Diplomarbeit Prüfstand für Turboladerturbinen - Swiss Propulsion ...
Diplomarbeit Prüfstand für Turboladerturbinen - Swiss Propulsion ...
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<strong>Diplomarbeit</strong><br />
Inbetriebnahme des<br />
<strong>Prüfstand</strong> <strong>für</strong><br />
Turbolader-<br />
turbinen<br />
und Testen der Turbinen<br />
Wintersemester 2004 / 2005<br />
Von Adrian Hostettler und Fabian Jacot<br />
Dozent: Prof. Dr. Peter von Böckh<br />
Auftraggeber: SPL, Langenthal<br />
Experte: H. R. Fierz<br />
Freitag, 21. Januar 2005
1 Zusammenfassung<br />
1.1 Ziel der Arbeit<br />
Das <strong>Swiss</strong> <strong>Propulsion</strong> Laboratory (SPL) in Langenthal hat sich zum Ziel gesetzt eine<br />
kostengünstige Variante von Trägerraketen (X-BOW III) <strong>für</strong> den erdnahen Orbit zu<br />
konstruieren. Zur Förderung des flüssigen Sauerstoffs und des Kerosins des flüssig/flüssig<br />
Triebwerks wird eine Turbopumpe zum Einsatz kommen. Zu diesem Zweck sollen<br />
Radialturbinen von Abgasturbolader aus der Automobilindustrie auf ihre Tauglichkeit <strong>für</strong> den<br />
Antrieb der Pumpe untersucht werden. In der vorausgegangenen Semesterarbeit wurde der<br />
<strong>Prüfstand</strong> <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong> konstruiert und ausgelegt.<br />
Das Ziel der <strong>Diplomarbeit</strong> war es folglich die Konstruktion umzusetzen, den <strong>Prüfstand</strong> in<br />
Betrieb zu nehmen und erste Turbinen zu testen.<br />
1.2 Inhalt<br />
Zu Beginn wurde die von der SPL gelieferte Turbine in den <strong>Prüfstand</strong> integriert. Es galt<br />
dabei, die kontinuierliche Schmierung der Turbine sicherzustellen und deren genaue<br />
Ausrichtung zur Leistungsbremse zu gewährleisten. In einem weiteren Schritt wurden der<br />
Gasgenerator zum Antrieb der Turbine mit Heissgas, sowie der Antrieb <strong>für</strong> die Vorversuche<br />
mit Druckluft, auf den <strong>Prüfstand</strong> adaptiert. Ausserdem musste diverses Zubehör <strong>für</strong> den<br />
sicheren und kontinuierlichen Betrieb der Anlage installiert werden.<br />
Um die Leistung der Turbine bestimmen zu können, musste ein Messsystem installiert<br />
werden, welches den Anorderungen <strong>für</strong> die Aufnahme von Turbinenkennfeldern genügt. Die<br />
relevanten Daten werden digital erfasst, um eine saubere Auswertung zu ermöglichen.<br />
In ersten Vorversuchen, bei denen die Turbine mit Pressluft betrieben wurde, konnten die<br />
kritischen Bauteile der Leistungsbremse, wie die Lagerung und die Abdichtung zwischen dem<br />
mit Wasser gefüllten Rotorgehäuse und der Lagereinheit, getestet werden. Danach wurde<br />
die Turbine mit Heissgas betrieben.<br />
1.3 Ergebnisse<br />
Der <strong>Prüfstand</strong> konnte soweit aufgebaut<br />
werden und hat allen bisherigen Tests<br />
standgehalten. Er bietet eine gute Basis <strong>für</strong><br />
das Testen weiterer Turbinen. Während<br />
des Betriebs sind keine nennenswerten<br />
Störungen an den Bauteilen aufgetreten.<br />
Die Bedienelemente und die<br />
Instrumentierung der Anlage müssen<br />
jedoch noch weiter verbessert werden.<br />
Die Auswertung der ersten Messungen mit<br />
Gesamtübersicht <strong>Prüfstand</strong><br />
Heissgas hat ergeben, dass die gemessene<br />
Leistung der getesteten Turbine (1.5kW)<br />
bei Weitem nicht zum Antrieb der Turbopumpe (~60kW) in der Rakete ausreicht. Das liegt in<br />
erster Stelle daran, dass der eintretende Massenstrom in die Turbine (0.05 kg/s) zu gering<br />
ist. Weiter konnte gezeigt werden, dass die getestete Turbine bei einer Drehzahl von<br />
60’000min -1 in einem ungünstigen Bereich arbeitet.<br />
Die getestete Turbine eignet sich somit unter den getesteten Betriebsbedingungen nicht zum<br />
Antrieb der Pumpe. Die geforderte Leistung kann durch Erhöhen des Massenstroms und<br />
durch den Einsatz einer grösseren Turbine erreicht werden.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 1 / 68
2 Einleitung<br />
Das <strong>Swiss</strong> <strong>Propulsion</strong> Laboratory (SPL) wurde 1998 in Langenthal gegründet. Das Ziel der<br />
SPL ist es Raketensysteme zu erforschen und zu bauen, welche kleine Lasten zu einem<br />
bezahlbaren Preis in den erdnahen Orbit (LEO) transportieren können.<br />
2.1 Der Antrieb einer Rakete<br />
Der Antrieb einer Rakete kann generell in zwei Arten unterteilt werden:<br />
• Raketen mit Feststoffantrieb<br />
• Raketen mit Flüssigkeitstriebwerk<br />
Bei der Feststoffrakete ist der gesamte Treibstoff im Brennkammerkopf untergebracht, daher<br />
werden keine Leitungen und Treibstoffpumpen benötigt. Der zur Verbrennung notwendige<br />
Sauerstoff ist direkt dem Treibstoff beigemischt. Einmal gestartet kann der<br />
Verbrennungsvorgang jedoch nicht unterbrochen werden. Daher wird dieser Antrieb meist<br />
nur bei kleineren Raketen oder Boostern (Hilfsantriebe) verwendet.<br />
Heute werden vorwiegend Flüssigkeitstriebwerke eingesetzt. Der Sauerstoff, welcher zur<br />
Verbrennung notwendig ist, muss aber in flüssiger Form in der Rakete mitgeführt werden.<br />
Als Brennstoff kommt z.B. Alkohol, Kerosin oder Wasserstoff in Frage.<br />
Bei den Flüssigkeitstriebwerken werden zwei Arten unterschieden, je nach dem wie der<br />
Brennstoff und der Sauerstoff in die Brennkammer befördert wird.<br />
• Triebwerke mit Druckförderung<br />
• Triebwerke mit Turbopumpe<br />
Bei kleinen Raketen wird oft die Druckförderung angewandt. Bei dieser sind der Brennstoff-<br />
und der Sauerstoffbehälter mit einem Druckgasbehälter verbunden. Dieser liefert den<br />
notwendigen Druck, welcher notwendig ist um den Treibstoff aus dem Behälter in die<br />
Brennkammer zu drücken. Der Nachteil dieses Aufbaus ist das hohe Gewicht der dazu<br />
notwendigen Treibstoffbehälter.<br />
Grössere Triebwerke mit grossen Reichweiten nutzen fast ausschliesslich die<br />
Turbopumpenförderung. Die Treibstoffe können in dünnwandigen, leichten Behältern<br />
untergebracht werden. Zwei Turbokreiselpumpen saugen den Treibstoff aus den Behältern<br />
und bringen ihn auf den notwendigen Druck. Die Kreiselpumpen benötigen einen eigenen<br />
Antrieb. Meist werden hierzu Gas- oder Dampfturbinen verwendet.<br />
2.2 Beitrag der Arbeit zur Entwicklung des Triebwerks der SPL<br />
In der Raumfahrtindustrie sind diese Turbopumpen da<strong>für</strong> bekannt, dass sie lange<br />
Entwicklungszeiten erfordern und dadurch sehr teuer sind. Bei den Trägerraketen des<br />
Auftraggebers SPL (www.spl.ch) soll eine kostengünstige Turbopumpe zum Einsatz kommen.<br />
So entstand die Idee, Radialturbinen von Abgasturbolader aus der Automobilindustrie auf<br />
ihre Tauglichkeit <strong>für</strong> den Antrieb der Pumpe hin zu untersuchen. Derartige Turbinen stellen<br />
ausgereifte Konstruktionen dar, die im Automobil <strong>für</strong> hohe Kilometerleistungen ausgelegt<br />
sind. Der Einsatz solcher Turbinen soll die Entwicklungszeit <strong>für</strong> den Antrieb der Pumpe<br />
verkürzen.<br />
Das Hauptkriterium <strong>für</strong> die Tauglichkeit ist die Leistung, welche die Turbine über das<br />
Drehzahlband abgibt. Diese Leistung wird <strong>für</strong> die Aufbringung der Pumpenarbeit benötigt. In<br />
der folgenden Dokumentation ist die Inbetriebnahme des <strong>Prüfstand</strong>es <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong><br />
aufgezeigt. Weitere Informationen zur Konstruktion sind in der Semesterarbeit Konstruktion<br />
eines <strong>Prüfstand</strong>s <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong> zu finden.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 2 / 68
3 Inhaltsverzeichnis<br />
1 Zusammenfassung ................................................................................................... 1<br />
1.1 Ziel der Arbeit................................................................................................... 1<br />
1.2 Inhalt............................................................................................................... 1<br />
1.3 Ergebnisse........................................................................................................ 1<br />
2 Einleitung ................................................................................................................ 2<br />
2.1 Der Antrieb einer Rakete ................................................................................... 2<br />
2.2 Beitrag der Arbeit zur Entwicklung des Triebwerks der SPL.................................. 2<br />
3 Inhaltsverzeichnis..................................................................................................... 3<br />
4 Aufgabenstellung ..................................................................................................... 5<br />
5 Ausgangslage........................................................................................................... 6<br />
6 Symbolliste .............................................................................................................. 7<br />
7 Anlagenübersicht...................................................................................................... 8<br />
7.1 R&I Schema ..................................................................................................... 8<br />
7.2 Versuchstand.................................................................................................... 9<br />
8 Aufbau des <strong>Prüfstand</strong>s.............................................................................................10<br />
8.1 Die Turboladerturbine ......................................................................................10<br />
8.1.1 Schema....................................................................................................10<br />
8.1.2 Allgemeines..............................................................................................10<br />
8.1.3 Getestete Turbine.....................................................................................11<br />
8.1.4 Ölschmierung der Turbine .........................................................................12<br />
8.1.5 Modifizierungen am Turbolader .................................................................16<br />
8.2 Betriebsarten Turbine.......................................................................................20<br />
8.2.1 Gasgenerator ...........................................................................................20<br />
8.2.2 Direktanschluss Kompressor ......................................................................23<br />
8.2.3 Injektor....................................................................................................24<br />
8.3 Zubehör & Hilfsmittel <strong>für</strong> den Betrieb ................................................................26<br />
8.3.1 Zusammenbau der Leistungsbremse ..........................................................26<br />
8.3.2 Grundtisch ...............................................................................................27<br />
8.3.3 Wegleitung des Wassers ...........................................................................27<br />
8.3.4 Schutz......................................................................................................28<br />
8.3.5 Abgaswegführung.....................................................................................29<br />
8.3.6 Ölnebelschmierung der Rotorwellenlager....................................................30<br />
8.3.7 Hebel zur Drehmomentkalibrierung............................................................32<br />
8.3.8 Abzugsvorrichtung Scheiben......................................................................32<br />
8.3.9 Adaption Kompressor................................................................................33<br />
8.4 Das Messsystem ..............................................................................................35<br />
8.4.1 Auswahl der Messpunkte...........................................................................35<br />
8.4.2 R&I Schema .............................................................................................36<br />
8.4.3 Sensoren und Hardware............................................................................37<br />
8.4.4 Software ..................................................................................................42<br />
9 Inbetriebnahme des <strong>Prüfstand</strong>es ..............................................................................47<br />
9.1 Vorgehen bei der Inbetriebnahme.....................................................................47<br />
9.2 Erfahrungen beim Betrieb der Anlage................................................................47<br />
9.3 Optimierungsvorschläge am <strong>Prüfstand</strong>...............................................................49<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 3 / 68
10 Auswertung und Berechnungen.............................................................................50<br />
10.1 Auswertung der Messung vom 04.01.05 ............................................................50<br />
10.1.1 Messdaten vom 04.01.05 ..........................................................................50<br />
10.1.2 Bestimmen der Leistung aus Drehmoment und Drehzahl.............................51<br />
10.1.3 Bestimmen der isentropen Leistung ...........................................................51<br />
10.2 Nachrechnung der gemessenen Leistung...........................................................53<br />
10.2.1 Zusammenhang Verdichter & Turbine im Verbrennungsmotor .....................53<br />
10.2.2 Verdichterkennfeld....................................................................................54<br />
10.2.3 Turbinenkennfeld......................................................................................59<br />
10.3 Brauchbarkeit der bestehenden Turbine zum Antrieb der Pumpe ........................61<br />
10.4 Vorschläge zum Erreichen der geforderten Turbinenleistung...............................62<br />
11 Terminplan / Projektplanung .................................................................................63<br />
12 Fazit ....................................................................................................................65<br />
13 Dokumentenverifizierung ......................................................................................66<br />
14 Danksagung.........................................................................................................66<br />
15 Literaturverzeichnis...............................................................................................67<br />
16 Verwendete Programme .......................................................................................67<br />
17 Anhang in separatem Ordner ................................................................................68<br />
18 Dokumenten- CD..................................................................................................68<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 4 / 68
4 Aufgabenstellung<br />
<strong>Diplomarbeit</strong><br />
Adrian Hostettler und Fabian Jacot<br />
Inbetriebnahme des <strong>Prüfstand</strong>es <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong> und Testen der Turbinen<br />
In der Projektarbeit wurde der <strong>Prüfstand</strong> <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong> entwickelt und konstruiert.<br />
Die Teile des <strong>Prüfstand</strong>es sind weitgehend fertig gestellt und sollen in Betrieb genommen<br />
werden. Dazu ist der von SPL gelieferte Gasgenerator in den <strong>Prüfstand</strong> zu integrieren. Die<br />
Charakteristik der vorhandenen Turbine ist aufzunehmen. Falls notwendig, müssen weitere<br />
Turbinen geprüft werden.<br />
In der Projektarbeit sind folgende Aufgaben zu lösen:<br />
• Zusammenbau der Motorbremse und des <strong>Prüfstand</strong>es<br />
• Erste Vorversuche mit Druckluft<br />
• Einbau des Gasgenerator<br />
• Aufstellen eines Messprogramms<br />
• Durchführung und Auswertung der Messungen mit der vorhandenen Turbine.<br />
• Prüfen der Brauchbarkeit der Turbine als Antrieb der Pumpe<br />
• Testen weiterer Turbinen, falls nötig. *<br />
* Nicht Bestandteil dieser <strong>Diplomarbeit</strong><br />
Anhand der Ergebnisse der Untersuchungen wird in Zusammenarbeit mit SPL das weitere<br />
Vorgehen jeweils bestätigt und eventuell modifiziert. Für die Arbeitsabläufe ist ein Zeitplan zu<br />
erstellen.<br />
Der Abgabetermin der <strong>Diplomarbeit</strong> ist Mittwoch, der 12. Januar 2005 um 17:00 Uhr<br />
Muttenz, 20 Oktober 2004<br />
P. von Böckh<br />
Siehe Original der Aufgabenstellung im Anhang<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 5 / 68
5 Ausgangslage<br />
Die <strong>Diplomarbeit</strong> „ Inbetriebnahme<br />
des <strong>Prüfstand</strong>s <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong>“ ist eine<br />
Weiterführung der vorausgegangenen Semesterarbeit (Konstruktion eines <strong>Prüfstand</strong>s <strong>für</strong><br />
<strong>Turboladerturbinen</strong>). In dieser Semesterarbeit wurde die Leistungsbremse konstruiert. Alle<br />
Ergebnisse und Erkenntnisse aus dieser Arbeit konnten übernommen werden.<br />
Ausserdem wurde die Arbeit während den Sommerferien 2004 weitergeführt. Besten Dank<br />
an dieser Stelle an die SPL, welche <strong>für</strong> diese Arbeitszeit einen grosszügigen Lohn bezahlte.<br />
Während dieser Zeit wurden die ausstehenden Fertigungszeichnungen des <strong>Prüfstand</strong>s<br />
erstellt. Weiter wurden diverse Abklärungen zum Zubehör und Bestellungen von Rohmaterial<br />
ausgeführt. So konnten bis zum Beginn der <strong>Diplomarbeit</strong> ein grosser Anteil der<br />
<strong>Prüfstand</strong>bestandteile bereits hergestellt werden. Diese vorbereitenden Arbeiten zeichneten<br />
sich als äusserst wertvoll aus, da die Haupt- Konstruktionsarbeiten an der Leistungsbremse<br />
damit erledigt waren. Die <strong>Diplomarbeit</strong> begann somit mit der Planung und Auslegung der<br />
gesamten Peripherie der Leistungsbremse.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 6 / 68
6 Symbolliste<br />
Symbol Beschreibung Einheit<br />
A Fläche m 2 ; mm 2<br />
c Geschwindigkeit m/s<br />
cp spezifische Wärmekapazität J/(kg . K)<br />
d Durchmesser m; mm<br />
F Kraft N<br />
f Frequenz rad/s<br />
M Drehmoment Nm<br />
m Massenstrom kg/s<br />
n,N Drehzahl min -1<br />
p Druck bar; mbar<br />
P Leistung W; kW<br />
r Radius m; mm<br />
Re Reynoldszahl -<br />
s Sicherheit -<br />
T Temperatur °C; K<br />
W Energie J<br />
v Geschwindigkeit m/s<br />
ε Dehnung µE<br />
Φ Grenzwinkel °<br />
η Wirkungsgrad -<br />
µ Reibungsbeiwert -<br />
ν Kinematische Viskosität mm 2 /s<br />
Π Druckverhältnis -<br />
∆p Differenzdruck bar<br />
ω Winkelgeschwindigkeit rad/s<br />
Indizes Beschreibung<br />
a aussen, axial<br />
ATL Abgasturbolader<br />
B Blende<br />
Brems Bremse<br />
Et Ethanol<br />
Gas Gas<br />
i innen; innere<br />
is isentrop<br />
K Kompressor<br />
k kinetisch<br />
L Luft<br />
norm normiert<br />
max maximal<br />
m mittel; Motor<br />
M Moment<br />
Prüf <strong>Prüfstand</strong><br />
R Reibung<br />
Turb, Tu; t Turbine<br />
turb turbulent<br />
U Umgebung<br />
Verd Verdichter<br />
V Verlust<br />
WK Windkessel<br />
zul zulässig<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 7 / 68
7 Anlagenübersicht<br />
7.1 R&I Schema<br />
Ethanol<br />
tank<br />
Ethanol-<br />
zufuhr<br />
T4<br />
Druckluft<br />
T3<br />
Abgasturbine<br />
Öltank<br />
Anzeige auf<br />
Mess- PC<br />
Gasgenerator<br />
T B<br />
P5<br />
∆p B<br />
P3<br />
P4<br />
Abgasstrom<br />
T5<br />
Lokale Anzeige<br />
P2<br />
Ölschmier<br />
kreislauf<br />
n<br />
Leistungsbremse<br />
P6<br />
Windkessel<br />
P1<br />
M<br />
Kompressor<br />
M Drehmoment<br />
n Drehzahl<br />
∆T1-2 Differenztemperatur Wasser<br />
T3 Temp Gas Turbine ein<br />
T4 Temp Gas Turbine aus<br />
T5 Temp Schmieroel Turbine<br />
P1 Druck im Windkessel<br />
P2 Druck vor der Blendenmessung<br />
P3 Druck Eintritt Gasgenerator<br />
P4 Druck Brennkammer Gasgeni<br />
P5 Druck Eintritt Turbine<br />
P6 Druck Oelschmierung Turbine<br />
∆pB Blendenmessung Kompressor<br />
Temperatur bei Blende<br />
T B<br />
∆T 1-2<br />
Bremswasser<br />
aus<br />
Bremswasser<br />
ein<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 8 / 68
7.2 Versuchstand<br />
Luftzufuhr vom<br />
Kompressor<br />
Wasserzufuhr Mess- PC Gasgenerator Abgasturboladerturbine<br />
Ölnebelschmierung Leistungsbremse Tank Ölschmierung Abgaswegführung<br />
Ethanoltank<br />
Öffnung <strong>für</strong><br />
Wasserabfuhr<br />
Bedienelemente zu<br />
Gasgenerator<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 9 / 68
8 Aufbau des <strong>Prüfstand</strong>s<br />
In den folgenden Kapiteln werden die Abgasturboladerturbine, die verschiedenen<br />
Betriebsmöglichkeiten der Turbine und die <strong>für</strong> den sicheren und kontinuierlichen Betrieb am<br />
<strong>Prüfstand</strong> installierten Komponenten beschrieben.<br />
8.1 Die Turboladerturbine<br />
8.1.1 Schema<br />
Läuferwelle<br />
Wellenlager<br />
8.1.2 Allgemeines<br />
Schmieröl Eintritt<br />
Schmieröl<br />
Austritt<br />
Aufbau einer Turboladerturbine<br />
Abgaseintritt<br />
Spiralgehäuse<br />
Diffusor<br />
Turbinenlaufrad<br />
cGas = const.<br />
Die Turbine eines Abgasturboladers besteht in der Regel aus dem Turbinenlaufrad und dem<br />
Turbinengehäuse.<br />
Die Radial- oder auch Zentripetalturbine wandelt den Druck des Abgases innerhalb des<br />
Spiralgehäuses in kinetische Energie um und führt das Abgas – über dem Radumfang mit<br />
konstanter Geschwindigkeit – dem Turbinenrad zu. Bei Radialturbinen von<br />
Abgasturboladerturbinen erfolgt diese Umsetzung meist in leitringlosen Turbinengehäusen.<br />
Dadurch verbessert sich das Durchflussverhalten der Turbine, zugleich verringert sich der<br />
Wirkungsgrad geringfügig. Die Umsetzung von kinetischer Energie in Rotationsenergie der<br />
Welle erfolgt im Turbinenlaufrad.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 10 / 68
8.1.3 Getestete Turbine<br />
Die <strong>für</strong> die ersten Tests von der SPL zur Verfügung gestellte Turbine stammt von der Firma<br />
KKK (Kühnle, Kopp & Kausch) heute BorgWarner Turbo Systems. Es handelt sich dabei um<br />
den Typ K26. Alle bisherigen Tests beziehen sich auf diese Turbine.<br />
Das Turbinengehäuse besitzt keinen Bypass und keine variable Turbineneinlassgeometrie<br />
(VTG). Der ursprüngliche Einsatzort der Turboladerturbine war ein Audi 100 (BJ 88-90) mit<br />
einem 5 Zylinder Benzinmotor und einem Hubvolumen von 2.2 l.<br />
Die wichtigsten Daten im Überblick:<br />
Daten Turbine<br />
Bezeichnung K26<br />
Produkt Code (zusammen mit Verdichter) 5326 980 6416<br />
Turbinengehäuse K26 – 6.81/6.91<br />
Maxima<br />
max. normierte Drehzahl nnorm[min-1] 135’000<br />
max. Turbinengesamtwirkungsgrad ηATL [-] 0.74<br />
max. normierter Massenstrom mnorm [kg . K /s . bar] 2.05<br />
Druckverhältnis ΠTuMax [-] 2.55<br />
Bei 60'000 min-1<br />
max. Turbinengesamtwirkungsgrad ηATL [-] 0.712<br />
max. normierter Massenstrom mnorm [kg . K /s . bar] 1.16<br />
Druckverhältnis ΠTuMax [-] 1.25<br />
Die Daten stammen aus dem Turbinenkennfeld K26 - 6.81 GAAQD (siehe Anhang<br />
Berechnungen Turbolader) und gelten nur in Verbindung mit dem Verdichter 2670 GGA. Die<br />
Faktoren <strong>für</strong> die Umrechnungen der normierten Drehzahl und des Massenstroms sind auch<br />
dem Kennfeld zu entnehmen.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 11 / 68
8.1.4 Ölschmierung der Turbine<br />
Die ausreichende Schmierung der Gleitlager ist eine der Grundvoraussetzungen <strong>für</strong> den<br />
kontinuierlichen Betrieb eines Abgasturboladers. Die Schmierung hat sowohl die Aufgabe,<br />
das Lager über den gesamten Drehzahlbereich mit genügend Öl zu versorgen als auch einen<br />
Teil der entstehenden Reibungswärme und die Erwärmung des Gehäuses durch die heissen<br />
Abgase abzuführen. Weiter sollte die Pumpe nur wenig pulsierend fördern, um den Öldruck<br />
konstant aufrecht zu erhalten.<br />
8.1.4. 1 Auswahl der Pumpe<br />
Dazu sind vom Hersteller der Turbine ein bestimmter Volumenstrom, sowie ein Betriebsdruck<br />
vorgeschrieben. Da diese Daten nicht vorhanden waren, mussten diese aus der Fachliteratur<br />
und im Gespräch mit Herstellern von Pumpen ermittelt werden.<br />
Ein weiterer Anhaltspunkt <strong>für</strong> die Leistungsdaten der Ölpumpe lieferten die Pumpen, welche<br />
in Ottomotoren eingesetzt werden.<br />
Folgende Eckdaten konnten ermittelt werden:<br />
Volumenstrom: 350- 400 l/h<br />
Druck: 2- 5 bar<br />
Spannungsversorgung: Gleichspannung 12V oder 24V<br />
Anhand dieser Daten erfolgte eine Recherche im Internet. Eine weitere Vorgabe von der SPL<br />
war der Preis. Die Pumpe sollte nicht mehr als 200- 250.- kosten.<br />
Die Suche im Internet ergab, dass die gestellten Anforderungen an die Pumpe in einem<br />
Bereich liegen, der nur sehr spärlich abgedeckt ist. Zum Schluss konnten lediglich zwei<br />
Hersteller die Anforderungen erfüllen.<br />
Daten Pumpen<br />
Lieferant VÖL [l/h] pBetrieb [bar] Preis CHF Spannung<br />
M+B Fluidtechnik (D) 300 5 350 12V/24V<br />
Schweizer Raceparts (D) 280 2.5 200 12V<br />
Anhand des Preises und der Lieferfrist fiel die Wahl auf die Firma Schweizer Racing Parts.<br />
Dies auch weil diese Firma in der Lage war innert nützlicher Frist die Komponenten <strong>für</strong> die Zu<br />
und Wegleitung des Schmieröls, den Filter und den Tank zu liefern.<br />
8.1.4.1.1 Berechnen des Druckverlusts in der Zuleitung<br />
Für die Bestimmung des erforderlichen Lieferdrucks der Ölpumpe musste vorgängig der<br />
Druckverlust in der Zuleitung zum Turbinenwellenlager abgeschätzt werden.<br />
Dazu wurden folgende Annahmen getroffen:<br />
Länge der Zuleitung lRohr<br />
Querschnitt der Leitung di<br />
Erforderlicher Volumenstrom VOel<br />
Anhand der Kontinuitätsgleichung konnte die Fliessgeschwindigkeit des Öls in der Leitung<br />
berechnet werden.<br />
VOel ARohr⋅cOel Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 12 / 68
Mit dem angenommenen Volumenstrom von 150l/h und einem Leitungsquerschnitt von 7mm<br />
ergibt sich folgende Geschwindigkeit:<br />
cOel 1.083 m<br />
=<br />
s<br />
Um nun die Reynoldszahl zu bestimmen muss noch die kinematische Viskosität des<br />
Schmieröls bekannt sein. Da diese stark von der Temperatur abhängt, wurde die<br />
Reynoldszahl <strong>für</strong> drei signifikante Temperaturen von 20°C, 50°C und 100°C berechnet.<br />
Schmieröl Daten<br />
Schmieröle Temperatur [°C] kinem. Viskosität [mm 2 /s]<br />
SAE 5W 20/50/100 34/11/3.5<br />
SAE 10W 20/50/100 55/15/4.5<br />
Daten von http://www.hptechnik.com/d/produkte/11/11_5_1.htm<br />
Die Reynoldszahl berechnet sich folgendermassen:<br />
Re :=<br />
di⋅cOel ν<br />
Das ergibt <strong>für</strong> die angegebenen Temperaturen<br />
T [°C] Re [-]<br />
20 222.9<br />
50 688.9<br />
100 2165.3<br />
Bei einer Temperatur zwischen 20 und 50°C ist die Strömung in der Zuleitung laminar.<br />
Daraus berechnet sich der Druckverlust <strong>für</strong> ein gerades Rohr nach folgender Formel:<br />
64<br />
λlam:= Re<br />
lRohr ρ Oel 2<br />
∆pvlam := λ lam<br />
⋅ ⋅ ⋅c<br />
di 2<br />
Oel<br />
Für einen angenommenen Leitungsquerschnitt von 7mm und einer Rohrlänge von 1.5m<br />
ergibt dies folgende Druckverluste:<br />
T [°C] ∆pV [bar]<br />
20 0.31<br />
50 0.1<br />
Bei einer Temperatur von 100°C wird die Strömung turbulent, da Re100>ReKrit von 1200 ist.<br />
Um den Druckverlust zu bestimmen muss vorgängig angegeben werden<br />
− 0.25<br />
λturb := 0.3164Re5W100°C lRohr ρ Oel 2<br />
∆pvturb := λturb⋅ ⋅ ⋅c<br />
di 2<br />
Oel<br />
T [°C] ∆pV [bar]<br />
100 0.05<br />
Die durch die zusätzlichen Elemente in der Leitung entstehenden Druckverluste wie<br />
Verengungen in den Fittingen und der Filter wurden mangels Unterlagen seitens der<br />
Lieferanten auf maximal 0.2-0.3 bar beziffert. Dies ergibt einen berechneten<br />
Gesamtdruckverlust von maximal 0.6 bar.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 13 / 68
Die Berechnung zeigt, dass die Pumpe mit einem Überdruck von 2.5 bar (Schweizer Racing<br />
Parts) <strong>für</strong> diese Anwendung ausreicht. Der geforderte Restdruck von ca. 2 bar kann<br />
eingehalten werden.<br />
Um den Druckverlust möglichst tief zu halten, kann das Öl vor Inbetriebnahme der<br />
Schmierung auf ca. 40°C vorgewärmt werden. So soll möglichst ausgeschlossen werden,<br />
dass <strong>für</strong> die ausreichende Schmierung des Wellenlagers zuwenig Druck zur Verfügung steht.<br />
8.1.4. 2 Auslegung des Kreislaufes<br />
8.1.4.2.1 Leitungen und Fittings<br />
Weiter galt es die zusätzlichen Elemente des Kreislaufes auszulegen. Der Lieferant der<br />
Pumpe konnte die entsprechenden Leitungsteile, Fittings, den Filter sowie den Tank zu<br />
liefern.<br />
Leitung<br />
(Dash12)<br />
gleiche<br />
Ausführung wie<br />
Zuleitung<br />
Tank<br />
Filter<br />
Turbinenlagergehäuse<br />
Pumpe 12V/4A<br />
Aufbau Ölschmierung<br />
Als Leitungselement dient ein Gummischlauch mit Edelstahlummantelung, geeignet <strong>für</strong><br />
Ölleitungen mit einer Arbeitstemperatur von -40°C- 150°C.<br />
Die Auswahl der Fittings erforderte eine genaue Einarbeitung in das Gebiet der<br />
unterschiedlichsten Arten von Gewindenormen. Das entscheidende dabei war,<br />
Falschbestellungen und Undichtigkeiten in Ölkreislauf zu vermeiden. Die Wahl fiel zum<br />
Schluss auf die Dash Norm, welche im Fahrzeugbau angewendet wird.<br />
Grösse JIC Bezeichnung Leitungs Ø mm<br />
Dash 3 3/8x34 JIC<br />
Dash 4 7/16x20 JIC<br />
Dash 6 9/16x18 JIC 8.73<br />
Dash 8 3/4x16 JIC<br />
Dash 10 7/8x14 JIC<br />
Dash 12 1 1/16x12 JIC 17.47<br />
Dash 16 1 5/16x12 JIC<br />
Turbine<br />
Leitung (Dash6)<br />
Gummischlauch<br />
mit einfacher<br />
Stahl-<br />
ummantelung<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 14 / 68
Für die Zuleitung bot sich aufgrund des Durchmessers des Anschlusses am Turbolader die<br />
Grösse Dash 6 an. Auf Wunsch der SPL wurde der Wegleitung weitaus grösser dimensioniert.<br />
Grund da<strong>für</strong> ist der entstehende Überdruck im Lagergehäuse bei zu hohem Druckverlust in<br />
der Wegleitung. Nach Erfahrung von Herr Ammann (SPL) kann das zum Austritt von<br />
Schmieröl über die Abdichtung der Rotorwelle in das Turbinengehäuse führen.<br />
Deshalb wurde <strong>für</strong> die Rückleitung dasselbe System verwendet, jedoch von der Grösse Dash<br />
12.<br />
8.1.4.2.2 Tank<br />
Der eingesetzte Öltank mit 15 l Fassungsvermögen, ist eine Aluminium-<br />
Schweisskonstruktion, hergestellt von der Firma Schweizer. Der getrennt ausgeführte Deckel<br />
ermöglicht einen ungehinderten Zugang <strong>für</strong> Reinigungsarbeiten. Ausserdem ist dem Deckel<br />
ein Flansch aufgeschraubt, der eine Entlüftungsbohrung und zwei Bohrungen <strong>für</strong> die<br />
Anbringung eines Kühl/Heizsystems mit Wasser erlaubt. Dies kann bei Bedarf eingebaut<br />
werden, um die Kühlung des Öls zu verbessern, oder auf eine Betriebstemperatur von 40°C<br />
zu bringen.<br />
Im Tankinnern befindet sich ein Stutzen mit einem vorgeschalteten Grobfilter, der das<br />
Eindringen von Fremdkörpern in das Leitungssystem verhindern soll.<br />
8.1.4. 3 Anschluss an bestehende Turbine<br />
Zum Anschluss der Leitungen an die bestehende Turbine mussten die Adapterflansche <strong>für</strong> zu<br />
und Wegleitung ausgelegt werden. Die stellte insofern ein Problem dar, dass die planen<br />
Flächen, die <strong>für</strong> die Anschlüsse auf das gegossene Lagergehäuse gefräst wurden, nicht einer<br />
geometrischen Form entsprachen. So mussten anhand von Papiermodellen die Form und die<br />
Platzierung der Bohrungen und der Bolzen festgelegt werden. Weiter beinhalten die Flansche<br />
O- Ringe aus FPM mit einer maximalen Betriebstemperatur von 200°C, um den thermischen<br />
Anforderungen gerecht zu werden.<br />
Zum Schluss musste die Geometrie noch im CAD Programm I-DEAS gezeichnet werden, um<br />
die Koordinaten <strong>für</strong> die Fräsmaschine herauszulesen.<br />
8.1.4. 4 Adaption am Prüftisch<br />
Als erstes musste der geeignete Ort <strong>für</strong> den Tank ausgewählt werden. Dazu wurde am<br />
Prüftisch ein Zwischenboden aus Stahlblechen angebracht. Somit ist der Niveauunterschied<br />
bis zum Turbinegehäuse geringer als vom Boden aus gesehen. Ausserdem befindet sich der<br />
Tank in einer Ecke des Tisches, um eine gute Zugänglichkeit <strong>für</strong> Sichtkontrollen des<br />
Olestands und des Volumenstroms zu ermöglichen. Die Pumpe wurde so platziert, dass sich<br />
ein möglicht geringer Leitungsweg bis ans Turbinegehäuse ergibt. In der Zuleitung ist direkt<br />
nach der Pumpe ein Manometer und ein Thermoelement eingebaut, um den Druck und die<br />
Temperatur im Betrieb überwachen zu können.<br />
8.1.4. 5 Stromver sorgung der Ölpumpe<br />
Die 12V Zahnradpumpe wird von einem Labornetzgerät mit Strom versorgt. Der Vorteil eines<br />
solchen Netzteiles liegt darin, dass die Betriebsspannung in einem <strong>für</strong> die Pumpe sinnvollen<br />
Bereich von 11V- 14V angepasst werden kann. So können Lastspitzen etwa beim Kaltanlauf<br />
ausgeglichen werden. Ausserdem besteht die Möglichkeit, den Volumenstrom über die<br />
Spannung etwas einzustellen.<br />
Die Pumpe wird über den grünen Hauptschalter am Bedien- Panel eingeschaltet.<br />
8.1.4. 6 Das Schmieröl<br />
Zur Schmierung der Turbinenlager sollte Automotorenöl von der Viskositätsklasse 5W- 40<br />
eingesetzt werden.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 15 / 68
8.1.4. 7 Inbetriebnahme und Dichtigkeitskontrolle<br />
Folgende Parameter konnten bei der Inbetriebnahme aufgenommen werden:<br />
Parameter Betriebszustand<br />
Öl kalt 20°C Öl warm 40°C<br />
pnach Pumpe [bar] 4.0 3.5<br />
pvor Turb [bar] 3.5 3.2<br />
∆pZuleitung [bar] 0.5 0.3<br />
∆pZuleitung berechnet [bar] 0.6 0.3<br />
I Pumpe (12V) [A] 10 7.7<br />
I Pumpe (14V) [A] 10.5 8.5<br />
Der Tank, die Leitungen und die Verbindungselemente sind dicht.<br />
Trotz der im Durchmesser vergrösserten Rückleitung tritt während des Betriebs wenig Öl aus<br />
den Dichtungen der Turbinenrotorwelle aus. Dies dürfte auf den schlechten Zustand der<br />
Abdichtungen zurückzuführen sein.<br />
WICHTIGER HINWEIS:<br />
Die Pumpe sollte nicht weit über eine halbe Stunde kontinuierlich betreiben werden, da sonst<br />
der Antriebsmotor überhitzen könnte bzw. die Sicherung durchbrennen würde. Dies hätte<br />
einen Totalausfall der Schmierung zur Folge.<br />
8.1.5 Modifizierungen am Turbolader<br />
8.1.5. 1 Kupplungsteil Turboladerseite<br />
Da die Leistungsbremse die Funktion des Verdichterrads übernimmt, wurde bereits von der<br />
SPL das Verdichterrad abmontiert. Auf die Welle wurde stattdessen ein Kupplungsteil<br />
montiert, welches Gewindebohrungen <strong>für</strong> das Ankuppeln der Bremse hatte, ausserdem hatte<br />
dieses Teil am Umfang sechs Nuten <strong>für</strong> eine Drehzahlerfassung.<br />
Da auf der im Rahmen der Semesterarbeit konstruierten Kupplungsbüchse eine Zentrierung<br />
der Kupplungsscheiben durch Passschrauben vorgesehen ist, musste diese Art der<br />
Verbindung auch bei diesem Kupplungsstück angewendet werden. Durch ein erneutes<br />
Einspannen und Nachbearbeiten kann nicht mehr die Genauigkeit erreicht werden, welche<br />
bei der Fertigung eines neuen Teiles erreicht werden kann. Deshalb wurde das<br />
Kupplungsstück neu hergestellt, was die Gelegenheit ergab dieses Kupplungsstück zu<br />
optimieren und gegenüber der ursprünglichen Form abzuändern.<br />
Für den Antrieb der Treibstoffpumpen wird eine Leistung 60 kW benötigt. Diese Leistung soll<br />
bei 60'000 min -1 anliegen. Daraus lässt sich das zu erwartende Drehmoment an der Welle<br />
berechnen:<br />
PTurb := 60kW<br />
Zu erwartende Leistung der Turbine<br />
nPrüf 60000 1<br />
:= ⋅<br />
min<br />
ωPrüf := 2⋅π⋅nPrüf PTurb Mzul :=<br />
ωPrüf Nenndrehzahl <strong>Prüfstand</strong><br />
ωPrüf = 6283.185Hz<br />
Mzul = 9.549N⋅m Winkelgeschwindigkeit<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 16 / 68
Die Verbindung zwischen Turboladerwelle und Kupplung muss nun dieses Drehmoment<br />
sicher übertragen können. Die Übertragung des Drehmomentes erfolgt rein durch<br />
Kraftschluss, anstatt das Verdichterrad wird nun der Kupplungsteil zwischen Mutter und<br />
Anschlag geklemmt. Zur Illustration dient nachfolgende Abbildung.<br />
Lagergehäuse der<br />
Turboladerturbine<br />
Kupplungsstück<br />
(anstelle<br />
Verdichterrad)<br />
Scheibe aus 1.4057<br />
sandgestrahlt<br />
Schulter der Turbo-<br />
Welle<br />
Kupplungsbüchse<br />
zu Bremsenteil<br />
Passschrauben<br />
Federscheibe<br />
Mutter M6<br />
Illustration Kupplungsteil<br />
Bei dieser Art der Kraftübertragung ist man darauf angewiesen, dass man im Bereich der<br />
Haftreibung bleibt und nicht in den Bereich der Gleitreibung wechselt, da dann der<br />
Kupplungsteil gegenüber der Schulter an der Welle zu rutschen beginnen würde. Ein<br />
Durchrutschen hätte zur Folge dass sich der Kupplungsteil und die Schulter der<br />
Turboladerwelle verschweissen würden und somit nicht mehr demontierbar wären.<br />
Die Höhe der Kraft, welche bei kraftschlüssigen Verbindungen übertragen werden kann ist<br />
direkt abhängig von der Haftreibungszahl. Diese Haftreibungszahl ist wiederum abhängig von<br />
mehreren Faktoren wie der Materialpaarung, der Oberflächenbeschaffenheit und der<br />
Schmierung.<br />
Die Welle hat <strong>für</strong> die Befestigung des Verdichterrades ein Gewinde der Grösse M6. Dies hat<br />
den Spannungsquerschnitt A0 von 20.1mm 2<br />
Da das Material der Turboladerwelle nicht mit Bestimmtheit definiert werden konnte, wurde<br />
von einer Welle aus Inconel ausgegangen. Dies ist einer der üblichen Werkstoffe im<br />
Turboladerbau. Jedoch variieren die Materialdaten der unterschiedlichen Inconel-<br />
Legierungen erheblich betreffend der Festigkeit. Als Sicherheit wurde <strong>für</strong> die Streckgrenze<br />
σ0.2 350N/mm 2 angenommen. Somit kann die maximal anwendbare Axialkraft berechnet<br />
werden und daraus mit dem Schraubennenndurchmesser das Anzugsmoment der Mutter<br />
(gemäss Roloff-Matek, Formel 8.28):<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 17 / 68
Fa :=<br />
M Anzug<br />
σ0.2⋅A 0<br />
Fa = 7035N<br />
:= 0.17⋅Fa ⋅d<br />
M6 MAnzug = 7.176N⋅m Das Kupplungsstück wurde wie das Verdichterrad aus Aluminium hergestellt.<br />
Um die Reibung zu erhöhen wird zwischen Kupplungsstück und Schulter der Turboladerwelle<br />
eine Scheibe aus Stahl 1.4057 geklemmt. Diese Scheibe hat zwei sandgestrahlte<br />
Oberflächen. Diese Scheibe wurde eingesetzt, da sonst die nachbearbeitbare Fläche - das<br />
Kupplungsstück – das weichere Werkstück wäre. Mit dieser Scheibe wird garantiert, dass sich<br />
die durch das Sandstrahlen raue Oberfläche mit dem weicheren Aluminium der Kupplung und<br />
auch mit der Schulter der Turboladerwelle verzahnt.<br />
Für die Berechnung ist es wichtig, dass die Haftreibungszahl µ1 exakt bestimmt werden kann.<br />
Damit kann die übertragbare Kraft und daraus mit dem mittleren Radius rm1 das<br />
übertragbare Drehmoment MR1 berechnet werden kann:<br />
FR := Fa ⋅µ<br />
1<br />
Aussen- bzw. Innendurchmesser der Schulter an der Welle der Turboladerturbine:<br />
Da1 := 18mm<br />
Di := 7mm<br />
rm1:= Unterlage aus<br />
Aluminium,<br />
sandgestrahlt<br />
Geodreieck zum<br />
Ablesen des<br />
Grenzwinkels<br />
Da1 + Di Versuchsaufbau: Bestimmen der Haftreibungszahl<br />
4<br />
Scheibe aus 1.4057,<br />
sandgestrahlt<br />
rm1 = 6.25mm<br />
MR1 := FR⋅rm1 Mit den gegebenen 10Nm Mzul kann die Sicherheit SM gegen das<br />
Rutschen berechnet werden.<br />
MR1 sM :=<br />
Mzul 8.1.5.1.1 Bestimmung der Haftreibungszahl<br />
Da die Haftreibungszahl µ1 der Tangens des Grenzwinkels φ ist, kann mit einfachen<br />
Versuchen auf einer schiefen Ebene die Haftreibungszahl bestimmt werden:<br />
µ := tan φ<br />
()<br />
Die Scheibe aus 1.4057 wurde auf eine<br />
Platte aus Aluminium gelegt. Die<br />
Oberfläche und die Werkstoffeigenschaften<br />
der Aluminiumplatte<br />
entsprachen denjenigen der Kupplung.<br />
Die Platte wurde nun auf einer Seite<br />
soweit angehoben bis die Scheibe zu<br />
Rutschen begann. Der Grenzwinkel<br />
wurde gemessen und notiert. Pro<br />
Messreihe wurden 10 Messreihen<br />
durchgeführt. Der Versuchsaufbau ist<br />
auf der nebenstehenden Abbildung zu<br />
sehen.<br />
Als erstes wurden Versuche mit der<br />
sandgestrahlten Scheibe auf der<br />
überfrästen Aluminiumplatte gemacht.<br />
Als nächstes wurde die Platte sandgestrahlt und der Versuch wiederholt. Als letztes wurde<br />
der Versuch mit einer Unterlage aus Stahl durchgeführt. Dies um die Kontaktfläche zwischen<br />
der Schulter der Turboladerwelle und der Scheibe zu simulieren.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 18 / 68
φ [°] µ1 [ ] FR [N] MR1 [Nm] SM [ ]<br />
Aluplatte überfräst 24 0.445 3130 19.5 2.0<br />
Aluplatte sandgestrahlt 32 0.625 4397 27.5 2.9<br />
Unterlage Stahl 26 0.488 3433 21.5 2.2<br />
Man erkennt dass der Grenzwinkel der sandgestrahlten Aluplatte deutlich höher ist als<br />
derjenige der überfrästen Platte. Aufgrund dieser Erkenntnis wurde die Kontaktfläche der<br />
Kupplung auch sandgestrahlt. Die Sicherheiten gegen ein Durchrutschen sind bei allen<br />
Kontaktflächen genügend hoch.<br />
8.1.5. 2 Zentrierring zu Verbindung Adapterstück - Turbinengehäuse<br />
Die beste Möglichkeit die Turboladerturbine abzustützen besteht darin, ihn mit der Fläche<br />
der Gasauslassseite anzuflanschen.<br />
Darum bleiben zum Erreichen des Rundlaufes der Wellen folgende zwei Möglichkeiten:<br />
Entweder man hat durch Einstellschrauben die Freiheit alle Winkel, und Radialversätze<br />
einzustellen, oder man fertigt beide Teile so genau, dass ein Einstellen nicht mehr nötig wird.<br />
Es wurde die zweite Variante gewählt, da die nötigen Fertigungsgenauigkeiten in der<br />
Werksatt der Fachhochschule erreicht werden konnten. Die erste Variante überlässt zwar alle<br />
Einstellfreiheiten, es ist jedoch nicht einfach durch Einstellschrauben die nötige Präzision zu<br />
erreichen. Hinzu kommt dass mehrere Achsen eingestellt werden müssten, was die<br />
Adjustierung sehr schwierig gestalten würde.<br />
Bei der zweiten Variante mussten also genaue Fertigungstoleranzen eingehalten werden,<br />
sowie das Turboladergehäuse nachbearbeitet werden. Die zur Nachbearbeitung nötige<br />
Referenzfläche, welche mit der Welle übereinstimmt findet man wenn das Lagergehäuse aus<br />
dem Turbinengehäuse ausgebaut wird. Die Eindrehung <strong>für</strong> die Lagergehäuseaufnahme<br />
stimmt mit der Welle zwingend überein.<br />
Ausgehend von dieser Eindrehung wurde auf der Gasauslassseite die Fläche nachbearbeitet,<br />
sowie eine Eindrehung gefertigt, in welche ein Zentrierring gepresst wurde. Dieser<br />
Zentrierring stellt die Zentrierung mit der Bearbeitung am Adapterflansch, der<br />
Turboladerabstützung und somit die Spitzenhöhe der beiden <strong>Prüfstand</strong>teile zueinander<br />
sicher.<br />
Der Zentrierring ist natürlich wie das Turbinengehäuse den Abgastemperaturen ausgesetzt,<br />
somit Temperaturen um 800°C und höher. Beim Abschalten des Gasgenerators wird nur die<br />
Treibstoffzufuhr unterbrochen, der Kompressor liefert weiterhin Luft, welche zur Kühlung<br />
durch die Turbine strömt. Der Zentrierring kühlt jedoch schneller ab als der Adapterflansch<br />
und das Turbinengehäuse, weshalb der Zentrierring sich löste. Das Turbinengehäuse ist<br />
jedoch noch immer fest mit dem Adapterflansch verschraubt, daher ist die Zentrierung<br />
immer noch gewährleistet.<br />
Um dieses herausfallen des Zentrierringes <strong>für</strong> die Zukunft zu vermeiden sollte dieser mit dem<br />
Adapterflansch aus einem Stück gefertigt werden.<br />
8.1.5. 3 Blindflansch <strong>für</strong> Turbinengehäuse<br />
Für die Abgasturboladerturbine sind Abgastemperaturen um 850°C etwa optimal, darum<br />
musste zuerst die Abstimmung der Austrittstemperatur aus dem Gasgenerator erfolgen.<br />
Um den Gasgenerator zu betreiben, musste dieser Aufgrund der Verrohrungen und der<br />
Abgaswegführung auf der Turboladerturbine montiert sein.<br />
Da das Turbinenrad bei zu hohen Abgastemperaturen beschädigt wird, musste das<br />
Turbinenrad <strong>für</strong> das Einstellen des Gasgenerators demontiert werden. Das Lagergehäuse<br />
wurde zusammen mit dem Turbinenrad entfernt und an dessen Stelle ein Blindflansch<br />
montiert.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 19 / 68
8.2 Betriebsarten Turbine<br />
8.2.1 Gasgenerator<br />
Der Gasgenerator wurde von der SPL geliefert. Nach einer kurzen Demonstration in<br />
Langenthal, musste der Gasgenerator am <strong>Prüfstand</strong> in der FHBB adaptiert werden.<br />
Der Gasgenerator wurde von SPL <strong>für</strong> folgende Daten ausgelegt:<br />
8.2.1. 1 Anschluss- Schema<br />
von Kompressor<br />
Daten Gasgenerator<br />
Massenstrom Luft [g/s] 40<br />
Massenstrom Ethanol [g/s] 10<br />
Mischverhältnis [-] 4<br />
Verbrennungstemperatur [K] 1224<br />
Thermische Leistung [kW] ~100<br />
Kammerdruck [bar] 5<br />
Primärluft Ø 1“<br />
Sekundärluft Ø 3/8“<br />
N2<br />
Stickstoff<br />
Ablassventil<br />
Entlüftungsventil<br />
Ethanoltank<br />
Hauptventil Ethanol<br />
Magnetventile 24V<br />
Magnetventil<br />
24V 1/8“<br />
Ethanol Zuleitung<br />
Gasgenerator<br />
O2<br />
Sauerstoff<br />
H2<br />
Wasserstoff<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 20 / 68
8.2.1. 2 Funktionsprinzip<br />
Die Luft vom Kompressor wird vor dem Gasgenerator aufgeteilt in die Innenluft und die<br />
Aussenluft. Die Innenluft (der kleinere Anteil) strömt neben der Einspritzdüse in den<br />
Brennraum, wo sie sich zusammen mit dem eingespritzten Ethanol vermischt und verbrennt.<br />
Durch den perforierten Liner strömt mit zunehmender Länge des Brennraumes immer mehr<br />
Luft von der äusseren Kammer des Gasgenerators in den Brennraum. Der Liner wird so von<br />
der umströmenden Luft gekühlt. Vom Austritt unten am Gasgenerator wird das Abgas weiter<br />
zur Turbine geleitet.<br />
8.2.1. 3 Luftzufuhr<br />
Ethanol<br />
Luft aussen Luft innen<br />
Zur Turbine<br />
Zünderflamme<br />
Einspritzdüse<br />
Liner perforiert<br />
Zünder<br />
Zündkerze<br />
Die Luftzufuhr vom Kompressor erfolgt über den 1“ - Anschluss am Ende der Leitung vom<br />
Kompressor, wie auch bei den anderen Antriebskonfigurationen (Luft Direktanschluss;<br />
Injektor). Da der Gasgenerator zwei getrennte Luftzuführungen (innere und äussere Luft)<br />
voraussetzt, wird die Zuleitung vor dem Eintritt in die Brennkammer aufgetrennt. Beide<br />
Luftströme können über separate Ventile eingestellt werden. Dabei spielt das Einstellen der<br />
inneren Luft die wichtigere Rolle. Die Luft wird direkt an der Einspritzdüse des Ethanols<br />
eingeleitet. Sie bestimmt massgeblich die Durchmischung des Kraftstoffes mit der Luft. Wird<br />
der Innluftstrom erhöht, dann sinkt die Verbrennungstemperatur und umgekehrt.<br />
Als Verbindungselemente zwischen dem Gasgenerator und dem Anschluss an die Luftzufuhr<br />
wurden Druckschläuche aus Kunststoff verwendet.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 21 / 68<br />
O 2<br />
H 2<br />
V, A
8.2.1. 4 Ethanolzufuhr<br />
Als Behälter <strong>für</strong> den Ethanol dient ein rostfreier Stahltank der Firma Festo. Der Tank hat<br />
einen Inhalt von 2 Litern und einen Nenndruck von 16bar.<br />
Die Förderung des Treibstoffs erfolgt durch die Druckbeaufschlagung des Tanks mit<br />
Stickstoff. Der Druck kann über das Druckreduzierventil an der Gasflasche eingestellt<br />
werden. Der Druck muss vor dem Zünden des Gasgenerators festgelegt werden, es kann nur<br />
noch eine Druckerhöhung vorgenommen werden, dies ist jedoch sehr heikel, da die<br />
Verbrennungstemperaturen dabei steigen können. Abgesenkt kann der Druck nur durch das<br />
Entlüften des Tankes.<br />
Es ist darauf zu achten, dass das Entlüftungsventil und das Ablassventil des Tankes vor der<br />
Beaufschlagung geschlossen sind. Danach kann das Hauptventil <strong>für</strong> die Zuleitung des<br />
Ethanols geöffnet werden. Nach dem Betätigen des Zünders kann über das Magnetventil die<br />
Zuleitung des Ethanols zum Gasgenerator geöffnet werden.<br />
Die Abfolge der Betätigung der einzelnen Bedienungen sieht folgendermassen aus:<br />
Magnetventil<br />
Ethanolzufuhr<br />
Zünder<br />
Luftzufuhr<br />
Ölpumpe<br />
Ein<br />
Aus<br />
Ein<br />
Aus<br />
Ein<br />
Aus<br />
Ein<br />
Aus<br />
8.2.1. 5 Zündung<br />
Start Versuch<br />
(0s)<br />
Gasgenerator ein<br />
max. 3s<br />
Zündvorgang<br />
Zum Zünden des Luft/Ethanol Gemischs im Gasgenerator<br />
wird ein H2/O2 Zünder der SPL eingesetzt.<br />
Er ist seitlich an der Brennkammer angeflanscht. Das H2/O2<br />
Gemisch wird durch eine Zündkerze gezündet. Die<br />
entstehende Flamme ist auf die Einspritzdüse des Ethanol<br />
gerichtet, um eine zuverlässige Zündung zu ermöglichen.<br />
Die Zündkerze wird von der dazugehörigen Zündbox mit<br />
Strom versorgt.<br />
Die Zündbox beinhaltet folgende Teile:<br />
• Der Zündtrafo, welcher die hohen Spannungen <strong>für</strong> die modifizierte Zündkerze liefert.<br />
• Die sequentielle Schaltung der Magnetventile der Wasserstoff- und Sauerstoffzufuhr.<br />
• Netzgerät zur Reduzierung der Netzspannung auf die 24V Versorgungsspannung <strong>für</strong><br />
das Magnetventil der Ethanolzufuhr.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 22 / 68<br />
Gasgenerator aus<br />
Ende Versuch
Sicherheits<br />
schalter<br />
Zündbox<br />
Zündtaster<br />
Ethanol<br />
zufuhr<br />
Ölpumpe<br />
Beim Betätigen des Zünders liegt an der<br />
Zündkerze nicht nur eine hohe Spannung an,<br />
sondern es fliesst - im Gegenteil zum<br />
Automobil - auch ein relativ hoher Strom.<br />
Der Kontakt eines Menschen mit dem<br />
modifizierten Zündkerzenstecker beim<br />
Betätigen des Zünders kann somit tödlich<br />
sein! Deshalb ist ein Sicherheitsschalter an<br />
der Zündbox angebracht, welcher vor dem<br />
Betätigen des Zünders erst umgelegt werden<br />
muss.<br />
Der Zündtastschalter ist auf dem Bedien<br />
Panel eingebaut. Der Zünder darf nicht<br />
länger als DREI Sekunden lang betätigt<br />
werden, da sonst die Temperatur der Zündeinrichtung zu hoch wird. Bei kurz aufeinander<br />
folgenden Zündversuchen muss darauf geachtet, dass der Zünder dazwischen wieder<br />
abkühlen kann.<br />
8.2.2 Direktanschluss Kompressor<br />
Um den <strong>Prüfstand</strong> mit Kaltgas und einer geringen Last zu betreiben, kann der<br />
Direktanschluss an den Kompressor verwendet werden. Die Strecke zwischen dem Ende der<br />
Leitung vom Kompressor bis zum Turbinengehäuse wird mit einem 1“- Druckschlauch<br />
überbrückt. Die Drehzahl der Turbine ist vom Luftmassenstrom abhängig. Das Einstellen<br />
einer Drehzahl ist jedoch nicht sehr einfach, da der Massenstrom beim <strong>Prüfstand</strong> nur über<br />
einen Kugelhahn eingestellt werden kann. Beim Kompressor selbst kann der Massenstrom<br />
feiner eingestellt werden, jedoch besteht kein direkter Sichtkontakt vom Einstellpunkt zum<br />
Bildschirm mit der Drehzahlanzeige, was die Einstellarbeit erschwert.<br />
Beim Betrieb der Anlage mit dem Kompressor konnten erste Erkenntnisse über die<br />
Bremswirkung und das Verhalten der Anlage im gebremsten Zustand gewonnen werden.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 23 / 68
8.2.3 Injektor<br />
Um den <strong>Prüfstand</strong> mit Kaltgas (Luft) zu betreiben wurde der von der SPL gelieferte Injektor<br />
auf den <strong>Prüfstand</strong> adaptiert. Das Prinzip des Injektors ist folgendes:<br />
8.2.3. 1 Funktionsprinzip<br />
Druckluft<br />
Kompressor<br />
pK<br />
8.2.3. 2 Betrieb<br />
pU > p0 < p1<br />
Umgebungsluft<br />
pU<br />
p 0<br />
p 1<br />
Eintritt in die Turbine<br />
Druckluft<br />
Kompressor<br />
Über die seitlichen Anschlüsse strömt Druckluft aus dem Kompressor ein. Durch das<br />
Umlenken der Luft über den Spalt des eingeschraubten Stutzens, wird die Strömung parallel<br />
zum Stutzen ausgerichtet. Durch die Geschwindigkeitsdifferenz im Bereich des Eintritts<br />
entsteht ein Unterdruck, der über den oberen Austritt Umgebungsluft ansaugt. So wird der<br />
gesamte Massenstrom, der in die Turbine eintritt, erhöht.<br />
Der Anschluss des Injektors erfolgt wie in den anderen Konfigurationen (Gasgenerator, Luft-<br />
Direktanschluss) über den 1“ Abgang am Ende der Leitung vom Kompressor. Über das<br />
Gewinde am Stutzen kann der Spalt und somit der einströmende Volumenstrom eingestellt<br />
werden. Um das Einstellen im des Betrieb zu ermöglichen, mussten einige Adapterstücke mit<br />
Gleitscheiben konstruiert werden. Dabei musste berücksichtigt werden, dass das<br />
Aussengehäuse mit den Luftanschlüssen nicht mehr drehbar ist, wenn die Druckluftschläuche<br />
angeschlossen sind.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 24 / 68<br />
∆Spalt<br />
pK
Beim Einstellen des Luftspalts über den Stellring muss darauf geachtet werden, dass das<br />
Gewinde nicht zu weit herausgedreht wird. Es sind maximal drei Umdrehungen (1080°) vom<br />
geschlossenen Zustand aus zulässig.<br />
Aufgrund der guten Einstellbarkeit eignet sich der Injektor besonders, um neue<br />
Komponenten zu testen. So können weitere Turbinen ein erstes Mal ohne Last auf<br />
Nenndrehzahl gebracht werden, ohne Gefahr zu laufen die Turbine zu überlasten.<br />
Bei der Inbetriebnahme des <strong>Prüfstand</strong>es konnten mit dem Injektor die kritischen<br />
Komponenten ohne den Einsatz des Gasgenerators getestet werden. Unter anderem die<br />
Ölschmierung der Turbine, die Lager der Welle am <strong>Prüfstand</strong> und deren Schmierung sowie<br />
der Radialdichtring.<br />
Die Leistung des Injektors ist im Vergleich zum Gasgenerator sehr gering. Der Betrieb des<br />
<strong>Prüfstand</strong>s mit dieser Konfiguration ist deshalb nicht <strong>für</strong> Leistungsmessungen gedacht.<br />
Injektor<br />
Aussengehäuse<br />
Adapterblock<br />
auf Turbine<br />
Luftanschlüsse vom<br />
Kompressor<br />
Stellring zum<br />
Einstellen der<br />
Spaltgrösse<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 25 / 68
8.3 Zubehör & Hilfsmittel <strong>für</strong> den Betrieb<br />
8.3.1 Zusammenbau der Leistungsbremse<br />
Die Leistungsbremse wurde nach dem Fertigstellen der wichtigsten Bauteile<br />
zusammengebaut. Der Aufbau verlief problemlos. Nur wenige Teile mussten nachbearbeitet<br />
werden.<br />
Die wichtigsten Arbeitsschritte - der Einbau der Welle und der Lager- sind hier aufgeführt:<br />
Die Bezeichnungen links und rechts beziehen sich hier auf die Lage in der<br />
Zusammenstellzeichnung (siehe Anhang Werkstattzeichnungen)<br />
1. Rechtes Rotorwellenlager auf die Welle aufpressen<br />
2. Distanzbüchsen und elastische Lagerung einbauen<br />
3. Linkes Lager montieren und gesamtes Lagerpaket mit der Wellenmutter vorspannen<br />
4. Welle zusammen mit den Lagern in das Lagergehäuse einpressen<br />
5. Bohrungen in Distanzbüchsen <strong>für</strong> Ölnebelschmierung ausrichten und äussere<br />
Distanzbüchse mit Madenschrauben sichern<br />
6. Rechtes Aussenlager auf des Lagergehäuse aufpressen<br />
7. Lagergehäuse in Aussengehäuse einschieben<br />
8. Linkes äusseres Lager montieren und mit Sicherungsring und Lagerflansch fixieren.<br />
Die Demontage erfolgt in umgekehrter Reihenfolge.<br />
Achtung: die Sicherungsstifte der Aussenhülse herausdrehen, bevor das Lagerpaket und die<br />
Welle ausgebaut werden.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 26 / 68
8.3.2 Grundtisch<br />
Da die Leistungsbremse mit hohen Drehzahlen läuft und dabei Schwingungen auftreten<br />
können, wurde nach einem geeigneten Unterbau gesucht um nicht zuletzt auch die<br />
Leistungsbremse auf eine gut bedienbare Höhe zu bringen.<br />
So wurde ein Stahltisch <strong>für</strong> den Unterbau gewählt. Die Tischoberfläche besteht aus Stahl I -<br />
Profilen.<br />
8.3.2. 1 Modifikationen am Grundtisch<br />
Damit die Leistungsbremse beim Aufschrauben auf den Tisch nicht verspannt wird, wurden<br />
drei massive Stahlplatten auf den Tisch aufgeschweisst und zusammen überfräst. Somit<br />
Grundtisch<br />
Öffnung <strong>für</strong><br />
Wasserdurchführung<br />
wurde sichergestellt, dass alle drei<br />
Platten eine Oberfläche bilden. Auf<br />
diese Platten wurde nun die<br />
Grundplatte der Leistungsbremse<br />
geschraubt.<br />
Der Grundtisch hat unterhalb der<br />
Tischoberfläche Querstreben <strong>für</strong> eine<br />
bessere Festigkeit. Um eine<br />
zusätzliche Plattform zur<br />
Unterbringung von Aggregaten rund<br />
um die Leistungsbremse zu erstellen,<br />
wurden Blechplatten auf diese<br />
Zusatz- Leisten Aufgeschweisste Platten<br />
Querstreben gelegt.<br />
Grundtisch mit Teilen der Leistungsbremse<br />
Zur Befestigung von<br />
Zusatzaggregaten auf dem Grundtisch wurden parallel zur Achse der Leistungsbremse<br />
zusätzliche je eine Leiste auf beiden Seiten des Tisches aufgeschweisst (siehe Abbildung).<br />
Die Leisten haben Gewinde, durch welche die zusätzlichen Aggregate, wie die<br />
Ölnebelschmierung befestigt werden können.<br />
8.3.2.2 Elektrisches, Erdung<br />
Um Störungen der Messsensoren zu vermeiden wurden alle Komponenten des Tisches<br />
geerdet. Aus Mangel einer fest installierten Wasserleitung wurde die Erdung über den<br />
Erdungsstift der Steckdose durchgeführt.<br />
8.3.3 Wegleitung des Wassers<br />
Die Bremswirkung wird durch die im Wasser drehende Rotorscheibe erzeugt. Das Wasser<br />
tritt dabei axial auf die Scheibe auf, und wird radial abgelenkt. Das Wasser tritt dann radial<br />
aus dem Wassergehäuse aus und wird in Richtung Boden gelenkt. Da ein Bogen in einer<br />
durchströmten Leitung ein Moment erzeugt, muss eine gerade Rohrleitung <strong>für</strong> den Abfluss<br />
gewählt werden. Um die Wasserleitung nicht zu behindern wurden zwei I- Profile aus dem<br />
Stahltisch herausgetrennt. Durch diese Öffnung führt das Wasserauslassrohr vom Gehäuse<br />
hinunter bis zur zusätzlichen Plattform aus den Blechplatten. In diese Platten wurde eine<br />
Öffnung geschnitten, durch welche das Wasser in einem Abwasserschlauch und mit diesem<br />
in die Kanalisation geleitet wird. Durch die berührungsfreie Weiterführung des Abflusses<br />
kann kein Moment vom Abwasserschlauch auf den <strong>Prüfstand</strong> übertragen werden. Daher wird<br />
die Drehmomentmessung nicht verfälscht.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 27 / 68
8.3.4 Schutz<br />
Die Turbine des Turboladers ist über eine Kupplung mit Federscheiben mit der<br />
Leistungsbremse verbunden. Die Kupplungsteile (8 Passschrauben, 2 Federscheiben und die<br />
Kupplungsbüchse) drehen offen. Bei einem Wellenbruch könnten sich Teile lösen und mit<br />
hoher Geschwindigkeit von der Anlage wegfliegen.<br />
Da die Sicherheit der Personen, welche sich um den <strong>Prüfstand</strong> befinden, auch im Fall eines<br />
Versagen zu gewährleisten ist, musste ein Schutz konstruiert werden.<br />
8.3.4.1 Materialauswahl & Berechnungen am Schutz<br />
Um eine Sichtkontrolle über den Kupplungsteil zuzulassen wurde ein Grundgerüst aus Kanya-<br />
Profilen gebaut und Polycarbonatplatten aufgeschraubt (siehe Abbildung)<br />
Grundrahmen<br />
Bremsenteil<br />
Übersicht Schutz<br />
Scheiben aus<br />
Polycarbonat<br />
drehende Teile<br />
(Kupplung)<br />
Verschraubung<br />
mit Grundtisch<br />
Polycarbonat (PC) ist nicht zu verwechseln mit dem üblichen Plexiglas ® , welches aus PMMA<br />
besteht. Aus Polycarbonat werden Maschinenschütze und Sicherheitsgläser gefertigt (auch<br />
Schusssicheres Glas genannt). Die Kerbschlagzähigkeit (nach Izod) von Polycarbonat ist ca.<br />
30 Mal höher ist als die Kerbschlagzähigkeit von PMMA. Polycarbonat hat auch eine<br />
Reissdehnung von 100 bis 150% gegenüber von 2.4 bis 4% von PMMA.<br />
Die Energie wird somit durch die Verformung der Scheibe aufgenommen.<br />
Bei einer Drehzahl von 60'000 min -1 und einem angenommenen Ablöseradius von 25mm<br />
kann die theoretische Ablösegeschwindigkeit der Kupplungsteile berechnet werden:<br />
n<strong>Prüfstand</strong> 60000min 1 −<br />
:= r:= 25mmω:=<br />
2⋅π⋅n<strong>Prüfstand</strong> ω = 6283.185Hz<br />
v := ω⋅r v 157.08 m<br />
=<br />
s<br />
Mit dieser Geschwindigkeit und der Masse der einzelnen Kupplungsteile kann die kinetische<br />
Energie des wegfliegenden Teils berechnet werden. Als Vergleich wird hier die Energie einer<br />
wegfliegenden Passschraube, einer abgeschossenen Pistolen- und einer Sturmgewehrpatrone<br />
dargestellt:<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 28 / 68
Wk :=<br />
m Total v 2<br />
⋅<br />
2<br />
Formel zur Berechnung der Kinetischen Energie<br />
Passschraube Pistole 9mm Sturmgewehr 90<br />
Patrone<br />
Patrone<br />
Masse des Teiles [kg] 0.004 0.0105 0.0041<br />
Ablösegeschwindigkeit [m/s] 157 447 900<br />
Kinetische Energie [J] 22 1049 1660<br />
Eine 10mm dicke Polycarbonatscheibe wird bei einem Beschuss mit einem Sturmgewehr aus<br />
nächster Nähe noch knapp durchschlagen, den Beschuss einer Pistole 9mm hält sie jedoch<br />
aus.<br />
Im schlechtesten Fall würde die Welle am Turbolader brechen, die Kupplungsscheibe würde<br />
sich verdrehen und brechen. Somit würde das gesamte Kupplungsteil weggeschleudert. Dies<br />
entspricht einer Masse von 0.141kg bei einer Drehzahl von 60’000min -1 und einem<br />
Ablöseradius von 25mm lässt sich die Zentripetalkraft berechnen:<br />
F mTotal⋅rω 2<br />
:= ⋅<br />
F = 139.597kN<br />
Da dies etwa die maximal auftretende Kraft darstellt, wurde die Scheibe von dieser Kraft<br />
ausgehend auf Scherfestigkeit und Flächenpressung berechnet. Beide Berechnungen<br />
ergaben genügende Festigkeiten einer Scheibe aus 10mm dickem Polycarbonat.<br />
Diese Scheiben wurden auf den Grundrahmen aufgeschraubt.<br />
Die Berechnung der erforderlichen Anzahl Schrauben der Verbindung PC- Scheibe zu<br />
Rahmen und der Verbindung Rahmen zu Grundtische sind im Anhang einzusehen.<br />
Die Polycarbonatplatten werden gegen die Wärmestrahlung des Gasgenerators durch einen<br />
Hitzeschild geschützt.<br />
8.3.5 Abgaswegführung<br />
Da der <strong>Prüfstand</strong> nicht im Freien getestet wird, müssen die Abgase nach Aussen geleitet<br />
werden. Das Abgas hat Temperaturen um 850°C.<br />
Zur Bestimmung der Leistung der Turbine sind die Temperaturen, sowie die Drück vor und<br />
nach der Turbine erforderlich. Die Drücke können über die Bohrungen am Abgasrohr mit<br />
einer Ringleitung gemessen werden. Die Temperaturen werden mit einem Thermoelement<br />
gemessen.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 29 / 68
Adapterflansch<br />
Abgasrohr<br />
Messanschlüsse<br />
(5x am Umfang<br />
(Temperatur &<br />
Druck)<br />
Zu Schalldämpfer<br />
Abgasfluss<br />
Abgasrohr Graphitdichtring<br />
Schnitt durch die Abgaswegführung<br />
Bei der Konstruktion der Abstützung der Abgasturboladerturbine, welche in der Abbildung zu<br />
sehen ist, wurden folgende Massnahmen vorgenommen um die Übertragung der Hitze von<br />
den abgasdurchströmten Teilen auf die Abstützung möglichst gering zu halten:<br />
Die Kontaktfläche zwischen Abstützung und Adapterflansch Turboladerturbine wurde<br />
minimiert. Der Adapterflansch liegt nur noch auf kreisförmigen Vorsprüngen auf der<br />
Abstützung der Turboladerturbine auf. Für diese Verbindung wurden rostfreie anstatt C-<br />
Stahl Schrauben verwendet, da rostfreier Stahl eine tiefere Wärmeleitfähigkeit hat als C-<br />
Stahl. Somit wird weniger Wärme von der Schraube übertragen.<br />
Das Abgasrohr wird an der Seite, welche der <strong>Turboladerturbinen</strong>- Seite gegenüberliegend ist,<br />
über den Adapterflansch an die Abstützung angeflanscht. Zwischen dem Flansch des<br />
Abgasrohres und dem Adapaterflansch befinden sich Distanzscheiben, welche die<br />
Kontaktfläche verkleinern. Die Verbindung erfolgt auch hier mit Schrauben aus Edelstahl<br />
Die Abdichtung zwischen dem Abgasrohr und dem Adapterflansch der ATL- Turbine wird mit<br />
einer in einer Nut liegenden Graphitdichtung sichergestellt.<br />
Am Ende des Abgasrohres wurde ein DIN- Flansch angeschweisst und der dazugehörige<br />
Gegenflansch montiert. Die Abdichtung erfolgt auch hier über eine Graphitdichtung.<br />
Somit ist <strong>für</strong> spätere Anwendungen die Möglichkeit gegeben zwischen diesen Flanschen<br />
zusätzliche Apparaturen, wie z.B. eine Blendenmessung, einzubauen.<br />
Vom Ende des Abgasrohres, wird der Abgasstrom durch einen Schalldämpfer und einen<br />
Abgasschlauch an die Umgebung weitergeleitet.<br />
Der Schalldämpfer wurde von der SPL bereitgestellt, und musste nur noch auf den<br />
Bedienungstisch des <strong>Prüfstand</strong>es adaptiert werden.<br />
8.3.6 Ölnebelschmierung der Rotorwellenlager<br />
Von Turbine<br />
Abstützung der<br />
Turboladerturbine<br />
Adapterflansch<br />
Turboladerturbine<br />
Turboladerturbine<br />
Zur Schmierung der Spindellager der Rotorwelle wurde bereits während der Semesterarbeit<br />
eine Ölnebelschmierung ausgelegt. Es handelt sich dabei um eine so genannte<br />
Ölminimalmengenschmierung, die sich laut dem Hersteller FAG besonders bei hohen<br />
Drehzahlen bewährt hat.<br />
Dazu musste die Wartungseinheit, bestehend aus einem Vorfilter, einem Feinfilter und dem<br />
Nebler, am <strong>Prüfstand</strong> adaptiert werden.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 30 / 68
Mit einem Winkel aus Blech konnte die Schmiereinheit an den aufgeschweissten<br />
Zusatzleisten des Grundtisches befestigt werden. Die Luftzufuhr erfolgt über das<br />
Hausdruckluftnetz.<br />
Halterung<br />
Druckluftzufuhr<br />
Luft Vorfilter<br />
Partikelgrösse<br />
5µm<br />
8.3.6. 1 Auswahl des Schmieröls<br />
Nach den Vorgaben des Lagerherstellers FAG muss das Öl folgende Eigenschaften<br />
aufweisen:<br />
Vorgabedaten Schmieröl<br />
Nennviskosität bei 40°C [mm 2 /s] ISO VG 68<br />
Zusätze Extreme Presssure EP<br />
Reinheitsklasse (ISO 4406) 13/10<br />
Luftdruckregulier<br />
Zusammen mit der FAG und dem Lieferanten des Öls MOTOREX AG konnte das geeignete<br />
Schmieröl spezifiziert werden.<br />
MOTOREX COREXHLP-D68 Reinheitsklasse 13/10<br />
Dieses Öl wird auch von den meisten Herstellern von Hochgeschwindigkeitsspindeln<br />
eingesetzt.<br />
8.3.6. 2 Einstellen der Öleinspritzmenge<br />
Die <strong>für</strong> den Lagerbohrungsdurchmesser von 17mm vorgeschriebene Ölmenge ist laut FAG<br />
30mm 3 /h.<br />
Im Ölnebler bilden sich Öltropfen von ca. 3mm 3 . Das heisst, dass alle 6min eine Einspritzung<br />
erfolgen muss, die geforderte Menge zu erreichen. Die Menge kann über die Einstellschraube<br />
am Nebler eingestellt werden.<br />
Der Luftdruck in der Zufuhrrohrleitung sollte 3.5bar betragen.<br />
Einstellschraube<br />
Ö<br />
Ölnebler<br />
Luftdruckanzeige<br />
Ölvorrats<br />
Luft Feinfilter behälter<br />
Partikelgrösse<br />
0.01µm<br />
Miniatur Wartungseinheit<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 31 / 68
8.3.7 Hebel zur Drehmomentkalibrierung<br />
Die Kraftmessdose (KMD) zur Messung des Drehmoments, welche von der SPL bereitgestellt<br />
wurde, kann maximal eine Kraft von 222 N aufnehmen. Die Kraftmessdose misst die<br />
Reaktionskraft, entstehend durch die Reibung der Rotorscheibe im Innern des<br />
Wassergehäuses. Dies in einem Abstand von 115mm ausserhalb der Achse. Somit kann mit<br />
der Kraft und dem Abstand Drehmoment berechnet werden. Die KMD deckt einen<br />
Drehmomentbereich von 0 bis 25 Nm ab. Dies reicht aus, da ein maximales Drehmoment<br />
von 10 Nm erwartet wird.<br />
Drehmomenthebel<br />
mit Raster<br />
Gewichte am<br />
Hebelarm<br />
Kalibriervorrichtung Drehmomentmessung<br />
drehend<br />
gelagerter Teil<br />
Kraftmessdose<br />
fester Teil<br />
Um das im Betrieb auftretende Drehmoment <strong>für</strong> die Kalibrierung der KMD zu simulieren<br />
wurde ein Hebelarm entworfen, an welchem an mehreren Aufhängepunkten Gewichte<br />
angehängt werden können. Die vier Befestigungsmöglichkeiten befinden sich 150, 200, 250<br />
und 300mm ausserhalb der Mitte. Die Befestigung des Hebels am Rotorgehäuse erfolgt<br />
mittels zweier Schrauben.<br />
Die Kalibrierung ist unter 8.4.3.3.2 weiter beschrieben.<br />
8.3.8 Abzugsvorrichtung Scheiben<br />
Eine Anforderung an die Konstruktion von Seiten der SPL war es, dass die Scheibe einfach<br />
demontierbar sein muss. Die Rotorscheibe und die Welle sind aufgrund der engen Passung<br />
nur noch mit einigem Kraftaufwand zu trennen. Die einfachste Variante <strong>für</strong> die Demontage<br />
der Scheibe wäre ein Abstützen zwischen Wassergehäuse und Scheibe. Dies ist aber nicht<br />
zulässig, da der Kraftfluss von der Welle über die Spindellager auf das Gehäuse übertragen<br />
würde. Die schnelldrehenden Spindellager sind in unserem Einsatzfall nicht <strong>für</strong> grosse<br />
Axiallasten ausgelegt.<br />
Auf den Scheiben deshalb befinden sich vier Abzugsgewinde M4. Somit kann eine Büchse auf<br />
die Scheibe geschraubt werden und mittels einer Spindel welche in dieser Büchse läuft<br />
abgezogen werden. Die Spindel hat eine Spitze mit welcher die Abzugsvorrichtung in der<br />
Zentrierbohrung der Welle zentriert wird. Die Zentrierung der Abzugsvorrichtung ist<br />
notwendig, da ein verkanten der Scheibe zu Beschädigungen der Oberfläche des<br />
Polygonprofils führen würde.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 32 / 68
Wellen- Ende<br />
mit Zentrierung<br />
Rotorscheibe mit<br />
Abzuggewinden<br />
Büchse der<br />
Abzugsvorrichtung<br />
Die Scheibe kann durch den Einsatz der Abzugsvorrichtung einfach demontiert werden und<br />
hält trotzdem sicher auf der Welle.<br />
8.3.9 Adaption Kompressor<br />
8.3.9. 1 Leitungsverbindung zum <strong>Prüfstand</strong><br />
Der notwendige Luftmassenstrom <strong>für</strong> die Verbrennung im Gasgenerator, wird von dem<br />
Hubkolbenkompressor im Labor <strong>für</strong> thermische Energiesysteme geliefert. Es handelt sich<br />
dabei um einen Kompressor der Firma Sulzer Burkhardt vom Typ C 2 Q C 1.20.<br />
Um den Anschluss des Gasgenerators an den Kompressor zu ermöglichen, wurden Teile der<br />
bereits bestehenden Leitung genutzt. Mit dem Vorteil, dass die vorhandene Blendenmessung<br />
zur Bestimmung des Massenstroms integriert werden konnte.<br />
An beiden Enden der Rohrleitung konnten die bestehenden Kupplungen genutzt werden. Auf<br />
der Seite des <strong>Prüfstand</strong>es wurde ein Adapterstück hergestellt, welches über einen Rohrbogen<br />
auf eine Verschraubung von 1“ reduziert. Auf der Seite des Kompressors folgt zuerst auch<br />
ein Adapterstück, danach ein Schlauchstück auf die bestehende Rohrleitung, in welche die<br />
Blendenmessung des Kompressors eingebaut ist. Das vorhandene Regelventil am Ausgang<br />
des Windkessels wurde gegen ein grösseres Schieberventil ausgewechselt und andererseits<br />
der Druckreduzierer in der Leitung gegen ein gerades Rohrstück ersetzt werden.<br />
8.3.9. 2 Vorgehen zur Bestimmung des gelieferten Massenstroms<br />
Aus den Differenzdrücken über der Blende, den Geometriedaten, den<br />
Umgebungsbedingungen sowie dem Druck vor der Blende konnte der vom Kompressor<br />
gelieferte Luftmassenstrom bestimmt werden.<br />
Die Geometriedaten der Blenden sind folgende:<br />
Durchmesser Rohr DR=50mm<br />
Durchmesser Blende dB=28mm<br />
Spindel der Abzugsvorrichtung<br />
mit<br />
Zentrierspitze<br />
Zur Bestimmung des Massenstroms müssen die Expansionszahl und die Durchflusszahl<br />
berechnet werden, was ein iterativer Vorgang ist. Dieser Vorgang wurde vom Programm<br />
DIN- Blende der Greenfield AG übernommen.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 33 / 68
Das Programm berechnet die Reynoldszahl, die Dichte, die dynamische Viskosität sowie die<br />
Massen- und Volumenströme. Um Konsistenz des Programms zu überprüfen wurde eine<br />
Vergleichsrechnung durchgeführt.<br />
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8.4 Das Messsystem<br />
8.4.1 Auswahl der Messpunkte<br />
In einem ersten Schritt wurden alle möglichen Messgrössen in das Schema des<br />
Versuchsaufbaus eingezeichnet, um sicherzustellen, dass keine wichtigen Grössen ausser<br />
Acht gelassen werden.<br />
Die Auswahl der wichtigsten zu messenden Grössen erfolgte danach in Absprache mit dem<br />
Dozenten und dem Auftraggeber.<br />
Folgende Prioritäten wurden festgelegt:<br />
1. Priorität<br />
- Drehzahl n<br />
- Drehmomen t M<br />
Bis jetzt realisiert ausstehend<br />
- Differenzdruck Blende ∆pB (bestehend) <strong>für</strong> Massenstrom Luft<br />
- Druck vor der Blende p2 <strong>für</strong> Massenstrom Luft<br />
- Temperatur Turbinen Eintritt T3<br />
- Temperatur Turbinen Austritt T4<br />
- Druck in der Brennkammer GG P4<br />
- Druck vor der Turbine p3<br />
2. Priorität<br />
- Öldruck Schmierung Turbine p6<br />
- Temperatur Schmieröl T5<br />
- Temperatur Bremswasser Eintritt Differenztemperatur Wasser<br />
- Temperatur Bremswasser Austritt Differenztemperatur Wasser<br />
- Druckschalter Schmierung Turbine<br />
- Massenstrom Bremswasser<br />
- Druck Bremswasser<br />
- Massenstrom Ethanol<br />
- Druck nach Turbine<br />
Die Auswahl hat sich bisher bewährt. Einzig das Anbringen eines Durchflussmessgeräts <strong>für</strong><br />
das Bremswassers würde eine weitere Möglichkeit zur Überprüfung der Leistung ergeben.<br />
Ohne diese Messung ist die Aussagekraft der Differenztemperaturmessung vom Wasser am<br />
Ein- und Austritt der Leistungsbremse beschränkt.<br />
Die Messinstallation der Druckmessung nach der Turbine wurde soweit ausgelegt, dass ein<br />
Drucktransmitter angeschlossen werden kann. Da aber im Moment auf Umgebungsdruck<br />
entspannt wird, wurde die Messstelle noch nicht instrumentiert<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 35 / 68
8.4.2 R&I Schema<br />
Ethanol<br />
tank<br />
Ethanol-<br />
zufuhr<br />
T4<br />
Druckluft<br />
T3<br />
Abgasturbine<br />
Öltank<br />
Anzeige auf<br />
Mess- PC<br />
Gasgenerator<br />
T B<br />
P5<br />
∆p B<br />
P3<br />
Lokale Anzeige<br />
P2<br />
P4<br />
Abgasstrom<br />
T5<br />
Ölschmier<br />
kreislauf<br />
n<br />
Leistungsbremse<br />
P6<br />
Windkessel<br />
P1<br />
M<br />
Kompressor<br />
∆T 1-2<br />
Bremswasser<br />
aus<br />
Bremswasser<br />
ein<br />
M Drehmoment<br />
n Drehzahl<br />
∆T1-2 Differenztemperatur Wasser<br />
T3 Temp Gas Turbine ein<br />
T4 Temp Gas Turbine aus<br />
T5 Temp Schmieroel Turbine<br />
P1 Druck im Windkessel<br />
P2 Druck vor der Blendenmessung<br />
P3 Druck Eintritt Gasgenerator<br />
P4 Druck Brennkammer Gasgeni<br />
P5 Druck Eintritt Turbine<br />
P6 Druck Oelschmierung Turbine<br />
∆pB Blendenmessung Kompressor<br />
Temperatur bei Blende<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 36 / 68<br />
T B
8.4.3 Sensoren und Hardware<br />
8.4.3. 1 Thermoelemente<br />
Die verwendeten Temperatursensoren stammen von der Firma MTS. Es handelt sich um<br />
NiCR- Ni Thermoelemente (Typ K) mit einer Inconel Ummantelung, die geeignet sind die<br />
hohen Temperaturen in Abgasstrom über längere Zeit zu messen. Für die Messung der<br />
Wassertemperaturen am Eintritt und am Austritt der Bremse kommen aufgrund der<br />
Austauschbarkeit dieselben Messgeräte zum Einsatz.<br />
Die Wichtigsten Daten im Überblick:<br />
Thermoelemente<br />
Typ Manteldurchmesser [mm] Länge Messeinsatz [mm]<br />
NiCr- Ni Typ K 6 100<br />
Alle Thermoelemente weisen eine Cold- Junction- Compensation (CJC) von 20°C auf. Zur<br />
Messung der Eintritts und Austrittstemperatur des Wassers der Bremse wurde die Methode<br />
der Differenztemperaturmessung angewendet. Dabei wird die Spannungsdifferenz zwischen<br />
den beiden Pluspolen der Messfühlern gemessen und nicht wie üblich die absolute Spannung<br />
des einzelne Sensors. Der Vorteil dieser Messart liegt darin, dass direkt die<br />
Differenztemperatur bestimmt werden kann. So ist der Messfehler kleiner, als wenn beide<br />
Temperaturen gemessen werden.<br />
∆V<br />
+ - - +<br />
Temp<br />
Bremswasser<br />
ein<br />
8.4.3. 2 Manometer<br />
Thermoelemente<br />
Temp<br />
Bremswasser<br />
aus<br />
An der Anlage kommen verschiedene analoge Manometer zum Einsatz. Je nach Messgrösse<br />
mit einem unterschiedlicher Messbereich.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 37 / 68
8.4.3. 3 Kraftmessdose<br />
Um das durch das Drehen der Scheibe im Innern des Wassergehäuses entstehende<br />
Drehmoment zu messen, ist das äussere Gehäuse gelagert und auf einer Kraftmessdose<br />
(KMD) abgestützt. Die Messdose enthält im Innern einen Dehnmessstreifen (DMS), der durch<br />
die auftretende Kraft gedehnt wird.<br />
Die wichtigsten Daten der KMD im Überblick:<br />
Modell TTLoadcells<br />
Produktcode THA-50<br />
Belastbarkeit 50 lb (22.6 kg)<br />
Erregerspannung +10V<br />
Messbrückenwiderstand 350Ω<br />
Ausgangssignal -0.3V bis 0.3V<br />
8.4.3.3.1 Schaltschema<br />
Es handelt sich hier um eine Vollbrückenschaltung I mit einem Gesamtwiderstand von 350Ω.<br />
Die vom Hersteller geforderten 10V Erregerspannung waren auf der Connector Block nicht<br />
verfügbar. Deshalb wird die KMD nun mit 5V erregt. Das bedeutet, dass sich die<br />
Ausgangsspannung auch um die Hälfte reduziert.<br />
Erregerspannung +5V<br />
Messbrückenwiderstand 350Ω<br />
Ausgangssignal -0.15V- 0.15V<br />
+ ERREGUNG<br />
Rtot=350Ω - SIGNAL<br />
WEISS PIN 26<br />
- ERREGUNG<br />
+ SIGNAL<br />
ABSCHIRMUNG<br />
Da die KMD bereits bei der SPL im Einsatz gestanden hatte, musste vor der Kalibrierung eine<br />
Funktionskontrolle durchgeführt werden. Auf der Homepage des Herstellers TTLoadcells<br />
konnte eine Liste mit diversen Kontrollpunkten herunter geladen werden. So konnte<br />
zuverlässig getestet werden, ob die Messdose jemals überlastet wurde und ob die<br />
Widerstände des DMS keinen Kontakt zum Gehäuse aufweisen. Die aufgenommenen Werte<br />
können im Anhang (Herstellerunterlagen TTLoadcells) eingesehen werden.<br />
Mit diesen Konfigurationsdaten konnte die KMD im MAX als Dehnungsmesser aufgenommen<br />
werden. Dort wird die Ausgangsspannung in eine Dehnung umgerechnet. Dies ist dann auch<br />
der Wert der im DasyLAB ausgegeben wird.<br />
ROT<br />
PIN 14<br />
SCHWARZ PIN 59<br />
GRÜN PIN 60<br />
PIN 59<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 38 / 68
8.4.3.3.2 Kalibrierung<br />
Die Werte <strong>für</strong> die Dehnung des DMS mussten nun direkt in ein Drehmoment umgewandelt<br />
werden. Da sich die Dehnung proportional zur Spannung und somit auch zur aufgebrachten<br />
Kraft verhält, konnten nun definierte Kräfte auf die KMD gegeben werden.<br />
Dazu wurde der unter 8.3.7 beschriebene Hebel zur Drehmomentkalibrierung am Gehäuse<br />
angeschraubt, der in genau bemessenen Abständen Aufnahmebohrungen <strong>für</strong><br />
Kalibriergewichte enthält. Bei der Kalibrierung wurden an mehreren Punkten innerhalb des<br />
Messbereichs Gewichte an den Hebel gehängt. Die zugehörigen Werte der Dehnung aus dem<br />
Programm DasyLAB wurden jeweils notiert. Danach konnte der Wert <strong>für</strong> die Dehnung und<br />
das damit verbundene Drehmoment übereinander aufgetragen werden. Die lineare<br />
Regression in Excel ergab eine Übereinstimmung von 99% (R 2 =0.99). Die erhaltene<br />
Gleichung, welche auch den Nullabgleich vornimmt wurde direkt ins DasyLAB <strong>für</strong> die<br />
Umrechnung eingesetzt.<br />
8.4.3. 4 Drehzahlsensor<br />
8.4.3.4.1 Allgemeines<br />
Die Drehzahlmessung <strong>für</strong> den <strong>Prüfstand</strong> erfolgt über einen induktiven Nährungsschalter der<br />
Firma Contrinex. Es handelt sich dabei um einen PNP Transistor (Schliesser). Die<br />
Versorgungsspannung von 24V wird von einem Power Supply (Traco 24V/1.1A)<br />
sichergestellt. Das Ausgangssignal ist ein Rechtecksignal 0V/24V. Der normierte<br />
Schaltabstand sN (Der Abstand zwischen Sensorspitze und zu messenden Teil) beträgt<br />
1.5mm. Der optimale Schaltabstand <strong>für</strong> unsere Anwendung beträgt 0.5* sN, also 0.75mm.<br />
Dieser ist unter Einhaltung der vorgeschriebenen Genauigkeit nach jeden Ausbau wieder<br />
einzustellen. Ansonsten sind Messfehler nicht auszuschliessen (siehe Datenblatt Continex<br />
Anhang Herstellerunterlagen) Die maximale Schaltfrequenz fmax beträgt 5000 Hz. Die<br />
Drehzahlmessung erfolgt an den Schrauben der Kupplungsbüchse auf der Seite der<br />
Leistungsbremse. Auf dieser Kupplungsbüchse befinden sich zwei Schrauben am Umfang<br />
(Zgeg), deshalb wird zwei Mal pro Umdrehung das Ausgangssignal geschaltet. Das bedeutet<br />
<strong>für</strong> die Drehzahlmessung am <strong>Prüfstand</strong> eine maximal erreichbare Drehzahl von 150'000 min -1<br />
fmax Nmax:= Zgeg 8.4.3.4.2 Frequenzmessung<br />
Um aus dem Rechtecksignal die Frequenz zu bestimmen musste das Ausgangsignal zuerst<br />
auf ein TTL Signal (0V/5V) umgewandelt werden. Dies wurde zuerst mit einem<br />
Spannungsteiler realisiert. Wurde der Sensor dann an den Connector Block (NI)<br />
angeschlossen, zeigte sich, dass das Signal des Sensors im ungeschalteten Zustand nicht<br />
sauber auf 0V zurückging. Dies führte zu einem sehr unregelmässigen Schalten des Sensors,<br />
da die Störspannung genau um die Schaltspannung (ca. 0.7V) herumpendelte. So wurde in<br />
Zusammenarbeit mit der Elektrotechnikabteilung der FHBB eine Schaltung erstellt, die das<br />
Signal aktiv tief (0V) und aktiv hoch (5V) zieht.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 39 / 68
+24V<br />
0V<br />
PIN 8/Braun<br />
+5V<br />
Versorgung von<br />
Connector Box<br />
PIN 42/Gelb/Grün<br />
Der zusätzliche Transistor dient als Schalter <strong>für</strong> die 5V Versorgungsspannung von der<br />
Connector Box. Das Signal ist nun invertiert, das heisst wenn der Nährungsschalter nicht<br />
geschalten ist (0V) dann liegt eine Spannung von 5V am Counter Eingang der Messkarte an<br />
sprich Signal 1. Steigt nun die Spannung am Ausgang des Nährungsschalters auf 24V, fällt<br />
das Signal am Counter Eingang auf 0V also Signal 0. Die Invertierung des Signals hat jedoch<br />
keinen Einfluss auf die Frequenzmessung, da dort nur die Zeit zwischen zwei ansteigenden<br />
Flanken gemessen wird. Auf der Messkarte wird effektiv nicht die Zeit gemessen, sondern<br />
die Anzahl der Flankenanstiege der Counter Zeitbasis von 20MHz zwischen den Flanken des<br />
Eingangssignals. Die Zeitbasis muss immer schneller sein, als das Eingangssignal selbst.<br />
Rechnerisch geschieht die Frequenzmessung folgendermassen:<br />
NC fC := fTB⋅ NTB 0V<br />
+24V/0V<br />
von Sensor<br />
Wobei fC die Ausgabefrequenz im Messprogramm ist. fTB ist die Frequenz der Zeitbasis der<br />
Messkarte ist und NC die Anzahl der ansteigenden Flanken des gemessenen Signals und NTB<br />
die Anzahl der ansteigenden Flanken des Zeitbasissignals. Dieses Prinzip lässt eine<br />
zuverlässige Drehzahlmessung zu.<br />
Die oben dargestellte Schaltung wurde mit freundlicher Unterstützung der Abteilung<br />
Elektrotechnik auf eine Platine gelötet und zusammen mit dem Power Supply in eine Box<br />
eingebaut.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 40 / 68<br />
C<br />
1kΩ<br />
+5V<br />
0V<br />
10kΩ Transistor NPN<br />
B<br />
Anschlussschema Drehzahlsensor<br />
E<br />
PIN 9/Blau<br />
GND<br />
+5V/0V<br />
TTL zu<br />
Counter<br />
Eingang
8.4.3.4.3 Inbetriebnahme am <strong>Prüfstand</strong><br />
Da die Drehzahl eine wichtige Messgrösse zur Bestimmung der Leistung der Turbine ist,<br />
wurde die Messung am drehenden <strong>Prüfstand</strong> bei vier verschiedenen Drehzahlen mit einem<br />
Handfrequenzmessgerät (Jaquet) überprüft. Da es schwierig ist die Drehzahlen konstant<br />
über längere Zeit zu halten, wurden die Drehzahlen in einem Abstand von 10s während einer<br />
Minute gemessen und verglichen. Die Mittelwerte der Drehzahlen aus dieser Minute wurde<br />
verglichen und ein Korrekturfaktor bestimmt. Da sich die Abweichung über die Drehzahl<br />
annährend linear verhält, wurde ein Korrekturfaktor aus den Mittelwerten bestimmt.<br />
Messung<br />
Jaquet<br />
Dasylab Handtachometer<br />
Nenndrehzahl<br />
[min -1 Gemessene Drehzahl [min<br />
]<br />
-1 ] Korrekturfaktor<br />
<strong>für</strong> Dasylab [ ]<br />
5’000 6496 5157 0.794<br />
9’000 11906 9525 0.800<br />
10’000 12074 9571 0.793<br />
13’000 17384 13829 0.795<br />
Mittelwert Korrekturfaktor: 0.796<br />
Der ermittelte Korrekturfaktor wurde <strong>für</strong> die Umrechung direkt im DasyLAB eingegeben.<br />
8.4.3. 5 Connector - Block<br />
Alle Sensoren sind an dem Connector Block SCB-68 der Firma National Instruments<br />
angeschlossen. Der Anschlussblock besitzt 8 analoge und 8 digitale Eingänge. Ausserdem<br />
besitzt die Karte einen Counter Eingang, an welchem die Drehzahlmessung angeschlossen<br />
ist. Die Pinbelegung der Anschlussbox ist identisch mit der der Messkarte.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 41 / 68
8.4.3. 6 Messkarte<br />
Die Datenerfassung erfolgt über die Multifunktionskarte NI 6052E von National Instruments.<br />
8.4.3. 7 Mess- PC<br />
8.4.4. 1 Measurement and Automation Explorer (MAX)<br />
Pinbelegung<br />
Name Pins<br />
Temp Gas ein 30/63<br />
Temp Gas aus 28/61<br />
Öltemp 34/68<br />
Difftemp Wasser 33/66<br />
KMD 26/60/14/59<br />
Drehzahl 42/8/9<br />
Der Mess- PC wurde von der Schule (FHBB) <strong>für</strong> die Zeit der <strong>Diplomarbeit</strong> zur Verfügung<br />
gestellt.<br />
8.4.4 Software<br />
Um die korrekte Erfassung aller angeschlossenen Sensoren zu ermöglichen, müssen diese als<br />
erstes im MAX konfiguriert werden. Unter den Eigenschaften der einzelnen Kanäle sind die<br />
Messbereiche und alle übrigen wichtigen Parameter festgehalten. Hier werden auch die<br />
Hardwareseitigen Anschlüsse (Pins) auf dem Connector Block definiert. So können die Kanäle<br />
später unter den virtuellen Kanälen im Programm DasyLab aufgerufen werden, ohne weitere<br />
Konfigurationen vorzunehmen.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 42 / 68
8.4.4.1.1 Temperaturen<br />
Name Art der Messung Messbereich [°C] Pin<br />
Temp Gas Ein Temperatur (differentiell) 0- 1500 30/63<br />
Temp Gas aus Temperatur (differentiell) 0- 1500 28/61<br />
Öltemperatur Temperatur (differentiell) 0- 100 34/68<br />
8.4.4.1.2 Differenztemperatur<br />
Name Art der Messung Messbereich [°C] Pin<br />
Differenztemperatur Wasser Spannung (differentiell) 0-40 33/66<br />
8.4.4.1.3 Kraftmessdose<br />
Name Art der Messung Messbereich [µE] Pin<br />
Kraftmessdose Dehnung -15000- 15000 26/60<br />
8.4.4. 2 DasyLAB<br />
Die Datenerfassung erfolgt im Datenakquisitionsprogramm DasyLAB. Das Programm ist<br />
folgendermassen aufgebaut:<br />
8.4.4.2.1 Eingänge Dasylab<br />
Über den Baustein Dev1-AI00 werden alle analogen Eingänge erfasst. Die Kanäle<br />
entsprechen den im MAX vordefinierten virtuellen Kanälen <strong>für</strong> die Drehzahl ist ein separater<br />
Counter- Eingang (Dev1-Cl00) vorgesehen, der jedoch synchron zu den analogen Eingängen<br />
abgetastet wird.<br />
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8.4.4.2.2 Filter<br />
Der eingebaute softwaremässige Filter glättet die erfassten Messgrössen. Da vor allem die<br />
Temperatursensoren sehr empfindlich auf Störungen aus dem Umfeld reagieren, ist die<br />
Filterfrequenz mit 0.2kHz sehr tief gewählt. Es handelt sich um einen Tiefband- Filter zweiter<br />
Ordnung nach Butterworth. Die Einstellungen können nach Bedarf im DasyLab verändert<br />
werden.<br />
8.4.4.2.3 Umrechnungen<br />
Analoge<br />
Eingänge<br />
Counter<br />
Eingäng<br />
Eingänge Dasylab<br />
0 Öltemperatur<br />
2 Difftemp Wasser<br />
3 Temp Gas ein<br />
4 Temp Gas aus<br />
5 KMD<br />
1 Drehzahl<br />
Einzelne gemessene Grössen müssen umgerechnet werden, um die<br />
richtige Grösse zu erhalten. So zum Bespiel die KMD, welche als<br />
ursprüngliche Messgrösse eine Dehnung ausgibt, die in ein<br />
Drehmoment umgewandelt werden muss. Die mathematische Formel<br />
kann nach Bedarf abgeändert werden.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 44 / 68
8.4.4.2.4 Schreiben<br />
Um <strong>für</strong> spätere Auswertungen die Daten gemessenen Daten zur Verfügung zu haben, wird<br />
<strong>für</strong> jede Messung eine Datei im ASCI Format geschrieben und auf dem PC abgelegt. Für<br />
spätere Zwecke (andere Auswertungen, z.B. des<br />
Zündvorgangs) kann die Datenmenge, welche<br />
ausgeschrieben werden mit dem Separator<br />
begrenzt oder erweitert werden. Im Moment<br />
werden jede Zehntelsekunde Daten<br />
ausgeschrieben.<br />
Das ASCI File kann im Excel geöffnet werden. Für<br />
jeden Kanal ist eine Spalte reserviert. Ausserdem<br />
sind die Anzahl der Kanäle, die Zeitdifferenz<br />
zwischen den Messpunkten und die Startzeit<br />
angegeben.<br />
8.4.4.2.5 Oberfläche<br />
Um während des Tests die Parameter überwachen zu können, sind die Messgrössen<br />
einerseits als digitale Anzeigen sichtbar. Zudem kann die Veränderung der Temperaturen<br />
und der Drehzahl auf grafischen Schreibern beobachtet werden. Werden die vordefinierten<br />
Grenzwerte <strong>für</strong> die Gaseintrittstemperatur und die Drehzahl überschritten, verfärben sich die<br />
digitalen Anzeigen rot, um den Benutzer darauf aufmerksam zu machen.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 45 / 68
8.4.4. 3 LabVIEW<br />
Nachdem im DasyLAB die Erfassung der Drehzahl zu Beginn nicht möglich war, wurde<br />
versucht die Programmierung im LabVIEW vorzunehmen. Die Drehzahlmessung gelang auf<br />
Anhieb, worauf auch die anderen Grössen Temperatur und Kraftmessdose in das Programm<br />
integriert werden sollten. Die Probleme die sich beim Programmieren stellten, waren<br />
allerdings nicht in nützlicher Frist zu überwinden. Viele Funktionen, wie das Daten Logging,<br />
oder die Synchronisierung aller Messwerte hätten nur mit grossem Aufwand bereitgestellt<br />
werden können.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 46 / 68
9 Inbetriebnahme des <strong>Prüfstand</strong>es<br />
9.1 Vorgehen bei der Inbetriebnahme<br />
Der <strong>Prüfstand</strong> wurde Stück <strong>für</strong> Stück aufgebaut und die Bauteile der verschiedenen<br />
Betriebsarten in den <strong>Prüfstand</strong> integriert. Weiter wurden die Messsensoren angeschlossen<br />
und in Betrieb genommen. Der nächste Schritt war das Anschliessen und Testen des<br />
Turbinenlagerschmierkreislaufs sowie die Ölnebelschmierung der Lager der Rotorwelle.<br />
Danach erst konnten erste Drehzahltest mit der Turbine alleine durchgeführt werden. Als<br />
erstes wurde die Turbine alleine bis 100'000 min -1 getestet, zuerst mit dem Injektor, dann<br />
mit dem Direktanschluss der Luft aus dem Kompressor und schlussendlich mit dem<br />
Gasgenerator. Der Test mit dem Gasgenerator war wichtig, um allfällige negative<br />
Auswirkungen der hohen Temperaturen auf die Halterung der Turbine zu erkennen.<br />
Erst nach diesen Tests wurde der Bremsenteil an die Turbine angekoppelt. Zuerst wurde die<br />
Drehzahlfestigkeit der Lager mit einer montierten Bremsscheibe, jedoch noch ohne Dichtring<br />
und Wasser, getestet. Danach wurde der Drehzahltest mit der Dichtung des Wassergehäuses<br />
durchgeführt. Als finaler Test wurde der <strong>Prüfstand</strong> mit Wasser in der Bremskammer<br />
betrieben. Alle diese Tests waren erfolgreich, weshalb mit den Messaufnahmen begonnen<br />
werden konnte.<br />
9.2 Erfahrungen beim Betrieb der Anlage<br />
Hier werden Erfahrungen mit den einzelnen Anlagenkomponenten und deren Verhalten im<br />
Betrieb der Anlage aufgelistet.<br />
9.2.1. 1 Leistungsbremse:<br />
Die Wasserzufuhr am Zufuhrventil ist nicht einfach einzustellen. Die Drehzahl reagiert<br />
verzögert auf eine Änderung der Ventileinstellungen und nur in einem sehr kleinen<br />
Verstellbereich des Ventils. Wie das Wasser im Bremsegehäuse verteilt ist kann zurzeit nicht<br />
beobachtet werden. Ein Gehäusedeckel aus Plexiglas / Polycarbonat würde Abhilfe schaffen.<br />
Die Temperatur des Wellendichtrings wurde bei drei Drehzahlen ohne Wasserzufuhr<br />
gemessen:<br />
n [min -1 ] TDichtung [°C]<br />
10’000 48<br />
15’000 60<br />
20’000 67<br />
Diese Temperaturentwicklung darf im Betrieb nicht ausser Acht gelassen werden. Es wird<br />
daher empfohlen bei Drehzahlen über 10’000min -1 immer Wasser im Gehäuse zu haben.<br />
Um zu verhindern, dass durch einen defekten Radialwellendichtring Wasser in den Bereich<br />
der Lagerung der Rotorwelle eintritt, sollte diese regelmässig ersetzt werden. Die Dichtringe<br />
sind keine Standardteile und sind daher nur mit einer Lieferfrist von ungefähr einen Monat zu<br />
beschaffen.<br />
Die Ölnebelschmierung der Lager hat sich als Lagerschmierung im bisherigen Einsatz<br />
bewährt. Der Druck des Ölnebels, welcher am Druckregler eingestellt wird, muss 3.5 bar<br />
betragen.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 47 / 68
9.2.1. 2 Messsystem<br />
Das Messsystem an der Anlage funktioniert gut. Einzig die Drehzahlmessung kann bei hohen<br />
Drehzahlen (ab 60’000min -1 ) ausfallen. Gegebenenfalls kann durch eine Veränderung des<br />
Schaltabstandes eine Verbesserung erzielt werden.<br />
Die Thermoelemente mit ø6mm sind zu träge <strong>für</strong> die Anlage und sollten durch gleichwertige<br />
Fühler mit ø2.5- 3mm ersetzt werden.<br />
9.2.1. 3 Abgasturboladerturbine<br />
Das Lagergehäuse der Turbine verliert im Betrieb ein wenig Öl, dies ist jedoch nicht<br />
gravierend, da es sich um sehr kleine Mengen handelt.<br />
Die Öltemperatur im Turbinenschmierkreislauf ist bisher auf maximal 40°C angestiegen. Die<br />
Öltemperatur kann gegebenenfalls gesenkt werden durch das Einfüllen von mehr Öl in den<br />
Tank und durch das anbringen einer Ölkühlung.<br />
Die Abgaswegführung funktioniert zuverlässig.<br />
9.2.1. 4 Gasgenerato r<br />
Der Gasgenerator funktioniert zuverlässig, einzig der Kaltstart ist etwas heikel. Die Erfahrung<br />
hat gezeigt, dass der Kaltstart besser funktioniert, wenn der Einspritzdruck des Ethanols auf<br />
6.5 bar erhöht wird, also ein fetteres Gemisch gefahren wird. Wenn der Gasgenerator<br />
Betriebstemperatur erreicht hat, kann der Einspritzdruck wieder auf 6 bar abgesenkt werden.<br />
Eine Erhöhung des Einspritzdruckes an Ethanol bringt eine Temperaturerhöhung des<br />
Abgases mit sich. Im Moment wird der Gasgenerator mit einem Mischverhältnis Luft zu<br />
Ethanol von 18.5:1 betrieben. Dies entspricht einer theoretischen Verbrennungstemperatur<br />
von 1450K (siehe Anhang Herstellerunterlagen).<br />
Beim Zünden im warmen Zustand sollte das Ventil der Innenluft ungefähr ½ bis ¾<br />
Umdrehungen offen sein. Nach dem Zünden muss der Strom an Innenluft erhöht werden,<br />
damit die Austrittstemperatur am Gasgenerator nicht zu hoch ansteigt. Diese Temperatur<br />
muss generell immer beobachtet werden, das Abschaltkriterium <strong>für</strong> den Gasgenerator ist die<br />
Höhe dieser Temperatur, welche kurzzeitig maximal 950°C betragen darf. Diese Temperatur<br />
kann mit der Zufuhr an Innenluft folgendermassen eingestellt werden: mehr Innenluft =<br />
kälter, weniger Innenluft = wärmer.<br />
9.2.1. 5 Kompressor<br />
Um das Mischverhältnis im Gasgenerator konstant zu halten, ist ein konstanter Massenstrom<br />
an Luft vom Kompressor notwendig. Am einfachsten ist es wenn der Kompressor auf Stufe I<br />
mit geschlossenem Ventil am Windkessel mit niederer Drehzahl (Stufe 1) angefahren wird.<br />
Bei einem Windkesseldruck um 1.5barÜ kann auf die hohe Drehzahl umgeschaltet werden<br />
und das Ventil am Windkessel geöffnet werden. Bei einem Windkesseldruck um 2.5bar sollte<br />
sich ein konstanter Zustand einstellen. Der Druck, welcher auf die Leitung zum <strong>Prüfstand</strong><br />
gegeben wird sollte 3.7bar nicht überschreiten, da sonst die Gefahr besteht, dass sich der<br />
Schlauch zwischen Blendenmessung und Rohrleitung löst.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 48 / 68
9.3 Optimierungsvorschläge am <strong>Prüfstand</strong><br />
• Der Zündvorgang kann mit einem eingebauten Zeitverzögerungselement (Zünder,<br />
dann Alkohol) vereinfacht werden. Ausserdem sollte die Zündzeit auf 3 sek. Begenzt<br />
werden.<br />
• Der Schlauch, der den Windkessel und die bestehende Leitung der Luftzufuhr zum<br />
<strong>Prüfstand</strong> verbindet, muss bei weiterem Einsatz überarbeitet werden. Steigt der<br />
Druck in der Leitung über 3.7barÜ an, kann sich der Schlauch an der Schlauchtülle<br />
lösen.<br />
• Gehäusedeckel <strong>für</strong> Bremsengehäuse und Wandscheibe aus Polycarbonat, damit die<br />
Strömung im Rotorgehäuse beobachtet werden kann.<br />
• Alle Thermofühler sollten durch gleichwertige Fühler mit ø2.5- 3mm ersetzt werden.<br />
Die ersten Messungen haben gezeigt, dass die eingebauten Thermoelemente von<br />
ø6mm zu träge auf Veränderungen reagieren.<br />
• Der Zentrierring, welcher das Gehäuse der Abgasturboladerturbine zentriert, sollte<br />
zusammen mit dem Adapterflansch aus einem Stück gefertigt werden. Die<br />
unterschiedlichen Wärmeausdehnungskoeffizienten können dazu führen, dass der<br />
Ring herausfällt.<br />
• Für Massenstrommessung des Ethanols sollte ein Offen/Geschlossen Signal des<br />
Magnetventils zur Datenerfassung hinzugefügt werden. So kann später bei der<br />
Auswertung die Zeit, in welcher das Alkoholventil offen war, besser bestimmt werden.<br />
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10 Auswertung und Berechnungen<br />
10.1 Auswertung der Messung vom 04.01.05<br />
Nach den ersten Messungen der Turbinenleistung mit der Leistungsbremse wurden die<br />
Messdaten ausgewertet. Als repräsentative Messung wurde eine Messung vom 04.01.05<br />
ausgewählt (Messung_140.xls). Es wurde eine Zeit von dreissig Sekunden ausgewählt in<br />
welcher ein annähernd stationärer Zustand herrschte. Auf dem nachfolgenden Diagramm<br />
erkennt man den Verlauf des Drehmoments, der Drehzahl, und der daraus berechneten<br />
Leistung:<br />
Ausgewerteter<br />
Bereich<br />
Zündung<br />
Diagramm der aufgezeichneten Daten aus der Messung _140.xls vom 04.01.05<br />
10.1.1 Messdaten vom 04.01.05<br />
Umgebungsbedingungen 04.01.05<br />
TU [°C] 20.6<br />
pU [mbar] 999.6<br />
Messdaten<br />
Temp Gas Ein (T3) [K] 1142<br />
p3 [bar] 1.2<br />
nTu [min -1 ] 50200<br />
MBrems [Nm] 0.24<br />
∆pBlende [mbar] 20.5<br />
pBlende [bar] 3.3<br />
pWK [bar] 3.4<br />
mLuft [kg/s] 0.05034<br />
mEt [g/s] 2.7<br />
Die Eintrittstemperatur in die Turbine T3, die Drehzahl nTu sowie das Bremsmoment MBrems<br />
konnten aus den aufgezeichneten Daten herausgelesen werden, der Druck p3 wurde am<br />
Manometer am Eintritt in das Turbinengehäuse abgelesen. Der Massenstrom der Luft mLuft<br />
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wurde mit dem Programm DIN-Blende der Firma Greenfield aus dem Differenzdruck über der<br />
Blende ∆pBlende und dem Druck vor der Blende pBlende bestimmt. Der Kompressor lief bei der<br />
Messung mit einem konstanten Windkesseldruck. Zur Bestimmung des Massenstroms an<br />
Ethanol mEt wurde die Masse des verbrauchten Ethanol durch die Gesamtbrennzeit des<br />
Gasgenerators geteilt.<br />
10.1.2 Bestimmen der Leistung aus Drehmoment und Drehzahl<br />
Aus diesen Daten konnte als erstes die Bremsleistung PTu und somit die Leistung an der<br />
Welle berechnet werden:<br />
PTu_Mω := nTu⋅2⋅π⋅MBrems Weiter konnte der <strong>für</strong> die Nachrechnungen notwendige Massenstrom an Abgas berechnet<br />
werden, welcher sich aus dem Massenstrom der Luft und dem Massenstrom an Ethanol<br />
zusammensetzt.<br />
PTu_Mω [W] 1280 ±78<br />
mTu [kg/s] 0.053<br />
Beim Auswerten der Messungen wurde erkannt, dass die Thermofühler am Ausgang der<br />
Turbine, der Messung des Differenzdrucks des Wassers und der Öltemperatur zu träge<br />
reagieren. Es blieb leider keine Zeit einen Wechsel der Thermoelemente vorzunehmen.<br />
Deshalb können über die Differenztemperatur des Wassers und über die Austritttemperatur<br />
der Turbine keine Aussagen gemacht werden.<br />
10.1.3 Bestimmen der isentropen Leistung<br />
Um die Leistung der Turbine von ca. 1.3kW zu bestätigen, musste das Resultat über einen<br />
anderen Weg nachgeprüft werden.<br />
Unter der Annahme, dass das Abgas aus dem Gasgenerator in der Turbine isentrop<br />
expandiert wird, kann die Leistung folgendermassen bestimmt werden.<br />
Folgende vereinfachende Annahmen wurden getroffen<br />
1. Das Arbeitsmedium ist reine Luft<br />
2. Die Luft wird als perfektes Gas angenommen (cp = const.)<br />
Der innere Wirkungsgrad der Turbine wird bei dieser Berechnung nicht berücksichtigt.<br />
Vorgaben<br />
p3 [bar] 1.2<br />
p4 = pU [bar] 1.0<br />
T3t [K] 1142<br />
CpLm [J/(kg K)]] 1005<br />
κ [ ] 1.4<br />
mTu [kg /s] 0.053<br />
Das Verhältnis der Drücke vor und nach der Turbine ergibt sich zu<br />
p3t ΠTu :=<br />
p4t ΠTu = 1.2<br />
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Als nächstes kann die isentrope Expansionstemperatur berechnet:<br />
T4ts := T3t⋅ ⎛<br />
⎜<br />
⎝<br />
1<br />
Π Tu<br />
⎞<br />
⎠<br />
κ−1 κ<br />
T4ts = 1083.91K<br />
Für die spezifische isentrope Arbeit der Turbine gilt<br />
( )<br />
wiTu := cpLm⋅ T4ts − T3t Und <strong>für</strong> die Leistung<br />
PTu := mTu⋅wiTu P Tu<br />
w iTu<br />
= −3.094kW kJ<br />
= −58.38<br />
kg<br />
Vergleich Leistungen<br />
Leistung berechnet aus Drehmoment und Drehzahl PTu_Mω [kW] 1.28 ±0.08<br />
Isentrope Leistung berechnet aus Messwerten PTu [kW] 3.1<br />
Da bei der isentropen Leistung der Wirkungsgrad nicht berücksichtigt worden ist, kann diese<br />
Leistung je nach eingesetztem Wirkungsgrad noch kleiner werden. Somit befinden sich die<br />
beiden Leistungen in derselben Grössenordnung.<br />
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10.2 Nachrechnung der gemessenen Leistung<br />
In diesem Kapitel werden anhand der vorliegenden Kennfelder der Turbine und des<br />
Verdichters die Messdaten überprüft. Die Daten aus den Kennfeldern sind eher mit den<br />
Messungen am <strong>Prüfstand</strong> vergleichbar, da die strömungstechnischen Einflüsse berücksichtigt<br />
werden.<br />
Die Nachrechnung der Messwerte erfolgte auf folgende Arten:<br />
1. Rückrechnung anhand des Verdichterkennfeldes K26 - 2664 G 6.91<br />
2. Rückrechnung anhand des Turbinenkennfeldes K26 - 6.81 GAAQD<br />
10.2.1 Zusammenhang Verdichter & Turbine im Verbrennungsmotor<br />
Für die Berechnung von Abgasturboladern in Verbindung mit Verbrennungsmotoren wird<br />
vorausgesetzt, dass die Leistungen der Turbine und die des Verdichters im stationären<br />
Betrieb gleich gross sind (Feilaufbedingung).<br />
m = mTurb = mVerd<br />
Umgebungsbedingungen<br />
p0 ;T0<br />
p1 ;T1 ; m p4 ;T4 ; m<br />
Verdichter Turbine<br />
p2 ;T2<br />
P<br />
p3 ;T3<br />
P = PTurb = PVerd<br />
Verbrennungs<br />
motor<br />
Für die Berechnung der Leistung wird sowohl beim Verdichter als auch bei der Turbine<br />
derselbe Massenstrom eingesetzt. Dies unter der Voraussetzung, dass der gesamte<br />
Abgasmassenstrom durch die Turbine geleitet wird (kein Bypass).<br />
Diese Voraussetzungen lassen im Folgenden Rückschlüsse von der Verdichterleistung auf die<br />
Turbinenleistung und umgekehrt zu.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 53 / 68
10.2.2 Verdichterkennfeld<br />
Im Verdichterkennfeld ist das Druckverhältnis des Verdichters über dem Volumen- bzw.<br />
Massenstrom aufgetragen. Ausserdem lassen sich der Verdichterwirkungsgrad und die<br />
Drehzahl des Turbinenrotors ablesen. Alle dargestellten Grössen sind normiert und<br />
dimensionslos. In diesem speziellen Verdichterkennfeld ist die Volumenstromkennlinie des <strong>für</strong><br />
die Messung verwendeten Motors aufgetragen. Das verwendete Verdichterkennfeld wurde<br />
mit einen Verbrennungsmotor (Audi 100 Turbo 5 Zyl. VH = 2.14 dm 3 ) und der Turbine K26<br />
aufgenommen.<br />
1<br />
10.2.2.1 Leistungsberechnung am Betriebspunkt 1<br />
2<br />
Aus dem Verdichterkennfeld wurde als erstes der Betriebspunkt 1 untersucht. Der Punkt ist<br />
deswegen interessant, weil die Turbine bei einer Motorendrehzahl von 2000 min-1 mit ca.<br />
60'000 min-1 dreht. Dies entspricht in etwa dem ausgewerteten Betriebspunkten der<br />
Leistungsbremse. Mit dem Schnittpunkt sind die Daten eines realen Lastpunktes des<br />
Verbrennungsmotors gegeben.<br />
Daten Betriebspunkt 1 im Verdichterkennfeld<br />
Motordrehzahl nm [min -1 ] 2000<br />
Druckverhältnis ΠVerd [-] 1.3<br />
Normierter Volumenstrom VLnorm [-] 0.038<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 54 / 68
Normierter Massenstrom mLnorm [-] 0.045<br />
Normierte Laderdrehzahl nnorm [-] 59000<br />
Innerer isentroper<br />
Wirkungsgrad Verdichter<br />
ηisV [-] 0.625<br />
Um die Berechnung durchführen zu können, wurden folgende Annahmen vorausgesetzt.<br />
Umgebungstemperatur<br />
Annahmen<br />
T0 [°C] 20<br />
Temperatur Luft Eintritt Lader T1 [°C] 40<br />
Umgebungsdruck p0 [bar] 0.981<br />
Druck am Verdichtereintritt p1 [bar] 0.95<br />
Isentropenexponent κ [-] 1.4<br />
Spezifische Wärmekapazität der<br />
Luft<br />
cpLm [J/(kg . K] 1005<br />
Anhand der herausgelesenen Daten und der getroffenen Annahmen kann die<br />
Verdichterleistung berechnet werden.<br />
Als erstes muss die Temperatur nach der isentropen Verdichtung T2S bestimmt werden:<br />
p2 Π Verd<br />
p 1<br />
p2 = 1.235bar<br />
κ−1 κ<br />
⎛ p2 ⎞<br />
T2S := T1⋅⎜ p<br />
⎝ 1 ⎠<br />
T2S = 337.526K<br />
Der im Diagramm angegebene Verdichterwirkungsgrad wirkt sich folgendermassen zur<br />
Temperatur T2 aus:<br />
∆TS ∆T :=<br />
ηisV T2 := T1 + ∆T<br />
T2 = 352.152K<br />
Danach kann die spezifische Verdichtungsarbeit wiV bestimmt werden:<br />
( )<br />
wiV := cpLm⋅ T2 − T1 wiV 39.197kJ =<br />
kg<br />
Um die Leistung zu bestimmen muss die spezifische Verdichtungsarbeit mit dem effektiven<br />
Massenstrom multipliziert werden.<br />
kg<br />
mLnorm⋅ s<br />
mLeff :=<br />
T1 ⎛ p0 ⎞<br />
⋅⎜<br />
T0 p<br />
⎝ 1 ⎠<br />
Die Leistung ist somit<br />
PVerdT := mLeff ⋅wiV<br />
mLeff 0.042 kg<br />
=<br />
s<br />
PVerdT 1.652kW =<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 55 / 68
Vergleich Leistungen gemessen und aus Verdichterkennfeld<br />
gemessen berechnet<br />
nTu [min -1 ] 50200 61000<br />
mTu [g/s] 53 42<br />
PTu_Mω [kW] 1.28<br />
PVerdT [kW] 1.62<br />
Der Vergleich der Daten zeigt, dass die gemessene Leistung PTu_Mω dem entspricht, was die<br />
Turbine bei der gegebenen Drehzahl und Massenstrom dem Verdichter an Leistung PVerdT<br />
abgibt.<br />
10.2.2.1.1 Nachrechnung Druckverhältnis der Turbine<br />
Unter Annahme der Freilaufbedingung können Rückschlüsse vom vorgegebenen<br />
Druckverhältnis aus dem Verdichterkennfeld ΠVerd auf das Druckverhältnis der Turbine ΠTurb<br />
gezogen werden.<br />
P Verd P Tu<br />
Werden die Druckverluste in der Ansaugleitung und im Abgasrohr vernachlässigt dann gilt <strong>für</strong><br />
die Leistungen von Verdichter und Turbine<br />
p4 := p0 P Verd<br />
p1 := p0 ⎡<br />
⎢<br />
mVerd ⋅cpLm⋅T1⋅⎢ΠVerd η ⎣<br />
Vtot<br />
( )<br />
κ−1 κ<br />
Π Verd<br />
⎥<br />
⎤<br />
⎥<br />
⎦<br />
− 1<br />
κ−1 κ<br />
⎢ 1<br />
PTu ηTtot⋅mTu⋅cpLm⋅T3⋅ 1 − ⎛ ⎞<br />
⎢ ⎜ Π<br />
⎣ ⎝ Tu ⎠<br />
Daraus ergibt sich folgender Zusammenhang:<br />
κ−1 κ<br />
( Π<br />
Verd)<br />
⎡<br />
⎢<br />
⎡<br />
⎢<br />
κ−1 κ<br />
⎢ 1<br />
− 1 ξ 1 − ⎛ ⎞<br />
⎢ ⎜ Π<br />
⎣ ⎝ Tu ⎠<br />
⎤<br />
⎤<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
p 2<br />
p 1<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦ mit<br />
p3 ΠTu :=<br />
p4 mTu T3 ξ:= ηATL⋅ ⋅<br />
mVerd T1 Der Gesamtwirkungsgrad des Abgasturboladers ηATL ergibt sich aus dem isentropen und<br />
mechanischen Wirkungsgrad der Turbine und des Verdichters.<br />
ηATL := ηVtot⋅ηTtot ηATL 0.401 =<br />
Für den Druck vor der Turbine p3 und das Druckverhältnis der Turbine folgt<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 56 / 68
p3 :=<br />
⎡<br />
⎢<br />
⎢⎡<br />
⎢⎢<br />
⎛ p<br />
⎢⎢<br />
2 ⎞<br />
⎜<br />
⎢⎢<br />
p<br />
⎝ 1<br />
⎢<br />
⎠<br />
⎢ 1 −<br />
⎣⎣<br />
ξ<br />
p3 ΠTu :=<br />
p4 1<br />
κ−1 κ<br />
⎤<br />
⎥<br />
⎥<br />
− 1<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
ΠTu = 1.185<br />
⋅p<br />
κ<br />
4<br />
⎤<br />
( κ−1) ⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎥<br />
⎦<br />
p3 = 1.162bar<br />
Der berechnete Druck vor der Turbine p3 anhand des Verdichterkennfeldes zeigt eine gute<br />
Übereinstimmung mit dem gemessenen Wert von 1.2 bar. Das zeigt, dass sich die Turbine in<br />
Verbindung mit dem Verbrennungsmotor nicht anders verhält, als mit dem auf dem<br />
<strong>Prüfstand</strong> verwendeten Gasgenerator.<br />
10.2.2.1.2 Ergebnis<br />
Die Nachrechnung der Turbinenleistung über die Daten des zugehörigen Verdichterkennfelds<br />
lassen also bei einem vorgegeben Punkt Rückschlüsse auf die Turbinenleistung zu.<br />
Im Moment entspricht der Massenstrom, der dem Gasgenerator auf dem <strong>Prüfstand</strong> zugeführt<br />
wird in etwa dem Massenstrom, welcher vom Verbrennungsmotor im ausgewerteten<br />
Kennfeld erbracht wird.<br />
Da bei der Aufnahme der Kennfelder immer im Verbund mit dem Verdichter und einem<br />
Verbrennungsmotor gemessen wird, sind keine Betriebspunkte möglich, die nicht dem<br />
Zusammenspiel der involvierten Aggregate entsprechen.<br />
Wird die Wellenleistung der Turbine alleine gemessen, wie das auf dem <strong>Prüfstand</strong> <strong>für</strong><br />
<strong>Turboladerturbinen</strong> der Fall ist, lassen sich die leistungsbestimmenden Parameter mTu und T3<br />
variieren. So könnte beispielsweise der eintretende Massenstrom in die Turbine erhöht<br />
werden, und die Drehzahl trotzdem bei 60'000 min -1 gehalten werden. Dies würde eine<br />
andere resultierende Leistung ergeben.<br />
10.2.2.2 Leistungsberechnung am Betriebspunkt 2<br />
Der Betriebspunkt 2 entspricht einem <strong>für</strong> den untersuchten Turbolader optimalen Punkt. Die<br />
Auswertung soll zeigen, welche Leistung der Turbolader unter diesen Bedingungen erbringt.<br />
Daten Betriebspunkt 2 im Verdichterkennfeld<br />
Motordrehzahl nm [min -1 ] 5000<br />
Druckverhältnis ΠVerd [-] 1.87<br />
Normierter Volumenstrom VLnorm [-] 0.132<br />
Normierter Massenstrom mLnorm [-] 0.154<br />
Normierte Laderdrehzahl nnorm [-] 100’000<br />
Innerer isentroper<br />
Wirkungsgrad Verdichter<br />
ηisV [-] 0.625<br />
Die Annahmen sowie der Berechnungsvorgang entsprechen denjenigen aus Betriebspunkt 1.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 57 / 68
Die Ergebnisse sind nachfolgend dargestellt:<br />
Ergebnisse Punkt 2<br />
p2 [bar] 1.8<br />
T2 [K] 398<br />
wiV [kJ/kg] 85.6<br />
mLeff [kg/s] 0.144<br />
PVerd [kW] 12.3<br />
ηATL [-] 0.46<br />
p3 [bar] 1.4<br />
ΠTu [-] 1.45<br />
Die Berechnung zeigt, dass der ATL im Verbund mit einem Verbrennungsmotor, welcher ein<br />
Hubvolumen von 2.14liter hat, im Stande ist eine Leistung um 13kW zu erbringen. Die<br />
Laderdrehzahl beträgt jedoch 100'000 min -1 , welche auf dem <strong>Prüfstand</strong> aus konstruktiven<br />
Gründen zurzeit nicht möglich ist. Wie bei der Berechnung im Betriebspunkt 1 gezeigt wurde,<br />
ist die Leistung bei einer Drehzahl von 60'000 min -1 deutlich geringer.<br />
Dies lässt den Schluss zu, dass die bestehende Turbine bei einer Drehzahl von 60'000 min -1<br />
nicht in einen optimalen Bereich arbeitet.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 58 / 68
10.2.3 Turbinenkennfeld<br />
Die Ergebnisse der Leistungs- und Massenstromberechnung aus dem Verdichterkennfeld<br />
werden in diesem Kapitel anhand es Turbinenkennfeldes überprüft.<br />
Grundsätzlich ist im Turbinenkennfeld das Durchflussverhalten der Turbine über dem<br />
Turbinendruckverhältnis aufgetragen. Ausserdem kann der Wirkungsgrad der Turbine und<br />
die zugehörige Drehzahl abgelesen werden.<br />
Das vorliegende Kennfeld wurde in Verbindung mit dem Verdichter 2670 GGA aufgenommen.<br />
Der angekoppelte Verdichter entspricht nicht dem unter Kapitel 10.2.2 bearbeiteten<br />
Verdichter (2664 G). Die Turbine jedoch ist in beiden Fällen dieselbe.<br />
10.2.3. 1 Betriebspunkt 1<br />
ηT⋅η m<br />
T3t mTeff⋅ p3t kg⋅ K<br />
1 n norm<br />
In Betriebspunkt 1 wird untersucht, welchen Massenstrom die Turbine in Verbindung mit<br />
dem Verdichter (2670 GA) bei 60'000 min -1 und maximalem Wirkungsgrad aufnimmt.<br />
Ausserdem soll die Leistung in diesem Punkt bestimmt werden.<br />
Turbinenkennfeld Vorgaben / Annahmen<br />
Turbineneintrittstemperatur T3t [K] 923<br />
Referenz Turbineneintrittstemperatur T3tref [K] 873<br />
Druck am Austritt der Turbine p4t [bar] 0.981<br />
Isentropenexponent κ [-] 1.4<br />
Spezifische Wärmekapazität der Luft cpLm [J/(kg . K] 1005<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 59 / 68<br />
s⋅bar neff⋅ min 1 −<br />
p 3t<br />
p 4t<br />
T 3tref<br />
T 3t
Daten Betriebspunkt 1 im Turbinenkennfeld<br />
Druckverhältnis ΠTu [-] 1.22<br />
Normierter Massenstrom mTnorm [-] 1.25<br />
Normierte Turbinendrehzahl nnorm [-] 60’000<br />
Gesamtwirkungsgrad Turbine ηT . ηm [-] ηT . ηm [-] 0.7125<br />
Als Erstes kann die normierte Turbinendrehzahl in die effektive ungerechnet werden.<br />
n norm<br />
neff ⋅<br />
min 1 −<br />
T 3tref<br />
T 3t<br />
neff 61695 1<br />
=<br />
min<br />
Über das im Kennfeld abgelesene Druckverhältnis kann der Druck vor der Turbine<br />
folgendermassen berechnet werden:<br />
Π Tu<br />
p 3t<br />
p 4t<br />
p3t = 1.197bar<br />
Der effektive Massenstrom kann über folgende Umrechnung aus dem normierten<br />
Massenstrom bestimmt werden:<br />
kg⋅ K<br />
T3t mTnorm⋅ m<br />
s⋅bar Teff ⋅<br />
p3t Die Leistung ergibt sich zu:<br />
⎡<br />
⎢<br />
PTu := ηTtot⋅mTeff ⋅cpLm⋅T3t⋅⎢ Π<br />
⎣ Tu<br />
( )<br />
κ−1 κ<br />
⎥<br />
⎤<br />
− 1⎥<br />
⎦<br />
mTeff 0.049 kg<br />
=<br />
s<br />
PTu = 1.903kW<br />
Vergleich Leistungen gemessen und aus Turbinenkennfeld<br />
gemessen berechnet<br />
nTu [min -1 ] 50200 62000<br />
mTu [g/s] 53 49<br />
PTu_Mω [kW] 1.28<br />
PTu [kW] 1.9<br />
Der Vergleich zeigt, dass die gemessene Leistung PTu_Mω dem entspricht, was die Turbine bei<br />
der gegebenen Drehzahl und Massenstrom an Leistung PTu abgibt.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 60 / 68
10.3 Brauchbarkeit der bestehenden Turbine zum Antrieb der<br />
Pumpe<br />
Die Ergebnisse der Messungen und der Nachrechnungen zeigen, dass sich die von der SPL<br />
gelieferte Turbine unter den getesteten Betriebsbedingungen nicht zum Antrieb der Pumpe<br />
eignet.<br />
Die gemessene Leistung ist mit ca. 1.3kW um Faktor 45 zu klein. Um die vorgegebene<br />
Leistung zu erreichen, muss mit Sicherheit der eintretende Massenstrom in die Turbine<br />
erhöht werden.<br />
Grössere ATL Turbinen wie beispielsweise der Garrett T76 erfordern einen deutlich höheren<br />
Massenstrom, arbeiten aber bei einem tiefer liegenden, nutzbaren Drehzahlband.<br />
Bei weiteren Tests mit erhöhtem Massenstrom kann geprüft werden ob die Turbine K26 bei<br />
60'000 min -1 eine Leistung von 60kW abgeben kann. Dies ist jedoch aufgrund des<br />
begrenzten Schluckvermögens der Turbine eher unwahrscheinlich.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 61 / 68
10.4 Vorschläge zum Erreichen der geforderten Turbinenleistung<br />
Hält man die Verbrennungstemperaturen und die Drehzahlen konstant, so sind die<br />
Haupteinflussfaktoren auf die Leistung der Turbine der zugeführte Massenstrom sowie der<br />
Turbinenwirkungsgrad. Wird der Massenstrom bei konstanter Drehzahl erhöht, so beginnt ab<br />
einem Punkt der Wirkungsgrad zu sinken. Der steigende Massenstrom ergibt mehr Leistung,<br />
sinkt aber der Wirkungsgrad gleichzeitig stärker ab, so steigt die Leistung nicht mehr an. An<br />
diesem Punkt wird die maximale Leistung bei konstanter Drehzahl abgegeben.<br />
Die vorhandene Turbine K26 müsste folglich bei einer höheren Drehzahl und mehr<br />
Massenstrom betrieben werden, um mehr Turbinenleistung zu erbringen.<br />
Um die Turbinen bei höheren Drehzahlen als den zur Zeit mit der Leistungsbremse<br />
erreichbaren 60’00min -1 zu testen, müsste ein Übersetzungsgetriebe vorgeschaltet werden.<br />
Die Reduktion der Drehzahlen durch ein Getriebe ergibt zwar ein höheres Drehmoment,<br />
solange aber an der <strong>Prüfstand</strong>swelle bei 60’000min -1 60kW Leistung anliegen wird der<br />
<strong>Prüfstand</strong> nicht überlastet. Welche Leistungen die Turbine K26 bei hohen Drehzahlen<br />
erbringt, ist im Kapitel 10.2.2.2 anhand der Verdichterleistung aufgezeigt. .<br />
Eine weitere Variante, um die Leistung zu steigern, ist der Einsatz eines grösseren<br />
Turboladers. Dieser kann einen höheren Massenstrom bei tieferen Drehzahlen mit besserem<br />
Wirkungsgrad umsetzen. ATL Turbinen, wie beispielsweise die Garrett T76 arbeiten bei<br />
60'000 min -1 bereits in einem ausreichend effizienten Bereich (siehe Anhang Berechnungen<br />
Turbolader). So könnte weiterhin die Wellenleistung direkt gemessen werden.<br />
All diese Massnahmen setzen jedoch voraus, dass der dem Gasgenerator zugeführte<br />
Luftmassenstrom deutlich erhöht wird. Zu diesem Zweck könnte ein Baukompressor gemietet<br />
werden. Bereits kleinere fahrbare Modelle (Atlas Copco XAS 36) bringen bei konstanten<br />
Bedingungen in etwa den 6- fachen Massenstrom im Vergleich zum verwendeten Sulzer<br />
Kolbenkompressor CQ2C 1.20.<br />
Eine weitere zu prüfende Lösung wäre, <strong>für</strong> die Zeit der Versuche das Druckluftnetz des<br />
Laborgebäudes zuzuschalten. Es muss geprüft werden ob ein signifikanter Anstieg des<br />
Massenstroms erreicht werden kann.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 62 / 68
11 Terminplan / Projektplanung<br />
Das Projekt ist aus der Sichtweise der Terminplanung gut verlaufen. Nach anfänglichen<br />
Verzögerungen konnte das angestrebte Ziel die Messungen durchzuführen doch noch<br />
erreicht werden.<br />
Im Vergleich zum ursprünglich geplanten Ablauf sind die Verzögerungen hauptsächlich durch<br />
die vielen Arbeiten, welche zur Adaptierung von den <strong>für</strong> den Betriebe wichtigen<br />
Hilfsaggregaten und Zubehörteilen aufgewendet werden mussten.<br />
Als Beispiele zu nennen sind: Adaption des Gasgenerators; Adaption des Kolbenkompressors;<br />
Installation der Wasserzu- und abfuhr; Auslegung & Installation der beiden Schmierkreisläufe<br />
(Turbine und Bremse); Installieren der elektrischen Bauteile; Ansprechen der Sensoren aus<br />
dem Messprogramm.<br />
Der Bau eines Prototyps, wie das beim <strong>Prüfstand</strong> <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong> der Fall ist, enthält<br />
viele Faktoren, die nicht im Voraus auf den Tag genau geplant werden können.<br />
Die eigentlichen Messungen und deren Auswertung fanden in einem sehr kurzen Zeitraum<br />
statt.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 63 / 68
Terminplan A3 (skaliert)<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 64 / 68
12 Fazit<br />
Fazit der Arbeiten<br />
Die Inbetriebnahme des <strong>Prüfstand</strong>es war aus unserer Sicht ein voller Erfolg. Alle<br />
hochbelasteten Teile haben den Einsatzbedingungen standgehalten. Der Zusammenbau der<br />
Leistungsbremse verlief ohne nennenswerte Probleme, was auf die gute Konstruktionsarbeit<br />
während der vorausgegangenen Semesterarbeit zurückzuführen ist. Die Planung und der<br />
Aufbau des <strong>Prüfstand</strong>es waren anspruchsvoll und zeitintensiv.<br />
Die Inbetriebnahme des <strong>Prüfstand</strong>es <strong>für</strong> <strong>Turboladerturbinen</strong> beinhaltete viele praktische<br />
Arbeiten. Es muss aber angefügt werden, dass durch diesen Umstand zu Beginn der Arbeit<br />
die theoretischen Überlegungen etwas in den Hintergrund gerückt sind. Die tiefen<br />
gemessenen Leistungen waren daher etwas unerwartet. Die Nachrechnung der Messung<br />
zeigte jedoch, dass das Ergebnis in einem thermodynamisch nachvollziehbaren Bereich liegt.<br />
Das Testen weiterer Turbinen kann an diesem <strong>Prüfstand</strong> ohne grössere Änderungen<br />
fortgeführt werden.<br />
Persönliches Fazit<br />
Die <strong>Diplomarbeit</strong> gestaltete sich wie erwartet sehr interessant und abwechslungsreich.<br />
Zu den anspruchsvollen praktischen Arbeiten an der Anlage kamen viele lehrreiche<br />
Erkenntnisse dazu, die im weiteren Berufsleben nützlich sein können.<br />
Mit dem Konstruieren, Planen des Anlagenaufbaus, Auslegen von Leitungsverbindungen,<br />
Anbringen von Messsensoren und Nachrechnen der Leistung aber auch mit dem Erstellen der<br />
Datenerfassung, wurde ein grosses Spektrum der Tätigkeit eines Ingenieurs abgedeckt.<br />
Unser persönliches Interesse an der Materie hat uns bei dieser Arbeit sicherlich geholfen.<br />
Die Zusammenarbeit in der Gruppe war sehr gut, wir ergänzten uns optimal, jeder konnte<br />
seine Stärken in die Arbeit einbringen.<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 65 / 68
13 Dokumentenverifizierung<br />
Hiermit erklären wir dass alle Berechnungen von uns vorgenommen wurden. Die Grundlagen<br />
zum Bericht und den Berechnungen stammen aus der Fachliteratur.<br />
Fabian Jacot Adrian Hostettler<br />
14 Danksagung<br />
Wir bedanken uns bei folgenden Personen, welche uns bei der Durchführung der<br />
<strong>Diplomarbeit</strong> unterstützt haben:<br />
• Prof. Dr. P. von Böckh Dozent <strong>für</strong> Thermische Energietechnik an der FHBB<br />
und Betreuer der <strong>Diplomarbeit</strong><br />
• B. Berger Auftraggeber und Kontaktperson der <strong>Diplomarbeit</strong> von<br />
Seiten SPL<br />
• H.U. Ammann Mitbegründer der SPL und Auftraggeber Semester- und<br />
<strong>Diplomarbeit</strong><br />
• H.R. Fierz Experte der <strong>Diplomarbeit</strong><br />
• U. Wüst Abteilungsingenieur Maschinenbau FHBB<br />
• M. Degen Assistent Maschinenbau FHBB<br />
• R. Bischof Assistent Maschinenbau FHBB<br />
• J. Brun Assistent Labor <strong>für</strong> thermische Energiesysteme<br />
• FHBB Werkstattteam Maschinenbau<br />
• G. Hasler Leiter der allgemeinen Werkstatt FHBB<br />
• CAD- Team FHBB<br />
• H. Briellmann VT- Labor<br />
• Ch. Biel Elektroniker Abteilung Elektrotechnik FHBB<br />
• D. Doppler Wissenschaftlicher Mitarbeiter FHBB<br />
• R. Renz Firma Nextek, Therwil<br />
• Hr. Schweizer Firma Schweizer Racing Parts<br />
• Hr. Breitenmoser Firma Certus, Birsfelden<br />
• Wir möchten uns auch ganz besonders bei unseren Familien und Freunden bedanken,<br />
die uns stets unterstützt haben.<br />
• Der Firma OUTLINE AG (P. Hostettler) <strong>für</strong> das Kopieren des Anhangs<br />
• Der Firma GREENFIELD AG (A. Jacot) <strong>für</strong> das Programm DINBlende<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 66 / 68
15 Literaturverzeichnis<br />
• Thermodynamik, P. von Böckh<br />
• Fluidmechanik, P. von Böckh<br />
• Wärmeübertragung, P. von Böckh<br />
• Thermische Energiesysteme, Skript P. von Böckh<br />
• Dubbel 19. Auflage<br />
• Maschinenelemente Roloff Matek<br />
• Turbo- und Kompressormotoren, Motorbuchverlag<br />
• Strömungsmaschinen, Skript der Uni Hannover<br />
• Turbomaschinen II, Skript der TH Darmstadt<br />
• Grundlagen der Aufladetechnik, Skript der TU Berlin<br />
• Leistungssteigerung von Verbrennungsmotoren, Skript FH Dresden<br />
• Aufladung von Verbrennungsmotoren, Karl Zinner<br />
• Diverse Kataloge aller Hersteller<br />
• www.busakshamban.ch<br />
• www.fag.com<br />
• www.bossard.com<br />
• www.spl.ch<br />
• www.polygona.ch<br />
• www.aerospacemetals.com<br />
• www.sbwil.ch<br />
• www.siberhegner.com<br />
• www.allegashop.ch<br />
• www.collini.ch<br />
• www.veralit.ch<br />
• www.maagtechnik.ch<br />
• www.contrinex.ch<br />
• www.vink.com<br />
• www.ni.com<br />
• www.turbodriven.com<br />
• www.egarrett.com<br />
• http://www.atlascopco.com<br />
16 Verwendete Programme<br />
• I-DEAS 11 3D-CAD-Programm zum Erstellen der Konstruktion<br />
und Durchführen der FEM Analysen<br />
• MathCad 11 Mathematik Programm<br />
• Excel 2003 und Word 2003 zum Erstellen des Berichts und von<br />
Tabellenkalkulationen<br />
• Dasylab 7.0 von National<br />
Instruments<br />
Programm zum Erfassen der Messdaten.<br />
• Labview 7.0 von National Programm zum Erfassen der Messdaten.<br />
Instruments<br />
• DIN Blende Programm zur Berechnung zur Auswertung von<br />
Blendenmessungen von Greenfield<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 67 / 68
17 Anhang in separatem Ordner<br />
Inhalt:<br />
• Offizielles<br />
• Versuchsaufbau<br />
- Instrumentierung<br />
- Verrohrung<br />
- Aufbau <strong>Prüfstand</strong><br />
• Berechnungen Turbolader<br />
- Turbinenleistung K26<br />
- Verdichterkennfeld KKK K26 & Garrett T76<br />
• Berechnungen Zubehör<br />
- Pressung Kupplung<br />
- Schutz<br />
- Ölpumpe<br />
- Drehmomentkalibrierung<br />
• Auswertung Messungen<br />
• Herstellerunterlagen<br />
• Werkstattzeichnungen<br />
• Sitzungsprotokolle<br />
18 Dokumenten- CD<br />
Inhalt:<br />
+ Administratives<br />
+ Berechnungen<br />
+ Bericht<br />
+ CAD<br />
+ DasyLAB<br />
+ Materialsammlung<br />
+ Messungen & Auswertungen<br />
+ Teileherstellung<br />
Adrian Hostettler, Fabian Jacot <strong>Diplomarbeit</strong> <strong>Prüfstand</strong> Turboladerturbine 2004 / 2005 Seite 68 / 68