je horší spalování u těchto motorů.
C. INDIKOVANÁ ÚČINNOST ηi = ηt ⋅ηCH ⋅η P
η ts = 1 −
ηCH
1
⋅
ϑ ⋅ β κ −1
......pro smíšený oběh
ϑ − 1 + κ ⋅ ϑ ⋅ (β − 1)
ε κ −1
Q … teplo skutečně převedené do oběhu
= př
Q p … teplo přivedené v palivu
ηCH ≅ 0,98
ηP = stupeň dokonalosti (plnosti) diagramu ≅ 0,92 – 0,97.
Jak vyplývá z definice indikované práce jednoho válce:
Ai = V z ⋅ pi = Q p ⋅η i = H u ⋅ m pcy ⋅ η i
ηi =
Vz ⋅ pi
H u ⋅ m pcy
Typický průběh indikované účinnosti je patrný z grafu G3 pro vznětové motory.
Graf 3. Závislost ηi na λe a na intensitě rozvíření náplně [2]
D. MECHANICKÁ ÚČINNOST
ηm =
Pe
Pi
Ztráty v PSM lze, jak známo, členit na:
1. Ztráty prakticky nezávislé na zatížení motoru, tj.i na přeplňování [pz1]:

pohon agregátů (chlazení, mazaní, alternátor, ventilátor apod.)

třecí ztráty od setrvačných (rotačních) sil

pohon rozvodového ústrojí

ventilační ztráty
2. Ztráty závislé na zatížení (přeplňování) - vnitřní ztráty [ p z 2 = β ⋅ pi ] :

třecí ztráty závislé na tlaku nad pístem (písty, kroužky, ložiska)

pohon plnicího agregátu (u mechanických dmychadel)
3. Ztráty spojené s výměnou obsahu válců [ pz3 ]:

u přeplňovaných motorů se tyto ztráty podstatně mění od záporné práce u nepřeplňovaných motorů až po práci kladnou
p
p
+
p
s
p
v
p
p
b
⊗
+
+
b
-
Obr.8. Porovnání výměny obsahu válců motorů nepřeplňovaného (vlevo) a přeplňovaného
Střední tlak mechanických ztrát:
pz =
a potom
ηm =
Pz ⋅τ
= p z1 + β ⋅ pi + p z 3
i ⋅ Vz ⋅ n
pe pi − p z
p + pz 3
=
= 1 − β − z1
.
pi
pi
pi
ad 2) Tyto vnitřní ztráty se více či méně mění se zatížením motoru. V literatuře se dá zase
pe
nalézt celá řada grafů pro stanovení ztrátového výkonu Pz (či pz) nebo ηm =
pe + pz
- viz kupř.lit. [1] obr. 24b, str.45.
Určení kompresního poměru ε (jeden z činitelů, který ovlivňuje ztráty)
Pro každý motor zřejmě existuje takový ε , při němž se dosahuje nejvyšší ηe , resp. nejnižší mpe . Z celé řady měření i výpočtů se jako dosti vhodný parametr pro stanovení εopt jeví
poměr přípustného max. spalovacího tlaku pmax ve vztahu k velikosti plnicího tlaku ps .
Kupř. dle dále uvedeného grafu G4 (platí spíše pro větší vznětové motory) pro přípustný spapmax
> 65 bude εopt > 13,7.
lovací tlak pmax = 13 MPa a plnicí 200 kPa, tj. pro
ps
Graf 4. Závislost εopt na velikosti plnicího a přípustného spalovacího tlaku
E. HUSTOTA PLNICÍHO VZDUCHU ρs :
p
Z její definice ρ s = s jednoznačně vyplývají možnosti růstu.
r ⋅ Ts
1. růst plnícího tlaku ps,
2. snižování teploty plnicího vzduchu ⇒ mezichladiče,
3. kombinace obou způsobů – nejčastěji .
2.2 Základní parametry přeplňování VM
Ze vztahu pro výkon motoru Pe = m& p ⋅ H u ⋅η i ⋅η m =
m& e
⋅ H u ⋅ η i ⋅ η m je zřejmé, že za
λe ⋅ Lt
základní parametry přeplňování je třeba považovat:
1. hmotnost čerstvé náplně me1 na pracovní cyklus,
2. protože pmax = p1 ⋅ ε Mn ⋅ϑ , je také důležité, při jakém počátečním tlaku toto množství do
válce dopravíme, tedy velikost p1 .
Protože se tyto parametry obtížně zjišťují, pro praktické účely jsou to:
1. množství dodávaného vzduchu do motoru ms , resp. dodávaného dmychadlem mD,
2. plnicí tlak ps , resp. tlak na výstupu z dmychadla pD2.
Množství vzduchu ms lze celkem dobře stanovit výpočtem pracovního oběhu motoru, známe-li požadovanou měrnou spotřebu paliva a umíme-li vhodně volit součinitel přebytku
vzdychu λ :
m& s =
Pe ⋅ m pe ⋅ λ ⋅ Lt
3,6 ⋅ 10 6
; m& s [kg/s], Pe [kW], mpe [g/kWh], λ = λe ⋅ ϕ pr .
Plnicí tlak: je žádoucí, aby byl co nejnižší. Jeho hodnota je ovlivněna dvěma faktory:
1. pro požadované množství vzduchu a Pe je vlastně určen teplotou Ts : ps = konst .Ts - viz
výpočet vpředu,
2. je určen průtokovými ztrátami plnicího traktu motoru. Máme-li k dispozici čáry hltnosti
daného motoru, máme úlohu značně ulehčenu. Jinak je to obtížnější. Závislost mezi otáčkami motoru, dodávaným množstvím vzduchu a plnicím tlakem určuje charakteristika
hltnosti motoru pro Tso = konst (vztah pro mso dle [3] ).
πs
ps
100 %
volnoběh
nmin
nj
Graf 5. Charakteristika hltnosti motoru [4]
T
m& so = m& s ⋅  s
 Tso



0 ,75
2.3. Plnicí dmychadla (kompresory)
Zvýšení dodávky vzduchu do motoru můžeme zajistit:
1. využitím dynamických jevů v plnicím (popř. i výfukovém) traktu motoru
2. vhodným dmychadlem: a) mechanickým - MD
b) proudovým - PD.
Jak již víme, je velikost dmychadla (kompresoru) určena dodávaným množstvím vzduchu
VD [m3/s] resp. mD [kg/s] a tomu odpovídajícím stupněm stlačení πD = pD2 / pD1.
Jaká se používají dmychadla?
1. Objemová s mechanickým pohonem od motoru, tj. s pevnou otáčkovou vazbou mezi D a
M, popř. s regulovaným pohonem:
™ pístová: nejdříve používané typy
™ rotační: menší rozměry v důsledku činnosti při vyšších otáčkách (Rootsova, šroubová
apod.)
2. Proudová s pohonem:
- mechanickým od M
- od turbíny pohaněné výfukovými plyny ( TD ):
™ axiální: vícestupňová
™ radiální: zpravidla jednostupňová
ad 1) Použití zejména pro motory dvoudobé a motory zážehové buď samostatně (motocykly), tak v kombinaci s TD: rozběh motoru pomocí MD, další provoz buď kombinovaný, nebo jen TD.
Výhoda: v důsledku mech. vazby s motorem je i rychlá reakce na změny otáčkových režimů
motoru. Dodávka vzduchu prakticky nezávislá na zatížení motoru – může být i nevýhodou, pokud není regulace (kupř. škrticí klapka).
Nevýhoda: zhoršení ηm o nutný příkon dmychadla
pi − pz − pD
pi
ηm
ηo
ηise
π
0,85 ÷ 0,90
0,90 ÷ 0,95
0,90 ÷ 0,95
0,8 ÷ 0,95
0,6 ÷ 0,85
0,6 ÷ 0,85
0,8 ÷ 0,85
0,4 ÷ 0,65
0,6 ÷ 0,80
vysoký
do 2
1,7 ÷ 4,5
Dmychadlo
Pístová
Roots
Šroubová
ηm =
Pístová: velká, rozměrná, velké pohybující se hmotnosti, praktické použití jen pro pomaloběžné dvoudobé lodní motory
m& D = i ⋅ V z ⋅η d ⋅ n D ⋅ ρ s ;
Rootsova: protože ke stlačení dochází až při spojení mezizubového prostoru s výtlakem, jsou
poměrně hlučná. Základní charakteristiky jsou zřejmé z grafů G6 a G7.
Pro nejčastější případ, že d1 = d2 = d a S1 = S2 = S (průměr a plocha rotoru„piškotu“) bude:
π

m& D =  ⋅ d 2 − 2 ⋅ S  ⋅ l ⋅ n D ⋅η d ⋅ ρ s
2

nD = až 6000 min-1 (100 Hz), vůle radiální: 0,001 ÷ 0,002, axiální: 0,25 ÷ 0,5 mm.
ηise =
πD
πD
κ −1
κ
−1
n −1
n
−1
.
πD
ηo
nD [min-1]
6 000
4 000
2 000
1 000
1
0,8
0,6
0,4
¼ nD
profuky
½ nD ¾ nD nD
ηise
0,2
0
1
1,1
1,2
1,3
1,4 πD
Graf 6. Závislost objemové účinnosti na stupni
stlačení πD [2]
& D [kg / s]
m
Graf 7. Pole isoentropických účinností
Při kombinovaném provozu jsou RD vhodná do tlakové větve za TD ⇒ malé rozměry.
Šroubová: jsou vhodná pro vyšší otáčky až 10 000 min-1 [165 Hz]. Obdobná charakteristika
jako Rootsova, ale náročnější výroba - velká citlivost na vůle mezi rotory!
Pro vznětové motory využití jen ojediněle.
ad 2)
Axiální se pro vozidla prakticky nepoužívají, protože dávají malá stlačení v jednom stupni
⇒ vysoké otáčky a více stupňů, vhodná pro velká průtočná množství ⇒ letecké motory. Zpravidla nutná protipumpážní opatření, řešení složité a drahé.
Radiální jsou v podstatě jednoduchá, malá hmotnost, levná. Pracují však při vyšších otáčkách
⇒ vhodná zejména pro pohon turbinou na výfukové plyny (jinak nutný velký převod od motoru ⇒ drahá převodovka, ztráty).
Nestabilita – viz obr. 9
™ pumpování: tj. obrácení smyslu proudu vzduchu,
™ odtrhávání proudu: může nastat ještě před mezí pumpování.
stabilní
oblast
πD
nestabilní
oblast
stabilní
oblast
ηise
nD
&D
m
Obr. 9. Charakteristika plnicího dmychadla
2.4. Základy přeplňování
A. Mechanické přeplňování
Indikovaná práce motoru – viz. obr. 10 - sestává z práce vysokotlaké části oběhu (index 1)
a z práce výměny obsahu válců (index 2):
Ai = ∫ p.dV + ( p s − p o ).V z [J] = Ai1 + Ai 2 .
Také samozřejmě platí, že celkový indikovaný tlak pi = pi1 + pi 2 ;
pi 2 = ps − po a celková
teoretická účinnost ηt = ηt1 + ηt2 .
ηt1 – lze teoreticky stanovit; pro smíšený oběh VM: η t1 = 1 −
1
ε κ −1
⋅
ϑ ⋅ β κ −1
.
ϑ − 1 + κ ⋅ ϑ ⋅ (β − 1)
p
3
4
2
+
5
pS = pD2
1
+
(p S − p O ) ⋅ Vz
∆p
pO = pD1
Vk
V
Vz
Obr.10. p-V diagram přeplňovaného motoru
Dále platí, že

p 
⋅ 1 − o  ;
ps 

kde χ - součinitel zvýšení hmotnosti náplně v důsledku vstřiku paliva.
p 
Maximální účinnosti se dosáhne při minimální hodnotě poměru  o  . Toto je v případě, že
 ps 
neuvažujeme o zdroji tlakového vzduchu. U skutečného motoru musíme dodat práci na stlačení příslušnému MD (kompresoru). Při dokonalém propláchnutí spalovacího prostoru:
ηt 2 =
r ⋅ T1
ε −1
λ ⋅ Lt
ε
χ ⋅ Hu
Adiabatická práce dmychadla:
pD2
AadD
pO = pD1
V K + Vz
VD1
κ −1


κ


p
D2

  [J ]=
= p D1 ⋅ V D1 ⋅
⋅ 1− 
κ − 1   p D1  


κ −1


κ   pD2  κ 


= m D ⋅ r ⋅ TD1 ⋅
⋅ 1−
=
κ − 1   p D1  


= − m D ⋅ H ad
κ
.
Obr.11. Práce mechanického dmychadla v p-V diagramu
Pozn.: zpravidla se (-) vynechává a potom AadD = mD . Had .
Tlaková výška: Had = cp.( T2ad – T1 ).
m ⋅H
Skutečná práce dmychadla : AD = D ad
ηad
bude zjevně větší, než získaná práce Ai2, jak
plyne z porovnání obr. 10 a 11. . Skutečný zisk je tedy v nárůstu práce Ai1 .
Spolupráce PSM s mechanickým dmychadlem (MD)
Obecně spolupráce PSM s MD znamená vytvořit takové podmínky, aby MD dodalo přeplňovanému motoru takové množství vzduchu při daném ρ s a p s , který právě potřebuje pro
svoji optimální práci. Protože průtokové charakteristiky M a D jsou značně rozdílné, spočívá
n
optimalizace spolupráce ve stanovení takového převodového poměru i = D , aby nejčastější
nM
provozní stavy motoru ležely v oblasti nejvyšších ηise a byly dostatečně vzdáleny od meze
pumpování. Kupř. pro Rootsovo dmychadlo bude převodový poměr dán pro čtyřdobý motor:
i=
nD
=
nM
VM ⋅ ρ S M ⋅ η dM ⋅ ϕ pr
π

2 ⋅ l ⋅ η OD ⋅ ρ SD ⋅  ⋅ d 2 − 2 ⋅ S 
2

=
VM ⋅ ρ S M ⋅ η dM ⋅ ϕ pr
[
l ⋅ η OD ⋅ ρ sD π ⋅ d 2 − 4 ⋅ S
πD
&D
m
Obr.12. Spolupráce motoru s RD
Mechanicky poháněné radiální dmychadlo:
πD
nD
¾ nD
čára provozních stavů
½ nD
¼ nD
¼ nM ½ nM ¾ nM nM
Obr.13. Spolupráce motoru s proudovým dmychadlem
&D
m
]
Je zřejmé, že u tohoto dmychadla daleko rychleji klesá πD s poklesem otáček motoru. Jak
víme, pro vozidlový motor je třeba, aby s poklesem otáček motoru rostl točivý moment motoru. Proto je pro vozidlový motor vhodnější objemové dmychadlo než proudové. Samozřejmě
je možné uvažovat (a to u obou typů dmychadel) s možností určité regulace převodového poměru.
Obecně: s ohledem na vztah otáček a požadovaného točivého momentu rozeznáváme v zásadě
tři různé oblasti užití PSM:
a. konstantní nM , Mt proměnlivý (kupř. pohon el. generátorů): vhodné oba typy mechanicky poháněných dmychadel, tj. objemové i proudové (odstředivé)
b. propelerová charakteristika Mt ∼ n2M kupř. pohon lodních šroubů: vhodnější odstředivé
dmychadlo (proudové)
c. vozidlová charakteristika , tj. nM i Mt proměnné: žádoucí vysoký točivý moment při
nízkých otáčkách motoru a tedy vyšší dodávka vzduchu při optimálním λ. Porovnání
vhodnosti obou typů MD plyne i z obr.14:
πD
πDA
πDB
nM
nOD
A
B
nPD
&B
&
m
& A m BOD
m
& BPD
m
&D
m
Obr.14. Porovnání spolupráce motoru s různými dmychadly
uvažujme kupř. ustálený stav při provozu v bodě A, kde potřebujeme dodávku m& A vzduchu
při stlačení πDA. Jestliže snížíme zatížení do bodu B, potřebujeme množství m& B vzduchu při
stlačení πDB . Pokud nepožadujeme zvýšení dodávky vzduchu k růstu kupř. λ , potom proudové dmychadlo dává přebytek (m& BPD − m& B ) vzduchu, objemové jenom (m& BOD − m& B ) , které je
značně menší a tedy je nižší i spotřeba výkonu na jeho stlačení, popř. při odpouštění přebytečného vzduchu se odpouští menší množství. I proto je pro vozidlové motory (při pevné mechanické vazbě mezi M a D) vhodnější objemové dmychadlo.
Poměrná spotřeba výkonu dmychadlem

m& D
TD1  p D 2
6 PD
=
⋅ m pe ⋅ c p ⋅
⋅ 
3,6.10 .
Pe
m& p
η D  p D1




n −1
n

− 1 ,


mpe [g/kWh]
B. Přeplňování turbodmychadlem
p
5
pD2
pT1
po = pT2
´T1 T1'
Vk
Vz
V
Obr. 15. Práce turbiny v p-V diagramu
Při termodynamické vazbě mezi TD a M je zpravidla u 4-dobého motoru tlak pT1 < pD2
(u dvoudobého motoru musí být!!); pouze bývá větší jen při velmi malých zatíženích, nebo
naopak v oblasti Pej - závisí na volbě T! Práce turbiny je znázorněna v obr.15. Od bodu 5 po
vstup do T (bod T1) expanduje plyn se středním exponentem n menším než κ : 1 < n < κ .
Práce odpovídající ploše 5 – T1 - 6 představuje ztracenou mechanickou práci a mění se (rekuperuje) na teplo a teplota T′T1 v bodě T1′ leží poněkud výše než teplota TT1 odpovídají
isoentropické expanzi.
Adiabatická práce turbiny:
AadT
κ −1
κ −1




κ




pT 2
pT 2 κ 
κ 
/
/




[J].
= mT ⋅ r ⋅ TT 1 ⋅
⋅ 1− 
= mT ⋅ c p ⋅ TT 1 ⋅ 1 − 
  pT 1  
κ − 1   pT 1  




pT 2
< 1 je AadT kladná ! Hodnota κ platná pro výfukové plyny (tedy vhodnější
pT 1
označení κ/, ale vzorec by byl špatně čitelný) !
Protože
Pracovní oběh motoru přeplňovaného TD
a.) ideální (nebo zidealizovaný) pracovní oběh je patrný z obr.16 pro případ přeplňování
vznětového motoru TD (s termodynamickou vazbou mezi ním a motorem) při plnicím tlaku vyšším než tlak plynů před turbinou, což je nejčastější případ vyskytující se v provozu.
Oběh 123456781 představuje případ, kdy dmychadlo je poháněno cizím zdrojem. Potom
kladnou práci motoru představují plochy A1, A2 . Při přeplňování motoru TD značí:
D1 – D2
D2 – 1
1–2
2–3
3–4
4–5
5–1
5 – T1 – 6 - 5
komprese v dmychadle TD (D1´ - D2´ bez mezichlazení)
odvod tepla v mezichladiči
komprese v motoru
přívod tepla při V = konst.
přívod tepla při p = konst.
expanze v motoru
odvod tepla z válce motoru při konstantním objemu
expanzní práce – přemění se v kinetickou energii a jejím utlumením ve vnitřní
energii při vzrůstu teploty za p = konst.; ekvivalentní teplo Qe = c′p ( TT1, - TT1)
p
QP
3
pmax
4
QV
2
A1
VV
5 QMCH
QO
A2
13
pS
pV 12
pb
11
D2 ′
8
7
6
9
10
Vk
1 D2
T1 T1′
D1′
D1
Vz
Obr.16. Zidealizovaný pracovní oběh motoru přeplňovaného TD
12 – T1 – T2 – 11 – 12 :
12 – T1´ - T2´ - 11 – 12 :
13 – D2 – D1 – 10 – 13 :
D2 – D2´ :
13 – D2´ - D1´ - 10 – 13 :
práce turbiny při impulsním provozu
práce turbiny při rovnotlakém provozu
práce D při provozu s MCH
odvod tepla v MCH
práce D bez MCH
V
V
V5
; ε D = D1′ ⇒ ε c = ε M ⋅ ε D ⋅ D1′
V2
V5
V2
p
Poměrné stlačení v dmychadle: π D = D 2 = ε Dκ (ε Dn )
p D1
p
πT = T 2
Poměrná expanze v turbině:
pT 1
V
Stupeň ochlazení plnicího vzduchu ω CH = 1 .
VD 2
εM =
Opět platí, že kladná práce motoru (při vynechání práce T a D):
A = Ai1 + Ai 2 , kde
Ai 2 = ( p D 2 − pT 1 ) ⋅ (V1 − V2 )
T2 T 2 ′
V
a celková ηt = ηt1 + ηt 2 ; kde η t1 = 1 −
ηt 2 =
1
ε κ −1
⋅
ϑ ⋅ β κ −1
ϑ − 1 + κ ⋅ ϑ ⋅ (β − 1)

p  ≡ pT 1
ε M − 1 r ⋅ T1
⋅
⋅ (λ.Lt + 1)1 − v 
εM
χ ⋅ Hu
pD2  ≡ ps

a nebo také pro rovnotlaký provoz:
κ −1 ε M −1  ε M
ηt2 =
⋅
⋅
τ
ε M  ε C
kde τ =
κ
 ε
⋅  C
 ε M
n


κ

p 
 − v  ,
po 


Hu
.
cv ⋅ To ⋅ (1 + λ ⋅ Lt )
pv
bude minimální. Toto můžeme staps
novit z energetické rovnováhy T a D v závislosti na πD.
Opět můžeme říci, že ηt2 bude max., když poměr
Za zjednodušujících podmínek, že : To = TD1, ps = pD2 a po = pD1 = pT2 dostaneme po úpravách a derivaci výrazu (energetická rovnováha T a D):
κ −1 
κ −1



κ
κ´




p
p
  o 
s

⋅ 1 −    = c p ⋅ To ⋅   − 1
 p o 

p
  v  


´
c ′p ⋅ TT 1 ⋅ χ ⋅ ηTD
hodnotu πDopt , při které bude dosaženo maximální účinnosti ηt2:
1
π Dopt
 x′ 
T  x
κ ′ −1
x ⋅ r′
κ −1
=
⋅ 1 +
⋅ χ ⋅ η TD ⋅ T 1  , kde x ′ =
; x =
x′ ⋅ r
To 
κ
κ′
 x + x′ 
κ - vzduch
κ ′ - výfukové plyny
ηTD - celková účinnost TD.
Kdybychom zavedli chlazení plnicího vzduchu a v chladiči ho zchladili zpět až na teplotu To ,
pak bychom pro optimální stupeň stlačení obdrželi vztah:
2
π Dopt
 x′ 
T  x
x ⋅ r′
 2 +
=
⋅ χ ⋅ η TD ⋅ v  .
x′ ⋅ r
To 
 x + 2 ⋅ x′ 
Kupř. dle grafu G8 bude pro teplotu výfuku tv = 500o C při ηTD = 0,6:
- bez mezichlazení πDopt = 3
- s mezichlazením až πDopt ≅ 5.
κ´
1,28
tV
[°C]
1,30
1,32
1,34
1,36
1,38
1,40
1000
0,4
900
0,5
800
0,6
700
0,7
0,6
600
500
0,8
ηTD
400
300
κ´ = f(tV)
200
to = 15°C
κ = 1,4
χ = 1,048
100
0
1
2
3
4
5
6
7
8
πDopt.
Bez chlazení
S chlazením na to
Graf 8. Stanovení optimálního stupně stlačení [ 2 ]
S růstem plnicího tlaku ps roste nejenom pe , ale současně roste i pmax = pD1 ⋅ ε cκ ⋅ϑ , což
sebou nese problém růstu namáhání dílů motoru. Proto je nutné v některých případech provádět regulaci pmax : omezení εD, resp.πD, εM ap.
b.) Skutečný oběh:
1. liší se od ideálního nevratností: skutečný plyn, výměna obsahu válců, přívod energie hořením směsi, komprese i expanze jsou polytropické děje s proměnnými exponenty,
proměnné měrné tepelné kapacity atd.,
; ∆pF ≅ 2 ÷ 3 kPa - tlaková ztráta na filtru,
2. tlak pD1 = pb − ∆pF ,s. p.
3. tlak pT 2 = ∆pb + ∆pvýf .trakt . ; ∆pv .t . ≅ 5 ÷ 6 ÷ 12 kPa – odpor výfukového traktu,
4. tlak ps = pD 2 − ∆ps. p.,MCH . ;
∆ps.p.,MCH – tlaková ztráta v MCH a v plnicím potrubí.
Pro bližší (teoretické) posouzení ideálního oběhu přeplňovaného motoru v oblasti TD, je
vhodnější jeho znázornění v T – S diagramu na obr. 17.
4
T
3
v1
B
2
1
p1
5
A
T1
T2
D2
D1
s
Obr.17. Zidealizovaný pracovní oběh přeplňovaného motoru v T-s diagramu
S přihlédnutím ke skutečným dějům v D a T můžeme psát, že:
D1 – D2
D2 – 1
1–2
2–3–4
4–5
5–A
A–B
B – T1
T1 – T2
skutečné stlačení v D
chlazení plnicího vzduchu v MCH
komprese ve válci motoru (ideální)
smíšený přívod tepla
expanze ve válci motoru (ideální)
změna stavu při výtoku výfukových plynů z válce
mísení výfukových plynů s proplachovacím vzduchem
isotermická změna stavu ve výfukovém potrubí mezi válcem a turbinou (předpoklad: jedná se zejména o škrcení ⇒ T = konst.)
skutečná expanze v turbině.
Dosud řečené platilo převážně pro čtyřdobé motory. U dvoudobých PSM je použití TD poněkud složitější:
1. při použití MD je nutný větší výkon D pro proplachování, které je pro dvoudobý motor
potřebné,
2. je možno použít jenom TD, ale potom je problém s nedostatečným výkonem T:
- dvoudobý motor potřebuje větší množství vzduchu pro proplach ⇒ větší výkon T,
-
je k disposici menší energie výfukových plynů daná snížením teploty výfukových plynů proplachovacím vzduchem (i když je větší průtočné množství výfukových plynů).
Proto je při startu a v nízkých zatíženích nutné TD roztáčet el-motorem, který se při
dosažení určitého provozního stavu motoru automaticky vypíná a pracuje již jen TD.
Z uvedených důvodů se proto u dvoudobých motorů zpravidla používají obě dmychadla, jak
MD, tak TD :
a. paralelní zapojení – dodávka vzduchu do společného potrubí ⇒ dmychadla menších
rozměrů, neboť každé dává jen část vzduchu, ale při plném tlakovém spádu. S růstem zatížení se MD odlehčuje, protože nárůst dodávky vzduchu od TD je více jak proporcionální.
b. sériové zapojení – každým D prochází celé množství vzduchu, ale každé zpracovává jen
část tlakového spádu. S růstem zatížení se opět odlehčuje MD. Pořadí zapojení:
1. I. stupeň TD, II stupeň MD: MD je menší, protože zpracovává menší objemové množství stlačené již v TD.
2. I. stupeň MD, II. stupeň TD: MD větší, ale rychleji se odlehčuje s růstem zatížení.
2.5. Uspořádání systémů přeplňování čtyřdobých VM turbodmychadly
V dnešní době existuje několik možností přeplňování VM TD:
1. Výfukový systém uspořádán pro pulzační provoz T.
2. Výfukový systém uspořádán pro rovnotlaký provoz T.
3. Výfukový systém uspořádán pro použití měničů pulsací.
Tyto systémy mohou pracovat jak bez mezichladiče plnicího vzduchu ( MCH ), tak častěji
s MCH. Nejjednodušším řešením je:
a. TD bez MCH
Absence MCH do určité míry ovlivňuje dosažitelný výkon
motoru, neboť teplota plnicího vzduchu dosahuje hodnot 150°C i více,
protože:
M
S
D
V
TD 2 = TD1 ⋅ ε
n −1
D
= TD1 ⋅ π
n −1
n
D
.
T
Obr. 18
Kupř.: pro πD = 2,5 ; n = 1.65; TD1 = 298 K dostaneme, že:
TD2 = 298*2,50,65/1,65 = 427,5 K = 154,4°C.
Tedy vhodný (a levnější) způsob přeplňování jen pro menší stupně přeplňování.
b. TD + MCH
Asi nejrozšířenější provedení zejména u vozidlových motorů. Špičkově
lze dosáhnout až pe = 2,3 ÷ 2,5 MPa při stlačení πD až 4,5. Běžněji
však pemax do 2 MPa při Mtmax a 1,3 ÷ 1,6 MPa při Pej. Dosažení takto
vysokých hodnot vyžaduje použití velmi kvalitních materiálů zejména
na lopatky dmychadel, ale i T. Pro dosažení vysokých hodnot πD vychází oběžná kola velkého průměru. Proto se někdy volí dvoustupňové
D, což umožní zmenšit ∅ oběžných kol a snížit jejich namáhání.
M
S
V
D
T
MCH
Obr. 19
c. T(2)D + MCH
M
S
V
D
T
MCH
D
Dvoustupňové dmychadlo je na společném hřídeli s T. Oproti předchozímu případu se dokonce dosahuje i mírně vyššího stupně stlačení, ale za cenu složitějšího uspořádání D, a tedy i dražšího.
Obr. 20
d. Dvoustupňové přeplňování 2 x (TD + MCH)
S tímto uspořádáním je možno dosáhnout πD > 5 a pe až 3 MPa.
Problém je ve vhodném sladění práce obou D pro dosažení πDCopt. .
Zvyšují se také nároky na zástavbu a pořizovací cenu. Má smysl
realizovat jen v případě dostatečného využití získaného výkonu a při
zlepšené ekonomičnosti provozu.
M
S
V
MCHV
DV
TV
MCHN
DN
TN
Obr. 21
DV - dmychadlo turbodmychadla vysokotlakého (TDV)
TV - turbina TDV s impulsním provozem
DN- dmychadlo turbodmychadla nízkotlakého (TDN)
TN - turbina TDN s rovnotlakým provozem.
Mezi TV a TN se někdy do výfukového traktu instaluje vyrovnávací
nádoba (není nutnou podmínkou).
Vedle těchto základních systémů uspořádání plnicího traktu přeplňovaného motoru existuje
řada další řešení často ve spojení s určitými regulačními prvky specifickými pro dané použití
motoru s cílem kupř.:
a) dosáhnout zvýšeného ochlazení plnicího vzduchu pro dokonalejší naplnění válce při
přijatelném plnicím tlaku (změnou časování, v expanzní vzduchové turbině – viz dále
ap.),
b) nebo vhodnými opatřeními zlepšit práci T buď v celé provozní oblasti, nebo jen
v části atd.
O některých možnostech bude řečeno dále.
2.6. Způsoby přeplňování TD
1. Impulsní: cílem je zachovaní tlakových a teplotních pulsů vznikajících při periodickém
výtoku plynů z jednotlivých válců motoru a jejich uchování a přivedení až na T plnicího
TD. Z tohoto důvodu je nutné zachovat přiměřeně:
a) malý objem výfuk. potrubí tedy: - malý ∅ potrubí až k T (i za cenu určitých ztrát),
- krátkou délku k T (snížení ztrát),
b) oddělené přívody od skupin válců s rozestupem alespoň 240° KH pro 4-dobý motor ⇒
maximálně 3 válce do jedné větve, aby se tyto pulsy navzájem nedegradovaly a alespoň 180° KH pro dvoudobý motor..
Příklad: 6-ti válec 1-5-3-6-2-4; doba otevření výfuku cca 240°KH.
VO 1 v.
1
5
3
6
2
4
pVstř pro 6 válců
malá amplituda
pulsací
pVstř pro 3 válce
velká amplituda
pulsací
0°
120°
240°
360°
480°
600°
720°
840°
Obr. 22. Návaznost tlakových pulsů ve výfuku šestiválcového čtyřdobého motoru
Energie, kterou má turbina k dispozici:
Qex - energie ztracená motorem neúplnou expanzí
Qpot - potenciální energie vykonaná pístem při výfukovém zdvihu
Qvyp - energie vyplachovacího vzduchu.
Qimp = Qex + Q pot + Qvyp
p
5
Qvyp
Qex
1
pS
pV
pO
Qpot
Vk
V
Vz
Obr. 23. Celková energie pro práci turbiny
Při přenosu této energie k T vznikají však ztráty:
průtokem přes ventily (výfukové i sací pro vyplachovací vzduch),
vlivem nestacionarity dějů v potrubí mezi M a T,
ztráty odvodem tepla do okolí,
mísením vyplach. vzduchu a výfukových plynů s velmi rozdílnou teplotou (má význam
jen při velkém proplachu).
Vznik tlakových vln:
Ideální případ:
VO naráz – strmý nárůst tlaku,
okamžité naplnění potrubí a pak odtok,
bez ztrát.
Skutečný stav:
nárůst tlaku méně strmý,
naplnění potrubí je postupné,
ztráty atd.
Obr.24. Schéma průběhu tlakových vln
Konečný průběh ovlivněn i průběhem tlaku ve válci motoru a dynamickými jevy v potrubí!!!
Skutečný průběh tlakových vln je dán:
a) konstrukčními parametry výfukového potrubí mezi motorem a turbinou,
b) rozvodovými daty výfukových ventilů.
ada) 1. Objem potrubí: při malém objemu potrubí Vp vůči Vz dojde k rychlému naplnění potrubí a většímu nárůstu tlaku. Doporučuje se, aby byl:
Vvp
V
< 2 ; dokonce motory s p < 1 !!
Vz
Vz
Vvp – objem výfukového potrubí,
Vz – zdvihový objem válce.
Na vytvoření tlakové amplitudy u T nemá vliv pouze
průřez výfukového potrubí, ale i průtoková plocha T.
Jestliže se změní Svp , změní se nejen poměr
S
S
φv = vp , ale i ϕ T = Tred ,
Sv max
i ⋅ Svp
i – počet větví,
Svp – průřez výfukového potrubí,
Svmax – max. průřez výfukového ventilu,
ST red – redukovaný průřez turbiny.
Obr.25. Vliv objemu potrubí na průběh tlakových vln [ 1 ]
Se zmenšováním φv roste ϕT a naopak. Protože však izoentropický výkon turbiny je i
funkcí proteklého množství plynů, dochází se zmenšováním φv či ϕT ke snižování průtoku.
Proto pro obě veličiny φv a ϕT existuje určité optimum, při kterém je PiseT maximální s dalším
poklesem φv a ϕT výkon v důsledku poklesu průtoku klesá. Navíc při velkém poklesu φv roste
vytlačovací práce výfuku!! Dle praktických zkušeností má být při plném otevření výfukového
Svp
ventilu Svp větší, než efektivní průtokový průřez výfukového ventilu, čili φve =
≥1;
µ ⋅ Sv max
v praxi zpravidla bývá φve = 1,2 ÷1,4; ϕT = 0,4 ÷0,6. Přesné hodnoty se stanoví až experimentálně.
2. Délka potrubí
Na délce potrubí závisí:
- velikost objemu potrubí
- průběh odražených vln a po interferenci i
výsledný průběh pv ; spíše může dojít ke
zvýšení tlakové vlny interferencí u krátkého
potrubí a potom i větší pokles tlaku pv v době
SO ⇒ lepší proplach (uzavřený konec – kupř.
vlivem škrcení i turbina: pod = p ; otevřený
konec pod = -p ).
Doba průběhu vlny zpět k výfuk. ventilu:
2 ⋅ 360 ⋅ L ⋅ nM
L
τ=
⇒ φL =
[°KH].
a±c
a±c
Dle zkušeností φLmax ≤ 50 , potom již dochází
k ovlivňování vln.
Obr. 26. Vliv délky potrubí na průběh tlakových vln [ 1 ]
L [m] - délka potrubí,
nM [Hz] - otáčky motoru,
a [m/s] - rychlost zvuku ve výfuk plynech; a = κ ′ ⋅ r ′ ⋅ Tv =
( 1,35 ⋅ 293 ⋅ 950 ≅ 600 m / s ),
c [m/s] - rychlost proudu spalin.
Z uvedeného plyne, že doba průběhu odražené vlny je funkcí L , nM a Tv a lze tedy L stanovit optimálně jen pro určitý rozsah otáček motoru!!! Avšak délka L je také značně omezena
konstrukčními možnostmi motoru!!!
ad b) Rozvodová data motoru; především sem patří:
- rychlost otevírání VO: s rostoucí rychlostí otevírání klesá tlaková ztráta na počátek otvírání
a zvyšuje se amplituda tlakových vln, snižuje se vytlačovací práce,
- velikost překrytí: zvyšuje se proplachovací množství, klesá tepelnéá zatížení dílů, ale na
druhé straně klesá i střední teplota TT1 , klesá tlakový impuls,
- okamžik VO: má velký vliv na amplitudu tlakových pulsů:
- při větší hodnotě VO začnou výfuk.plyny odtékat z vyššího tlaku, ale rostou i ztráty,
- zvětšené ztráty z neúplné expanze se ne vždy využijí v turbině ( Klimentův paradox),
- průtočná plocha Sv (výfukového ventilu): především ovlivňuje průtočné ztráty, ale i rychlost výtoku a tím i tvar tlakové vlny. Je-li průtokový průřez ventilu µ ⋅ S v (viz obr. 27) malý,
rostou tlakové ztráty v důsledku vyšší rychlosti
a naopak. Proto hodnota průtokového součinitele µ má být co největší čehož se snáze dosáhne
u větších ventilů.
Obr. 27. Souvislost mezi průtokovým průřezem ventilu a tlakovými poměry [ 1 ]
Výpočet průběhu tlaku ve výfukovém potrubí je velice složitý a k jeho určení je vypracováno několik metod. Kupř. metoda charakteristik, která vychází z celé řady výše uvedených faktorů. Je také třeba si uvědomit, že u reálného motoru postupují tlakové vlny v obou
směrech. V místě setkání dochází k jejich součtu či rozdílu a dále každá postupuje samostatně, odráží se atd. Rychlost tlakových vln ve směru proudění (rychlost c) bude tedy ( c + a ),
zpětná ( c − a ), přičemž rychlost zvuku je prakticky v každém místě potrubí jiná dle tlaku:
dp
dρ
dp
dx
2
=c±a ; a =
; dc = ± a
=±
=±
⋅ da .
dt
dρ
ρ
κ −1
aρ
Z uvedených rovnic (při zanedbání přestupu tepla, tření ap.) je zřejmé, že místo p nebo ρ je
účelnější použít jako charakteristickou veličinu stavu rychlost zvuku a, protože závislost
mezi a a c je lineární. Dále viz odbornou literaturu kupř. [1].
Ale potřebujeme znát celý průběh tlaku ve výfukovém potrubí? Zpravidla ne, neboť :
A. Pro posouzení přenosu energie z válce k turbině stačí znát průběh tlaku před turbinou.
B. Pro posouzení kvality propláchnutí spal. prostoru stačí znát tlakový průběh za výfukovým
ventilem.
Tedy zpravidla stačí zjistit průběh tlaku v těchto dvou místech. Při určitém zjednodušení tyto
průběhy vypadají následovně:
Jednoduché potrubí: za předpokladu, že na jednom konci potrubí je výtok z válce motoru a
na druhém konci výtok dýzou (nahrazuje T) nahrazující výtokový průřez turbinou. Časové
posunutí od ventilu k T udává úhel αM1, od turbiny zpět k ventilu αM2. Protože T přestavuje
výrazný odpor (uzavřený konec), je odražená vlna kladná a přičítá se k základní.
Z – základní vlna pro nekonečně dlouhé potrubí (nerušená odrazem)
T – průběh vlny u T
V – průběh vlny u ventilu
Nekonečná délka potrubí
Obr. 28. Průběh vln u nekonečné délky potrubí
Konečná délka potrubí (platí za zjednodušujících předpokladů)
Obr. 29. Průběh vln u konečné délky potrubí
Rozvětvené potrubí: Na základě měření můžeme připustit, že pa ≅ pb ≅ 0,5 p
Obr.30. Rozvětvené výfukové potrubí
Vlna pb postupuje k válci 1 - uzavřenému, odráží se a postupuje zpět k válci 2 a s určitým
zpožděním se napojuje na vlnu pa (při zjednodušení se neuvažuje další dělení odražené vlny
atd.).
p
pT 2
Základní vlna pz postupuje
k T, odráží se a postupuje
zpět k vyfukujícímu válci,
dělí se atd.,atd.
pz
pb
pa
∆α
αM
Obr. 31. Schéma průběhu základní
a odražených tlakových
vln v potrubí
Naměřený průběh tlaku ve výfukovém potrubí šestiválcového motoru LIAZ M2.3 je patrný z grafu G 9. Do prvé větve jsou zapojeny válce 1, 2 a 3, do druhé větve válce 4, 5 a 6.
V grafu je k jednotlivé tlakové vlně přiřazeno pořadové číslo příslušného válce dle pořadí
zapalování. Z rozdílné vzájemné vzdálenosti vrcholů tlakových vln lze snadno odvodit i vliv
vzdálenosti příslušných válců od místa měření. Útlum tlakových vln 4, 5 a 6 válce je způsoben jejich průchodem přes turbinu (obě větve potrubí jsou až k turbíně navzájem oddělené!).
Použití impulsního provozu:
- při nižších plnicích tlacích,
- u vysokotlace přeplňovaných motorech, když motor často pracuje v částečných zatíženích a když se požaduje rychlejší reakce turbiny na změnu zatížení,
- při přeplňování dvoudobých motorů, kde energie výfukových plynů je nižší.
U impulsního provozu budou ztráty, vznikající v T v důsledku kolísání pT1 a TT1 , tedy
ztráty impulsností závislé na počtu válců zapojených do jedné potrubní větve a přivedených
do jedné sekce rozváděcího ústrojí T: největší ztráty impulsností budou u čtyřdobého motoru
při zapojení jen jednoho nebo dvou válců do jedné větve, při zapojení čtyř a více válců do
jedné větve naopak výrazně klesá přínos tlakových pulsů a systém se blíží k rovnotlakému.
.
Graf 9. Hodnoty průběhů přetlaku ve výfukovém traktu ∆pT1 naměřené u přeplňovaného motoru LIAZ M2.3 v místě vyústění výfukového kanálu 1. válce do sběrného potrubí.
Plnicí TD K 36 3772 R/32.22.
6
2 válce
3 (÷ 4 )
4
2
∆mpe 0
[g/kWh]
rovnotlaký
= 100 %
-2
-4
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
πD
Obr. 32. Porovnání měrné spotřeby paliva mpe impulsního a rovnotlakého provozu [2]
Opět je zřejmé, že pro vysoké stupně stlačení je rozdíl mezi impulsním a rovnotlakým provozem malý.
Měniče pulsací.
Jak již bylo řečeno, jsou u impulsního systému vyústění od jednotlivých válců do příslušných větví provedena dle zásad:
- do jedné větve jsou vyvedeny výfuky válců tak, aby rozestup byl větší nebo roven
240° PKH u motoru čtyřdobého, nebo 180° u dvoudobého,
- do jedné větve tedy maximálně 3 válce a pro jednu řadu válců jsou možné maximálně
4 větve (sekce ostřiku T), jinak více TD,
1−5−3−6−2−4
1
2
3
4
5
6
αKH = 120°
1−3−5−6−4−2
⇒
nevýhodné
Obr.33. Možnosti spojení výfukových potrubí u řadového šestiválce
-
při zapojení více jak 3 válců do jedné větve je (v případě nutnosti) možno zabránit zrušení tlakových pulsů v důsledku interference pomocí Pulse – Convertorů (potlačování
zpětné tlakové vlny) nebo Multi – Pulse – Convertorů (všechny potrubní větve do
jednoho vstupu T.
a. ejektor brání narušování tlakových vln v sousední větvi,
b. v dýzové části se energie tlakových vln mění v kinetickou a
v difuzoru se zpětně částečně mění opět na tlakovou (z důvodů
ztrát se často vynechává)
Obr.34. Schéma řešení Pulse-Convertoru
1
2
3
4
5
7
6
αKH = 90°
8
1−5−7−3−8−4−2−6
Obr.35. Spojení výfukových potrubí u osmiválce
2. Rovnotlaké přeplňování - využívá především potenciální a tepelnou energii výfukových
plynů. Je pro něho typický velký objem výfukového potrubí se společným vstupem všech
válců s cílem potlačit kmity v potrubí. Převážná část Qex se převádí na kinetickou energií a ta
v důsledku víření se mění na tepelnou → rekuperace energie.
p
5
Qkin
pS
pV
pb
Qvypl
Qr
Qp
Qex′
V
Obr. 36. Suma energií pro provoz rovnotlaké turbiny
Qvypl.
Qp
Qex′
Qr
- energie vyplachovacího vzduchu
- potenciální energie, kterou vykonává píst při výfukovém zdvihu
- energie neúplné expanze pod hladinou pv
rekuperovaná energie, která způsobuje vzrůst teploty výfuk. plynů před T
Qrov = Qvypl + Q p + Qex′ + Qr = Qimp − Q z ,
kde Qz představuje ztráty vzniklé rekuperací energie kinetické Qkin na tepelnou (změny nelze uskutečnit ideálně bezztrátově).
Z následujícího obrázku 37 plynou některé závěry:
a) S rostoucí vyplachovacím poměrem roste Qkin na úkor Qpot, čili roste i význam impulsního provozu turbiny.
b) S poklesem zatížení ( pokles ps ) roste rovněž význam Qkin na úkor Qpot, čili roste opět
význam impulsního provozu turbiny.
Q 100
[%] 80
Qkin
pS
≅ 1,0
pV
1,4
Qkin
60
40
Qpot
Qpot
20
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
pS [MPa]
Obr. 37. Porovnání impulsního a rovnotlakého provozu [2]
Zlepšení práce ideální impulsní soustavy v porovnání s prací ideálně rovnotlaké soustavy
p5
p
v závislosti na poměru tlaků T 1 a
ukazuje také závislost na obr. 38 . Z něho plyne,
pT 2
pT 1
Zlepšení ideální práce
[%]
250
p5
p T1
200
150
2
5
100
50
0
1
1,5
2
2,5
Obr.38. Zlepšení práce ideální impulsní práce oproti rovnotlaké [2]
3
p T1 p D 2
=
= πD
p T 2 p D1
že při vyšších hodnotách expanzního poměru na turbině (a tedy i při vyšších hodnotách stlačení πD , neboť ps ~ pT1 ) je přínos impulsního systému velice malý – to za ideálních podmínek. Malé zlepšení impulsního provozu lepším využitím energie výfukových plynů (hlavně
kinetické složky) se ztrácí na druhé straně zhoršením účinnosti turbiny v důsledku kolísání
tlaku a teploty před turbinou, rostou rázové ztráty, v důsledku parciálního ostřiku oběžného
kola i ztráty ventilační atd.
Využití rovnotlakého systému: zejména u stacionárních a lodních motorů při méně časté
změně zatížení při provozu s částečným zatížením. Spojení motoru s T je podstatně jednodušší prostřednictvím spojovacího potrubí s větším průřezem (a tedy i objemem) ⇒ menší
průtokové ztráty v důsledku nižších průtokových rychlostí; dle zkušenosti bývá:
V potrubí = (1 ÷ 1,5) ⋅ V z ⋅ i = (1 ÷ 1,5) ⋅ VM .
2.7. Spolupráce motoru s TD
Optimální sladění TD a motoru je obtížná úloha a její úspěšné vyřešení se daří jen díky
úrovni našich znalostí s využitím metod matematického modelování. Celý děj lze popsat rovnicemi zákona zachování hmoty, energie a hybnosti (často se nahrazuje předpokladem kvasistacionárního děje a výpočtem tlakových ztrát při proudění z empirických vztahů). Nestacionarita se často nahrazuje středními hodnotami a opravnými součiniteli. V jednodušším případě
při použití středních hodnot jednotlivých veličin lze spolupráci motoru a TD popsat následujícími rovnicemi.
A) Turbodmychadlo
1.
m& T = m& D + m& p
4π
[kde mTcy =
1
⋅ mT (π T , TT 1 ) dϕ = α ⋅ mTcystac (π T , TT 1 ) obdobně i další výrazy].
4 ⋅ π ∫0
Protože zpravidla neznáme skutečné průběhy πT, TT1 počítáme množství mTstac ze středních
hodnot (označené s pruhem) a pomocí opravného součinitele α stanovíme mTimp:
α=
2.
m& Timp
m& Tstac
≤ 1 - opravný součinitel pulsačního průtoku
PD = PT ⋅η mTD
 κκD −1  1
 P 
PD =
⋅ rD ⋅ TD1 ⋅ m& D ⋅  π D D − 1 ⋅
= m& D ⋅ c pD ⋅ (TD 2 − TD1 ) = adD 

 η iseD
κ D −1
 η iseD 


κD
Obdobně bychom měli stanovit výkon turbiny z výrazu:
4π
PTimp =
u
1

⋅ ∫ ηT  π T , T 2
4 ⋅π 0 
c

 ⋅ m& T (π T , TT 1 ) ⋅ ∆i (π T , TT 1 ).dϕ , ale potřebné závislosti opět

zpravidla neznáme, a proto se stanoví výkon z hodnot středních za použití součinitelů:
PTimp
β=
PTimp
PTstac
κ T −1



=
⋅ rT ⋅ TT 1 ⋅ m& T ⋅ 1 − π T κ T  ⋅ ηTise ⋅ β ⋅ γ = m& T ⋅ (iT 1 − iT 2 ) ⋅ β ⋅ γ [= PadT .η iseT ⋅ β ]


κT −1


κT
≥1 -
respektuje nelinearitu vztahů pro isoentropický výkon plynů; pro rovnotlaký provoz β = 1, γ - respektuje proměnnost účinnosti turbiny, ale
zpravidla se neuvažuje.
Celková účinnost turbodmychadla: η TD = η Dise ⋅η Tise ⋅ β ⋅η mTD
1,4
pT1
pT2
pT1
pT1max
1,3
1,2
pT1stř
β
pT1min
1
pT2
0°
1,1
α 0,9
720°
0,8
α
Obr.39. Závislost α, β na průběhu tlaku pT1
1
2
3
ν
a na ν = (pT1max – pT1min)stř / (pT1stř – pT2)
4
S rostoucí poměrnou amplitudou tlakových pulsací před turbinou :
™ β roste
™ γ, α klesá.
Tyto součinitelé závisí na zatížení, otáčkách, ps, typu výfukového potrubí atd. V rozsahu otáček motoru n = 600 ÷ nj se α mění až o 20%; β, γ až o 15%.
Odhad součinitelů α a β
α=
mimp
m stac
β=
,
Pimp
Pstac
PT = m& T ⋅ H ise ⋅ η ise ⋅ β ,
H iseT = c pT

p
⋅ TT 1 ⋅ 1 −  T 2
  pT 1

≅
H Timp
H Tstac
m& T = α ⋅ S red ⋅ψ T ⋅ ρ T 1 ⋅ 2 ⋅ r ⋅ TT 1 = α ⋅ S red ⋅ψ T ⋅ 2 ⋅ ρ T 1 ⋅ pT 1 .τ



κ T −1
κT




Zjednodušený tlakový puls ve výfukovém potrubí:
p
6
pT1
5
4
3
pT1stř
2
1
0,5
1
s
r
Obr. 40. Zjednodušení tlakového pulsu
pT2
Průtok dýzou mezi tlaky pT1 – pT2 :
- pro rovnotlaký provoz (skutečný průběh se nahrazuje zjednodušením tlakových spádů)
1. m stac = S Tred ⋅ψ ⋅ 2 ⋅ ρ T 1 ⋅ ( pT 1stř − pT 2 ) ⋅ τ ≅ K ⋅ pT 1stř − pT 2 ⋅ 1 =
= K ⋅ 3,5 − 1 ⋅ 1 = K ⋅ 1,58
- pro impulsní provoz
1
1
mimp = ⋅ K ⋅ 5 − 1 + ⋅ K ⋅ 2 − 1 = K ⋅ 1,5
2
2
K ⋅ 1,5
= 0 ,95 ⇒ pro zajištění stejného průtočného množství musíme u impulsního
K ⋅ 1,58
provozu zvětšit průřez turbiny na STimp = STstac/ α.
α=
2. H stac ≅ pT 1stř − pT 2 = 2,5 ..... výkon v podstatě dán součinem hmotnostního toku a tlakového spádu.
3. Himp : před jeho určením si musíme uvědomit, jak je průtok výfukových plynů během periody rozdělen. Při rozdílu tlaku pT1 – pT2 = 1 bude poloviční, než při rozdílu pT1 – pT2 = 4
2
1
m ≈ ∆p , tedy v prvé periodě proteče množství, v druhé .
3
3
(
)
A tedy H imp =
H imp
1
2
1 8
3
⋅1 + ⋅ 4 = + = 3 a β =
=
= 1,2
3
3
3 3
H stac 2,5
Další příklad dle obr. 41:
1. m& stř ≈ 1 ⋅ 3 − 1 = 1,42
1
1
1
m& imp ≈ ⋅ 0 + ⋅ 5 − 1 + ⋅ 0 = 1
2
2
2
1
α=
= 0 ,707
1,42
2. H stac = 1 ⋅ ( pT 1stř − pT 2 ) = 1 ⋅ (3 − 1) = 2
H imp = 1 ⋅ ( pT 1 − pT 2 ) = 1 ⋅ (5 − 1) = 4
4
β = =2
2
p
6
5
pT1
4
pT1stř
3
2
pT2
1
0,5
1
s
Obr. 41. Zjednodušený tlakový puls
Obecně můžeme odvodit z naměřeného průběhu tlaku a teploty před turbinou následovněviz obrázek 42:
Jestliže tlakový impuls, jehož délka je ∆τ, rozdělíme na n-dílků, pak každý dílek o délce τx
bude mít okamžitý tlak před turbinou pT1x a obdobně teplotu TT1x . Tlak za turbinou pT2 uvažujeme konstantní.
pT
pT1
pT1stř
pT2
τ [s]
τx
∆τ
Obr. 42. Zjednodušený průběh tlaků před a za turninou
n
pT 1stř =
Potom
∑(p
x =1
T 1x
TT 1stř =
(1)
∆τ
n
a
⋅τ x )
∑ (T
x =1
T 1x
⋅τ x )
(2)
∆τ
Jestliže stanovíme okamžitý hmotnostní tlak m& Tx a isoentropický spád (H isT )x pro každý dílek, pak jejich součtem dostáváme hmotnostní tok a isoentropický spád celého impulsu a tím i
výkon turbiny [PT = m& T ⋅ H isT ⋅η T ⋅η m ] pro impuls či pro celý zvolený počet impulsů. Ze
středních hodnot tlaku a teploty [rovnice (1), (2)] se stanoví m& Tstac a (H isT )stac . Okamžitý
hmotnostní tok každého dílku je dán:
m& Tx = S Tred ⋅ψ Tx ⋅ ρ T 1x ⋅ 2 ⋅ r ′ ⋅ TT 1x ⋅ τ x ,
kde průtoková funkce
ψ Tx

 p
=
⋅  T 2
κ ′ − 1  pT 1x

κ′
2
 κ ′  pT 2
 − 

 pT 1 x



κ ′ +1
ι′




Obdobně:
m& Tstac = m& Tstř = S Tred ⋅ψ Tstř ⋅ ρ T 1stř ⋅ 2 ⋅ r ′ ⋅ TT 1stř ⋅ ∆τ ,
kde
ψ Tstř

κ ′  pT 2
=
⋅ 
κ ′ − 1  pT 1stř

2
 κ ′  pT 2
 − 

 pT 1stř



κ ′ +1
κ′




a také:
(H isT )x
= c ′p ⋅ TT 1x

 p
⋅ 1 −  T 2
  pT 1 x




κ ′ −1
κ′




(H isT )stac
a

 p
⋅ 1 −  T 2
  pT 1stř

= c ′p ⋅ TT 1stř



κ ′ −1
κ′

.


A tedy můžeme psát, že:
n
β=
∑ [(H )
isT
x =1
⋅ m& Tx ]
∑ m& Tx
x =1
m& Tstac
∑ (ψ
n
=
x =1
Tx
m& Tstac =
,
(H is .T )stac ⋅ m& Tstac
n
α=
x
⋅ ρ T 1x ⋅ TT 1x ⋅ τ x
ψ Tstř ⋅ ρ T 1stř ⋅ TT 1stř ⋅ ∆τ
∑ m&
Tx
α
,
)
.
Vraťme se zpět k turbodmychadlu. Po úpravě vztahů 1 a 2 popisujících práci TD dostaneme:
κD
κ T −1
 m&

 κ D −1
κT 
T


⋅ k1 ⋅ ξ ⋅ 1 − π T
π D = 1 +


 m& D


kde
ξ=
TT 1
⋅ η TD ,
TD1
Průtok turbinou
k1 =
- I. hlavní rovnice TD,
rT κ D − 1 κ T
,
⋅
⋅
rD κ D κ T − 1
πD =
pD2
,
p D1
πT =
pT 2
pT 1
m& T = α .S red ⋅ψ ⋅ ρ T 1 ⋅ 2 ⋅ rT ⋅ TT 1 - II. hlavní rovnice TD, kde
κ T +1
2


κT
κT




p
p
T2
T2

.
 − 

⋅ 
průtoková funkce ψ T =

κ T − 1  pT 1 
p
 T1 


TT 1 m& T
Výraz:
⋅
⋅ η TD v podstatě udává výkonovou rovnováhu TD.
TD1 m& D
κT
Pro běžné výpočty lze příslušné konstanty volit následovně:
rD = 287 J/kg, cpD = 1,005 kJ/kg⋅Κ, κD = 1,4
rT = 293 J/kg , cpT = 1,13 kJ/kg⋅Κ, κT = 1,35.
Obtížnost optimalizace spolupráce TD s vozidlovým motorem spočívá především v široké
provozní oblasti práce těchto motorů jak otáčkové, tak i pokud se týká zatížení. Je nutné splnit
tyto základní požadavky:
™ maximální využití energie odcházejících spalin pro zlepšení motorových parametrů,
™ umístění char. dmychadla TD s nejvyšší ηise do těch provozních režimů motoru, ve kterých se motor nejčastěji provozuje a kde se získá maximální efekt (dálková silniční dopra-
va – do oblasti Pej ; terénní vozidla – oblast Mtmax a nižší provozní otáčky atd.). Zpravidla ani v ideálním případě se nepodaří optimální sladění v celé provozní oblasti motoru a
pro další zlepšení provozních vlastností motoru je nutná regulace přeplňování.
πD
& )
& D (V
m
D
Obr.43. Poloha provozní oblasti motoru v charakteristice dmychadla
B) Motor
Tak jako TD, je možné popsat spalovací motor rovnicí hmotnostního průtoku (již známou):
m& s =
[
ps
n
⋅ η pl ⋅ VM ⋅ M = ρ s ⋅ V&M ⋅ η pl
r ⋅ Ts
120
]
(3),
kde ηpl zahrnuje propláchnutí spalovacího prostoru
a rovnicí zákona zachování energie :
m& p ⋅ H u + m& s ⋅ c ps ⋅ (Ts − Tφ ) = PCH + m& T ⋅ c pv ⋅ (TT 1 − Tφ ) + Pi ,
upravenou kupř. na tvar:

Pe  1 − k ch
⋅ 
− 1 = m& s
η m  ηi

 m&

⋅  T ⋅ c pv ⋅ (TT 1 − Tφ ) − c ps ⋅ (Ts − Tφ )
 m& s

kde kch - odvod tepla chlazením motoru PCH = kCH ⋅ Ppř = kCH.&mp.Hu
Tφ - vztažná teplota k níž je stanovena i výhřevnost paliva.
(4)
Poznámka a doplnění: Proplachovací množství vzduchu:
Hmotnostní tok vzduchu, který profoukne v době překrytí ventilů přes sací ventil do spalovacího prostoru a dále do výfukového kanálu je dán vztahem:
α2
m pr = ρ s ⋅ µ ⋅ψ m ⋅ 2 ⋅ r ⋅ Ts ⋅ ∫ S red . dα , kde střední průtokový součinitel µ = 0,65 ÷ 0,75.
α1
Průtoková funkce:
2
κ +1


κ
κ  p v   p v  κ 




⋅
−
ψm =
κ − 1  p s   p s  


je závislá na tlakových poměrech v plnicím a výfukovém potrubí a na exponentu polytropy κ:
ψm
0,484
κ = 1,4
κ = 1,3
 pV

p
 S


= 0,528

 krit
pV
pS
Obr.44. Průběh průtokové funkce
α2
Časový průběh průtočné plochy ventilů při jejich překrytí Sč =
∫α S
red
dα se určí podle sché-
1
matu na obr. 45. Proměnné průtočné průřezy při kvazistacionárním průtoku se nahrazují redukovaným průřezem, kterým každým
okamžikem proteče stejný hmotnostní
průtok jako oběma plochami současně
v témže okamžiku při stejném tlakovém spádu a odporu proudění. Budeme-li zjednodušeně uvažovat, že nedochází ke stlačování media, a že jsou
stejní průtokoví součinitelé, pak je
možno psát:
SS
pS
SV
&
m
px
Sred
pV
Obr. 45. Schéma proplachu spalovacího prostoru
pS
&
m
pV
m& ≈ S s ⋅ p s − p x = S v ⋅ p x − p v = S red ⋅ p s − pv = c
 c
p s − p x = 
 Ss



2
 c
p x − p v = 
 Sv



2
 c
p s − p v = 
 S red



 c
p s − p v = 
 Ss
2
2
  c 
 c
 +   = 
  Sv 
 S red



2
⇒
S red =
Sv ⋅ Ss
S v2 + S s2
,
2
kde Ss, Sv jsou okamžité průtočné průřezy ventilů.
Zjednodušeně lze proplachovací hmotnostní tok vzduchu stanovit pomocí součinitele proplachu ϕpr:
ϕ pr =
m pr
m& s me + m pr
λ
=
= 1+
=
≥ 1 a potom
me
me
me
λe
m pr = (ϕ pr − 1) ⋅ me .
ϕpr dosahuje u stacionárních 4-dobých VM v rozmezí stlačení v dmychadle π D = 1,2 ÷ 4 velikosti: ϕ pr max = 1,10 ÷ 1,25 , u vozidlových motorů je hodnota ϕpr ≈ 1.
2.8. Teoretické základy regulace přeplňování
Spojením těchto čtyř rovnic (2 rovnice TD a 2 M) vzniká řešitelná soustava, kterou lze
s výhodou pro názornost zobrazit graficky dle obr. 46. Umožňuje přehledně stanovit možnosti
regulace celého systému přeplňovaného motoru.
pe
πD
(3)
nM
x
λ
(4)
TT1
Obr.46. Grafické znázornění spolupráce motoru s TD
&D =m
&S
m
Pozn: x =
TT21 ⋅η TD
(ψ T ⋅ S Tred )2
m
⋅  T
 mD



3
– v podstatě vyjadřuje výkonovou rovnováhu TD.
Z tohoto diagramu je kupř. zřejmé, že při poklesu otáček nM a při konstantní hodnotě x
není možné dosáhnout stejné hodnoty pe bez nárůstu teploty TT1, vyvolané poklesem přebytku vzduchu λ . Přitom u vozidlových motorů se požaduje nárůst pe s poklesem otáček, což
vede zpravidla k dalšímu omezení přebytku vzduchu, růstu tepelného namáhání a kouřivosti
motoru.
Pomocí diagramu na obr. 46 lze demonstrovat mnoho základních systémů regulace přeplňování. Podívejme se na roztřídění jejich působení na parametr x křivek výkonové rovnováhy
TD v idealizovaném případě. Pro omezení nárůstu TT1 a poklesu λ při daném pe a snížených
otáčkách nM je třeba dosáhnout nárůstu parametru x těmito způsoby:
1) Využitím přirozených charakteristik systému přeplňování:
a) nárůst ηDise a ηTise (při poklesu ms a πD = konst),
b) u impulsního provozu nárůst β, γ a pokles α (omezený rozsah použití).
2) Regulací průřezu turbiny ψT ⋅ STred (t.j. zmenšení hodnoty):
a) natáčením lopatek v rozváděcí skříni turbiny (pracné),
b) změnou šířky vstupního průřezu do oběžného kola,
c) regulační klapka za vstupní dýzou v rozváděcí skříni turbiny,
d) změnou počtu turbin a dmychadel (dvoustupňové přeplňování).
m& T
při Pej , přičemž průřez turbiny je dimenzován pro režim Mtmax:
m& D
odpouštěním výfukových plynů (ztrátové),
odpouštěním vzduchu za dmychadlem (ztrátové),
odpouštění výfukových plynů přes turbinu činného výkonu (teoreticky bezztrátové),
škrcení plnicího vzduchu (v sání, výtlaku).
3) Změnou poměru
a)
b)
c)
d)
4) Obtok části plnicího vzduchu kolem pístové části motoru : tj. též změna poměru
m& T
:
m& D
a) zvětšené překrytí ventilů (konstrukčně komplikované),
b) obtok spec. zařízením s případným ohřevem vzduchu ve výměníku (bezztrátové, ale
někdy komplikované),
c) obtok s dodatečným přívodem energie ve spal. komoře – systém HYPERBAR (silně
ztrátové, složité, z hlediska regulace velmi pružný systém).
5) Přívod dodatečné mechanické energie :
a) na hřídeli dmychadla přes spojku (složité, ztrátové),
b) přes další sériové nebo paralel. řazené dmychadlo,
c) pomocí rezonančního systému – kombinované přeplňování ( částěčně ztrátové).
6) Regulace charakteristiky hltnosti motoru proměnlivým časováním: komplikované, ale
účinné.
U vozidlových motorů existují v podstatě dvě základní varianty přiřazení TD k motoru:
1) pro nj k dosažení maximálního výkonu,
2) pro oblast maximálního točivého momentu a nižší otáčky.
ad.1) V tomto případě, jak vyplývá z předchozího přehledu, vznikají problémy
s nedostatkem vzduchu v nízkých provozních otáčkách, roste teplota výfuk. plynů
do té míry, že je nutné snížit dodávku paliva a tím omezit i výkon motoru. Regulační opatření viz. 1, - 6).
ad.2) V tomto případě dochází k velkému nárůstu plnicího tlaku v oblasti Pej, z toho
pramení nárůst maximálních spal. tlaků
pmax, roste namáhání dílů atd.
K regulačním opatřením patří škrcení v sání či výtlaku dmychadla, přepouštění výf.
plynů, odpouštění plnicího vzduchu, změna časování – zejména SZ:
a) ještě před DÚ – Millerův způsob (expanze ⇒ ochlazování vzduchu ⇒ snížení
tlaku ve válci motoru na počátku komprese)
b) pozdě za DÚ – Atkinsonův způsob (při pohybu pístu z DÚ do HÚ dochází
k vytlačování části vzduchu zpět do plnicího potrubí a klesá εskut ⇒ nižší kompresní a spalovací tlak).
Použitelnost jednotlivého způsobu regulace závisí na přípustných ztrátách, konstrukční složitosti apod. Podívejme se blíže na některé způsoby zaměřené na
zlepšení provozních parametrů v nízkých otáčkách.
2.9. Dvoustupňové přeplňování
Schematicky je takové uspořádání s mezichlazením plnicího vzduchu za každým stupněm
patrné z obr. 47.
pD1N
TD1N
pD2N, TD2N
pD1V
TD1V
DN
pD2V, TD2V
DV
MCH1
pb, Tb
TDV
TDN
F
pT2N
TT2N
pS, TS
MCH2
TN
pT1N
TT1N
pT2N
TT2N
M
TV
pT1V, TT1V
Obr.47. Schéma uspořádání motoru s dvoustupňovým přeplňováním
Abychom v maximální míře využili energii dodanou do pracovního oběhu přeplňovaného
motoru, tj. dosáhli co nejvyšší účinnosti oběhu, je třeba co nejlépe využít energii výfukových
plynů v turbině, tuto s co nejmenšími ztrátami přeměnit na stlačení plnicího vzduchu
v dmychadle a snížit potřebný příkon D. Jak plyne z charakteristiky dmychadla, klesá
s rostoucím stlačením při vyšších πD dmychadla ηise především vlivem ztrát třením a netěsností a zužuje se tak využitelná oblast jeho stabilní práce. Rovněž účinnost turbiny klesá
s rostoucím expanzním poměrem. To vede u vysokopřeplňovaných motorů
k dvoustupňovému přeplňování, tj. k rozdělení jak komprese v dmychadle, tak expanze
v turbině do dvou stupňů. Pro vozidlové motory z výrobních i konstrukčních důvodů zpravidla použitím dvou sériově řazených TD. Ale pozor, rozdělení celkového stupně stlačení dle
vztahu, že π DV = π DN = π D není vhodné!! Optimální rozdělení poměrného stlačení
v nízkotlakém πDN a vysokotlakém dmychadle πDV lze za určitého zjednodušení odvodit
z podmínky minimální kompresní práce – obr. 48:
πD =
π DN
pD2
p D1
p
= D2N
p D1
π DV =
T
⇒
p D1 =
pD2N
π DN
pD2
, p D1V = p D 2 N − ∆p MCH 1
p D1V
p s = p D 2V − ∆p MCH 2
pD2V
pS
TDV
TS
TD2
∆pMCH1
TD2N
∆pMCH2
pD2N
pD1V
pD1=pD1
TD1V
TD1=TD1N
s
Obr. 48. Porovnání komprese v T-s diagramu
1) Jednostupňové přeplňování :
 nn−1 
′
(
)
Kompresní práce pro 1 kg náplně: WD = c p ⋅ TD 2 − TD1 = c p ⋅ TD1 ⋅  π D − 1 [J/kg].


2) Dvoustupňové přeplňování: předpoklad n N = nV = n , c pN = c pV = c p (při různých hodnotách n a cp by se postupovalo obdobně).

 n −1 
W ′′ = c p ⋅ (TD 2 N − TD1 ) + c p ⋅ (TD 2V − TD1V ) = c p ⋅ TD1 ⋅  π DNn − 1 + TD1V



πD =
π
pD2
= π DV ⋅ p D1V ⋅ DN = π DV ⋅ π DN
p D1
pD2N
= π DV ⋅ π DN ⋅ e
 n −1 
⋅  π DVn − 1


p
− ∆p MCH 1 
 = π DV ⋅ π DN
⋅  D 2 N
pD2N


 ∆p

⋅ 1 − MCH 1  =
pD2N 

Tedy: π DV =
πD
π DN

 n −1 
a potom WD′′ = c p ⋅ TD1 ⋅  π DNn − 1 + TDV

⋅e



 πD 

⋅ 
 π DN ⋅ e 
n −1
n

− 1


Optimální stupeň stlačení vyplývá z podmínky, že
⋅n −1
−1
dWD′′
n −1
n −1  π D 
= 0 = π D1 ⋅
⋅ π DNn − TDV 1 ⋅
⋅

dπ DN
n
n  e 
TD1 ⋅ π
π
n −1
n
DN
2⋅
1
n
DN
−
= TD1V
π 
⋅ D 
 e 
T
π 
= D1V ⋅  D 
TD1  e 
n −1
n
⋅π
n −1
n
⋅π
n −1
−1
n
DN
−
1− 2⋅n
n
DN
n −1
n
Tedy:
π DN
T
=  D1V
 TD1N
n
 2⋅(n −1) π D

⋅
e

a
π DV
πD
πD
=
=
e ⋅ π D1
e
T
⋅  D1N
 TD1V
n
 2⋅(n −1)

.

Po dosazení a úpravě:
n −1


2⋅n
TD1V TD1V
π


D
.
⋅
−
−
1
WD′′ = c p ⋅ TD1 ⋅ 2 ⋅ 

  e 

TD1
TD1


Poměrné zlepšení kompresní práce:
n −1
χ=
WD′′
=
WD′
T
T
 π  2⋅n
2 ⋅  D  ⋅ D1V − D1V − 1
TD1
TD1
 e 
π
n −1
n
D
.
−1
Příklad : π D = 4 , n = 1,65 , TD1N = 293 K , TD1V = 333 K , e ≅ 1 . Potom:
1,65
π DN
 333  2⋅0 ,65
=
⋅ 4 = 2 ,353

 293 
π DN  TD1V
=
π DV  TD1N
n
1,65
a
π DV =
πD
4
=
= 1,7
π DN 2,353
 n −1  333  1,65−1
 ≅ 
= 1,384 a poměrné zlepšení χ = 0,9154 , tj. zlepšení 8,46 %.

 293 

Nutno však vzít na vědomí, že:
- do celkové energické bilance motoru musíme ovšem zahrnout i práci potřebnou na ochlazení vzduchu v mezichladiči (ventilátor, náporové chlazení apod.),
- musí se vyřešit problém zástavby dvou TD a mezichladičů,
- je nutná regulace přechodových režimů v důsledku zpomalení náběhu plnicího tlaku rozběhem dvou rotorů TD atd.
3.0. PŘEPLŇOVÁNÍ ZÁŽEHOVÝCH MOTORŮ
Problematika přeplňování zážehových motorů je poněkud odlišná od přeplňování vznětových motorů. Obdobně jako u VM je cílem přeplňování ZM:
- především zvýšení výkonu motoru,
- zlepšení hospodárnosti provozu,
- snižování obsahu škodlivin ve výfukových plynech.
Avšak u ZM je při zvyšování výkonu, resp. středního efektivního tlaku, silným omezujícím
činitelem existence detonačního spalování . Vedle vlastní realizace celého systému přeplňování jde tedy i o hledání cest k odsunu hranice detonačního spalování mimo provozní oblast
motoru. Proto se více a snadněji přeplňují plynové ZM, neboť plynná paliva mají vyšší antidetonační odolnost díky vyššímu OČ (kupř. NG cca 120) a pracují hospodárně i při vyšších
hodnotách součinitele přebytku vzduchu λ, tj. při provozu na chudou až velmi chudou palivovou směs, což samo o sobě výrazně ovlivňuje (příznivě) detonační odolnost směsi. Na druhé
straně s poklesem λ při Mt = konst. narůstá teplota výfukových plynů a tedy i sedel a ventilů,
což může být ve svém důsledku limitujícím činitelem stupně přeplňování (přivedení stejné
tepelné energie do menšího množství směsi).
Princip vzniku detonačního spalování a vlivy, které jeho vznik či útlum způsobují jsou
známé. Přesto si připomeňme, že jsou to zejména:
1. antidetonační vlastnosti (OČ) vlastního paliva a složení směsi λ,
2. tlak a teplota směsi na konci komprese (p2 , T2) dané : - velikostí ε,
- mírou přeplňování ps, Ts,
- velikostí předstihu zážehu αz,
- úrovní chlazení apod.,
3. náchylností či odolností spalovacího prostoru k detonačnímu spalování.
Přeplňované zážehové motory můžeme v zásadě rozdělit na:
- benzinové – stechiometrická palivová směs, tj. λ = 1,
- plynové - s provozem na stechiometrickou palivovou směs s λ = 1,
- s provozem na chudou směs λ > 1.
3.1. Benzinové motory
Benzinové motory mohou pracovat hospodárně jen ve velmi úzkém rozmezí bohatosti
směsi v blízkosti λ = 1, a proto jsou možnosti pro přeplňování a dosažení vyšších výkonových
parametrů omezené, navíc i s ohledem na dosažení nízkých emisních parametrů v příslušných
emisních testech. Čili i přeplňovaný motor, má-li splnit všechny požadavky, musí být vybaven řízeným systémem s třísložkovým (třícestným) katalytickým konvertorem – katalyzátorem s řízenou λ - sondou: s ohledem na dosažení nízkých emisí musí pracovat v oblasti
s poněkud vyšší měrnou spotřebou paliva. O vlivu ts, ps, OČ, bohatosti λ, ε a αz na vznik detonačního spalování a na dosažitelnost výkonových parametrů se zabývá předmět “vozidlové
motory”. Proto jen stručně:
ad1) Vliv antidetonační odolnosti paliva lze nejlépe vyjádřit graficky. Z něho plynou pro
ε, n = konst tyto závěry:
a) ps na mezi detonačního spalování klesá (též πD) s rostoucí teplotou plnění ts,
b) při daném palivu ( OČ = konst ) roste mez detonačního spalování s bohatostí, tj. se
zvyšováním podílu paliva. Příčina je v poklesu teploty směsi při odpařování paliva,
c) mez detonačního spalování roste s OČ.
ppl 0,19
[MPa]
0,18
Důsledky pro uplatnění přeplňování
jsou zřejmé:
- vysoké OČ paliva,
- nízká ts ⇒ mezichlazení ⇒ růst
nákladů,
- obohacování směsi; neekonomické, pokud neporoste současně ηi.
λ=0,9
OČ 100
0,17
λ=1,1
0,16
OČ 91
0,15
λ=0,9
λ=1,1
0,14
0,13
20
ε=1,1
nm=42 Hz
40
60
80
100
120 140
tpl [°C]
Obr. 49. Vliv bohatosti směsi a hodnota oktanového čísla na vznik detonačního hoření [2]
ad2) Stav pracovní látky na počátku komprese
- kompresní poměr ε má zřejmý vliv na teplotu a tlak náplně.
ppl 0,19
[MPa] 0,18
0,17
S chlazením
na tpl=60°C
0,16
0,15
Z obr. 50 plynou pro konst. λ, OČ a n závěry:
a) na mezi detonačního spalování musí
s rostoucím ε klesat ps,
b) pokles ε sice odsunuje mez detonačního
1
spalování, ale klesá η t = 1 − κ −1 , tím i ηi
ε
0,14
a hospodárnost,
c) projevuje se výrazný vliv mezichlazení.
0,13
Bez chlazení
0,12
0,11
6
7
8
ε
Obr. 50. Vliv předstihu zážehu na vznik detonačního hoření při λ, OČ, n = konst. [2]
-
předstih zážehu má výrazný vliv na velikost spalovacích teplot a tlaků a gradient jejich
růstů.
pe 1,6
[MPa]
1,5
Závěry:
εz = 7
n m = 42 Hz
a) s klesající hodnotou αz na hranici
detonačního spalování (HDS) roste
hodnota pe při současném nutném růstu
plnicího tlaku ps ,
b) při ps = konst (častý regulační případ)
však pe s poklesem αz klesá !!,
c) opět výrazný vliv chlazení, přičemž při
chlazení je možný vyšší nárůst ps
s poklesem αz než v případě bez mezichlazení.
OČ = 100
λ = 0,9
1,4
1,3
1,2
12°
20°
30°
38°
αKH před HÚ
Obr. 51. Vliv předstihu zážehu na vznik detonačního hoření [2]
Shrnutí pro možnosti odsunu meze detonačního spalování:
1. vyšší OČ paliva, přísady - speciální (kupř. MTBE),
- směs s metanolem, etanolem apod.
2. provoz s bohatší směsí.
3. chlazení směsi v MCH, vstřikování vody apod.
4. optimalizace spalovacího prostoru.
5. použití dvou zapalovacích svíček ⇒ zkrácení doby hoření a zkrácení času pro vznik detonačního spalování; souvisí i s tvarem spalovacího prostoru.
6. vyšší otáčky motoru ⇒ rovněž zkracování doby pro vznik detonačního spalování.
Tyto zásady je nutné mít na mysli při realizaci přeplňování BM. Přesto se ani zde neobejdeme bez potřeby regulace práce TD; k základním způsobům regulace patří:
1. regulace ps pro - zamezení detonačního spalování,
- získání potřebného průběhu Mt.
2. zvýšení akcelerační schopnosti.
3. zamezení překročení pumpovní meze.
ad 1) Regulace ps :
a) odpouštění výfukových plynů před T (WG) – viz další kapitola o regulaci VM; nejpoužívanější a nejvýhodnější způsob regulace,
b) škrcení výfukových plynů za T; nevýhody:
- pomalejší náběh ps na regulovanou hodnotu a obtížná stabilizace,
- vyšší pT1 ⇒ růst negativní práce motoru,
c) škrcení na vstupu do D; nevýhodou je růst podtlaku na vstupu do D, přisávání oleje, růst
teploty,
d) odpouštění plnicího vzduchu za D (ne směsi) – neekonomické,
e) přepouštění plnicího vzduchu zpět do sání D.
Max. hodnoty ps : - vstřikování paliva ps ≅ 200 kPa,
- karburátorové ps ≅ 180 kPa.
Pozn.: přeplňované zážehové motory pro závodní automobily F1 dosahují se speciálním palivem hodnot středního efektivního tlaku pe až 7 MPa.
ad 2) Zlepšení akcelerace:
Zatímco u VM hmotnostní tok výfukových plynů turbinou závisí na otáčkách i zatížení, u
ZM prakticky jen na zatížení. To znamená, že s poklesem zatížení klesají otáčky TD podstatně rychleji u ZM než u VM. Proto naopak rozběh při akceleraci trvá déle. Tento nedostatek se
dá řešit vhodným umístěním škrticí klapky:
a) klapka před D:
- TD má vyšší otáčky než při umístění za D ⇒ rychlejší akcelerace,
- relativně lepší poloha provozních bodů v charakteristice D dále od meze
pumpování,
- nutná zvýšená těsnost D k omezení přisávání oleje.
b) klapka za D:
- větší pokles nTD při částečném zatížení,
- provozní body blízko meze pumpování ⇒ další regulace kupř. odpouštěním plnicího vzduchu,
- s výhodou je možno použít TD pro VM.
c) škrticí klapka před i za D: odstraňuje nevýhody při umístění klapky jen za D, možnost
použití běžných TD.
πD
2,6
2,2
1 – klapka před D
2 – klapka za D
1
1,8
2
1,4
1,0
0,1
0,2
0,3
Obr. 52. Provozní stavy motoru v závislosti na poloze škrticí klapky [2]
Tvoření směsi u přeplňovaných ZM je regulováno nejen v závislosti na otáčkách a zatížení, ale i na velikosti plnicího tlaku ps. Daleko výhodnější je použití vstřikování paliva , které
lépe zvládá stejné složení směsi pro všechny válce dle provozního režimu ps a polohy válce,
zejména při vícebodovém vstřikování. Teoreticky se dokonce dá (prakticky dosti obtížně)
opožděným vstřikem paliva umožnit propláchnutí válce čerstvým vzduchem, což při použití
karburátoru nelze.
Umístění karburátoru souvisí též s výhodami a nedostatky umístění škrticí klapky před
či za dmychadlem:
1. karburátor před D
Výhody: - lepší promísení paliva,
- účinnější komprese v D v důsledku odpařování paliva ochlazování směsi.
Nevýhody: - nutnost větších rozměrů hrdel karburátoru – větší objem,
- nebezpečí výbuchu směsi při předčasném zážehu (bezpečnostní ventily na skříni
D, instalace síťky pro zadržení plamene v potrubí za D ap.),
- nebezpečí odlučování paliva v difuzoru, zejména v částečném zatížení motoru
⇒ větší nároky na těsnost ucpávek ložisek.
2. karburátor za D, v TD se stlačuje čistý vzduch a směs se tvoří obvykle až před vstupem do
motoru.
Výhody:
- menší rozměry karburátoru,
- rovnoměrnější složení směsi i v částečném zatížen, neboť nedochází
k odlučování paliva,
- snížení nebezpečí výbuchu,
- použití běžných TD pro VM.
Nevýhody: - nutné dokonalé utěsnění karburátoru, neboť plováková komora je pod tlakem
plnicího vzduchu!
Zvýšení celkového a zejména litrového výkonu a účinnosti BM přeplňováním je tedy
z výše uvedených důvodů podstatně nižší, než u motorů vznětových, a proto je i jejich rozšíření pro běžné použití velmi omezené. Efektivní výkon přeplňovaného motoru lze ve vztahu
k výkonu motoru nepřeplňovnému vyjádřit následovně:

ε ρ s − 1 p s − po 
 ….. přeplňování TD
⋅
⋅
Pep = Pe ⋅ 1 +
p o 
 ε −1 ρo

ε ρ s − 1 p s − po 
 − PD ….. mechanické dmychadlo
⋅
⋅
Pep = Pe ⋅ 1 +
−
1
ε
ρ
p
o
o


Účinnost přeplňovaného BM závisí na mnoha faktorech, především však na ε. Při optimálním seřízení obou motorů nejvyšší zlepšení ηe je v částečných zatíženích 15 ÷ 20%, zatímco zvýšení v oblasti Pemax je již velmi malé 1 ÷ 1,5% ⇒ zlepšení mpe!! Toto potvrzují
kupř. grafy na obrázku 53.
Vp 31
[l/100km]
20
29
23
10
19
∆ηe
[%]
15
nepřeplňonvaný
0
0,5
11
1
Pe
Pe max
7
40
80
120
160
200
v [km/h]
Obr. 53. Příklady hospodárnosti přeplňovaných benzinových motorů [2]
3.2. Plynové motory
Plynové motory mohou pracovat se zapalováním palivové směsi:
1. jiskrou – tedy jako motory zážehové,
2. pomocným paprskem nafty – tedy jako motory vznětové.
V dalším budeme uvažovat jen s provozem zážehovým. Velkou výhodou těchto PM je, že
mohou pracovat v nesrovnatelně širším rozpětí bohatosti směsi než motory benzinové, jak je
zřejmé z obr. 54 pro metan (prakticky pro zemní plyn) a pro propan. Protože zemní plyn obsahuje 96 – 98 % metanu, lze uvedené závislosti celkem dobře pro zemní plyn aplikovat. Obdobné je to i s LPG. Základní uspořádání motoru a příslušenství je odvislé od toho, s jakou
palivovou směsí a s jakým plynným palivem je motor provozován a uvádí se v následujících
kapitolách. Pro splnění předepsaných emisních limitů (dle EHK) je vždy nutné i PM vybavit
příslušným katalytickým systémem:
1. řízeným třísložkovým (třícestným) pro provoz na stechiometrickou palivovou směs,
2. oxidačním pro provoz s chudou palivovou směsí.
Tedy dle složení směsi se provoz dělí na:
a) provoz se stechiometrickou palivovou směsí, tj. s λ = 1.
V tomto případě se při přeplňování setkáme s obdobnými problémy jako u motorů benzinových, tj. s hledáním cest ke snižování náchylnosti motoru na vznik detonačního spalování:
- snižování ε,
- snižování Ts (chlazení směsi),
- vířivý spalovací prostor apod.
Obr.54. Podmínky spalování metanu a propanu
Velkou výhodou je však obecně vyšší hodnota OČ používaných plynných paliv. V tomto
případě se často dosáhne požadovaného výkonu i bez přeplňování motoru a s ohledem zejména na maximální přípustné teploty výfukových plynů (tedy i příslušných dílů motoru), bývá
stupeň přeplnění značně omezen. Schéma uspořádání přeplňovaného plynového motoru je
dostatečně zřejmé z obr. 55. Elektronická řídící jednotka (EŘJ)na základě údajů z λ-sondy
zpravidla pomocí krokovacího motorku mění průřez přívodu plynu do směšovače a tím udržuje stechiometrické (přesněji řečeno požadované) složení palivové směsi zajišťující potřebnou
účinnost katalyzátoru. U systémů s vefukováním plynu EŘJ řídí velikost vefukované dávky
plynu, resp. dobu otevření vefukovačů.
Regulaci průběhu momentu na vnější otáčkové charakteristice (u nepřeplňovaného není
nutná) lze prakticky realizovat jen následujícími způsoby:
1. WG na straně T: přepouštění výfukových plynů mimo T (velmi častý případ).
2. Přivíráním hlavní škrtící klapky v závislosti na otáčkách pomocí zvláštního regulátoru
(pneumaticko-mechanický, elektrický apod.) nezávisle na poloze ovládacího členu klapky
(pedálu) – integrovaná škrtící klapka.
3. Škrcením výtlaku dmychadla v závislosti na otáčkách motoru samostatnou nezávislou
regulační klapkou ovládanou obdobným regulátorem jako v případě ad1).
4. Řízené přepouštění části plnicího vzduchu (ne směsi!) z výtlaku D zpět do jeho sání, popř.
do výfukového traktu (před T, před katalyzátor).
ZEMNÍ
PLYN
VZDUCH
REGUL.
PLYNU
3 SLOŽ
KATAL.
FILTR
TLUMIČ
HLUKU
λ SONDA
ODMĚR.
PLYNU
SMĚŠOVAČ
DMYCHADLO
TURBINA
VÝFUK
ŠKRTÍCÍ
KLAPKA
ELEKTR.
ŘÍDÍCÍ
JEDNOTKA
SÁNÍ
MOTOR
REGULÁTOR
Obr. 55. Schéma uspořádání motoru na stechiometrickou palivovou směs [4]
b) provoz na chudou palivovou směs s λ > 1
Obecné schéma je zřejmé z obr. 56 včetně naznačení některých možných způsobů regulace velikosti momentu na vnější otáčkové charakteristice I − III .
OXIDAČNÍ
KATAL.
FILT
λ SONDA
II
III
TD
I
CHLADIČ
VZDUCHU
SMĚŠOVAČ
S KLAPKOU
DÁVKOVAČ
PLYNU
MOTOR
ZAPALOVÁNÍ
SNÍMAČ
POLOHY
REGULÁTOR
TLAKU PLYNU
EŘJ
Obr. 56. Schéma uspořádání motoru s provozem na chudou palivovou směs [4]
Jak vyplývá z obr. 54, plynné palivo vykazuje široké meze zápalnosti, takže přeplňovaný
PM může dobře pracovat až s velmi chudou palivovou směsí. S ochuzováním směsi a
s růstem stupně přeplňování však rostou nároky na kvalitu a výkonnost zapalovací soustavy.
Pro dosažení požadovaného výkonu (při přestavbě PSM pro dosažení původního) musí plynový motor pracovat jako přeplňovaný.
V naší republice je zatím nejrozšířenější aplikace plynových přeplňovaných motorů s provozem na propan-butan (PB) či na stačený (CNG) nebo kapalný zemní plyn (LNG) u autobusů městské hromadné dopravy, kde se významně podílejí na snižování emisního zatížení zejména v městských centrech. Tyto motory vznikají konverzí původně naftových motorů
LIAZ. Přehled typů motorů provozovaných na CNG je zřejmý z následující tabulky (včetně
jednoho nepřeplňovaného), kde vedle výkonových parametrů je zřejmé i vybavení nutné
k realizaci přeplňování. Pro úplnost jsou uvedeny i výsledky emisních 13-tibodových testů
dle EHK včetně limitů platných v době provádění testů. V současné době podléhají plynové
motory emisním zkouškám dle nové metodiky EHK v dynamickém testu ETC sestávajícího z
1800 sekudových cyklů. Zatím byl tento test proveden u nepřeplňovaného motoru s provozem
na stechiometrickou palivovou směs s vynikajícím výsledkem.
Plynové automobilové motory LIAZ
Motor č.
V [dm3]
ε
Pej [kW]
1
ML 637 NG
λ>>1
2
ML 637 NG
λ>>1
3
M 640 F NG
λ>>1
10,4
152
11,5
175
11,95
11,5
210
nj [min-1]
Mt max [N⋅m]
Zapalování
Zapal. svíčky
TB K36 ČZ
Strakonice
Katalytický
reaktor
Regulace
VOCH
13
165
11,5
165
-
850
1110
-
2000
845
-1
nM [min ]
PM [g/kWh]
NOx [g/kWh]
HC [g/kWh]
CO [g/kWh]
CO2 [g/kWh]
Mezichladič
Palivový
systém
4
5
Limit
ML 637 NGS ML 637 NGST EURO
λ=1
λ=1
II/III
0,03
4,17
0,85
0,14
ne
O.M.V.L.
BOSCH,
MAGNETON
1050
1200
1400
0,02
5,15 (4,84)
3,45
0,95 (0,22)
0,94
0,28 (0,03)
0,23
640
625
VALEO
DELTEC,
DELTEC
IMPCO
1200
0,81
0,29
0,36
683
ne
1,62
0,68
0,3
VALEO
O.M.V.L.
s reg. VOILA PLUS, SYNTAX,
REGMATIC
MAGNETON
DELCO
DELCO
MIPE-EGA
BOSCH XR 2(4) AS(CS), BRISK BR 12S
4063 MNA
4064 MNA
4064 MNAR
ne
4064 MNA
21.21
25.21
25.21
35.21
oxidační ECOS, KARSIT (vložka KEMIRA)
řízený třícestný KARSIT
(vložka KEMIRA)
integrovaná
samostatná regulační klapka
bez regulace
integrovaná
škrtící a regus akčním členem
škrtící a regulační klapka
lační klapka
0,15/0,1
7,0/5,0
1,1/0,7
4,0/2,1
-
Pokud se týká regulace točivého momentu na vnější otáčkové charakteristice jsou prakticky možné (resp. realizované) způsoby do určité míry obdobné způsobům používaným u přeplňovaných motorů s provozem na stechiometrickou palivovou směs (některé způsoby schematicky naznačené na obr. 56):
1. WG na straně T- přepouštění výfukových plynů (častý případ) - III.
2. Přivírání hlavní škrtící klapky v závislosti na otáčkách pomocí zvláštního regulátoru (pneumaticko-mechanický, elektrický apod.) nezávisle na poloze ovládacího členu klapky (pedálu) – integrovaná škrtící klapka.
3. Škrcení výtlaku dmychadla v závislosti na otáčkách samostatnou nezávislou regulační
klapkou ovládanou obdobným regulátorem jako v případě ad1) - I.
4. Přepouštění části plnicího vzduchu z výtlaku D zpět do jeho sání (s ohledem na teploty je
vhodnější odpouštět vzduch až za MCH, je-li nainstalován), popř. do výfukového traktu
(před T, před katalyzátor ap.) – II.
5. Regulace bohatosti směsi jak v závislosti na zatížení, tak i na otáčkách: jen v omezené
míře s ohledem na tvorbu nežádoucích emisí, zápalnost směsi ap.
Příklad vnější otáčkové charakteristiky přeplňovaného plynového motoru ML 637 NGST
s provozem na stechiometrickou palivovou směs zemního plynu se uvádí na obr. 57 a charakteristiky plynových přeplňovaných motorů ML 636 NG a ML 637 NG s provozem na chudou
palivovou směs pak na obr. 58 – na tomto obrázku je současně vynesena i charakteristika motoru ML 636 NGS, nepřeplňovaného s provozem na stechiometrickou palivovou směs.
CHARAKTERISTIKA PLYNOVÉHO MOTORU M1.2C ML 637 NGST
REGULÁTOR PLYNU O.M.V.L. R89/E, ZAPALOVÁNÍ MAGNETON
SVÍČKY BOSCH XR 2CS, REGUL. SYSTÉM VOILA PLUS
1100
stech 62 čistý výkon
Mt
170
800
700
Pek
160
Pe
750
150
650
600
25
140
αz
M s [kg/h]
p [kPa]
120
110
Pe [kW]
550
500
30
t K1
130
20
15
ps
10
5
120
100
90
110
600
100
500
Ms
400
230
300
m pe
200
220
[g/kWh]
t K1[°C]
700
αz
900
210
pe
M t[Nm]
1000
200
70
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
n [1/min]
Obr. 57. Vnější rychlostní charakteristika motoru ML 637 NGST [4]
2000
M t [Nm]
ML 636 NG
ML 637 NG
ML 636 NGS
1100
1000
210
900
200
800
190
700
180
Mt
170
160
Pe
700
t T1
140
650
600
120
550
110
500
900
mpe [g/kWh]
100
Ms
90
800
80
700
70
600
60
500
50
400
230
40
300
220
30
210
20
200
10
190
0
m pe
800
1000
1200
Obr. 58. Charakteristiky plynových motorů [4]
1400
1600
1800
n [1/min]
2000
M s [kg/h]
Pe [kW]
130
t T1 [°C]
150
4.0 REGULACE PŘEPLŇOVANÝCH PSM
V kapitole 2.8 byly nastíněny teoretické možnosti regulace přeplňovaných pístových spalovacích motorů. Uveďme si některá konkrétní řešení.
4.1 Regulace odpouštěním výfukových plynů před turbinou (dle 3) – Wastegate (WG) na
straně turbiny. Použití při optimalizaci TD pro nízké otáčky u všech typů motorů.
πD
Mt
Pe
πD
2
Mt
R
1
s regulací
bez regulace
Pe
M
Regulační oblast
D
T
nm
Obr.59 a 60. Charakteristika a schéma uspořádání motoru při regulaci WG
V tomto případě se volí menší turbina, která zabezpečí vyšší plnicí tlak a tedy i vyšší dodávku vzduchu do motoru v nízkých pracovních otáčkách; při vyšších otáčkách, při dosažení
dané velikosti plnicího tlaku, se odpouštěním sníží výkon turbiny a tím i dodávka vzduchu a
plnicí tlak. Tato regulace vede k negativní ploše mezi plnicím a výfukovým tlakem. Zvyšuje
se však pružnost motoru, akcelerační schopnost (menší T ⇒ rychlejší rozběh) a výkon
v nízkých otáčkách motoru, zhoršuje se však ekonomie ve vyšších otáčkách v důsledku zvyšujících se ztrát vznikajících odpouštěním výfukových plynů. Experimentálně zjištěné hodnoty jsou patrné z obr. 61.
pe
pe
mpe
k
mpe
k
nM
Obr. 61. Naměřené hodnoty u skutečného motoru
4.2 Škrcení výtlaku dmychadla – možný způsob zejména pro přeplňované PSM zážehové,
tj. s kvantitativní regulací výkonu. Použito na KSD TUL u plynových přeplňovaných motorů.
Schéma uspořádání je patrné z obr. 62, charakteristické průběhy tlaků pD2 a pS spolu s průběhem momentu na vnější otáčkové charakteristice jsou patrné z obr. 63. Škrcení výtlaku se
realizuje samostatnou klapkou ovládanou přes mechanismus akčním členem (AČ) v závislosti
na velikosti tlaku pD2 plniccího vzduchu, který je současně i pracovním mediem AČ.
pS
Mt
pD2
pS
AČ
Mt
pD2
pD2
D
pS
T
n
Obr. 62. Schéma škrcení výtlaku dmychadla [4]
Obr. 63. Průběh vybraných parametrů
4.3 Odpouštění vzduchu z výtlaku dmychadla - Wastegate na straně výtlaku dmychadla:
a) zpět do jeho sání.
Aby nedocházelo k nadměrnému růstu teploty vzduchu ve výtlaku dmychadla je vhodnější
odpouštění provést až za mezichladičem plnicího vzduchu. Realizováno u plynových motorů.
pS
RV
pD2
Mt
pD2
pS
RV
D
T
Mt
pD2
pS
n
Obr. 64. Schéma odpouštění zpět do sání [4]
Obr. 65. Průběh vybraných parametrů [4]
b) do výfukového potrubí před turbinou (dle 4 a 1).
Použití při optimalizaci TD pro oblast Pej zejména u VM. Odpouštěním části plnicího
vzduchu klesne protitlak ve výtlaku D, klesne potřebný příkon D ⇒ vzroste dodávka vzduchu
⇒ vzroste výkon T, tím dodávka vzduchu z D a plnicí tlak. Výsledkem je zvýšený průtok
nejenom T, ale i motorem, což umožní zvýšit dodávku paliva a tím i výkon motoru. Princip
činnosti tohoto systému je zřejmý z obr. 66.
pD2 p ′D 2
p
&C
m
C
D
pD2C
&D
m
A
∆pZ2
&A
m
pD2A
pS
C
nC
A
B
B
∆pZ1
2
nA
pS1
1
&2
∆m
&1
∆m
PD
PDC
PDA=PDB
& S1 = m
& DA m
& S2 m
& DC
m
&D
m
Obr.66. Provozní stavy dmychadla při regulaci odpouštění vzduchu před turbinu [4]
Přepouštěním vzduchu se provozní stav TD přesune z bodu 1 do bodu 2, zvýší se průtok,
roste λ a klesá mpe , teplota TT1 a kouřivost. V nízkých provozních zpravidla roste i účinnost
D ηise , což přispívá ke snížení potřebného příkonu D. S růstem otáček motoru se celý efekt
snižuje (zlepšuje se přizpůsobení TD, méně se zlepšuje ηise). Dle praktických zkoušek
s motory LIAZ je systém vhodným do n = 1400 1/min. Efektivnost celého systému je
dána jednak dimenzováním průtočných průřezů přepouštěcího potrubí, jednak rozdílem tlaků
∆p = (pD2 – pT1). Aby nedocházelo k nežádoucímu zpětnému proudění z výfukového potrubí
do sání je nutné přepouštěcí ventil řešit jako jednocestný nebo jeho otvírání ovládat dle tlakových pulsů v plnicím a výfukovém traktu. Možnost zvýšení výkonu v nízkých provozních
otáčkách až o 20% při stejné mpe , nižší TT1 a kouřivosti.
4.4 Kombinované přeplňování (dle 5).
Podstata tohoto systému spočívá ve využití dynamických účinků příslušným způsobem
upraveného plnicího potrubí přeplňovaného motoru zejména v rezonanční oblasti. Při vhodném naladění systému se docílí vyššího naplnění válců v určité pracovní oblasti motoru, což
skýtá možnost zlepšení jak provozních, tak i výkonových parametrů motoru. Jedná se tedy o
opatření zlepšující vlastnosti normálně přeplňovaného motoru. Rozpracováno výzkumným
ústavem Autokut v Maďarsku resp. - jmenovitě Prof. A Czer, který tento systém patentoval.
Schéma uspořádání je patrné z obr. 67.
Výpočet celého systému je značně náročný a uplatňuje se analogie s kmitáním elektrických obvodů. Jednotlivé prvky jsou potom ve vztahu:
2
Sr  c 
Vr = µ ⋅ ⋅   ,
lr  ω 
kde µ je opravný koeficient, respektující skutečné poměry v plnicím systému. V ideálním
případě µ = 1; skutečné hodnoty pro existující systémy: µ ≅ 0,85.
c – rychlost zvuku ve vzdušině = r ⋅T ⋅ κ .
Obr 67. Schéma uspořádání plnicího traktu motoru při kombinovaném přeplňování [4]
Vv - vyrovnávací nádoba; minimálně Vv = 1,5 ⋅ VM
lr - rezonanční trubky; lr > 8.dr; průměr dr dán skutečností, že průřez Sr se volí zpravidla tak,
aby v max = 60 m / s .
Vr - rezonanční nádoby do které mohou ústit max. 4 válce. Vr = (0,5 ÷ 10)⋅VM.
lp - plnicí potrubí, co nejkratší a má platit lp < k / nM , kde k je konstanta závislá na provedení motoru a uspořádání systému. Kupř. pro 6-ti válcový motor při napojení 3 válců do
jedné Vr je k = 1500 1/min.
Systém je sice poměrně jednoduchý a nenáročný na výrobu, ale náročný na zástavbu jednotlivých prvků. Umožňuje naladění na určitou oblast provozu motoru. Na obr. 68 jsou znázorněny hodnoty dosažené na motoru M 640 a na obr. 69 motoru Autokut.
Obr.68. Charakteristika motoru M 640
Obr. 69. Charakteristika motoru AUTOKUT
Kupř. pro motor LIAZ M2 (13,7 dm3) byly vypočítány tyto hodnoty:
Vv > 20,6 dm3
dr = 0,06 ÷ 0,07 m
lr = 0,5 ÷ 0,6 m
Vr = 20 ÷ 80 dm3 (ovlivněno ω =
π nM
30
, tj. oblastí uvažovaného použití).
4.5 Systém Hyperbar (dle 4)
Tento systém regulace obtoku vzduchu mimo válec motoru z výtlaku dmychadla do výfukového potrubí před turbinu umožňuje navíc výrazné zvýšení výkonu turbiny tím, že je před
ní vřazena spalovací komora využívající tento vzduch z obtoku k dalšímu spálení paliva a tím
ke zvýšení energie výfukových plynů vstupujících do turbiny. Schéma uspořádání je patrné
z obr. 70.
Obr.70. Schéma uspořádání motoru přeplňovaného systémem HYPERBAR [3]
Lze tak dosáhnout vysokých plnicích tlaků a tedy i výkonu motoru. Aby maximální spalovací tlaky nepřesáhly přípustné hodnoty je nutné používat nízkých kompresních poměrů
motoru řádově jen ε = 6 ÷ 8; poměrné stlačení v kompresoru πD = 5 ÷ 6; čemuž odpovídá
εD = 3,2 ÷ 3,6 a dosahovaný střední efektivní tlak je až pe = 3 MPa.
Nízký kompresní poměr motoru neumožňuje startování. Proto je na hřídel TD připojen
elektromotor, který ho při startu roztočí, vzduch z D se obtokem vede do spalovací komory.
Teprve při dosažení dostatečného tlaku a teploty plnicího vzduchu se vede i do motoru a je
možné startování. Za nízkých teplot okolí je možné tímto zařízením provést komplexní prohřátí motoru. Systém umožňuje úpravu charakteristiky ve velmi široké oblasti práce motoru,
obecně dle obr. 71.
Výhody systému HYPERBAR
1. Vysoký měrný výkon (2,4 kW/kg) na jednotku hmotnosti motoru.
2. Nízké tepelné zatížení vlastního motoru v důsledku nízkého ε, vysokého πD a intenzivního
chlazení plnicího vzduchu.
3. Vhodný průběh vnější rychlostní charakteristiky motoru.
4. Rychlá reakce na změnu zatížení.
5. Možnost korekce úbytku výkonu s nadmořskou výškou.
6. Možnost startu i za velmi nízkých teplot okolí.
7. Snížení škodlivých emisí a kouřivosti.
Průběh charakteristiky A – B odpovídá normálně
přeplňovanému motoru bez ohledu na namáhání.
U systému HYPERBAR s nízkým ε musí
v oblasti II pracovat spalovací komora, neboť by
se jinak v motoru nedosáhlo potřebné kompresní
teploty potřebné pro vznícení paliva. V oblasti I
může motor pracovat bez práce SK. Pro zvýšení
výkonu v oblasti III musí být opět v činnosti SK
k docílení potřebné dodávky vzduchu do motoru.
Oblast IV znázorňuje oblast, kde TD i bez SK
dodává vyšší plnicí tlak než je přípustné a je nutné jeho odpouštění a tím i úprava charakteristiky
motoru oproti ideálnímu průběhu A – B.
Obr.71. Charakteristika motoru se systémem přeplňování HYPERBAR [3]
Nevýhoda:
1. Vyšší měrná spotřeba paliva (až o 8 % oproti normálnímu přeplňovanému motoru) v celé
provozní oblasti motoru a to i tam, kde nepracuje SK. Důvodem je nízká hodnota ε .
2. Složitá a komplikovaná konstrukce a regulace.
4.6 Sériové vřazení mechanického dmychadla (dle 5)
Jak vyplývá ze vztahu pro příkon dmychadla:

p
PD = c p ⋅ m& D ⋅ TD1 ⋅  D 2
 p D1




κ −1
κ

1
− 1
 η ise

lze ho pro daný ustálený provozní režim motoru a parametry vstupního vzduchu snížit jen
zmenšováním protitlaku ve výstupu dmychadla event. zvýšením isoentropické účinnosti. Potom výkon PT , který máme k dispozici, můžeme využít ke zvýšení dodávky vzduchu. Pokud
se nám podaří dopravit toto množství i do válce motoru, vzroste přiměřeným způsobem i výkon PT , to umožní další nárůst dodávky vzduchu do motoru a výsledkem je možnost podstatně zvýšit výkon motoru. Vhodným prostředkem ke snížení protitlaku i dopravě zvýšeného
množství vzduchu do motoru může být vhodně dimenzované mechanické dmychadlo kupř.
typu ROOTS. Schematicky je tento děj patrný z obr. 72, schéma uspořádání na obr. 73, vliv
na parametry motoru na obr. 74.
Obr. 72. Provozní stavy dmychadla TD při použití systému seriov0ho vřazení MD [4]
ps, Ts
pD3,
TD3
pD2,
TD2
T
D
pD1,
TD1
Obr.73. Schéma uspořádání motoru se seriově vřazeným MD [4]
Pro danou velikost pe dojde zapojením RD k poklesu mechanické účinnosti:
ηm =
pe
pe + pz + pRD
, kde pRD je přepočítaný příkon dmychadla na
motor.
⋅
p RD
c p ⋅ m s ⋅ (Ts − TD 3 ) ⋅ 120
120 ⋅ PRD
=
=
η CRD ⋅ VM ⋅ n
VM ⋅ n ⋅η CRD
ηCRD = 0,76 ÷ 0,80 – celková mechanická účinnost včetně řemenového pohonu.
Obr.74. Charakteristika motoru s vřazeným MD mezi TD a motor [4]
V oblasti nízkých provozních otáček dochází navíc s růstem dopravovaného množství i ke
zlepšování ηise , což celý efekt dále umocňuje. Tento systém je tedy vhodný pro:
- oblast nízkých provozních otáček, kdy motor pracuje s malým přebytkem vzduchu,
- pro provozní režimy, kde dmychadlo pracuje s nižší ηise blízko meze nestability.
Růst přebytku vzduchu blíže k optimální hodnotě zlepšuje ekonomiku provozu a při dané
dodávce paliva roste s λ i pe, a tedy klesá mpe . Příčinou je růst indikované účinnosti (zejména chemické) dle vztahu:
η iRD = η iTD ⋅
m peTD 
p RD
⋅ 1 +
m peRD 
pe + p z

 .

4.7 Systém COMPREX – tlakový výměník
U tohoto systému se k přeplňování motoru rovněž využívá energie výfukových plynů,
která se přímo předává plnicímu vzduchu v průchodném rotoru tlakového výměníku, resp.
v jeho jednotlivých komorách. Pohon rotoru je zajištěn od klikového hřídele motoru a má
v podstatě pouze synchronizační funkci. To samo o sobě má za následek rychlou reakci na
změnu otáček, systém je značně pružný. Princip činnosti je schematicky znázorněn na obr. 75
tlakového výměníku v rozvinutém pohledu. Spaliny vstupující do tlakového výměníku o tlaku
značně vyšším než je tlak vzduchu v jednotlivých komůrkách tento vytlačují do plnicího potrubí motoru. Protože se rotor výměníku pootáčí neprocházejí spaliny celým rotorem, ale vrací se do výfukového potrubí za současného plnění komůrek rotoru čerstvým vzduchem atd.
Ovšem celý děj je značně složitější v důsledku kmitů probíhajících v plnicím i výfukovém
traktu motoru. Dosahované výkonové parametry jsou srovnatelné s přeplňováním TD, systém
však rychleji reaguje na změny provozních režimů, je však rozměrnější, což komplikuje jeho
zástavbu ve vozidle.
Obr.75. Schéma uspořádání a činnosti systému přeplňování COMPREX [2]
V praxi existují další způsoby regulace, které zatím nejsou blíže objasněny v těchto
skriptech, ale budou probrány na přednáškách. Konkrétně se jedná kupř. o regulaci:
- natáčením lopatek v turbinové skříni,
- změnou šířky vstupního průřezu do oběžného kola turbiny,
- klapkou v turbinové skříni ap.
5.0 CHLAZENÍ PLNICÍHO VZDUCHU
Jak již bylo naznačeno, teplota plnicího vzduchu významnou měrou ovlivňuje celý pracovní cyklus přeplňovaného motoru včetně práce TD. Dle již uvedených vztahů:
T + ∆T + ξ ⋅ ϑzb ⋅ Tr´
T1 = s
; T1 = 85,5 + 5/6 Ts
1 + ϑzb
má rozhodující vliv na stav pracovní látky na počátku kompresního zdvihu a dle vztahu:
p
V ⋅n
ε
m& e = M
⋅η d ⋅ s ⋅
(dokonalé propláchnutí)
120
r ⋅ Ts ε − 1
i na její množství. Při dané dávce paliva na pracovní cyklus je tak výrazně ovlivněna teplotní
a tlaková hladina celého oběhu motoru a tím i jeho kladná práce. Při kvalitativním hodnocení
vlivu chlazení se zpravidla vychází se známého vztahu pro vyjádření středního efekt. tlaku:
pe =
m& p ⋅ H u
Hu
Hu
⋅ ρ s ⋅η d ⋅η i ⋅η m =
⋅ m& s ⋅ η i ⋅ η m =
⋅η i ⋅η m
λ ⋅ Lt
V&M
λ ⋅ Lt ⋅ V&M
a) S poklesem teploty Ts roste hustota plnicího vzduchu, dodávané množství a úměrně tomu
může růst i výkon motoru.
5 
p T
ε

b) Vliv změny dopravní účinnosti ηd =
⋅ 1 ⋅ s ; T1 ≅ Ts + ∆T = 85,5 + Ts  byl již
6 
ε − 1 ps T1

posouzen - s poklesem Ts klesá i ηd , ale i ps a pi. Pro absolutní velikost ηd bude rozhodující velikost oteplení ∆T.
c) Pro posouzení změny ηi můžeme uvažovat dva krajní případy využití účinku chlazení:
1. růst λ při m& p = konst
2. růst m& p při λ = konst
ad1) v prvém případu lze očekávat růst indikované účinnosti dle uvedených empirických závislostí či dle vztahu Wanscheidta: η i = η io ⋅ λ1e / λe , který dává poměrně dobré výsledky pro
λe >1,2 . Potom můžeme přímo vyjít ze základního vztahu:
m& p ⋅ H u
pe =
⋅ η m ⋅η i = konst ⋅η i ⋅ η m = konst ⋅ λ1 / λ ⋅η m , tedy výkon motoru poroste,
V&
M
protože zřejmě poroste i ηm (resp. že poměrný přírůstek ztrát bude nižší, něž poměrný růst pe
v důsledku odběru části výkonu motoru na zabezpečení chlazení vzduchu). Z charakteru průběhu závislosti ηi - λ je zřejmé, že zvyšování pe lze očekávat zejména v těch pracovních
režimech motoru, ve kterých pracuje s nízkou hodnotou λ. Čím vyšší bude λ, tím menší efekt
lze očekávat, popř. se může vyskytnout i nežádoucí zhoršování parametrů motoru v oblasti
částečných zatížení (⇒ naopak je výhodný ohřev vzduchu).
ad2) V druhém případě je velikost efektivního tlaku přímo úměrná zvýšené dodávce vzduchu
H u m& s
(resp. paliva) a mechanické účinnosti: p e =
⋅
⋅η m ⋅η i = konst ⋅ m& s ⋅ η m ⋅ η i pokud
λ ⋅ Lt V&M
připustíme, že se v důsledku λe = konst nemění ηi . Jak lze výpočtem pracovního oběhu
motoru prokázat, nelze tento předpoklad vždy zcela přijmout.
Z uvedeného je patrné, že chlazení plnicího vzduchu patří mezi efektivní způsoby zvyšování výkonu motoru a snižování měrné spotřeby paliva a to bez ohledu na to, že zcela logicky
z pohledu teoretické účinnosti termodynamického cyklu je chlazení nevýhodné. Z poklesu ηt
se odvozuje pokles ηi . Pokles ηt je zcela evidentní v idealizovaném cyklu se smíšeným přívodem tepla a odvodem při T = Ta = konst. Při odvodu tepla při v = konst, nebo p = konst
pokles ηt není již tak zřejmý. Navíc je třeba počítat s tím, že v důsledku snižování teploty
poroste exponent adiabaty a tím poroste i ηt oběhu:
ηt = 1 −
1
ε κ −1
⋅
c
ϑ ⋅ β κ −1
; κ= p
ϑ − 1 + κ ⋅ ϑ ⋅ (β − 1)
cv
se mění s teplotou
(kupř. pro teplotní závislost se uvádí Neumannův vztah, že cp = 1 + 0,00018 ⋅ t ).
Proto ze bude efekt chlazení plnicího vzduchu snižovat zejména u motorů s velmi vysokým využitím energie výfukových plynů, neboť se chlazením snižuje jejich teplota a tím i
využitelná energie. Jsou to motory typu STIRLING , motory s turbinou činného výkonu apod.
Vzrůst ηi při chlazení plnicího vzduchu naopak podporuje skutečnost, že se snižuje odvod
tepla z pracovního oběhu v důsledku poklesu teploty pracovního cyklu ve všech jeho fázích
při neměnné dodávce paliva, i když na druhé straně jsou chlazením ovlivňovány faktory, které
určitou měrou snižují ekonomičnost provozu:
- může dojít ke snížení chemické účinnosti vlivem nižších teplot při přípravě směsi a hoření
- rostou energetické požadavky (zpravidla) na chladicí systém apod.
- snižování průtahu vznícení (růst dp/dα , pmax , hluku, nedokonalé hoření, růst emisí – nespálené HC apod.).
Ochlazování plnicího vzduchu má tak prostřednictvím různých činitelů vliv na celkovou
účinnost oběhu často protikladný, závislý na typu motoru, velikosti zatížení, provozních podmínkách apod. V částečných zatíženích a zejména při nízké teplotě okolí se mohou objevit
problémy s hořením, roste mpe , emise atd. Zlepšení v tomto případě naopak přináší ohřev
plnicího vzduchu. Obecně lze učinit závěr, že pro dané provozní podmínky, zatížení a provedení motoru bude existovat optimální velikost teploty Ts , při které se dosáhne nejvyšší ηe .
Z toho plyne výhodnost regulace teploty plnicího vzduchu kupř. viskospojka k pohonu ventilátoru MCH, clonění MCH apod.
Vliv chlazení plnicího vzduchu je možno dokumentovat na obr.76 příkladem výsledků
z měření prováděných na reálném motoru.
Obr.76. Ukázka závislosti provozních parametrů motoru na teplotě plnicího vzduchu [4]
5.1 Zvláštní způsoby chlazení plnicího vzduchu
Vedle použití běžných mezichladičů plnicího vzduchu:
a) vzduch – voda
b) vzduch – vzduch (u vozidlových motorů převažující způsob),
existují i další možnosti snížení teploty plnicího vzduchu. Zejména se jedná o motory
s vysokým stupněm stlačení plnicího vzduchu a ochlazení se dociluje na úkor vysokého plnicího tlaku tím, že se vzduch nechá částečně vyexpandovat, a tím ochladit, ve válci motoru
nebo ve zvláštní turbině.
Millerův způsob: expanze ve válci motoru. Vzduch z D se vede přes normální MCH do válce
motoru. SV se zavře před DÚ a vzduch ve válci
expanduje a tím se ochlazuje a klesá tlak. Kdybychom realizovali přeplňování tak, že bychom
rovněž dosáhli stejného tlaku na konci sání
v motoru p1 , potom v případě Millerova způsobu
(MZ) budeme mít nižší teplotu.
pD2
SZ
pD1
Obr.77. Znázornění Millerova způsobu chlazení náplně válce v p-V diagramu
Teoreticky lze tedy zvolit tři možné způsoby regulace, resp. tři možné způsoby využití
poklesu teploty náplně válce:
1. Při stejném tlaku v bodě 1 , bude v případě MZ větší náplň vzduchu a při stejném λe můžeme zvýšit dodávku paliva a zvýšit výkon.
2. Je možno volit takový plnicí tlak a velikost stupně expanze ve válci, aby bylo stejné hmotnostní naplnění válce. Pak při stejném λe , Pe budou v důsledku nižší teploty i pmax méně
namáhány díly motoru.
3. Je možno volit kompromis: zvýšit jak výkon, tak současně snížit namáhání dílů.
Pevné stanovení SZ před DÚ lze realizovat prakticky jen u stacionárních motorů a pro
vozidlové motory pracující v širokém rozmezí otáček zatížení není vhodné. Mechanismy pro
přestavování hodnoty SZ jsou značně komplikované a závislé na řešení rozvodového ústrojí.
Zpravidla se jedná o mechanizmy řízené podle velikosti plnicího tlaku tak, aby naopak
v částečném zatížení chodu motoru nedocházelo k nadměrnému prodlužování průtahu vznícení a k negativním důsledkům, které z toho pramení.
Použití Millerova způsobu:
a) u 4-dobých VM s pe ≥ 2,4 MPa,
b) u 4-dobých VM s provozem na plyn a se zapalovacím paprskem,
c) u plynových zážehových motorů.
Turbochlazení:
využívá se expanze plnicího vzduchu v expanzní turbině, která potom pohání druhý stupeň
dmychadla D2 . Většinou se používá dvou TD, z nichž jedno je klasicky poháněno turbinou T1
výfukovými plyny, druhé je poháněno expanzí plnicího vzduchu v turbině T2 – viz schéma na
obr. 78.
Obr.78. Motor s turbochlazením a zobrazení provozních stavů v T-s diagramu [2]
Tímto způsobem lze získat plnicí vzduch s velmi nízkou teplotou ts o tlaku ps . Podle velikosti stlačení a úrovně chlazení v obou mezichladičích se může teplota Ts blížit až k bodu
mrazu!! Ochlazením a expanzí se zvyšuje relativní vlhkost plnicího vzduchu a kondenzovaná
voda je ve vzduchu v podobě mlhy. Tato skutečnost výrazně zvyšuje účinnost komprese
v motoru, která se odpařováním vody a odběrem skupenského tepla blíží k isoentropické
kompresi ⇒ nízká teplota na konci komprese ⇒ nízké hodnoty pmax a Tmax .
Výhody turbochlazení:
a) ρ5 ≅ ρ1 ovšem při nižší teplotě a popř. i tlaku ⇒ snížení kompresní práce motoru
b) při ochlazování na teplotu blízkou rosnému bodu lze dosáhnout zvýšení účinnosti komprese v motoru v důsledku odpařování vody.
6.0 ZÁVĚR
Přeplňování pístových spalovacích motorů patří k nejvýznamnějšímu prostředku zvyšování jak celkových, tak zejména měrných výkonových parametrů v důsledku zvýšení dodávky
plnicího vzduchu, potažmo palivové směsi, do motoru. V mnoha případech vytváří podmínky
pro snižování provozních nákladů a v neposlední řadě je i v určitých případech významným
prostředkem ke snižování emisního zatěžování životního prostředí. Není to však prostředek
zcela universální. Vždy bude nutné zvážit jak klady , které přeplňování motoru přinese, tak i
zápory. To znamená zvážit o jaký motor se jedná ( VM, BM, PM ), provozní podmínky, způsob nasazení, návratnost investice ( tj. stanovit cenu 1 kW instalovaného výkonu, kterou si
zavedení přeplňování vyžádá ), zastavovací možnosti ve vozidle atd., atd.
Přeplňování je také prostředkem k regulaci součinitele přebytku vzduchu v motoru a tím i
prostředkem k regulaci tepelného zatížení dílů motoru, spotřeby paliva, tvorby škodlivých
emisí ap. Proto nejvyšší efekt přináší v tomto směru přeplňování především vznětových motorů a motorů plynových s provozem na chudou palivovou směs. Přeplňování těchto motorů je
proto značně převažující oproti motorům jiných typů..
Při spalování stechiometrických palivových směsí je významným omezujícím činitelem
stupně přeplňování mez detonačního spalování, zvýšené tepelné zatížení dílů motoru, růst
teploty výfukových plynů před turbinou aj. Proto přeplňování těchto typů motoru je podstatně
méně používané.
Pro přeplňování vozidlových motorů se výhradně (až na ojedinělé výjimky) používají turbodmychadla, sestávající z jednostupňové dostředivé radiální turbíny (poháněné výfukovými
plyny) a jednostupňového odstředivého dmychadla (kompresoru). Jejich výhradním výrobcem
v České republice je a.s. ČZ STRAKONICE.
V Liberci, prosinec 2003.
Ing. Ladislav Bartoníček, CSc.