DB OM 400 Serien

Mercedes-Benz DB OM 400 Serien

Tilbake til oversikt over Mercedesmotorer Mercedes Benz OM 400 serie

Alle OM 400 serie motorene

Historie

Historien om Mercedes-Benz OM 400-serien med dieselmotorer strekker seg tilbake til slutten av 1960-tallet. Serien ble utviklet for å møte strengere vesttyske transportreguleringer og endte opp med å bli en av de mest suksessrike og seiglivede motorfamiliene for nyttekjøretøy, landbruksmaskiner og industrielt bruk.

I 1968 innførte det tyske transportdepartementet et nytt direktiv som krevde at tunge lastebiler og vogntog som kjørte på tyske veier måtte ha en minimumseffekt på 8 hestekrefter per tonn totalvekt. Dette gjorde at de eldre motorene i 300-serien ble for svake for de tyngste klassene.

Daimler-Benz startet utviklingen av den nye 400-serien i 1969 for å tette dette gapet. I mai 1970 rullet den aller første motoren ut av samlebåndet på fabrikken i Mannheim: en massiv V10-motor med navnet OM 403, som leverte 320 hestekrefter

Daimler-Benz
Damler-Benz OM 400 serien
-
Diesel
Motor	OM 401	OM 402	OM 403	OM 404	OM 404 A	OM 404 LA	OM 407	OM 407 A	OM 407 h	OM 407 hG	OM 409
Variant	-	-	-	-	-	-	-
Vekt tørr	710 Kg	820 Kg	965 Kg	1115 Kg	1210 Kg	Kg
Byggeår
Ytelse	190 Hk	252 Hk	320 Hk	430 Hk	503 Hk	550 Hk
Ved turtall	2500	2500	2500	2500	2300	2300
Dreiemoment	627 Nm	830 Nm			1380 Nm @ 1600 o/min
Ved turtall	1270	1300
Innsprøytning	Direkte
Sylindre	V6	V8	V10	V12	V12	V12	R6	R6	H6	H6	R5
Slagvolum	9570 cm³	12760 cm³	15950 cm³	20910 cm³	cm³	cm³
Borring	125 mm
Slag i mm	130	130	130	142			155
Kompresjon	17,2:1	17,2:1	17,2:1	17,2:	16,75:1
Turbo	Nei	Nei	Nei	Nei	Ja	Ja	Nei
Ladeluftkjøler	Nei	Nei	Nei	Nei	Nei	Ja	Nei
Kjøling	Vann
Innsug åpner	- før ØD
Innsug stenger	- etter ND
Eksos åpner	- før ØD
Eksos stenger	- etter ND
Klaring innsug	mm - kald
Klaring eksos	mm - kald
Tenningsrekkefølge
Dieselpumpe
Dysespiss
Dieselfilter	000 090 00 51
Oljefilter	000 180 00 09
Stempelhastighet	m/s
Stempelprodusent
Startmotor

Artikkel av Heinz Hoffmann, Daimler Benz.

SAMMENDRAG

Utviklingen og testingen av den nye serien med Mercedes-Benz dieselmotorer, modellserien 400, diskuteres i denne artikkelen. Serien inkluderer 6-, 8-, 10- og 12-sylindrede V-motorer og 5- og 6-sylindrede rekkemotorer. Alle har en boring på 125 mm og en slaglengde på 130 mm, slagvolum på 1595 ccm per sylinder, vannkjøling og direkte drivstoffinnsprøytning. Spesifikke punkter som dekkes, er forbrenningssystemet, tenningen, utslipp, stempler, toppakninger og kjølesystemet.

(OM 404 har en slaglengde på 142 mm)

(De tekniske data er ikke omregnet til metriske verdier, artikkelen er oversatt til Engelsk, og publisert i SAE, men jeg skal plukke frem data og korrigere dem)

---

Figur 1 (c) DBAG

På den internasjonale bilutstillingen i Frankfurt i 1969 ble V10-motoren OM 403 – med en effekt på 320 hk ved 2500 o/min – vist frem som den første i vår «modellserie 400»-motorfamilie. (Se fig. 1.)

For å møte kravet om en høyere spesifikk effekt – 8 DIN-hk per tonn totalvekt – måtte vi finne en helt ny løsning. Målet var å kunne tilby kraftigere og potensielt mer økonomiske motorer, samtidig som vi opprettholdt lang levetid, lite vedlikeholdsbehov og lave driftskostnader (det vil si lavt drivstofforbruk).

Omfattende vurderinger og innledende tester førte til utviklingen av en ny motorserie som, i tillegg til V6-, V8-, V10- og V12-motorer, også omfatter 5- og 6-sylindrede rekkemotorer. Alle har en sylinderboring på 125 mm og en slaglengde på 130 mm, et slagvolum på1595 ccm per sylinder, vannkjøling og direkte drivstoffinnsprøytning.

De tekniske konstruksjonsdetaljene ble inngående presentert av Bernhard Müller i tidsskriftet «Automobiltechnische Zeitschrift» i august 1970.

Formålet med denne artikkelen er å gi informasjon om det omfattende utviklingsarbeidet som ble utført, uavhengig av hvilken motorversjon som til slutt ble satt i produksjon.

Forkammermotorer for personbiler

Vi kunne dra nytte av vår tidligere erfaring med forkammermotorer, som fortsatt er montert i våre dieselpersonbiler. Frem til for syv år siden var alle våre nyttekjøretøy utstyrt med forkammer-dieselmotorer. På det tidspunktet ble direkte innsprøytning innført, slik at vi nå har tilgang til tilstrekkelig informasjon om både mengde og kvalitet.

Vi produserer fortsatt både forkammermotorer og motorer med direkte innsprøytning. For personbiler finnes det alternativer: bensin- eller dieselmotor, og når det gjelder dieselmotor: enten forkammertype eller direkte innsprøytning. Det er en selvfølge at kunden som kjøper en dieselpersonbil, forventer at motoren skal være mer økonomisk i drift enn bensinmotoren i en konvensjonell personbil. Kunden er ikke villig til å akseptere de negative egenskapene som er typiske for forbrenningsprinsippene i en dieselmotor. Det er et kjent faktum at dieselmotoren har et lavere spesifikt effekt-til-volum-forhold på grunn av blandingens lavere brennverdi.

De viktigste fordelene med dieselmotorer i personbiler – utover lavt drivstoffforbruk (særlig ved dellast) – er rolig gange og problemfri kaldstart. Forkammersystemet oppfyller disse kravene svært godt.

Som vist i figur 2, er forkammeret en separat del av hovedforbrenningskammeret der den innledende tenningen finner sted. Det isolerte forkammeret hindrer umiddelbar varmeoverføring. Drivstoffet som sprøytes inn i forkammeret, fordeles mekanisk ved hjelp av en kulepinne. Under oppstart varmes det opp av glødepluggen til temperaturer som forkorter tenningsforsinkelsen og sikrer både tenning og en tilnærmet fullstendig forbrenning av en del av det innsprøytede drivstoffet. Dermed unngår man i stor grad «hvit røyk», «blå røyk» og den stikkende lukten som ofte forbindes med motorer med direkte innsprøytning.

Denne forbrenningsegenskapen, som er typisk for forkammer-dieselmotoren under oppstart, er også avgjørende for at motoren skal gå rolig når den er varm. Denne konstruksjonen krever imidlertid visse kompromisser.

Den nødvendige støysvake gangen hos en dieselmotor for personbiler oppnås ved hjelp av et forkammer, som fungerer både som et element for blanding av drivstoff og luft og som en styringsenhet for forbrenningsprosessen. Det 10–15 % høyere drivstofforbruket sammenlignet med motorer med direkteinnsprøytning skyldes hovedsakelig samvirkende faktorer. Utformingen av forkammerets volum og åpninger krever særlig stor oppmerksomhet. Forholdet mellom slaglengde og sylinderboring er spesielt viktig, ettersom dette bestemmer stempelhastigheten. Optimalisering av gassveiene er også nødvendig for å oppnå et akseptabelt drivstofforbruk. Dette innebærer riktig dimensjonering av innsugnings- og eksoskanaler, samt korrekt avstemming av ventilplassering og -størrelse.

Ved dellast og et midlere effektivt trykk (mep) på 28,5 psi har dieselmotoren på 134 kubikktommer et drivstofforbruk på mellom 0,58 og 0,67 lb/bhp-t, mens tilsvarende verdier for en bensinmotor med forgasser og samme slagvolum ligger på henholdsvis 0,67 og 0,90 lb/bhp-t.

Utslippene av nitrogenoksider fra motorer med forkammer er betydelig lavere enn fra motorer med direkteinnsprøytning. Jeg vil komme nærmere inn på dette senere.

Oppsummert kan man si at bruken av forkammermotorer i personbiler fremstår som svært hensiktsmessig.

Lastebilmotorer

Hva er situasjonen innen tunge dieselmotorer?

Tidligere var våre grunnleggende typer forkammerversjoner to 6-sylindrede rekkemotorer: OM 322 (3,82 tommer boring, 5,04 tommer slaglengde, 3,46 cu in. total stempelvolum) og OM 326 (5,04 tommer boring, 5,51 tommer slaglengde, 659 cu in. total stempelvolum) som hadde fire ventiler per motorsylinder og et midtmontert forkammer. (Se fig. 3.) Med hoveddimensjonene ble direkte drivstoffinnsprøytningsmotorene (OM 352 og OM 346) avledet fra disse motorene, som vist i fig. 4. Siden økning i ytelse ikke var tiltenkt, kunne den injiserte drivstoffmengden reduseres på grunn av forbedret termisk effektivitet. Følgelig ble termiske spenningstopper senket. Med forkammermotoren OM 326 (fig. 5) utgjør den effektive varmen som omdannes til effekt bare 30 %; dette tallet stiger til 38 % med direkte drivstoffinnsprøytningsmotoren OM 346, som følgelig har lavere varmetap gjennom eksosgassen og kjølevannet.

Det spesifikke drivstofforbruket ved nominell effekt for forkammermotoren på 0,46 lb/bhp-time synker med 20 % til 0,367 lb/bhp-time for direkte drivstoffinnsprøytningsmotoren. Dellastegenskapene, som vist i fig. 6, viser tydeligst den enorme fremgangen som er gjort med direkte drivstoffinnsprøytningsmotoren.

Et annet positivt punkt med direkte drivstoffinnsprøytningsmotoren er den lavere graden av smøreoljeforurensning, som i sammenligning med forkammermotoren kan reduseres til under enn halvparten i gjennomsnitt.

Foruten alle disse positive faktorene, må en liten økning i topptrykk anerkjennes som en iboende egenskap, men topptrykk på 1140 psi er fortsatt godt innenfor akseptable grenser.

Utvikling

Jeg vil gjerne drøfte noen stadier i den eksperimentelle utviklingen der vi har studert faktorer som påvirker forbrenningsprosessen i motorer med direkte innsprøytning.

Vi har konsentrert oss om å utvikle et forbrenningssystem der dysen med fire hull er plassert mer sentralt i forhold til stempelutsparingen enn i andre systemer. I topplokk med fire ventiler er utsparingen og dysen plassert konsentrisk i forhold til sylinderaksen; i versjoner med to ventiler (inkludert den nye V-serien) er utsparingen forskjøvet så langt fra sylindersenteret at dysen havner nesten sentralt i forhold til utsparingen. Med andre ord har drivstoffet som sprøytes ut gjennom de fire dysestrålene, omtrent like lang vei å tilbakelegge før det treffer den vertikale eller svakt skråstilte veggen i utsparingen. Underveis kommer det i kontakt med luften, og i det minste de ytre delene av strålen begynner å spre seg noe. På grunn av en relativt moderat virvelbevegelse (moderat sammenlignet med innsprøytning fra en en-hulls dyse, der strålen i stor grad treffer veggen), blir også sentrum av strålen forskjøvet i virvelens retning.

En tilleggsfunksjon ved luftvirvelen er å bidra til «blandingsdannelsen». Prosessen starter heterogent og går over i en homogen fase etter hvert som drivstoffet fordamper; drivstoffpartikler blåses fra strålens ytterkanter og ut i forbrenningsrommet mellom dysestrålene, der de danner ulike drivstoff-luft-blandinger avhengig av tid og sted. Tenning skjer der forholdene ligger best til rette for rask forbrenning.

Man kan si at når det gjelder blandingsdannelse, er dieselmotoren med direkte innsprøytning i praksis den egentlige «motoren med sjiktet ladning» (stratified charge engine).

På samme måte sørger en-hulls dysen – der strålen treffer veggen – for tenning ved hjelp av luftvirvelen, ettersom drivstoffet fordeles tilbake i luften. Her må jeg understreke at skillet mellom «fordeling i luft» og «fordeling via vegg» ikke bør betraktes som to separate filosofier; begge systemene nærmer seg hverandre og har tydelige fellestrekk i selve forbrenningsprosessen. Husk at det i løpet av den svært korte tiden for blandingsoppbygging i brennkammeret oppstår sjikt med ulik konsentrasjon, som endrer seg raskt avhengig av sted og tidspunkt. Under forbrenningsprosessen, etter tenning, oppstår det soner med henholdsvis gunstige og ugunstige forhold for den ønskede fullstendige oksidasjonen av hydrokarbonpartiklene. Det er mulig å optimalisere forbrenningsprosessen ved å variere virvelintensiteten på en hensiktsmessig måte, avhengig av hvordan blandingen dannes.

Et eksempel på en slik forsøksserie vises i den øvre delen av figur 7. De laveste verdiene for røykutvikling (målt i Bosch-tall) og det laveste drivstofforbruket ble observert ved det undersøkte turtallet og en bestemt virvelintensitet. Disse egenskapene ble ansett som ønskelige å oppnå for den aktuelle motortypen.

En annen mulighet for optimalisering er justering av innsprøytningstidspunktet, slik det vises i den nedre delen av samme figur.

Jeg vil imidlertid understreke at disse dataene ikke uten videre kan overføres til andre motortyper. Eksemplene som vises her, er ikke allment gyldige.

Tenning

Gjennom erfaringer fra utviklingen av våre dieselmotorer med direkte innsprøytning, lærte vi at varigheten av tenningsforsinkelsen (det vil si tidsintervallet mellom starten på løftet av dysenålen og økningen i forbrenningstrykket) er avgjørende for tilfredsstillende drift. Dette fenomenet er tydelig synlig på de aktuelle registreringene.

Ved å undersøke en rekke motorer med ulike dimensjoner, men under samme spesifikke belastning, fant vi en tydelig sammenheng mellom tenningsforsinkelsen på den ene siden, og både den maksimale trykkøkningen og topptrykket på den andre. Disse to faktorene er avgjørende for den mekaniske belastningen, og i en viss grad også for forbrenningsstøyen.

Det er velkjent at en motor med lang tenningsforsinkelse produserer en intens, hard ganglyd. I løpet av den lange tenningsforsinkelsen blir en relativt stor del av den innsprøytede drivstoffmengden antennelig, slik at en stor mengde energi plutselig frigjøres under den innledende forbrenningen. For å oppnå optimale driftsresultater fra et mekanisk synspunkt, bør derfor tenningsforsinkelsen være så kort som mulig.

Ifølge F.A.F. Schmidt avhenger tenningsforsinkelsen primært av slutt-temperaturen ved kompresjon, samt det tilhørende trykket. Begge verdiene er funksjoner av kompresjonsforholdet og den polytrope eksponenten «n». Innflytelsen fra kompresjonsforholdet er tydelig merkbar. Den polytrope eksponenten avhenger imidlertid av den termiske effekten av forbrenningsrommets geometri, som kan deles inn i ulike parametere.

Forholdet mellom overflate og volum i kompresjonsrommet – som jeg her vil bruke som eksempel i våre undersøkelser – viste seg å være nyttig. Figur 8 viser hvordan tenningsforsinkelsen avhenger av forholdet mellom overflate og volum for geometrisk ulike motorer ved tre forskjellige turtall.

Den plutselige utflatingen av de tre turtallskurvene er påfallende. Vi konkluderte med at det for ethvert turtall finnes en minste tenningsforsinkelse som ikke kan reduseres ved å minske forholdet mellom overflate og volum.

Den maksimale polytrope eksponenten for et gitt turtall anses å være årsaken til disse konstante minimumsforsinkelsene.

Ettersom turtallet øker og tiden tilgjengelig for varmeoverføring under kompresjonsslaget avtar, nærmer den polytrope eksponenten seg den adiabatiske verdien, slik det fremgår av figur 9.

Resultatene av disse vurderingene førte til utformingen av «modellserie 400».

Modellserie 400

Fig. 10 viser de mest interessante og karakteristiske verdiene for 10-sylindermotoren. Verdiene for CO- og NO-konsentrasjon i eksosen må ikke betraktes som endelige. La oss trekke frem ett kriterium fra denne grafen: Det spesifikke drivstofforbruket ved full belastning – med et minimum på 0,342 lb/hk-t – og ved maksimalt turtall – med 0,365 lb/hk-t – ligger på nivåer som knapt kan sammenlignes med de beste verdiene som oppnås med forkammermotorer.

Ettersom testresultatene fra tusenvis av driftstimer og hundretusenvis av kilometer med V10-motoren var overbevisende, benyttet vi anledningen til å utvikle motoren også for bruk med ulike drivstofftyper (multifuel), parallelt med utviklingen av en overladet motor for drift med vanlig diesel. Når dieselmotorer drives med drivstoff med høyt oktantall, oppstår det vanligvis problemer som følge av lengre tennforsinkelse og høyere antennelsestemperatur for disse drivstofftypene. Dette gir seg utslag i urolig gange, høyt topptrykk, rask trykkstigning og feiltenning ved lav delbelastning.

Siden tennforsinkelsen kan reduseres betraktelig ved å øke ladetrykket, ble motoren OM 403 VA utstyrt med eksosturboladere. En økning av kompresjonsforholdet har en lignende effekt. For å unngå svært høyt topptrykk og store mekaniske påkjenninger, bør man imidlertid ikke overdrive dette. Man valgte et kompresjonsforhold på 20:1, noe som fortsatt gir akseptable topptrykk på rundt 1790 psi. Dette moderate kompresjonsforholdet er mulig fordi ladetrykket økes ved hjelp av eksosturbolading og temperaturen på innsugsluften heves med en varmeveksler. Dessuten bidrar god avstemming av brennkammerets dimensjoner til en effektiv og tilstrekkelig reduksjon av tennforsinkelsen ved å holde varmetap på et minimum. I en motor uten overlading ville oppvarming av innsugingsluften ført til et merkbart tap av volumetrisk virkningsgrad, men slik er det ikke i en motor med overlading. Dette skyldes at en større temperaturgradient i turbinen – som følge av den høyere gastemperaturen – gir økt gjennomstrømning i laderen og dermed kompenserer for tapet av volumetrisk virkningsgrad. Motorens kjølevann strømmer med tilnærmet konstant temperatur gjennom varmevekslerens primærside, slik at innsugingsluftens temperatur – og dermed også tenningsforsinkelsen – forblir tilnærmet uendret uavhengig av belastning og turtall.

Dermed sikres motorens evne til å gå på ulike drivstofftyper (multifuel-egenskap) opp til et oktantall på 95 RON. Figur 11 viser grunnkonstruksjonen til den overladede multifuel-motoren. Varmeveksleren for innsugingsluft er plassert på trykksiden, etter laderens utløp. Før luften kommer inn i motoren, må den passere en flammebasert starthjelp. Denne har vi utviklet selv, da den er nødvendig for å sikre problemfri start av en kald multifuel-motor. Når bensin brukes i en kald motor med et kompresjonsforhold som er relativt lavt for denne drivstofftypen, og uten effekten fra lader og varmeveksler, er ikke sikker tenning ved start garantert.

Funksjonen til den flammebaserte starthjelpen vises i figur 12. En elektrisk drevet pumpe suger drivstoffet ut av tanken og øker trykket til 142 psi, noe som er tilstrekkelig for å sikre nødvendig forstøvning. Drivstoffdampen blandes med innsugingsluften i motorens innsugingsmanifold, der den antennes spontant ved hjelp av en gnist, uten behov for ytterligere forvarming. Innsugingsluften, som varmes opp av den kontinuerlige flammen, forenkler startprosessen og gjør det mulig å bringe motoren opp i driftsturtall på kort tid, avhengig av omgivelsesforholdene og batteriets ladetilstand. Ved en motor- og omgivelsestemperatur på -26 °F, som vist i figur 13, kunne et turtall på 2500 o/min oppnås etter 35 sekunder med bensin med et Research-oktantall på 93. Med diesel beregnet for lave temperaturer ble dette turtallet nådd i løpet av 5 sekunder (kurve 3). I begge tilfeller var batteriet varmet opp til 75 °F og ladet til omtrent 75 %. Egnet elektrisk kabling gjorde helautomatisk drift mulig, slik at ytterligere inngripen fra føreren ikke var nødvendig. En særlig teoretisk fordel ved dette nøye utviklede og godt avstemte systemet er at kaldstart og drift ved fullt turtall med bensin er mulig selv ved så lave temperaturer som -40 °F, og dette i løpet av svært kort tid. Normalt ville tidkrevende forvarming vært nødvendig. Det er imidlertid helt klart at praktisk talt enhver motor vil ta skade dersom den kjøres opp til fullt turtall i løpet av 5 sekunder ved en temperatur på -26 °F. Ved praktisk bruk er det åpenbart nødvendig med forvarming, i det minste av oljen.

Under ugunstige belastningsforhold – det vil si ved lav delbelastning – kan flammebasert starthjelp forbli i drift for å opprettholde gasstemperaturen som kreves for kort tenningsforsinkelse. Selv ved kaldstart av dieselmotorer forsvinner den uønskede hvite og blå røyken raskt dersom flammestarteren fortsetter å gå. Ettersom dette kan være viktig for mange bruksområder, bør det anses som et verdifullt bidrag til å redusere luftforurensning, særlig der det er ønskelig å redusere sjenerende lukt fra dieselavgasser.

Utslipp

Før vi går nærmere inn på drivlinjen, vil jeg gjerne komme med noen bemerkninger om eksosutslipp.

Som kjent var det tidligere bare røykutslipp fra dieselmotorer som ble ansett som relevant. Det ble innført standarder allerede for mange år siden. Så tidlig som i 1961 ble VDI-forskriften 2281 utstedt i Tyskland; denne angir tillatte grenseverdier for røyk – uttrykt som Bosch-«røykverdier» – avhengig av motorens ytelse. På grunn av den reduserte sikten som følger med røyk, ble den tillatte røyktettheten for høyytelses-dieselmotorer satt lavere enn for mindre motorer med lavere effekt.

I Europa vil en ny internasjonal forskrift om røykutslipp snart bli godkjent av relevante myndigheter. Målemetoden som benyttes, er lysabsorpsjonsprinsippet, der grenseverdiene beregnes ved hjelp av en hyperbolsk ligning, og der de fysiske egenskapene – uttrykt som lysabsorpsjonskoeffisienter – er en funksjon av den teoretiske gassgjennomstrømningen. Ved typegodkjenningstester er det ikke tillatt at røykurven for fullast – fastlagt under stasjonære forhold ved varierende turtall – på noe punkt overskrider den fastsatte grensekurven.

CO-utslipp, som er kritisk for ottomotorer (bensinmotorer), har praktisk talt ingen betydning for dieselmotorer på grunn av det store overskuddet av luft under forbrenningsprosessen. Det finnes imidlertid svært strenge regler for bruk av dieselmotorer i gruvedrift. I Tyskland er kravene for eksempel følgende: CO-konsentrasjonen i eksosen fra nye dieselmotorer må ikke overstige 0,05 % under noen form for belastning.

For å sikre at dette kravet overholdes, er det noen ganger nødvendig å redusere effekten noe. Det er en viss likhet mellom CO-konsentrasjonen i eksosen og røyktettheten på fullastområdet. I begge tilfeller ser man en bratt stigning i kurvene for dellast like før fullastpunktet nås. Disse kurvene ble fastlagt ved bruk av en 6-sylindret rekkedieselmotor med en effekt på 240 DIN-hk. (Se fig. 14.)

Mens røykurven for belastninger under 70–85 psi MEP (midlere effektivt trykk) er en horisontal linje med svært lave verdier for røyktetthet – tilsvarende nesten usynlig røyk – øker CO-konsentrasjonen i dette området med redusert belastning, til tross for økningen i luftoverskudd.

Fig. 15 viser at for dieselmotorer med direkte innsprøytning – i motsetning til bensinmotorer med forgasser – bestemmes ikke CO-egenskapene primært av blandingsforholdet mellom luft og drivstoff. CO-kurvene ved dellast kan derimot endre seg betydelig avhengig av hvordan blandingen dannes, for eksempel avhengig av antall dyser i innsprøytningsventilen.

For en dyse med fire hull samsvarer CO-kurven godt med det tidligere viste bildet. En dyse med åtte hull gir lavere CO-verdier ved lav belastning, men fører til høye konsentrasjoner i området mellom halv og full belastning.

En dyse med ett enkelt hull kjennetegnes av jevnt økende CO-verdier når belastningen reduseres fra halv belastning til tomgang, mens den fungerer tilfredsstillende ved full belastning.

En annen interessant avgasskomponent, som allerede er vist i fig. 14, er NO-konsentrasjonen. Den nesten lineære økningen i takt med økende belastning og temperatur i brennkammeret er typisk. At kurven flater ut ved full belastning, skyldes sannsynligvis lokal oksygenmangel.

Fig. 16 illustrerer et interessant forhold, nemlig at motorer med forkammer og motorer med direkte innsprøytning oppfører seg ulikt når det gjelder dannelsen av nitrogenoksider. Dette ble fastslått av vår forskningsavdeling på et svært tidlig tidspunkt.

Den øvre delen av illustrasjonen viser NOx-kurven for en forkammermotor ved tre bestemte turtall, avhengig av belastningen. Toppverdien ligger i størrelsesorden 800 ppm. Den nedre delen av illustrasjonen gjelder dieselmotoren med direkte innsprøytning og viser den nokså jevne økningen i NOx-utslipp opp til omtrent 3/4 belastning, med toppverdier på mellom 1 400 og 1 600 ppm.

De høye verdiene for motoren med direkteinnsprøytning skyldes utvilsomt høye gasstemperaturer i det kompakte forbrenningsrommet. På grunn av den trinnvise forbrenningen i en motor med forkammer, kan ikke gasstemperaturene under fasen for NO-dannelse bli like høye som i et udelt forbrenningsrom, ettersom det er mangel på luft. Siden hele drivstoffmengden sprøytes inn i forkammeret sammen med bare ca. 3,5 % av den totale forbrenningsluften, kan det bare finne sted en delvis forbrenningsprosess. Den påfølgende forbrenningen i hovedforbrenningsrommet starter mens temperaturene allerede er på vei ned, til tross for at det er luftoverskudd.

Forskjellen i forbrenningens tidsforløp må tas hensyn til ved optimalisering av de to motortypene. Dette vises tydelig i figur 17 – en illustrasjon av McConnel som du kanskje allerede kjenner til. Selve tenningen i forkammermotorer skjer noe senere enn i motorer med direkteinnsprøytning.

Hydrokarboninnholdet i dieselavgass kan ikke forutsies like enkelt som NOx-innholdet, ettersom det ikke påvirkes i samme grad av turtall og innsprøytningstidspunkt – forutsatt at man unngår driftsområder med dårlige tenningsegenskaper.

Vår erfaring er at HC-verdiene for motorer med direkte drivstoffinnsprøytning ligger mellom 400 ppm og maksimalt 1000 ppm (uttrykt som C1). For dieselmotorer med forkammer ligger verdiene mellom 50 og 300 ppm (uttrykt som C1).

Noen av resultatene fra arbeidet vårt sammen med California Air Resources Board – med sikte på å fastsette standarder for gassformige utslipp fra dieselmotorer – er vist i figur 18. De målte verdiene for CO, NO og HC er plottet for de 13 driftstilstandene i testen, for de to spesifiserte kjøresyklusene.

Jeg vil gjerne nevne at vi opplevde visse vanskeligheter med flammeioniseringsdetektoren (FID) i forbindelse med HC-målingene.

Det kreves tydeligvis en lengre innkjøringsperiode før instrumentet fungerer tilfredsstillende. NO-verdiene er ennå ikke omregnet til NO2, slik det nylig ble spesifisert.

Så langt har vi bare drøftet enkelte detaljer ved utviklingsarbeidet knyttet til forbrenningsproblemene i 400-serien. Dette betyr ikke at det ikke forekom mekaniske problemer; også her krevde nye krav nye løsninger. Jeg vil gjerne henlede oppmerksomheten på noen interessante konstruksjonsmessige trekk ved utviklingsarbeidet med stempler, toppakninger og kjølesystemet.

Stempler

Stempelet er laget av en hypereutektisk aluminiumslegering og har en minste diametral klaring på 0,00512 tommer ved romtemperatur. Avstanden mellom sentrum av stempelbolten og stempeltoppen er omtrent 3,42 tommer, mens avstanden fra sentrum av stempelbolten til nedre kant av stempelkappen er 1,97 tommer. For å redusere vekten er lengden på stempelbolten holdt på 3,82 tommer, noe som er relativt kort og krever en mer eller mindre bokslignende utforming av stempelboltøynene,

det vil si med maskinerte flater vinkelrett på stempelboltens senterlinje. Stempeltoppen rommer det eksentriske hulrommet som benyttes i Daimler-Benz' direkteinnsprøytningssystem, samt to utsparinger med en dybde på 0,0197 tommer for uhindret funksjon av innsugs- og eksosventilene. Stempelet er utstyrt med tre stempelringspor plassert over stempelbolten. Det øverste sporet er forsterket med en innstøpt Niresist-ring (Alfin-metoden). For å oppnå tilfredsstillende tetning mellom stempel og sylinder og for å unngå skjæring under kritiske driftsforhold, har den øverste delen av stempelet (over øverste ringspor) – med en effektiv høyde på ca. 0,864 tommer – fått en konisk form med en ovalitet som øker mot toppen. Resultatet er at det kun oppstår en sone med lav belastning ved den nedre kanten av denne delen under drift.

Ringstegene under det forsterkede sporet har en konisk og oval form. Stempelkappen er slipt til en tønneform. Stempeloverflaten er maskinert til en ruhet på 0,000472 tommer med en matingshastighet på 0,0118 tommer. Denne utformingen har vist seg å ha en gunstig innvirkning på drifts- og gangegenskapene. Området rundt stempelkappen er grafittbehandlet for å gi bedre innkjøringsegenskaper. Den øverste kompresjonsringen har en aksial høyde på 0,118 tommer. Den er laget av herdet rustfritt stål og har et tverrsnitt av typen «keystone» (trapesform) med en vinkel på 6 grader. Overflaten mot sylinderveggen er molybdenbelagt og honet til en konveks form. Utformingen som er valgt for den første stempelringen og det øverste sporet, gir i hovedsak følgende fordeler: Gunstige innkjøringsegenskaper takket være den konvekse arbeidsflaten, optimal beskyttelse mot skjæring (scuffing) takket være molybdenbelegget, optimal beskyttelse mot aksial slitasje og ringbrudd ved bruk av nøye avstemte materialer av høy kvalitet i både ring og spor, samt beskyttelse mot fastbrenning takket være keystone-profilen.

Den andre stempelringen har en «trinnformet» utforming med en aksial høyde på 0,118 tommer. For å oppnå gunstige egenskaper med tanke på slitasje, skjæring og brudd, er ringen laget av IKA-materiale og har en overflate mot sylinderveggen som er fylt med molybden.

Den tredje stempelringen er en slisset oljeskrapering av standard støpejern. For å redusere slitasje og øke motstandskraften i skrapeflatene, er disse forkrommet og profilslipte. Denne behandlingen sikrer optimal bearbeiding av skrapekantene og minst mulige toleranser for skrapebredden, noe som gir gunstig oljeforbruk med små variasjoner mellom de enkelte motorene. Den nevnte kombinasjonen av stempelringer oppfyller alle krav med minimale friksjonstap, ettersom man unngår høye tangentialkrefter og det totale antallet ringer er begrenset til tre.

Stempelutformingen for motoren med overlading og for flerstoffmotoren med overlading er i hovedsak den samme som for sugemotoren. Forskjeller inkluderer: dimensjonene på stempelhulrommet og kryssbolten, oljeskrapering med omsluttende spiralfjær, samt bruk av stempelkjøling via oljesprut i enkelte tilfeller. Klaringstoleransene for disse stemplene i den høyt belastede motoren med overlading avviker naturlig nok fra toleransene for sugemotorer, på grunn av forskjeller i drifts- og temperaturforhold. Om nødvendig kan stempelet i flerstoffmotoren også utstyres med en kjølekanal.

Temperaturmålinger i bunnen av sporet for den øverste stempelringen, utført av stempelprodusenten Mahle, er gjengitt i tabell 1. Disse gjennomsnittstemperaturene ble fastslått ved nominell effekt og under ekstreme verdier for kjølevanns- og oljetemperatur. Den termiske belastningen på oljen er størst i et stempel med kjølekanal. Maksimal oljetemperatur målt ved utløpet av kjølekanalen var 293 °F.

I denne sammenheng kan det være av interesse å se noen foreløpige resultater fra en test – utført på en annen motormodell – for å bestemme kjøleoljens hastighet i kjølekanalen og dermed varmeoverføringen. Kjølingen avhenger av kanalens størrelse og form, plasseringen av innløps- og utløpsåpningene samt diverse andre faktorer. I en separat drevet motor ble det tatt fargefotografier av kjøleoljen med Plastkuler i suspensjon ble observert gjennom et stempelhode av pleksiglass med en opptakshastighet på 4500 bilder per sekund. Hvis man antar at de enkelte kulenes vandringsvei og hastighet tilsvarer de tilsvarende verdiene for den omkringliggende oljen, viser analysen i figur 19 følgende:

1. At oljestrømmens hastighet ved øvre og nedre dødpunkt varierer betydelig.

2. Hver enkelt kurve representerer hastigheten til én bestemt pellet. Utformingen av kjølekanalen er vist i figur 20. Hvis oljestrømmen gjennom kanalen endres i henhold til figur 21, ser de resulterende verdiene ut til å være langt lavere, selv om deres relative plassering i forhold til stempelposisjonen er lik. (Se figur 22.) Men igjen, dette er bare foreløpige konklusjoner.

Toppakninger

Toppakningene som brukes i de kjente 4- og 6-sylindrede kommersielle DB-motorene, er i bunn og grunn like. De består av en perforert grunnplate belagt på begge sider med impregnert asbestmateriale. De har også utsparinger med metallinnfatning. Denne konvensjonelle pakningstypen kan imidlertid ikke oppfylle kravene til den nyutviklede motorserien. Som følge av den nye motorens kompakte konstruksjon er bredden på tetningssonene betydelig redusert, og tetningsflatene er forholdsmessig smale.

Disse konstruksjonsmessige begrensningene – og særlig de økte belastningene som følge av overlading og flerstoffdrift – krever en toppakning med større styrke. Det var åpenbart fra starten av at bare en stålpakning kunne oppfylle disse kravene. Ettersom de kjente typene stålpakninger ikke fullt ut svarte til våre ønsker om optimal funksjonalitet, utviklet vi selv en toppakning i stål som passet til vårt formål.

Produksjonen av både testeksemplarer og senere serieproduserte pakninger ble utført av en anerkjent pakningsprodusent. Toppakningen i stål er i mellomtiden godkjent for masseproduksjon.

Ved utviklingen av en toppakning til 400-serien måtte følgende krav tas hensyn til: Optimal utnyttelse av tilgjengelige tetningskrefter ved å påføre målrettet trykk på forsterkningsringene rundt åpningene, og dermed redusere trykket på de øvrige flatene; opptak og overføring av vibrasjoner i tetningsspalten via de belastede ringene rundt åpningene, for å unngå gnissing mot tetningsflatene – noe som ofte oppstår med stålpakninger av platetype med jevn tykkelse. Man valgte metalliske ringer fremfor myke materialer som asbest eller gummiringer, da sistnevnte ofte anses som kritiske med tanke på langtidsholdbarhet. Det ble sørget for at eventuelle lekkasjer av gass, vann eller olje ledes utelukkende bort fra sylinderen, samtidig som man unngår skader på pakning eller motor.

Beskyttelse av toppboltene mot eventuelle gasslekkasjer er nødvendig for å unngå reduksjon i det opprinnelige tiltrekkingsmomentet. Det må også sikres tilfredsstillende mikrotetning av de belastede flatene, særlig ved tetningsringene.

For å unngå feil ved service og forenkle vedlikeholdet, skulle ikke topplokksboltene ettertrekkes ved første service. Dette kravet kunne enkelt oppfylles takket være de gunstigere setningsegenskapene til stålpakningene sammenlignet med konvensjonelle pakninger av metall og asbest.

Denne utformingen av stålpakningen, som vist i fig. 23, oppfyller alle de spesifiserte kravene. Hoveddelen av pakningen er en stålplate med en tykkelse på 0,0157 tommer. Denne platen har spesialutformede bølger rundt olje- og vannkanalene samt rundt boltehullene. Den bølgede platen omsluttes av to flate (ikke-bølgede) plater av samme materiale og med samme ytre mål, men hver med en mindre tykkelse på 0,0078 tommer.

De tre stållagene holdes sammen og tettes med U-formede kantringer (grommets) med en tykkelse på 0,00787 tommer rundt kanalåpningene. Materialet som brukes til tetningsringen rundt forbrenningskammeret, har fremragende egenskaper ved høye temperaturer. Til de øvrige tetningsringene benyttes kobberplater med en tykkelse på 0,00787 tommer. Tetningsringene stikker ut fra pakningsoverflaten med en høyde tilsvarende materialtykkelsen, noe som gir et jevnt og forhåndsbestemt trykk mot tetningsflaten. Pakningsoverflaten som ikke dekkes av en tetningsring, danner en passasje som slipper ut eventuelle lekkasjegasser.

Vibrasjoner i tetningsspalten absorberes av tetningsringene og bølgene under dem. Stållagene har gjennomgått en spesiell overflatebehandling for å hindre at lagene forskyver seg under belastning.

For å oppnå nødvendig mikrotetning er alle tetningsringene belagt med et plastmateriale basert på Viton, som ikke påvirkes av temperaturendringer. Platene som brukes i stållagene, har svært små tykkelsestoleranser for å sikre at den endelige tykkelsen på den komplette pakningen også holder seg innenfor de ønskede grensene. Deformasjonen av de våte sylinderforingene kunne holdes innenfor en akseptabel verdi på 0,00138 tommer.

Holdbarhetstester med sugemotorer og flerstoffmotorer har vist at de nye trelags stålpakningene har den forventede lange levetiden.

Kjølesystem

Ved en nominell effekt på 320 hk oppnår den atmosfæriske motoren OM 403 en termisk virkningsgrad på ca. 38 % (tilsvarer 814 000 Btu/t), og varmetapet som overføres til kjølevannet, utgjør ca. 23 % (tilsvarer 455 Btu/t). For varmeavledning sirkuleres ca. 14,1 kubikkfot kjølevann i minuttet av vannpumpen, som er montert på motorblokken foran sylinder nr. 1.

Effektbehovet for å drive vannpumpen ved maksimalt turtall på 3500 o/min er nesten 2 hk. Kjølevæsken, som presses gjennom kjølesystemet av vannpumpen, strømmer rundt de våte sylinderforingene og gjennom topplokkene på en slik måte at deler som utsettes for svært høy termisk belastning – det vil si de øvre løpeflatene i sylinderne og materialbroene mellom ventilene – blir grundig avkjølt.

Alle sylinderforingene er i kontakt med kjølevæsken over hele overflaten. Kjølevæsken strømmer gjennom tre åpninger plassert i et trekantmønster i veggene mellom de enkelte sylindrene (se fig. 24). Derfra fortsetter vannet gjennom overgangskanalene mellom blokk og topplokk og inn i topplokket. Overløpskanaler er plassert slik at de hindrer dannelse av damp i kjølesystemet, og bidrar dermed til jevn kjøling av sylinderforingene for å forebygge termisk deformasjon.

Fra sylinder nr. 4 ledes en del av vannet gjennom en egen kanal til oljekjøleren og derfra tilbake til sylinder nr. 5.

Topplokkets utforming sikrer tilfredsstillende kjøling av områder med høy termisk belastning og hindrer dannelse av luftbobler i områder med stillestående væske.

Etter å ha passert det respektive topplokket, strømmer ca. 10% av kjølevannsmengden for hver sylinder tilbake til den felles returledningen, videre gjennom termostathuset til radiatoren, og derfra tilbake til inntaket på vannpumpen. Kanalen for vanntilførsel mellom sylinder nr. 5 og nr. 10 på innsiden av V-formen er støpt i ett med motorblokken, slik at rør og slanger ikke er nødvendige. Returkanalen for vannet sitter foran på motoren, mellom sylinder nr. 1 og nr. 6, og er også støpt i ett med sylinderblokken.

For motorer med spesielt høy termisk belastning (flerstoffmotorer) understøttes returstrømmen av en ledning koblet til vannpumpens sugeside. To termostater montert i samme hus regulerer vannmengden som strømmer gjennom blokken ved ulike temperaturer.

Et hus med tre termostater er tilgjengelig for spesialbruksområder som kan kreve betydelig redusert mottrykk i kjølesystemet.

Ventilmekanisme

Ventilstyringen på OM 403 utføres av én kamaksel plassert i V-rommet, sammen med tilhørende løftere, støtstenger og vippearmer. Kamakselen drives av tannhjul på svinghjulsiden, ettersom torsjonssvingningene er lavere bakerst på veivakselen. Kamløftet er 0,315 tommer, og ventilløftet er 0,539 tommer. Kammene for innsugs- og eksosventiler har samme form. Utformingen av ventilmekanismen – med tanke på kamform, stivhet og kraften i de doble ventilfjærene – tillater turtall på opptil 3200 o/min uten problemer. Selv turtall på opptil 3500 o/min ved periodevis drift vil ikke føre til skader, som for eksempel at ventilene slår borti stemplene. Ventilfjærene bidrar i stor grad til tilfredsstillende ventilfunksjon. Ved å benytte spesielle viklingsegenskaper og færrest mulig vindinger, har man kunnet holde fjærsvingningene på et svært lavt nivå under drift. Spenningen i fjærmaterialet som følge av svingninger kan være opptil 20 % høyere enn ved svingningsfri drift på svært lave turtall.

Konklusjon

Jeg er klar over at dette bare er en ufullstendig rapport om vår 400-serie. Det finnes utvilsomt mange flere detaljer som kunne ha vært av interesse for dere, og som ikke er blitt nevnt. På den annen side ble enkelte detaljer ved vårt eksperimentelle arbeid omtalt som kanskje hadde liten relevans for emnet.

Formålet med denne fremstillingen er å vise at designere og forskningsingeniører stadig søker etter praktiske kompromisser – praktiske både fra et ingeniørmessig og et kommersielt synspunkt.