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Thema: Fragen zum Aufbau eines Bergrenn-Motors - Block: Motorbauer und Teilehändler

  1. #976
    e.V. Mitglied Avatar von LotusElise
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    Zitat Zitat von sick boy Beitrag anzeigen
    ...aber für die Decke eine Überlegung wert.
    Danke für den Tipp. Alex hat bereits alle Dämmmaterialien beschafft.

    Mittwoch und Donnerstag Nachmittag, nach dem seit x Tagen täglichen Unterrichten meiner Tochter, hab ich im Prüfstand mit Alex's Frau die Dampfsperrmembran eingebaut.

    IMG-20200516-WA0000.jpg

    IMG-20200516-WA0003.jpg

    Alex hatte dann noch die Übergänge abgeklebt und ein paar Verfeinerungen vorgenommen. Wie immer, einer MESSMASCHINE ebenbürdig! Inzwischen kam auch die Grobspanplatte drauf.

    IMG-20200517-WA0004.jpg

    Zunächste aber müssen da mal mit Hilfe unserer 2D-Messanlage (= Bleistift + Meterstab + Markus) die Ausnehmungen für die Medien- und Energielogistik rein.

    IMG-20200517-WA0001.jpg

    MESSMASCHINE

    IMG-20200517-WA0002.jpg

    Ege hat wieder fleißig unterstützt .

    Am Mittwoch soll dann die Decke verkleidet werden und dann können die schallschluckenden Pyramiden eingebaut werden. Ich habe mir das Zeugs noch nicht angesehen, wir werden es vermutlich am Samstag sehen. Interessant war schon die Übergänge der Raumhall- und Feuchtestituation von Beton auf Steinwolle auf Folie und jetzt auf OSB-Platten zu erleben. Während beim Beton der Hall deutlich stärker und die Raumfeuchte leicht zu ertragen war, veränderte sich ersteres deutlich mit den Matten, zweiteres mit der Folie und jetzt sind wir wieder auch Betonniveau von beidem. Die Schallpegelinnenreduzierung obliegt also den Pyramiden. Zu den Pyramiden fällt mir die Geschichte mit dem EMV-Messraum bei der MTU ein. Der zuständige Ingenieur erzählte mir vor dem Test eines neuen Zündkabelbaums mit bis zu 50 kV das die ca. 600 mm hohen Pyramiden F90-Feuerschutzstandard erfüllen müssen, da die absorbierte Energie schon zu Entflammung von derartigen Absorbern in EMV-Raumen geführt hat. Im Gigaherzbereich geht es halt auch um Energien, die nicht mehr vernachlässigbar sind (Energie ~ Funktion der Frequenz, willkommen 5G !)

    Noch nicht bestätigt, aber geplant diesen Mittwoch oder Donnerstag kommt der DAMPHAMMER wieder in die Heimat ...freu mich schon richtig den Motor anzuschmeißen und mir ein paar Leerlauftakte erzählen zu lassen .
    Geändert von LotusElise (18.05.2020 um 13:21 Uhr)
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  2. #977
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    Gestern bekam ich die Bestätigung, der DAMPFHAMMER kommt am 01.06.2020 in die Heimat. Eine Woche später...

    ...gestern sprach ich mit Craig Grant von TFX über ein Zylinderdruckindiziersystem, das ich mir beschaffen möchte. Die haben ein ganz gutes Angebot und sind seit Jahrzehnten im Geschäft. Das wird einen gehörigen Batzen kosten, aber der Zugewinn an Informationen ist mir das Wert. Gerade die Verbrennungsentwicklung wird davon profitieren, hier möchte ich deutliche Fortschritte erzielen, weil das der Schlüssel für weitere Verbesserungen zur DAMPFHAMMER-Technologie ist. Die sollen und müssen, des sehr großen Einlaufkanals wegen, in den K16 mit einfließen. Da die Verbrennungsentwicklung, seit meinen Arbeiten zur laserinduzierten Flammuntersuchung mittels der Raman-, und Rayleigh-Spektroskopie*, mein Steckenpferd ist und war, habe ich Ideen und Erfahrung genug, um das mal auf den K-Motor zu übertragen und zu testen . Ich konnte mich während meiner MTU-Zeit intensiv mit der Verbrennungsentwicklung, den -phänomenen und den messtechnischen Möglichkeiten auseinandersetzen. So wuchs z.B. die Idee zum schellsten und dennoch emissionskonformen Serien-Vorkammerzündkerzen-Brennverfahren im Markt der hochaufgeladenen Magergasmotoren auf meinem Mist. Ansich ist schnell und emissionsarm unvereinbar, da schnell NOx-reich bedeutet, aber mit zeitlichen diversifizierten Mechanismen zur Steuerung des Brenngeschwindigkeitskontrolleurs, der turbulent kinetischen Energie, ließ sich genau das erreichen.

    Larry Widmer von ENDYN schrieb vor kurzem wieder einen interessanten Bericht zu einer anderen Art der Verbrennungsbeschleunigung, einem Ansatz den er schon seit 2 oder 3 Jahrzehnten verfolgt und den er unter dem Begriff Soft Head Technology zusammenfasst. Dieser Ansatz, bei dem der Verbrennung vor allem Raum, eine Drall-orientierte Oberströmung des Tumble-Systems (Swumble = Swirl + Tumble) und eine gute Starttemperatur mitgegeben wird, macht bei Lambda-1-Brennverfahren Sinn, wäre bei Magerbrennverfahren nur bedingt ein Alpha-dog. Naja, die Formel 1 ging nicht umsonst auf ein Vorkammerbasiertes System um die 50 % effektiven Systemwirkungsgrad zu erreichen. Einen ähnlichen Ansatz wie Larry verfolgte David Vizard schon in den 60'igern, ebenfalls eine Koryphäe auf dem Gebiet der Zylinderkopf- und Brennverfahrensentwicklung in den USA (Schwerpunkt 2-Ventiler). Auch er arbeitet mit einem drallbasierten Strömungsansatz, was beim 2-Ventiler sehr viel leichter umzusetzen ist als beim 4-Ventiler.

    Honda, GM, Opel, Ford und viele mehr gehen (gingen) aber auf genau dieses Brennverfahren wenn es sich um Teillast handelt: Drall, Lambda-1 bis mager, normales Zündverfahren. Grund ist, diese Brennräume leben alle vom Ansaug-basierten Gasimpuls. D.h. die turbulent kinetische Energie, die für den Flammenfortschritt maßgeblich verantwortlich ist, basiert auf einer Energie, die im Ansaugtrakt aufgebaut wird. Dies ist immer mit einer zusätzlichen Ladungswechselarbeit, also Verlusten im Liefergrad, verbunden. D.h. die DK muss weiter aufgemacht werden, was in Teillast sogar ein Vorteil ist, da dies wiederum weniger Verlust an der DK, dem größten Otto-Verlustorgan , bedeutet, also in Summe ein Nullsummenspiel; aber nur in Teillast. In Volllast kostet das Liefergrad. Die schnellere Verbrennung muss also um etliches schneller sein um den mangelnden Liefergrad an der Kurbelwelle zu kompensieren. In der Regel ist der Gewinn dabei an der Klopfgrenze zu holen, sprich Zündzeitpunkt. Was hier nicht zu holen ist, ist mit dieser Methode auch nicht besser zu machen. Ein Grund warum bei den 4-Ventil-Motoren die meisten Gewinne auf der Liefergradseite gemacht werden und die Brennräume stiefmütterlich behandelt werden.

    Warum dann den Aufwand hier jetzt mit der Zylinderdruckindizierung? Bei Larry oder David kaufen, oder nachbauen und fertig ist die Laube?! So einfach ist das nicht, wäre mir zugegebener Maßen auch zu langweilig. Die Verbrennung ist das Ergebnis ALLER Ladungswechselsysteme und der Brennraumgeometrie, der Gasgemischzusammensetzung, dem Zündverfahren und der Kurbeltriebsdynamik. Was dort funktioniert muss es nicht für die DAMPFHAMMER-Technologie. Aber die Zahl der Ideen aus der Hochdrehzahl-F1, die mit die schnellsten Lambda-1-Brennräume mit Einfachzündkerzen hatten, die Ideen und Erfahrungen, die ich aus den CFD- und Einzylinderuntersuchungen gewann, den Flammuntersuchungen an der TUM, den vielzähligen Papers, Doktorarbeiten und Fachbüchern, die ich zur Verbrennungsentwicklung studierte, ließen mich ein Konzept entwickeln, das ich unbedingt testen und verstehen möchte. Grund genug für mich in dieses Entwicklungswerkzeug zu investieren.

    *Die Raman-Spektroskopie ist eine laserbasierte Methode um 1D/2D-Konzentrationsmessungen anzustellen, die Rayleigh-Spektroskopie gibt 1D/2D-Aufschlüsse über die Temperatur des betreffenden Gases. Mit beiden lassen sich Flammen, deren Verhalten und Einflüsse verschiedenster Verbrennungsmethoden auf die Emissionen hin zum Beispiel untersuchen. Anders als bei Absaug- oder lokal punktellen Messmethoden ist der Einfluss der Messung auf die Messung äußerst gering, sozusagen davon unbeeindruckt. Für meine Doktorarbeit hatte ich beide Methoden für die Grenzschichtuntersuchung von kondensierenden inertgashaltigen Dampfgemischen untersucht. Wobei sich hier die Grenzen dieser hier aufzeigten, Tropfenbildung in der Grenzschicht führte zu Überbelichtung und Streuung des Signals, weshalb ich die Wärmeüber- und durchgänge mit konventionellen und teilweise sehr innovativen Temperatur- und Taupunktmessmethoden umgesetzt habe.

    Bin wohl etwas ins Schwelgen gekommen...
    Geändert von LotusElise (19.05.2020 um 12:38 Uhr)
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  3. #978

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    Wo schreibt der ENDYN-Typ denn seine Artikel, auf seiner Homepage passiert doch seit 2006 nichts mehr? Da ist zu dem "Soft Head" auch nur ein Artikel von 1999, hört sich ziemlich wild (und teuer) an, mit der seltsamen Kopfgeometrie, extremen Verdichtung und nicht zuletzt den pneumatischen Ventilfedern die man dafür braucht. Und wenn man eh schon einen kompletten Custom-Kopf braucht, kann man doch auch gleich auf DI gehen oder nicht?

  4. #979
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    Zitat Zitat von Steel Beitrag anzeigen
    Wo schreibt der ENDYN-Typ denn seine Artikel, auf seiner Homepage passiert doch seit 2006 nichts mehr? Da ist zu dem "Soft Head" auch nur ein Artikel von 1999, hört sich ziemlich wild (und teuer) an, mit der seltsamen Kopfgeometrie, extremen Verdichtung und nicht zuletzt den pneumatischen Ventilfedern die man dafür braucht. Und wenn man eh schon einen kompletten Custom-Kopf braucht, kann man doch auch gleich auf DI gehen oder nicht?
    Er schrieb das auf seinem FB-Kanal. Eine seiner zentralen Aussagen warum ein flacher Kolben mit etwa 5 % Quenchfläche besser als die "Poly-Quad"-Technologie von David Vizard funktioniere war:

    "Despite it's tumble flow intake ports, combustion is relatively slow, requiring too much spark timing. The flat piston top at TDC is .200"+ below the deck surface of the block, and the cylinder head....so there's basically no interaction between the combustion chamber and the piston....and there's no quench effect either. The small domes on the piston provide a "fix" for both of these issues. Much better mixture turbulence, a little higher compression, and the addition of some quench all serve quicker and more complete combustion, with less spark timing, and a much larger tuning window." (Larry Widmer, FB)

    "A term I coined back in the mid eighties was "combustion space", which consists of the combustion chamber in the head, and it's floor, which is the piston. I originally used the piston to isolate the mixture to the exhaust side at TDC, which was bias-burn technology. We did this with an enormous dome on the intake-side of the piston, with none on the exhaust-side. Despite the compression increase, the engines had a much wider tuning window (less sensitivity to timing and fuel mixture), and their faster and more complete burn netted more usable power. I added swirl to the mix while on the sidelines for two years of chemotherapy. My "vacation" allowed me to go from the tunnel-vision I'd developed, to "omni-vision" when visualizing the combustion process. Swirl, provided the mixture improvement, and when properly done, the dome of the piston would re-accelerate the mixture and confine it to the exhaust-side of the chamber for ignition. = Soft Head" (Larry Widmer, FB)

    Dem Larry ging es damals um ein saugmotorisches Magerbrennverfahren, das eher verbrauchs- als leistungsgetrieben war. In einem mageren Gemisch sinkt die laminare Flammgeschwindigkeit um ein vielfaches ab. Damit aber keine Tage bis zum vollständigen Umsatz der Gemischmasse vergehen muss man die turbulent kinetische Energie (TKI) sinnig aufbauen. Er schlug einen zweiten Weg ein, zur Aktivierung der chemischen Reaktion braucht es nach Arrhenius vor allem Temperatur, danach bringt eine Erhöhung der Temperatur um 10 K eine Verdoppelung der Reaktionsgeschwindigkeit. In einem Lambda-1 Motor macht das keinen Sinn, ich will ja gerade das die Plörre so lange als möglich nicht zündet. Sonst würde jeder Petroleum statt zündunwilligem Benzin tanken. Der Soft-Head-Ansatz funktioniert also bei Lambda-1-Volllast-Betrieb nur bedingt gut. Was ich aus DVA- und Lichtleiteruntersuchungen im Brennraum gesehen habe ist das die Klopfortverteilung bei einem hochverdichteten Gemisch mit leichtem Schwerpunkt auf der kalten Seite des Brennraums liegt. Die Hypothese dazu ist die Tatsache das die Einlassventile, das kühlste Bauteil im Brennraum, die Plörre solange nicht zünden lässt, so dass dort sich das Endgas erst sehr spät, also zu einem Zeitpunkt wo die Selbstzündungswahrscheinlichkeit schon sehr hoch ist, entzündet. Der Arrehnius hatte also recht, man hält sich als Brennverfahrensentwickler wohl besser an den .

    Mit etwas Drall- und Walzenströmung wurde der Brennraum angeblich schneller. Mag ja sein, aber es hat nichts mehr mit dem Soft-Head zu tun, sondern konzentriert sich mehr auf den Raum als die raumspezifische Massenkonzentration hin zum Auslass. Das gefährliche an den flachen Kolben und Drall ist, ohne Walzenströmung brennt die Plörre kaum an, weil die TKI um die Zündkerze sehr gering ist und das will niemand, weil das ist der Schwachpunkt des Otto-Verfahrens! Als Folge sind Emission, Leistung und Laufruhe von äußerst variabel. Fehlzündungen sind nicht ausgeschlossen. Entweder verschweigt er wesentliches noch oder er greift jetzt zum Mittel der Verleitung. Ich habe schon sehr viele Otto-Brennverfahren gesehen und experimentell untersucht: mager, geschichtet, fett, HCCI, alles mit und ohne Vorentflammung, mit Hacken- und Vorkammerzündkerzen in gepült und ungespülter Version*, mit Exoten wie Laser-, Diesel- Mikrowellen- oder Corona-Zündung, aufgeladen wie saugend, Untersuchungen bis runter auf die Reaktionskinetik und rauf bis zur Gemischbildung gemacht und eine Fülle von Literatur dazu gewälzt. Ich habe in dem Bereich einige Patente und Innovationen auf den Weg gebracht. Kein Brennverfahren davon wurde schneller in dem man den Bums aus ihm rausnahm ohne ihn auf eine andere Art und Weise einzubringen. Vielleicht hätte er den Kolben davor zum Vergleich zeigen sollen?!

    Seine Grundbehauptung war, das er trotz gestiegener Kompression die Klopfgrenze nach früh verschieben konnte. Das funktioniert nur wenn der CR-getriebene schnellere Temperaturaufbau durch eine reduzierte TKI, also die langsamere Reaktionskinetik auch die Selbtentflammung hemmt und erst durch die Flamme geweckt wird oder der Durchbrand bis ins Endgas bereits abgeschlossen ist bevor diese wach wird. Klappt nur bis zu einem gewissen Grad. Ersters macht das Spiel mit dem Zündzeitpunkt (ZZP) breiter aber die Verbrennung nicht zwangsläufig schneller. Es gibt OEM's die genau das machen, TKI runter so weit als möglich um Klopffestigkeit zu erreichen. Das läuft, aber nur Zweiteres ist definitiv durch eine schnellere Verbrennung erreichbar. Larry weiß was das spätere ZZP'e nur bei schnellerer Verbrennung trotzdem zum Drehmomentbestpunkt führen können. Hieße er sprach von zweiterem. Genug der Spekulation, mir scheint dass eine Irreführung, Teilinformationen zu streuen, alte Techniken zu erwähnen so das der geneigte Leser eins und eins zusammenzählen kann um selbst den Kern der Sache behalten zu können.

    Fakt ist, die aktuelle Formel 1, zumindest weiß ich es von 2 Rennställen, da ich Personen aus deren Kreisen kenne, verwendet eines der schnellsten und effizientesten Volllast-Brennverfahren, die wir auf dem Planeten seit den 80'iger haben. Bei den hochaufgeladenen Magermotoren kamen bei einem solchen bei um 7 bar Ladedruck (zweistufige Aufladung) Wirkungsgrade von 48-49 % (gemessen an der Kurbelwelle) raus. Die Konkurrenz behauptete gar die 50 % damit schon geknackt zu haben. Naja, damit fährt man ein deutlich höheres Verdichtungsverhältnis als das des K20A in der 225 PS-Serie hatte, etwa den halben Zündwinkel und ein mehr als doppelt so hohes Lambda. Verbrennungsschwerpunkt im Optimum bei 7-8 °KW n.OT. Das ist Hammer und eine völlig andere Welt als das was in einem B- oder K-Motor abgeht, weil halbe Brenndauer in erster Näherung 50 % mehr Spitzendruck bedeuten. Die hätte ihre Schwierigkeiten schon allein mit der Druckanstiegsgeschwindigkeit. D.h. selbst bei geringeren Drehmomenten von z.B. um 110 Nm/Liter wären die Zylinderspitzendrücke so hoch, das es den Kurbeltrieb mechanisch zerdeppern könnte. Man müsste den Kurbeltrieb deutlich aufbrezeln. Die F1 knallt wahrscheinlich auch ohne Entwicklung um die 250 k€ in jeden dieser Motoren, damit geht auch leicht, stabil und erprobt ohne weiteres .

    *gespült heißt die Vorkammer bekommt Brennstoff direkt in die Vorkammer und und mageres Gemisch aus dem Hauptbrennraum (sprich Luft) zur Zündung, das Vorkammer-Gemisch liegt lambdamäßig im Bestpunkt was Temperatur angeht und der Hauptbrennraum wird äußerst mager gefahren. Diese Trennung ermöglicht den Hub in die Wirkungsgradsphären > 40 %. Ungespült heißt, Haupt und Nebenbrennraum haben das gleiche Frischgasgemisch, nur wird den Nebenbrennraum kaum gespült, d.h. Leerlaufschwierigkeiten sind vorprogrammiert, während die Kammer in Volllast zum Klopfherd wird.

    Bei der Hubkolbenmotorischen Verbrennung ist es wie mit Rom, 1000'de Wege...

    ...der DI-Weg ist eine Sackgasse, damit fallen mehrere Funktionen der Gemischaufbereitung direkt dem Brennraum und der Strömungsführung zur Last. Daraus ein schnelles Brennverfahren aufzubauen halte ich nicht für zielführend. Das was den leistungsgebundenen Vorteil der DI ausmacht, kann ich energetisch weniger aufwendig locker mit einer Brennraum-externen Gemischaufbereitung toppen. DI ist ein Emissionsthema, keine Methode um die Verbrennung an sich schneller zu machen. Das verkompliziert die Verbrennungführung wie es die Vergaser damals der Ansaugung antaten. Man muss nur mal die Patentsituation um die Ausrichtung der Zündkerze ansehen...die spinnen die DI'ler!
    Geändert von LotusElise (20.05.2020 um 13:37 Uhr)
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  5. #980
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    Der K16 wird innovativ oder lange brauchen bis er das wird
    Geändert von LotusElise (20.05.2020 um 13:38 Uhr)
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  6. #981
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    Am Samstag waren wir wieder mit dem Ausbau des Motorprüfstands beschäftigt. Nach der Dampfsperre kam nun die Verschalung als mechanischer Schutz der Medien- und Energielogistik sowie der Isoliermatten und als Wandabschluss darauf. Jetzt fehlen nur noch die Schallschluckmatten, wie sie im nächsten Bild zu sehen sind.

    IMG-20200523-WA0014.jpg

    Der Unterschied zum geweiselten Beton zu anfangs ist schon krass. Der Raum wirkt nun sehr viel dunkler mit der OSB-Platte, das Licht kommt kaum in die Ecken, da ein signifikanter Teil des reflektierten Lichts fehlt. Auch das Raumklima war mit 3 Arbeitern ziemlich dämpfig. Vom Hall her ist es schon weniger als zu Anfangs, wird aber mit den 49x49 cm² Platten hoffentlich noch sehr viel gedämpfter. Die Ecken hatten wir noch mit Winkeln ausgesteift um dröhnende Platten zu vermeiden. Insgesamt sieht der Raum schon erwachsener aus. Ich bin sehr gespannt was die Schallschluckmatten noch rausholen.

    IMG-20200523-WA0018.jpg

    Die rechte obere Ecke war eine echte Herausforderung. Durch das Rohr wird ein Abgas-Luft-Gemisch durchgezogen, ich geh deshalb von bis zu 250 °C an Oberflächentemperatur aus. Das heißt, Grobspanplatte mit Abstandausnehmen, Isolierung einlegen und mit Thermoisolierband verschließen. Ansonsten könnte es zu Schwelbränden bzw. -dämpfen kommen.

    IMG-20200523-WA0017.jpg

    Damit der Schall in der Werkstatt draußen nicht stört, haben wir die Türe ebenfalls für die Verschalung-Isolierung-Schallschluckvermattung vorbereitet. Nächsten Samstag könnten wir mit Letzterem dann schon fertig werden.

    IMG-20200523-WA0012.jpg

    Ich bin schon gespannt...Montag darauf wird der DAMPFHAMMER Motor da sein
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  7. #982
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    Gestern brachte ich mein Klopfvorhersage-Modell zum Laufen. Es basiert auf einem Livengood-Wu-Kriterium und einem auf RON/MON kalibrierten Arrhenius-Ansatz zur Berechnung der Verzögerungszeit bis zur Selbstzündung. Um auch ohne Leistungsdaten vom Motor zu einer guten Vorhersage der Klopfgrenze bezüglich des Zündzeitpunkts muss ich dafür die 1D-Simulationsrechnung anstrengen. Wie genau diese Vorhersage an sich ist*, habe ich mittels meiner DAMPFHAMMER-Messungen validiert, da passt zumindest die Aussage es müsste klopfen, das tat es auch in dem bekannten Arbeitspunkt 274 Nm, 124 % Liefergrad, 5190/min und 26,9 °KW v.OT ZZP.

    Interessant war, um obigen Punkt exakt einzustellen müssen Spritmassestrom und abgegebenes Drehmoment mittels Wirkungsgradkette eingestellt werden. Obiger Arbeitspunkt ergibt sich bei 34,2 % Wirkungsgrad (Schwungradebene!), was der Hammer ist, auch wenn er dabei 47,7 l/100 km gezogen hat. Typische K20 Saugermotoren liegen bei Volllast im Drehmomentmaxium bei ca. 30-32 %, was an sich schon besserer Durchschnitt ist. Der Opel C20XE-Motor hatte in den 80'igern im Wirkungsgrad-Bestpunkt 38 % bei Lambda 1 erreicht, was an dem sehr flachen Brennraumdeck und den vergleichsweise zum K20-Motor kleinen Ansaugkanälen lag (33 mm Einlass) hauptsächlich liegt. Das der DAMPFHAMMER die 34 % in der Volllast bei Lambda 0,88 knackt, ist einfach Hammer, wenn man bedenkt mehr als 10 % des Sprits gehen ungenutzt durch die Brennräume. Wäre der Arbeitspunkt bei Lambda 1 fahrbar, wäre das ein Wirkungsgrad von 39 %!



    *Im Paper von Kalghatgi war seine Vorhersagegenauigkeit für verschiedene Kraftstoffe, Aufladegrade und Ansaugtemperaturen bei +-1 °KW, was schon besser wäre als die Anti-Klopfregelung aller OEM's zusammen .
    Geändert von LotusElise (27.05.2020 um 10:13 Uhr)
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  8. #983
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    90% Bahnhof. Aber sicherlich eine sehr gute Infobasis
    Mach was gegen hässlich! * Verkaufe: EK-HB prefl Rückleuchten @15€
    Zitat Zitat von kito Beitrag anzeigen
    beeindruckend, wie du in deiner sicherlich spärlichen Freizeit, ganz alleine, mit einfachen mitteln, ideenreichtum, in der ausführung auf höchstem niveau und vor allem mit beinahe spielerischer leichtigkeit einfach immer wieder dein auto kaputt machst.

  9. #984
    e.V. Mitglied Avatar von LotusElise
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    Zitat Zitat von Alf Beitrag anzeigen
    90% Bahnhof. Aber sicherlich eine sehr gute Infobasis
    Vereinfacht hab ich zwei Dinge geschrieben:

    1. ich hab einen Rechenschieber gebaut, der die Klopfgrenze des Motors vorausberechnen kann ohne die vorher gemessen zu haben, was laut dem ursprünglichen Entwickler des Rechnenschiebers auf +-1 °KW genau sein soll.
    2. Der DAMPFHAMMER Motor erreicht in Volllast einen Motorwirkungsgrad von über 34 %, sprich 66 % der Kraftstoffenergie geht in Rauch, Sprit und Wärme auf. Primärenergiebilanz-mäßig besser als ein Tesla M3P, der deutschen Strommix zuzelt
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  10. #985

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    Immer spannend zu lesen!

    Livengood-Wu ist anscheinend so ein Rechenansatz aus den 50er Jahren, der ein Kriterium dafür aufstellt wann es im Motor klopft, abhängig von der Zündverzugszeit.
    Die Zündverzugszeit ist in dem Zusammenhang denke ich mal die Zeit, in der die Bedingungen für Klopfen (Druck, Temperatur) vorliegen müssen, damit es dann wirklich klopft.
    Und um die auszurechnen, muss man 3 Faktoren für eine bestimmte Gleichung ermitteln (Arrhenius-Gleichung), die ist abhängig von Gemischtemperatur, Aktivierungsenergie und Stoßzahl.

    Krass dass man das alles ausrechnen kann bevor der Motor überhaupt ausgelegt ist, aber das scheint in der Motorenentwicklung so üblich zu sein.

  11. #986
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    Zitat Zitat von Steel Beitrag anzeigen
    ...Livengood-Wu ist anscheinend so ein Rechenansatz aus den 50er Jahren, der ein Kriterium dafür aufstellt wann es im Motor klopft, abhängig von der Zündverzugszeit.
    Die Zündverzugszeit ist in dem Zusammenhang denke ich mal die Zeit, in der die Bedingungen für Klopfen (Druck, Temperatur) vorliegen müssen, damit es dann wirklich klopft.
    Und um die auszurechnen, muss man 3 Faktoren für eine bestimmte Gleichung ermitteln (Arrhenius-Gleichung), die ist abhängig von Gemischtemperatur, Aktivierungsenergie und Stoßzahl.
    Richtig Steel, das ist eine gute Zusammenfassung! Einzig die Arrhenius-Gleichung wird hier etwas für die RON/MON-Anpassung etwas anders aufgebaut. Druck und Temperatur Gemisches spielen die Hauptrolle, das ist klar. Die Aktivierungsenergie ist eine empirische Gleichung, die in Abhängigkeit von RON und Sensitivität = RON - MON, ebenso wie der anführende Frequenzfaktor oder die Stoßzahl, wie Du es nanntest, und ein empirischer Exponent für den Funktionswert der e-Funktion. Das ganze stellt dann die Zündverzugszeit dar. In dem Paper, woraus ich den Ansatz habe, wurde 15 verschiedene RON-MON-Werte für die Emperie hierfür herangezogen. Leider war kein Wert für reines Ethanol dabei auch nicht ein Wert, was in die nähe dessen käme, RON/MON liegen für C2H5-OH laut Wiki bei 109/90. Das wäre klopffester als die Aral-Soße mit 102/88, die schon eine sehr hohe Sensitivtät von 14 hat.

    Zur Sensitivität:
    Da muss ich etwas ausholen. Im RON-Verfahren wird bei 600/min, einem Zündzeitpunkt von 13 °KW v.OT, einer Ansaugtemperatur von 35-52 °C und einer sich ergebenden Gemischtemperatur sowie einem variablem Verdichtungsverhältnis gearbeitet. Im MOZ-Verfahren wird der gleich große Motor mit (ebenfalls) einem Vergaser ebenso ungeregeltem Lambda bei 900/min aber bei einem Zündzeitpunkt als Funktion des Verdichtungsverhältnisses einer enger gefassten Ansaug- und Gemischtemperatur von 38 und 149 °C gefahren. Der Referenzkraftstoff, mit dem die RON/MON-Werte des zu messenden Kraftstoffs bestimmt werden, besteht aus einer Mischung von Isooktan (RON = 100) und n-Heptan (RON =0), bzw. aus verbleitem (für RON > 100) oder sog. TSF-Kraftstoff. Dieser wird nun solange "eingegabelt" bis die gleiche Klopffestigkeit wie beim zu messenden Kraftstoff am "Detonationsmeter" (Kondensatorspannung eines Zylinderdruckaufnehmers) zu sehen ist. Dabei spielt das Lambda nur insofern eine Rolle das jenes eingestellt wird, bei dem es, unter den eingestellten Bedingungen, am meisten klopft. Nun worauf ich hinaus wollte, der MON-Wert zeigt also den Spannungswert eines tiefpassgefilterten (2,2 kHz) Kondensatormesskreises bei einer sehr hohen Ansaugtemperatur. D.h. die Selbstzündungsverzugszeit ist sehr klein einzuschätzen, weshalb man daraus die temperaturabhängige Reaktivität des Kraftstoffs lesen kann. Der RON-Wert hingegen basiert hingegen auf einem kühlerem Gemisch und hat damit von Haus eine größere Selbstzündungsverzugszeit als bei der MON-Messung, weshalb er auch den höheren Vergleichswert (sprich RON-Wert) üblicherweise besitzt. So gesehen ist die Sensitivität des Kraftstoffs für heutige Motoren ein wichtiger Wert, ich will nicht sagen MON ist maßgeblicher, aber RON und S sollten immer gemeinsam angesehen werden. Es liegt in der Natur der Kraftstoffe an sich, das sich die Hersteller beim RON-Wert rühmen über der Norm liegen zu können, aber sich gleichzeitig beim MON-Wert exakt an den unteren nach DIN EN 228 zulässigen Wert halten, der für Super bei MON ≥ 88 liegt. Selbst die Super-Brühe Aral Ultimate liegt da genau auf dem Grenzwert von 88 nur. Zum Vergleich, Ethanol liegt bei MON = 90.

    Das Messverfahren an sich:

    Grundsätzlich sind die RON- und MON-Werte Anhaltspunkte, da es aber bei der Messung keine Rolle spielt bei welchem Lambda verglichen wird und die Kondensatorspannung des Detonationsmeters nicht mit den Druckamplituden der klopfenden Verbrennung einhergeht (Grenzfrequenzfilterung bei 2,2 kHz, bei der sehe ich nicht mal die 1. Harmonische der Druckschwingung! Der 86 mm Bohrungsbrennrau des K20 liegt bei dieser bei etwa 6,4 kHz!), ist die Aussagekraft mit Vorsicht zu genießen und immer in der Applikation zu testen.

    Zitat Zitat von Steel Beitrag anzeigen
    ...Krass dass man das alles ausrechnen kann bevor der Motor überhaupt ausgelegt ist, aber das scheint in der Motorenentwicklung so üblich zu sein.
    Es ist immer gut eine Schätzung der Realität zu haben um früher am Ziel in der Realität anzukommen. Es ist nicht davon auszugehen das die im Paper erreichte Genauigkeit von +-1 °KW erreicht werden kann, wenn nicht genau dieser Brennraum und dessen Dynamik verwendet wird. Aber eine verifizierte Schätzmethode hilft meistens deutlich weniger sehr teuere Entwicklungsfehler begehen zu müssen. Da ich kein Millionen-schwerer OEM bin, nutze ich gerne solche Schätzeisen*, was ja meist recht gut passte. Was ich bisher aus den Vergleichen des Klopfmodells und den Messpunkten von bekannten Motoren sehe ist das es ziemlich gut auf die untere Grenze (leichtes bis geringes Klopfen) trifft.

    *Meine frechste Schätzung war die des Ventil-Kolben-Abstands, dazu kannte ich weder das Ventilhub-Profil mit der TODA A3 noch den Ventil-Kolbenabstand im Zünd-OT. Durch verschiedene Überlegungen, der Konstruktion eines eigenen NW-Profils, basierend auf den Eckdaten der A3 mit Annahmen für Ventilbeschleunigung, -wendepunkt und max. Geschwindigkeit kam ich schlussendlich auf 0,1 mm genau (40° VTC: Rechnung 1,7 mm@8 °KW n.OT statt 1,8 mm der Knetteigmessung) an das Endergebnis der Messung des Ventil-Kolben-Abstands. Vielleicht ganz interessant für den einen oder anderen, der Ventilhub in OT liegt beim Sauger um 5-6 mm, also bei schon dem halben Maximalhub der OEM-Nockenwellen! Hiermit wird sehr deutlich warum gerade die Strömungseigenschaften des Ventilsitzes bei allen Spülphasen-abhängigen Motorkonzepten (Sauger, meist Turbo, nicht Kompressor) eine derart großartige Bedeutung bekommt.
    Mein DAMPFHAMMER-Motor-Projekt-Ziel:
    2 Liter Saugmotor,
    310 PS@8500 1/min,
    mindestens 260 Nm von 4500-8500 1/min
    Dokumentation: https://www.hondaforum.de/forum/show...leh%C3%A4ndler

  12. #987
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    Zitat Zitat von Steel Beitrag anzeigen
    ...Livengood-Wu ist anscheinend so ein Rechenansatz aus den 50er Jahren, der ein Kriterium dafür aufstellt wann es im Motor klopft, abhängig von der Zündverzugszeit.
    Die Zündverzugszeit ist in dem Zusammenhang denke ich mal die Zeit, in der die Bedingungen für Klopfen (Druck, Temperatur) vorliegen müssen, damit es dann wirklich klopft.
    Und um die auszurechnen, muss man 3 Faktoren für eine bestimmte Gleichung ermitteln (Arrhenius-Gleichung), die ist abhängig von Gemischtemperatur, Aktivierungsenergie und Stoßzahl.
    Richtig Steel, das ist eine gute Zusammenfassung! Einzig die Arrhenius-Gleichung wird hier etwas für die RON/MON-Anpassung etwas anders aufgebaut. Druck und Temperatur Gemisches spielen die Hauptrolle, das ist klar. Die Aktivierungsenergie ist eine empirische Gleichung, die in Abhängigkeit von RON und Sensitivität = RON - MON, ebenso wie der anführende Frequenzfaktor oder die Stoßzahl, wie Du es nanntest, und ein empirischer Exponent für den Funktionswert der e-Funktion. Das ganze stellt dann die Zündverzugszeit dar. In dem Paper, woraus ich den Ansatz habe, wurde 15 verschiedene RON-MON-Werte für die Emperie hierfür herangezogen. Leider war kein Wert für reines Ethanol dabei auch nicht ein Wert, was in die nähe dessen käme, RON/MON liegen für C2H5-OH laut Wiki bei 109/90. Das wäre klopffester als die Aral-Soße mit 102/88, die schon eine sehr hohe Sensitivtät von 14 hat.

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    Da muss ich etwas ausholen. Im RON-Verfahren wird bei 600/min, einem Zündzeitpunkt von 13 °KW v.OT, einer Ansaugtemperatur von 35-52 °C und einer sich ergebenden Gemischtemperatur sowie einem variablem Verdichtungsverhältnis gearbeitet. Im MOZ-Verfahren wird der gleich große Motor mit (ebenfalls) einem Vergaser ebenso ungeregeltem Lambda bei 900/min aber bei einem Zündzeitpunkt als Funktion des Verdichtungsverhältnisses einer enger gefassten Ansaug- und Gemischtemperatur 38 und 149 °C gefahren. Der Referenzkraftstoff, mit dem die RON/MON-Werte des zu messenden Kraftstoffs bestimmt werden, besteht aus einer Mischung von Isooktan (RON = 100) und n-Heptan (RON =0), bzw. aus verbleitem (für RON > 100) oder sog. TSF-Kraftstoff. Dieser wird nun solange "eingegabelt" bis die gleiche Klopffestigkeit wie beim zu messenden Kraftstoff am "Detonationsmeter" (Kondensatorspannung eines Zylinderdruckaufnehmers) zu sehen ist. Dabei spielt das Lambda nur insofern eine Rolle das jenes eingestellt wird, bei dem es, unter den eingestellten Bedingungen, am meisten klopft. Nun worauf ich hinaus wollte, der MON-Wert zeigt also den Spannungswert eines tiefpassgefilterten (2,2 kHz) Kondensatormesskreises bei einer sehr hohen Ansaugtemperatur. D.h. die Selbstzündungsverzugszeit ist sehr klein einzuschätzen, weshalb man daraus die temperaturabhängige Reaktivität des Kraftstoffs lesen kann. Der RON-Wert hingegen basiert hingegen auf einem kühlerem Gemisch und hat damit von Haus eine größere Selbstzündungsverzugszeit als bei der MON-Messung, weshalb er auch den höheren Vergleichswert (sprich RON-Wert) üblicherweise besitzt. So gesehen ist die Sensitivität des Kraftstoffs für heutige Motoren ein wichtiger Wert, ich will nicht sagen MON ist maßgeblicher, aber RON und S sollten immer gemeinsam angesehen werden. Es liegt in der Natur der Kraftstoffe an sich, das sich die Hersteller beim RON-Wert rühmen über der Norm liegen zu können, aber sich gleichzeitig beim MON-Wert exakt an den unteren nach DIN EN 228 zulässigen Wert halten, der für Super bei MON ≥ 88 liegt. Selbst die Super-Brühe Aral Ultimate liegt da genau auf dem Grenzwert von 88 nur. Zum Vergleich, Ethanol liegt bei MON = 90.

    Das Messverfahren an sich:

    Grundsätzlich sind die RON- und MON-Werte Anhaltspunkte, da es aber bei der Messung keine Rolle spielt bei welchem Lambda verglichen wird und die Kondensatorspannung des Detonationsmeters nicht mit den Druckamplituden der klopfenden Verbrennung einhergeht (Grenzfrequenzfilterung bei 2,2 kHz, bei der sehe ich nicht mal die 1. Harmonische der Druckschwingung! Der 86 mm Bohrungsbrennrau des K20 liegt bei dieser bei etwa 6,4 kHz!), ist die Aussagekraft mit Vorsicht zu genießen und immer in der Applikation zu testen.

    Zitat Zitat von Steel Beitrag anzeigen
    ...Krass dass man das alles ausrechnen kann bevor der Motor überhaupt ausgelegt ist, aber das scheint in der Motorenentwicklung so üblich zu sein.
    Es ist immer gut eine Schätzung der Realität zu haben um früher am Ziel in der Realität anzukommen. Es ist nicht davon auszugehen das die im Paper erreichte Genauigkeit von +-1 °KW erreicht werden kann, wenn nicht genau dieser Brennraum und dessen Dynamik verwendet wird. Aber eine verifizierte Schätzmethode hilft meistens deutlich weniger sehr teuere Entwicklungsfehler begehen zu müssen. Da ich kein Millionen-schwerer OEM bin, nutze ich gerne solche Schätzeisen*, was ja meist recht gut passte. Was ich bisher aus den Vergleichen des Klopfmodells und den Messpunkten von bekannten Motoren sehe ist das es ziemlich gut auf die untere Grenze (leichtes bis geringes Klopfen) trifft.

    *Meine frechste Schätzung war die des Ventil-Kolben-Abstands, dazu kannte ich weder das Ventilhub-Profil mit der TODA A3 noch den Ventil-Kolbenabstand im Zünd-OT. Durch verschiedene Überlegungen, der Konstruktion eines eigenen NW-Profils, basierend auf den Eckdaten der A3 mit Annahmen für Ventilbeschleunigung, -wendepunkt und max. Geschwindigkeit kam ich schlussendlich auf 0,1 mm genau (40° VTC: Rechnung 1,7 mm@8 °KW n.OT statt 1,8 mm der Knetteigmessung) an das Endergebnis der Messung des Ventil-Kolben-Abstands. Vielleicht ganz interessant für den einen oder anderen, der Ventilhub in OT liegt beim Sauger um 5-6 mm, also bei schon dem halben Maximalhub der OEM-Nockenwellen! Hiermit wird sehr deutlich warum gerade die Strömungseigenschaften des Ventilsitzes bei allen Spülphasen-abhängigen Motorkonzepten (Sauger, meist Turbo, nicht Kompressor) eine derart großartige Bedeutung bekommt.
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  13. #988
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    Gestern war ich wieder im Prüfstandsraum und habe mit den Schalldämmmatten begonnen. Zuerst mal, wie ich es als Fliesenleger gelernt hatte (bin gelernter Fliesen-, Platten- und Mosaikleger), Rastermaß der Platten über der Raumhöhe ausmitteln und mittels langer Wasserwage (1,5 m) Höhenmaß im Raum umfänglich an die Wand anzeichnen bzw. einen Strich ziehen. Da die Platten große maßliche Abweichungen von mehr als 3 mm teilweise haben, zog ich drei Höhenstriche. Zur Verarbeitung der Platten könnte ich einen Roman an Erkenntnissen schreiben, nur soviel, Kleber und Plattenfixierung auf der OSB-Platte harmonieren bei Raumtemperatur sehr gut. Ich hoffe der Besteller hat evtl. Überhitzungen, sprich höhere Raumtemperaturen im Falle eines Lüfterausfalls, mit berücksichtigt, nicht das die Platten zu laufen beginnen . Ganz grob wurde ich mit etwa der Hälfte fertig, es fehlen noch ein paar Platten, die geschnitten werden müssen, aber am Samstag sollten wir damit fertig sein.

    Das Geräuschempfinden änderte sich schon deutlich, nicht das ich jetzt befürchte meine eigene Stimme darin hören zu können , es wurde deutlich weniger hallig schon nach 2,5 beklebten Wänden. Meine Fingerspitzengefühl ist heute noch etwas verändert, trotz mehrfachen bürstens und waschens. Der Kleber ist wohl in die Kategorie Honda-Bond einzuordnen, Funktioniert tatellos, Produktion und Verarbeitung nicht gesundheitsförderlich. Handschuhe sind empfehlenswert .
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  14. #989
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    Gestern war ich wieder im Prüfstandsraum und habe mit den Schalldämmmatten begonnen. Zuerst mal, wie ich es als Fliesenleger gelernt hatte (bin gelernter Fliesen-, Platten- und Mosaikleger), Rastermaß der Platten über der Raumhöhe ausmitteln und mittels langer Wasserwage (1,5 m) Höhenmaß im Raum umfänglich an die Wand anzeichnen bzw. einen Strich ziehen. Da die Platten große maßliche Abweichungen von mehr als 3 mm teilweise haben, zog ich drei Höhenstriche. Zur Verarbeitung der Platten könnte ich einen Roman an Erkenntnissen schreiben, nur soviel, Kleber und Plattenfixierung auf der OSB-Platte harmonieren bei Raumtemperatur sehr gut. Ich hoffe der Besteller hat evtl. Überhitzungen, sprich höhere Raumtemperaturen im Falle eines Lüfterausfalls, mit berücksichtigt, nicht das die Platten zu laufen beginnen . Ganz grob wurde ich mit etwa der Hälfte fertig, es fehlen noch ein paar Platten, die geschnitten werden müssen, aber am Samstag sollten wir damit fertig sein.

    Das Geräuschempfinden änderte sich schon deutlich, nicht das ich jetzt befürchte meine eigene Stimme darin hören zu können , es wurde deutlich weniger hallig schon nach 2,5 beklebten Wänden. Ganz ohne Fehl und Tadel ist das Material aber nicht. Meine Fingerspitzengefühl ist heute noch etwas verändert, trotz mehrfachen bürstens und waschens. Der Kleber ist wohl in die Kategorie Honda-Bond einzuordnen, Funktioniert tatellos, Produktion und Verarbeitung nicht gesundheitsförderlich. Handschuhe sind empfehlenswert .
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