Brennkraftmaschine

Die Erfindung betrifft eine Brennkraftmaschine, insbesondere aufgeladene Brennkraftmaschine, mit zumindest einem Zylinder mit einem hin- und hergehenden Kolben und zumindest zwei Einlassventilen je Zylinder und einer dachförmigen Brennraumdeckfläche im Zylinderkopf, wobei die zu den Einlassventilen führenden Einlasskanäle eine Tumbleströmung im Brennraum erzeugen, wobei die Hauptströmungsrichtungen der über die Einlassventile in den Brennraum eingesaugten Teilströme mit einer durch die Zylinderachsen einer Zylinderreihe bestimmten Längsebene je einen spitzen Winkel einschließen, sowie mit zumindest einem Auslasskanal je Zylinder. Weiters betrifft die Erfindung ein Verfahren zum Betreiben einer Brennkraftmaschine mit Abgasturbolader, einem Einlass- und einem Abgasstrang, einem internen Abgasrückführsystem und einem externen Abgasrückführsystem mit zumindest einer Abgasrückführleitung, wobei in zumindest einem niedrigen und/oder mittleren Lastbereich der Brennkraftmaschine eine interne Abgasrückführung und in zumindest einem Lastbereich gleichzeitig eine interne und externe Abgasrückführung durchgeführt wird. Die Erfindung betrifft auch eine Brennkraftmaschine mit einem Zylinderkopf mit zumindest einem Einlassventil und zumindest einem Auslassventil pro Zylinder, wobei zumindest eine Auslassöffnungen zumindest teilweise von einer Maskierung umgeben ist. Ferner betrifft die Erfindung ein Verfahren zur Herstellung eines Zylinderkopfes mit mindestens einem über eine Einlassöffnung in ein Brennraumdach mündenden Einlasskanal, welcher zumindest teilweise gusstechnisch hergestellt wird. Weiters betrifft die Erfindung einen Zylinderkopf für eine Brennkraftmaschine mit mindestens einem zumindest teilweise gusstechnisch hergestellten, über eine Einlassöffnung in ein Brennraumdach mündenden Einlasskanal.

Aus der EP 0 444 018 Al ist eine Brennkraftmaschine mit zumindest zwei Einlasskanälen je Motorzylinder und dachförmigen Begrenzungsflächen bekannt, wobei die Hauptströmungsrichtungen der über die Einlasskanäle in den Brennraum angesaugten Teilströme mit der Längsmotorebene einen spitzen Winkel einschließen. Der Winkel eines Teilstromes eines Einlasskanals ist um 10° bis 40° größer als der Winkel eines Teilstromes des anderen Einlasskanals. Beide Einlasskanäle sind dabei auf gutes Luftdurchsatzverhalten ausgelegt. Die unterschiedliche Kanalgestaltung bewirkt eine Kombination aus Tumble- und Drallbewegung im Brennraum, wodurch gute Drallzahlen bei hohen Durchsätzen erreicht werden.

Aus der 3P 2003-206827 A ist eine Brennkraftmaschine mit zwei Einlassventilen und zwei Auslassventilen, einer mittigen Zündkerze, sowie einer seitlich angeordneten Einspritzeinrichtung bekannt. Die Einspritzeinrichtung weist sieben Einspritzöffnungen an der Injektorstirnseite auf. Der Einspritzstrahl der geneigt bezüglich der Zylinderachse angeordneten Einspritzeinrichtung ist - im Bereich des oberen Totpunktes des Kolbens - in eine Kolbenmulde des Kolbens gerichtet. Der zerstäubte Kraftstoff wird durch die Wandoberfläche der Kolbenmulde um die Zündkerze geleitet, wobei eine Ladungsschichtung entsteht. Die sieben Einspritzöffnungen sind elliptisch an der Injektorstirnseite angeordnet. Die Kraftstoffwolke schließt in einer Seitenansicht auf die Einspritzeinrichtung einen Winkel zwischen 25° und 35° und in einen Grundriss ein Winkel zwischen 35° und 45° ein. Dadurch kann bei kleinen Kraftstoffmengen Zündstabilität und eine gute Verbrennung bis zu hohen Lasten realisiert werden und im Hochgeschwindigkeits- und Hochlastbereich eine Rauchzunahme vermieden werden.

Derzeitige aufgeladene Brennkraftmaschinen weisen relativ hohe Verbrauche im Volilastbereich auf. Grund ist ein relativ niedriges Verdichtungsverhältnis (Klopfen), sowie ein hoher Anfettungsbedarf im Bereich der Volllast zur Absenkung der Abgastemperaturen vor der Turbine auf ein technisch mögliches Maß.

Seit der Einführung der Direkteinspritzung tritt das Problem der ölverdünnung verstärkt auf. Der eingespritzte Kraftstoff benetzt die Zylinderwand und gelangt in die ölwanne.

Ein weiteres Problem bei Turbomotoren ist das Anspringverhalten des Katalysators infolge der thermischen Masse der Turbine.

Aus der US 2003/0196646 Al ist eine Brennkraftmaschine mit mehreren Ein- und Auslassventilen pro Zylinder bekannt, welche ein externes und ein internes Abgasrückführsystem aufweist. Die Abgasrückführleitung des externen Abgas- rückführsystem zweigt stromaufwärts der Turbine des Abgasturboladers vom Abgasstrang ab und mündest stromabwärts des Verdichters des Abgasturboladers in den Einlassstrang ein. Abhängig vom Lastbereich wird interne und/externe Abgasrückführung durchgeführt, wobei interne Abgasrückführung im gesamten Betriebsbereich der Brennkraftmaschine möglich ist. Aufgrund der vorgesehenen Hochdruckabgasrückführung ist nur im niederen und mittleren Betriebsbereich der Brennkraftmaschine eine externe Abgasrückführung möglich. Auch die JP 2001-214812 A offenbart eine Brennkraftmaschine, bei der im unteren und mittleren Lastbereich externe Abgasrückführung und im oberen Lastbereich interne Abgasrückführung durchgeführt wird.

Bei niedrigen bis mittleren Drehzahlen entsteht bei guter Abstimmung bei einer Brennkraftmaschine mit Turboaufladung ein positives Druckgefälle. Das heißt, dass der Ansaugdruck im Saugrohr höher ist als der Abgasgegendruck vor der Turbine. Dadurch ist bei Volllast aber keine externe Abgasrückführung im Hochdruckteil möglich.

Eine extern gekühlte Abgasrückführung wäre aber bei hohen Lasten, insbesondere bei Volllast wünschenswert, da eine Verbesserung des Klopfverhaltens durch Inertgas zu früherer Verbrennungslage führen würde. Dadurch ließe sich der An- fettungsbedarf und somit der Kraftstoffverbrauch vermindern.

Um an der Volllast externe Abgasrückführung durchzuführen, ist ein Niederdruck- Abgasrückführsystem nötig. Dabei wird das Abgas nach der Turbine entnommen, gekühlt und vor dem Verdichter zugeführt. Das Gemisch aus Abgas und Frischluft kann zusätzlich über den Ladeluftkühler gekühlt werden. Eine Brennkraftmaschine mit einem Niederdruck-Abgasrückführsystem und Kühlung des rückgeführten Abgases ist beispielsweise aus der EP 0 596 855 Al bekannt.

Insbesondere bei Niederdruck-Abgasrückführsystemen ist es aber von Nachteil, dass ein relativ großes Volumen mit Luft/Abgas-Gemisch gefüllt ist. Dies beein- flusst das Transientverhalten der Brennkraftmaschine, insbesondere bei schnellem Absenken der Last, beispielsweise auf fast Nulllast, sehr nachteilig. Die Brennkraftmaschine toleriert bei kleinen Lasten nur eine geringe Abgasrückführ- menge, bekommt aber aufgrund des großen mit Luft/Abgas-Gemisch gefüllten Volumens noch über einige Verbrennungszyklen hinweg zuviel Abgas zugeführt.

Eine effiziente ottomotorische Verbrennung zeichnet sich im Teillastgebiet durch hohe Stabilität bei möglichst hohen Abgasrückführraten, sowie bei Volllast durch kompakte Brenndauer und umsetzungsoptimale Verbrennungsschwerpunkte, insbesondere bei Aufladebetrieb und niedrigen Drehzahlen aus.

Der Stand der Technik bedient diese Forderungen im Wesentlichen durch die zweckmäßige Gestaltung der mitunter schaltbaren Ansaugkanäle zur Erzielung einer hohen Ladungsbewegung, wodurch in Verbindung mit geeigneten Ventilsteuerzeiten bei Teillast ein hohes Maß an Ladungsverdünnung mit Abgas, sowie bei Volllast eine gute Restgasausspülung und hohe Ladungsturbulenz erzielt wird.

Eine ebenso wirkungsvolle wie baulich einfache Methode für niedrigen Teillastverbrauch stellt das aus der AT 3.134 Ul und der AT 4.786 Ul bekannte Spätstellen sowohl der Einlass- als auch der Auslassnockenwelle dar: hier strömt das ladungsverdünnende Restgas beim Abwärtshub des Kolbens bis zum Schließen des Auslassventils vom Auspuff zurück in den Zylinder. Durch ein Rückströmen der Zylinderladung in den Einlasstrakt bis zum Schließen des Einlassventils wird

beim Verdichtungshub eine weitere Entdrosselung des Motors bewirkt. Die maximal zuträglichen Restgasmengen werden durch die Intensität der Ladungsbewegung limitiert und durch das Maß des Spätstellens von zumindest der Auslassnockenwelle eingestellt.

Die Forderung nach möglichst höher Restgasakzeptanz bei Teillast treibt jedoch das erforderliche Niveau an Ladungsbewegung stärker an als der Bedarf für eine kompakte und stabile Verbrennung bei Volllast. Da hohe Ladungsbewegung stets eine proportionale Einbuße an Zylinderfüllung bedingt, liegt herkömmlichen Auslegungen stets ein Kompromiss zwischen den Forderungen nach niedrigem Teillastverbrauch und nach hoher Leistung zugrunde.

Aus der US 6,502,541 B2 ist eine Brennkraftmaschine bekannt, bei der Abgas über die Auslassventile in den Brennraum rückgeführt werden kann. Die interne Abgasrückführung wird insbesondere bei Teillast zur Verbrauchsverbesserung durchgeführt. Um einen Drall des rückgeführten Abgases im Brennraum zu erreichen, werden die Auslassventile zu unterschiedlichen Zeitpunkten geschlossen. Die unterschiedlichen Schließzeiten werden durch eine Phasenverschiebung der Steuerzeiten der beiden Auslassventile erreicht. Die Auslassventile werden somit zu unterschiedlichen Zeitpunkten geöffnet. Um die Auslassventile unabhängig voneinander verstellen zu können, ist allerdings ein hoher technischer Aufwand erforderlich.

Auch aus der US 5,870,993 ist eine Brennkraftmaschine mit zwei Ein- und Auslassventilen pro Zylinder bekannt, wobei durch Verschieben der Auslasserhe- bungskurven eine interne Abgasrückführung aus den Auslasskanälen in den Brennraum durchgeführt werden kann. Durch Maskierungen im Bereich beider Auslassöffnungen kann ein Drall der rückgeführten Abgase im Brennraum erzielt werden. Diese Maskierung beider Auslassöffnungen wirkt sich nachteilig auf die Volllast aus.

Insbesondere nach dem Otto-Verfahren arbeitende Saugmotoren benötigen Füllungskanäle mit wenig oder keiner Tumbleströmung, um bei hohen Drehzahlen hohe Leistungen zu realisieren. Für aufgeladene Brennkraftmaschinen dagegen ist zum Erreichen einer schnellen Verbrennung eine starke Tumbleströmung im Brennraum von Vorteil. Der Strömungswiderstand spielt dabei eine geringere Rolle. Bisher mussten somit für Saugmotoren und aufgeladene Motoren verschiedene Zylinderkopfformen eingesetzt werden, um wahlweise Füllungskanäle oder tumbleerzeugende Einlasskanäle zu erzeugen. Dies hat allerdings den Nachteil eines relativ hohen Herstellungsaufwandes.

Aufgabe der Erfindung ist es, diese Nachteile zu vermeiden und bei einer Brennkraftmaschine mit Abgasturbolader den Kraftstoffverbrauch im Volllastbereich weiter zu senken. Es ist auch Aufgabe der Erfindung, insbesondere im hohen Lastbereich Emissionen und Kraftstoffverbrauch abzusenken ohne das Transient- verhalten bei negativem Lastsprung zu verschlechtern. Eine weitere Aufgabe der Erfindung ist es, eine Verbrauchsverbesserung bei Teillast ohne Verschlechterung des Volllastverhaltens zu ermöglichen. Ferner ist es Aufgabe der Erfindung, den Herstellungsaufwand zu vermindern.

Erfindungsgemäß wird dies dadurch erreicht, dass die Tumblezahl zwischen 1,2 und 2, vorzugsweise zwischen 1,4 und 1,9, beträgt.

Bekannte Brennkraftmaschinen weisen bedeutend geringere Tumble-Zahlen auf. Bei bekannten Saugmotoren werden Tumble-Zahlen zwischen etwa 0,3 und 0,8, bei aufgeladenen Brennkraftmaschinen Tumble-Zahlen zwischen etwa 0,5 bis 1,1 erreicht. Die bei der erfindungsgemäßen Brennkraftmaschine vorgesehenen hohen Tumble-Zahlen erlauben hohe Turbulenz im Brennraum und eine deutliche Reduzierung des Kraftstoffverbrauches.

Vorzugsweise ist vorgesehen, dass die Winkel der Hauptströmungsrichtungen der Teilströme zur Längsebene durch die Formgebung der Einlasskanäle bestimmt sind, wobei jeweils die Achse des Einlasskanales, zumindest knapp vor dem Einlassventil, mit der Achse des Einlassventiles einen spitzen Winkel, vorzugsweise größer als 10°, einschließt. Die Hauptströmungsrichtungen beider Teilströme können dabei mit der Längsebene den gleichen spitzen Winkel, vorzugsweise größer als 10°, einschließen, wobei vorteilhafter Weise die Einlasskanäle - in Richtung der Längsebene betrachtet - deckungsgleich ausgebildet sein können.

Die Tumbleströmung strömt in einem auslassseitigen Zylindersegment von der Brennraumdeckfläche in Richtung Kolben, welches sich über einen Winkel δ kleiner als 180°, vorzugsweise zwischen 60° und 120°, erstreckt.

Zur Verstärkung der Ladungsbewegung ist es vorteilhaft, wenn jeder Einlasskanal unmittelbar stromaufwärts des Ventilsitzringes eine eingeformte Strömungsabrisskante aufweist. Jede Strömungsabrisskante kann durch eine Verschneidung des im wesentlichen stetig verlaufenden Zulaufteiles des Einlasskanales mit einem sich in Strömungsrichtung erweiternden, vorzugsweise konischen Wandabschnitt im Bereich des Ventilsitzringes gebildet sein. Der konische Wandabschnitt wird beispielsweise durch einen koaxial zur Ventilsitzringachse zugestellten Kontrollfräser eingearbeitet, wobei vorzugsweise der Kontrollfräser zumindest einen kegeligen, zylindrischen und/oder gekrümmten Mantelbereich aufweist.

Weiters ist es zur Verstärkung der Tumble-Bewegung vorteilhaft, wenn der Querschnitt des Einlasskanals bis in den Bereich der Strömungsabrisskante, zumindest in einer Richtung, düsenartig verengt ist.

Es kann vorgesehen sein, dass die theoretische Strahlform der Einspritzstrahlen aus den auf der zweiten Seite angeordneten Einspritzöffnungen den Ventilteller zumindest eines geöffneten Einlassventils schneidet, wobei vorzugsweise die theoretische Strahlform den Ventilteller des Einlassventils ab einer Ventilöffnung zwischen dem 0,5- bis 0,9-fachen, vorzugsweise zwischen dem 0,6- bis 0,8-fachen des maximalen Ventilhubes schneidet. Die theoretische Strahlform schneidet das Einlassventil bevorzugt in einem Bereich der Umfangsiinie des Ventiltellers, welcher ein Drittel bis ein Sechstel des Umfanges beträgt. Zur Realisierung einer Feinzerstäubung und zur Senkung des Kraftstoffverbrauches ist es vorteilhaft, wenn die gedachten äußeren Strahlmittellinien der Kraftstoffeinspritzstrahlen - in einem die Injektorachse beinhaltenden Längsschnitt durch den Zylinder betrachtet - einen ersten Strahlwinkel zwischen 30° bis 50°, vorzugsweise zwischen 35° und 40°, aufspannen, wobei vorzugsweise die äußeren gedachten Strahlmittellinien der Einspritzstrahlen - in einer Vorderansicht auf den Injektor betrachtet - einen zweiten Einspritzwinkel zwischen etwa 40° und 70°, vorzugsweise zwischen 50° und 60° aufspannen.

Die Brennkraftmaschine ist bevorzugt durch zumindest einen Abgasturbolader aufgeladen.

Eine deutliche Absenkung des Kraftstoffverbrauches kann dadurch erreicht werden, dass für jeden Betriebsbereich ein Sollwert für die rückgeführte Abgasmenge in einer Steuereinrichtung für die Abgasrückführung abgelegt wird, dass ein Istwert für die rückgeführte Abgasmenge ermittelt oder berechnet wird und dass bei Vermindern der Last aus einem Betriebsbereich, in welchem interne und externe Abgasrückführung gleichzeitig durchgeführt wird, die interne Abgasrückführung solange vermindert oder gestoppt wird, bis der Istwert der rückgeführten Abgasmenge kleiner oder gleich dem Sollwert der rückgeführten Abgasmenge bei dem entsprechenden Betriebspunkt ist.

Insbesondere bei Verwendung eines Niederdruck-Abgasrückführsystem kann im oberen Lastbereich und/oder im Volliastbereich eine interne und externe Abgasrückführung gleichzeitig oder aber nur eine externe Abgasrückführung durchgeführt werden. Vorzugsweise ist vorgesehen, dass das intern und/oder extern rückgeführte Abgas zwischen der Entnahme aus dem Brennraum und der Rückführung in den Brennraum gekühlt wird.

Um insbesondere im Volllastbereich eine externe Abgasrückführung zu erreichen, ist es von Vorteil, wenn das Abgas für die externe Abgasrückführung stromabwärts der Turbine des Abgasturboladers, vorzugsweise stromabwärts einer Abgasnachbehandlungseinrichtung dem Abgasstrang entnommen und stromaufwärts des Verdichters des Abgasturboladers dem Einlassstrang zugeführt wird.

Die Verminderung der internen Abgasrückführmengen erfolgt am einfachsten durch Spätverstellen der Einlasssteuerzeit und/oder durch Frühverstellen der Auslasssteuerzeit. Alternativ dazu kann auch vorgesehen sein, dass zur Verminderung der internen Abgasrückführmenge der Ventilhub zumindest eines Ein- und/oder Auslassventils im Ventilüberschneidungsbereich vermindert wird.

Eine Erhöhung der externen oder internen Abgasrückführrate im oberen Lastbereich kann durch zusätzliches Androsseln der Ansaugluft oder des Abgases erfolgen. Die Steuerung der externen Abgasrückführrate kann durch ein Stellventil und/oder durch Androsseln auf der Saug- bzw. Abgasseite erfolgen.

Die Regelung der internen und externen Abgasrückführung erfolgt über ein Mo- torsteuergerät derart, dass die gesamte Abgasrückführrate in der Brennkraftmaschine, welche sich aus interner Abgasrückführrate, Leersaugen eines mit Abgas/ Luft-Gemisch gefüllten Volumens und externer Abgasrückführrate zusammensetzt, unabhängig vom transienten Betriebszustand, den im Kennfeld abgelegten Sollwerten, bzw. den zur Erzielung des Bestverbrauches, bzw. der Bestemission erforderlichen Abgasrückführmengen entspricht.

In einer besonders bevorzugte Ausführungsvariante der Erfindung kann vorgesehen sein, dass in zumindest einem Teillastbetriebsbereich, vorzugsweise nach einem negativen Lastsprung und/oder unterhalb einer unteren Lastgrenze für die Durchführung externer Abgasrückführung der Verdichter und/oder der Ladeluftkühler umgangen wird. Durch Umgehen des Verdichters kann das Füll- und Entleerverhalten des externen Abgasrückführsystems kompensiert werden. In der Umgehungsleitung kann ein erstes Absperrorgan angeordnet sein. Vorzugsweise ist vorgesehen, dass die Umgehungsleitung stromaufwärts der Mündung der Ab- gasrückführleitung vom Einlassstrang abzweigt und stromabwärts des Verdichters, vorzugsweise stromabwärts des Ladeluftkühlers, besonders vorzugsweise stromabwärts eines in einem Hauptströmungsweg durch den Verdichter angeordneten zweiten Absperrorgans wieder in den Einlassstrang wieder einmündet. Wenn die Umgehungsleitung stromabwärts des Verdichters vom Einlassstrang abzweigt, kann der Verdichter zur Ausspülung von Abgas/Luft-Gemisch aus dem Ladeluftkühler verwendet werden. Zu diesem Zweck kann über Schaltorgane im Bereich der Abzweigung und/oder der Einmündung der Umgehungsleitung der Ladeluftstrom gesteuert werden.

Das nach einem negativen Lastsprung durchzusaugende Volumen mit Luft/Abgas-Gemisch wird dadurch drastisch reduziert. Andererseits steht für die nächste Hochlastphase somit wieder ein Luft/Abgas-Gemisch zur Verfügung.

Auf diese Weise können optimale Ergebnisse für Verbrauch und Emissionen erzielt werden, ohne dass das Transientverhalten der Brennkraftmaschine nachteilig beeinflusst wird.

Eine weitere Verbesserung des Transientverhaltens (insbesondere des positiven Lastwechsels aus niedriger Last) kann dadurch erfolgen, dass während der Umgehung des Verdichters der Hauptströmungsweg des Einlassstranges durch den Verdichter zwischen Abzweigung und Mündung der Umgehungsleitung des Verdichters mit Frischluft gespült wird. Um auch den Ladeluftkühler und die Rohre im Einlassstrang von rückgeführtem Abgas zu befreien (besonders bei Abgas- rückführraten über 10%) kann es hilfreich sein, den Ladeluftkühler und die Rohre zu spülen. Dazu kann vorgesehen sein, dass stromaufwärts des zweiten Absperrorgans und stromabwärts des Ladeluftkühlers eine Spülleitung vom Einlassstrang abzweigt und vorzugsweise stromabwärts der Turbine in den Abgasstrang einmündet, wobei vorzugsweise in der Spülleitung ein drittes Absperrorgan angeordnet ist.

Die Brennkraftmaschine saugt Frischluft über die Umgehungsleitung des Verdichters an. Der Ladeluftkühler und die Rohre des Einlassstranges werden in dieser Zeit gespült. Das Luft/Abgas-Gemisch wird an der Brennkraftmaschine vorbei stromaufwärts des Katalysators dem Abgasstrang zugeführt.

Eine weitere Verbrauchsverbesserung lässt sich erreichen, wenn die Maskierung jeweils auf der dem Einlassventil zugewandten Seite der Auslassöffnung angeordnet ist und den Auslassventilteller des Auslassventils gegen das Einlassventil hin abschattet. Zum Unterschied zur US 5,870,993 A ist die Maskierung der Auslassöffnung an der der Einlassöffnung zugewandten Seite angeordnet. Dadurch entsteht durch die durch die Auslassöffnungen rückgeführte Abgasmenge eine Tumble-Strömung, welche gleichsinnig mit dem später folgenden Tumble der Einlassströmung dreht.

Um eine ausreichend hohe Tumble-Wirkung zu ermöglichen, ist es vorteilhaft, wenn die Maskierung um die Mitte der Auslassöffnung einen Umschlingungswin- kel von etwa 120° bis 180° einschließt. Die Höhe der Maskierung sollte dabei etwa 1 mm bis 4 mm betragen. Vorzugsweise ist vorgesehen, dass der Abstand der Maskierung vom Ventiltellerrand etwa 0,3 mm bis 0,7 mm beträgt.

Vorzugsweise ist vorgesehen, dass die Maskierung durch einen Vorsprung in der Brennraumdecke gebildet ist. Alternativ dazu kann auch vorgesehen sein, dass

die Maskierung durch eine Vertiefung in der Brennraumdeckfläche gebildet ist, wobei in der Vertiefung die Auslassöffnung angeordnet ist. Die Vertiefung ist im Wesentlichen konzentrisch bezüglich der Auslassöffnung angeordnet und läuft vorzugsweise an der der Maskierung gegenüberliegenden Seite in die Brennraumdeckfläche aus. Die Tiefe der Vertiefung kann dabei gleichmäßig sein. Alternativ dazu ist es auch möglich, dass die Vertiefung - bezogen auf die umgebende Brennraumdeckfläche - eine unterschiedliche Tiefe aufweist, wobei vorzugsweise die Tiefe im Bereich der Maskierung am größten ist.

Bei einer Brennkraftmaschine mit zumindest zwei Ein- und zumindest zwei Auslassventilen ist es vorteilhaft, wenn jede Auslassöffnung im Bereich der dem benachbarten Einlassventil zugewandten Seite von einer Maskierung umgeben ist. Die Maskierungen der einzelnen Auslassventile ist vorzugsweise gleich gestaltet. Es ist aber auch eine unterschiedliche Gestaltung möglich.

Die beiden Auslassventile werden vorzugsweise zum gleichen Zeitpunkt während des Auslasstaktes geöffnet. Der öffnungszeitpunkt der Auslassventile kann dabei über Phasenversteller synchron verstellt werden.

Durch das gleichzeitige öffnen der Auslassventile kann zu Beginn des Auslasstaktes eine relativ große Menge des Abgases in die Auslasskanäle geleitet werden. Dadurch können günstiges Entleerungsverhalten des Brennraumes mit minimalen Drosselverlusten erzielt werden. Insbesondere bei Volllast ergibt sich somit eine hohe Leistungsausbeute.

Die Auslassventile werden auch synchron geschlossen.

Eine deutliche Verbrauchsverbesserung bei Teillast wird erreicht, wenn im Teillastbereich im Bereich des oberen Totpunktes des Ladungswechsels, vorzugsweise unmittelbar nach dem oberen Totpunkt des Ladungswechsels, Abgas durch zumindest eine Auslassöffnung in den Brennraum rückgesaugt und gleichzeitig oder unmittelbar darauf durch zumindest eine Einlassöffnung Luft oder Ladung in den Brennraum eingebracht wird, wobei durch das rückgesaugte Abgas und die Luft oder Ladung im Brennraum eine gleichgerichtete Tumbleströmung initiiert wird. Dabei wird der Schließzeitpunkt des Auslassventils und der öffnungszeitpunkt des Einlassventils, im Teillastbereich nach spät verstellt. Vorzugsweise ist vorgesehen, dass im Volllastbereich für Drehzahlen unterhalb der Maximaldrehzahl, vorzugsweise unterhalb der halben Maximaldrehzahl, der Schließzeitpunkt des Auslassventils nach spät und/oder der öffnungszeitpunkt des Einlassventils nach früh verstellt wird.

Durch die Erfindung werden folgende vorteilhafte Effekte erzielt:

1) Zusätzliche Erhöhung der Ladungsbewegung im Teillastbereich zwecks weiter erhöhter Restgasakzeptanz der Verbrennung. Stellorgane zur Wegschaltung von Teilen des Einlasskanals sind zum Erreichen einer erhöhten Ladungsbewegung nicht erforderlich.

2) Erhöhung der Spülqualität bei Volllast, speziell bei niedrigen Drehzahlen und großen Ventilüberschneidungen. Die verbesserte Restgasausspülung bei geringeren Spülluftaufwänden verbessert das Klopfverhalten, das Drehmoment und die Neigung zur exothermen Reaktionen im Katalysator bei Saug- und Auflademotoren bei niedrigeren Volllast-Drehzahlen.

Zur Verringerung des Fertigungsaufwandes kann vorgesehen sein, dass ein Rohkanal gusstechnisch hergestellt wird, dessen Kanalkontur in zumindest einem ersten Wandbereich geometrische Merkmale eines Füllkanals und in zumindest einem zweiten Wandbereich geometrische Merkmale eines tumbleerzeugenden Einlasskanals aufweist, und dass in zumindest einem materialabtragenden Bearbeitungsschritt wahlweise ein Füllkanal oder ein tumbleerzeugender Einlasskanal aus dem Rohkanal geformt wird. Mit einer einzigen Zylinderkopfform können somit Saug-Brennkraftmaschinen, als auch aufgeladene Brennkraftmaschinen bedient werden.

So ist es möglich, dass zur Formung eines Füllkanals der zweite Wandbereich materialabtragend bearbeitet wird. Alternativ dazu kann vorgesehen sein, dass zur Formung eines tumbleerzeugenden Einlasskanals der erste Wandbereich materialabtragend bearbeitet wird.

Der erste Wandbereich wird dabei durch den der Zylinderkopfebene am nächst- liegende Bodenbereich des Rohkanals gebildet. Der zweite Wandbereich wird durch die der Zylinderkopfebene entferntest liegende Deckenbereich des Rohkanals und/oder durch die Seitenwände des Rohkanals gebildet.

Die Erfindung wird im Folgenden anhand der Figuren näher erläutert. Es zeigen:

Fig. 1 einen Zylinderkopf einer erfindungsgemäßen Brennkraftmaschine in einem Querschnitt durch einen Zylinder;

Fig. 2 einen Zylinder mit schematisch angedeuteten Einspritzstrahlen;

Fig. 3 die Einspritzstrahlen aus der Richtung III - III in Fig. 2;

Fig. 4 eine Stirnansicht auf die Einspritzstrahlen;

Fig. 4a eine Stirnansicht auf einen Injektor mit fünf Einspritzöffnungen;

Fig. 5 eine Seitenansicht auf eine Einspritzeinrichtung und die Einspritzstrahlen;

Fig. 6 einen Einlasskanal der erfindungsgemäßen Brennkraftmaschine in einem Schnitt;

Fig. 7 ein Diagramm mit geometrischen Parametern des Einlasskanals;

Fig. 8 einen Zylinder der erfindungsgemäßen Brennkraftmaschine während einer ersten Einspritzung;

Fig. 9 den Zylinder während einer zweiten Einspritzung;

Fig. 10 die Anordnung der Gaswechselkanäle und der Einspritzeinrichtung in einem Längsschnitt;

Fig. 11 die Anordnung der Gaswechselkanäle und der Einspritzeinrichtung in einer Draufsicht;

Fig. 12 eine Einspritzung mit benetztem Einlassventil in einer Seitenansicht;

Fig. 13 diese Einspritzung in einer Draufsicht;

Fig. 14 einen Längsschnitt durch einen Zylinderraum mit ermittelter Tumbleströmung;

Fig. 15 einen Querschnitt durch den Zylinderraum mit eingetragenem Strömungsfeld;

Fig. 16 die erfindungsgemäße Brennkraftmaschine in einer ersten Ausführungsvariante;

Fig. 17 die erfindungsgemäße Brennkraftmaschine in einer zweiten Ausführungsvariante;

Fig. 18 die erfindungsgemäße Brennkraftmaschine in einer dritten Ausführungsvariante;

Fig. 19 die erfindungsgemäße Brennkraftmaschine in einer vierten Ausführungsvariante;

Fig. 20 die erfindungsgemäße Brennkraftmaschine in einer fünften Ausführungsvariante;

Fig. 21 ein Last-Drehzahl-Diagramm;

Fig. 22 eine Steuerungsstrategie für die Abgasrückführung gemäß dem erfindungsgemäßen Verfahren;

Fig. 23 ein Ventilbild eines Zylinderkopfes der erfindungsgemäßen Brennkraftmaschine;

Fig. 24 einen Zylinderkopf in einem Schnitt gemäß der Linie XXIV-XXIV in Fig. 23 bei geöffnetem Ein- und Auslassventilen in einer ersten erfindungsgemäßen Ausführungsvariante;

Fig. 25 einen Zylinderkopf analog zu Fig. 24 in einer zweiten erfindungsgemäßen Ausführungsvariante;

Fig. 26 einen Zylinderkopf in einer dritten erfindungsgemäßen Ausführungsvariante;

Fig. 27 den Zylinderkopf in einem Schnitt gemäß der Linie XXVII-XXVII in Fig. 23;

Fig. 28 ein Ventilhub-Kurbelwinkel-Diagramm für Teillast;

Fig. 29 ein Ventilhub-Kurbeldiagramm für Volllast;

Fig. 30 die Strömungen im Bereich des oberen Totpunktes des Ladungswechsels bei Volllast;

Fig. 31 einen erfindungsgemäßen Zylinderkopf mit einem Rohkanal in einem Längsschnitt;

Fig. 32 einen Zylinderkopf mit einem tumbleerzeugenden Einlasskanal; und

Fig. 33 einen Zylinderkopf mit einem als Füllkanal ausgebildeten Einlasskanal.

Im Zylinderkopf 1 der Brennkraftmaschine sind Einlasskanäle 2 und Auslasskanäle 3 angeordnet. Die Einlasskanäle 2 münden über zwei Einlassventile 4 in den Brennraum 5 ein, welcher durch einen Zylinder 6, einen hin- und hergehenden Kolben 7 und eine durch den Zylinderkopf 1 gebildeten dachförmige Brennraum- deckfläche 8 gebildet ist. Im Zylinderkopf 1 ist weiters pro Zylinder 6 eine Zündeinrichtung 9 annähernd zentral, sowie eine Einspritzeinrichtung 10 seitlich angeordnet. Die Längsachse 10a der Einspritzeinrichtung 10 schließt mit der ZyMn- derkopfdichtebene Ia einen Winkel ε zwischen 20° bis 35° ein.

Die Einspritzeinrichtung 10 weist an ihrer Injektorstirnseite 11 zumindest fünf Einspritzöffnungen 12 auf, welche so bemessen und/oder angeordnet sind, dass ein Flächenanteil der Gesamtfläche aller Einspritzöffnungen von mindestens 65% und/oder ein Massenanteil von zumindest 65% des eingespritzten Kraftstoffes auf der dem Kolben 7 zugewandten ersten Seite 13 einer Referenzebene 30 durch die Gesamtstrahlmittelachse 31 zugewiesen ist. Die Referenzebene 30 steht normal auf eine durch die Gesamtstrahlmittelachse 31 und die Längsachse 10a der Einspritzeinrichtung 10 aufgespannten Ebene 32. Die Auflösung der einzelnen Einspritzstrahlen 15 erfolgt derart, dass eine zusammenhängende Kraftstoffwolke 16 ohne sichtbare Trennung in Einzelstrahlen ab einer Entfernung a von etwa 10 mm bis 20 mm - von der Strahlwurzel 17 aus gesehen - gebildet wird. Die Verteilung der Kraftstoffdichte in der Strahlwolke 16 entspricht im Wesentlichen der geometrischen Anordnung der Einspritzöffnungen 12 der Einspritzeinrichtung 10. Die Einspritzöffnungen 12 sind bevorzugt asymmetrisch bezüglich der Referenzebene angeordnet. Bei einem Injektor mit sieben Einspritzöffnungen 12 sind beispielsweise auf der ersten Seite 13 drei, auf der zweiten Seite 14 zwei und in der Referenzebene 31 ebenfalls zwei Einspritzöffnungen 12 angeordnet (Fig. 4). Die Fig. 4a zeigt eine Injektorstirnseite 11 eines Injektors mit fünf Einspritzöffnungen 12, wobei drei Einspritzöffnungen auf der ersten Seite 13 und zwei Einspritzöffnungen 12 auf der zweiten Seite 14 der Referenzebene 30 angeordnet sind. Die Einspritzstrahlen 15a durch die Einspritzöffnungen 12 auf der ersten Seite 13 können gebündelt sein.

Die gedachten Strahlmittellinien 15b ¹ der Einspritzstrahlen 15b, welche durch auf der dem Kolben 7 abgewandten zweiten Seite 14 der Referenzebene 30 in den Brennraum 5 eingespritzt werden, schneiden die Mantellinie 6a des Zylinders 6 in einen Bereich von etwa 30% bis 45% der Hublänge L des Kolbens 7, vom oberen Totpunkt des Kolbens 7 gemessen. Der Projektionsbereich der oberen Kraftstoffstrahlen 15 am Zylindermantel 6' ist mit Bezugszeichen 18 bezeichnet.

Die gedachten Strahlmittellinien 15a ¹ der unteren Einspritzstrahlen 15a, welche durch Einspritzöffnungen 12 strömen, die auf der dem Kolben 7 zugewandten ersten Seite 13 der Referenzebene 30 angeordnet sind, schneiden eine in halber Hubhöhe des Kolbens 7 angenommene Normalebene 19 auf die Zylinderachse 6a in einem einlassseitigen Bereich 20, der etwa 30% bis 50% des Zylinderdurchmessers D entspricht.

Die theoretische Strahlform der oberen Einspritzstrahlen 15a bestreicht dabei jeweils Sektoren der Ventilteller 4a der Einlassventile 4 in der Größenordnung zwischen einem Drittel und einem Sechstel des Umfanges, allerdings erst bei Ventilhüben größer als das 0,6 bis 0,8fache des maximalen Ventilhubes, vom geschlossenen Ventil ausgehend gemessen.

Die Einlasskanäle 2 weisen eine fixe Geometrie auf, welche so gestaltet ist, dass ein hohes Niveau an Ladungsbewegung im Brennraum 5 ermöglicht wird.

Vorzugsweise beträgt der die Tumble-Zahl zwischen 1,2 und 2, besonders vorzugsweise 1,4 bis 1,9.

Die Bestimmung der Tumble-Zahl wird beispielsweise in der AT 004.097 Ul beschrieben.

Aus dem, beispielsweise durch differenzielle Messmethode mittels Laser-Doppler- Anemometrie gemessenen Strömungsfeld w _LDA wird ein Tumble-Kennwert ω _FK durch ω _Mol berechnet. Zunächst wird aus dem Strömungsfeld w _WA , also den gemessenen axialen Geschwindigkeiten in Richtung der Zylinderachse 6a eine mittlere axiale Strömungsgeschwindigkeit w berechnet. Durch Reduktion des Strömungsfeldes w _WA um die mittlere Geschwindigkeit w folgt das reduzierte, quasi-rotierende Strömungsfeld W ₁ unter Annahme einer Tumble-Achse 111, die die Zylinderachse 6a schneidet und senkrecht auf die Zylinderachse 6a des Zylinders 6 steht. Es gilt somit:

Aus diesem reduzierten Strömungsfeld W ₁ berechnet sich die Winkelgeschwindigkeit ω, in jedem Messpunkt i wie folgt: w

wobei T ₁ der Abstand des Messpunktes i von der Tumble-Achse 111 ist.

Ist jedem Messpunkt i das Flächenelement f _t zugeordnet, so ergibt sich die Winkelgeschwindigkeit ω _FK der gesamten Tumble-Bewegung durch die Gleichung

Daraus kann der Tumble-Kennwert wie folgt berechnet werden:

Tumble - Kennwert = — ^ , (4) ^ω Mol wobei ω _Mol die Motorwinkelgeschwindigkeit der Brennkraftmaschine ist.

Werden die Tumble-Kennwerte für mehrere Ventilhübe des Einlassventiles 4 des Einlasskanales 2 bestimmt, so kann mittels Integration über den Kurbelwinkel a die Tumble-Zahl berechnet werden, wobei die Tumble-Kennwerte mit der Kolbengeschwindigkeit c gewichtet werden:

Tumble-Zahl (5)

Figur 13 zeigt ein typisches Messergebnis des Messverfahrens, eingetragen in einem Querschnitt durch den Zylinder 6. Es zeigt eine durch Einlasskanäle 2 erzeugte Strömungsstruktur in einem Zylinder 6 als normierte Strömungsfelder. Es sind die Einlassventile 4 in ihrer Lage zum Zylinder 6 dargestellt. Weiters ist die Motorlängsachse 114' eingezeichnet. Die Tumble-Achse 111' ist als Vektorpfeil mit angedeutetem Drehsinn angegeben. Die Messpunkte i sind in einem hexago- nalem Gitter angeordnet, sodass die Flächenelemente f _f alle gleich sind. Die Richtung und Größe der Winkelgeschwindigkeiten ω _t in jedem Flächenelement f _t . ist durch die Neigung und Dichte der Schraffur angedeutet. Rechts geneigte Schraffur bedeutet dabei nach abwärts gerichtete Strömung, links geneigte Schraffur symbolisiert eine nach aufwärts gerichtete Strömung. Die Dichte der Schraffur ist proportional zur Größe der Geschwindigkeit. Im Bereich der Längsachse 114' herrscht die geringste Strömungsgeschwindigkeit, was durch schraf- furlose hexagonale Flächenelemente / wiedergegeben ist. Das in Fig. 13 dargestellte berechnete Strömungsprofil entspricht der in Fig. 12 dargestellten Tumble-Strömung T zufolge der Einlassströmung E.

Zur Veranschaulichung sind in Fig. 13 nur 37 Messpunkte pro Messebene eingetragen. Um reproduzierbare Messergebnisse zu erhalten, sollten in der Praxis allerdings mindestens 200 Messpunkte je Messebene verwendet werden.

Zum Erreichen der genannten hohen Tumble-Zahlen zwischen 1,2 und 2 sind mehrere Faktoren ausschlaggebend:

Beide Einlasskanäle 2 sind tumbleerzeugend ausgebildet und weisen eine derartige Kanalgestaltung auf, dass die Winkel φ der Hauptströmungsrichtungen 40 der über die Einlassventile 4 in den Brennraum 5 strömenden Teilströme E zur durch die Zylinderachsen 6a aufgespannten Längsebene 6b durch die Formgebung der Einlasskanäle 2 bestimmt sind. Die Achse 2 ' jedes Einlasskanales 2 schließt, zumindest knapp vor dem Einlassventil 4, mit der Achse 4b des Einlass- ventiles 4 einen spitzen Winkel p ein. Die Hauptströmungsrichtungen 40 der beiden Teilströme E schließen mit der Längsebene 6b den gleichen spitzen Winkel v ein, wobei die Einlasskanäle 2 - in Richtung der Längsebene 6b betrachtet - deckungsgleich ausgebildet sein können. Die Winkel p und v sind bevorzugt größer als 10°. Die Einlasskanäle können somit im Wesentlichen gespiegelt (gleich) gestaltet sein.

Die Tumble-Bewegung T strömt auf der den Einlassventilen 4 gegenüberliegenden Seite innerhalb eines Zylindersegmentes von der Brennraumdeckfläche 8 in Richtung des Kolbens 7. Das Zylindersegment erstreckt sich über einen Winkel δ<180°, der vorzugsweise zwischen 60° und 120° beträgt (Fig. 13).

Eine weitere Erhöhung der Ladungsbewegung lässt sich durch eine konische Gestaltung des Einlasskanals 2 erreichen, wie in den Figuren 6 und 7 gezeigt ist. Der Einlasskanal 2 ist dabei zwischen einem ersten Querschnitt 21 im Bereich des Einlasskanalflansches und einem zweiten Querschnitt im Bereich einer Abrisskante 23 mit sich verjüngender Querschnittfläche A ausgebildet. Die Querschnittfläche A ist in Fig. 7 entlang der Einlasskanalachse x aufgetragen. Aus dem Diagramm geht hervor, dass im Bereich 22 des engsten Querschnittes der Durchflussquerschnitt A nur mehr zwischen 65% und 90% der Querschnittsfläche A im Bereich der Einlassflanschfläche 21 beträgt. Der Bereich 22 ergibt sich durch den Schnittpunkt einer normal auf die Kanalmittellinie gebildeten Schnittebene an der Stelle der Abrisskante 23 mit der Kanalmittellinie. Bis in den Bereich 22 ist der Einlasskanal 2 somit düsenartig verengt.

Die Strömungsabrisskante 23 ist durch eine Verschneidung des im Wesentlichen stetig verlaufenden Zulaufteiles 2a des Einlasskanals 2 mit einem konischen, sich in Strömungsrichtung erweiternden Wandabschnitt 2b im Bereich des Ventilsitzringes 24 gebildet. Der konische Wandbereich 2b ist durch einen konischen oder gestuft konischen Kontrollfräser 25 gebildet. Der Kontrollfräser 25 kann dabei einen zylindrischen und konischen Bereich aufweisen. Er kann auch einen abgerundeten Mantelbereich aufweisen, der in den konischen Bereich übergeht. Es ist auch möglich, dass der Kontrollfräser 25 - im Profil betrachtet - einen Bereich mit einem kleinen Radius aufweist, der in einen Bereich mit einem größeren Radius übergeht. Der Bereich mit dem größeren Radius formt somit einen Konus mit gekrümmten Mantelflächen.

Der durch die äußersten Strahlmittellinien 15' aufgespannte erste Strahlwinkel ß beträgt - in einer Vorderansicht gemäß dem Pfeil III in Fig. 2 betrachtet - etwa zwischen 50° bis 60°. In einer Seitenansicht gemäß Fig. 5 beträgt der durch die Mittellinien 15a' und 15b' der äußersten oberen und unteren Einspritzstrahlen 15a, 15b aufgespannte zweite Strahlwinkel γ etwa30° bis 40°.

Durch die beschriebene Gestaltung der Einspritzeinrichtung 10 wird verhindert, dass einzelne Kraftstoffstrahlen 15 direkt auf den Zylinder 6 auftreffen und das Schmieröl verdünnen. Weiters wird eine exzessive Beaufschlagung der Oberfläche des Kolbens 7 verhindert, welche zur Rauchbildung führen würde. Durch die spezielle Kombination der Ladungsbewegung, der Injektorgeometrie, sowie Optimierung von steuerungstechnischen Parametern, wie Einspritzdruck und Einspritzzeitpunkt, lässt sich die ölverdünnung auf das Niveau von saugrohrein- spritzenden Brennkraftmaschinen absenken.

Weiters lässt sich durch Kombination des Injektors 10 mit einem geeigneten Kolben 7 erreichen, dass während der Aufheizphase des Katalysators mit Doppelein-

spritzung gefahren werden kann. Ein geeigneter Kolben 7 weist beispielsweise eine tropfenförmige Kolbenmulde auf, wie etwa in der EP 1 362 996 Al beschrieben ist, welche durch Referenz in die Anmeldung eingeführt wird.

Die Figuren 8 und 9 zeigen die zweimalige Einspritzung. Fig. 8 zeigt eine erste Einspritzung während eines Einlasstaktes, Fig. 9 eine zweite Einspritzung während des Verdichtungstaktes 20° bis 70° vor dem oberen Totpunkt der Zündung.

Durch teilweise Benetzung des Einlassventiltellers während einer Einspritzung lässt sich eine Interaktion von Einlassventil 4 und Kraftstoffstrahl 15 erreichen, wie in Fig. 12 und Fig. 13 angedeutet ist. Die theoretische Strahlform der Einspritzstrahlen 15 der zweiten Seite 14 schneiden den Ventilteller 4a zumindest eines geöffneten Einlassventils 4 ab einer Ventilöffnung zwischen dem 0,5- bis 0,9-fachen, vorzugsweise zwischen dem 0,6- bis 0,8-fachen des maximalen Ventilhubes in einem Bereich 43 der Umfangslinie des Ventiltellers 4a, welcher ein Drittel bis ein Sechstel des Umfanges beträgt.

Durch die beschriebenen Maßnahmen stellt sich im Bereich der Zündeinrichtung 9 ein leicht fettes Gemisch ein, während im gesamten Brennraum ein leicht mageres Luft-Kraftstoff-Verhältnis vorliegt. Bei Optimierung von Betriebsparametern, wie Steuerzeiten, Einspritzzeitpunkten und Einspritzaufteilung lassen sich die Kohlenwasserstoffrohemissionen um bis zu 50% absenken. Dies ermöglicht es wiederum, einen kostengünstigeren Katalysator zu verwenden, welcher weiter entfernt von der Brennkraftmaschine positioniert werden kann, wodurch der An- fettungsbedarf sinkt. Dies ermöglicht es, extrem niedrige Emissionsstufen ohne weitere Maßnahmen, wie zum Beispiel variable Ladungsbewegung zu erzielen.

Die hohe Ladungsbewegung erlaubt an der Teillast den Betrieb mit hoher interner oder externer Abgasrückführung. Dadurch lässt sich der spezifische Kraftstoffverbrauch absenken. Wiederum ist keine Zusatzmaßnahme wie variable Ladungsbewegung nötig. Durch Auslassmaskierung lässt sich ohne zusätzliche Bauteile sogar eine variable Ladungsbewegung integrieren.

Die Brennkraftmaschine 101 weist einen Einlassstrang 102, einen Abgasstrang 103 und einen Abgasturbolader 104 mit einer Turbine 105 im Abgasstrang 103 und einem Verdichter 106 im Einlassstrang 102 auf.

Um Abgas im gesamten Betriebsbereich der Brennkraftmaschine 101 rückführen zu können, ist ein externes Abgasrückführsystem 107 mit einer Abgasrückführ- ieitung 108 zwischen dem Abgasstrang 103 und dem Einlassstrang 102 vorgesehen, welche stromabwärts der Turbine 105 und stromabwärts einer Abgasnachbehandlungseinrichtung 109 vom Abgasstrang 103 abzweigt und stromaufwärts der Turbine 106 in den Einlassstrang 102 einmündet. In der Abgasrückführlei-

tung 108 ist ein Abgaskühler 110 und ein Abgasrückführventil 111 angeordnet. Die Abgasrückführleitung 108 mündet stromabwärts eines Luftfilters 112 in den Einlassstrang 102 ein.

Stromaufwärts des Verdichters 106 ist ein Ladeluftkühler 113 und ein Drosselorgan 114 im Einlassstrang 102 vorgesehen.

Die Brennkraftmaschine 101 weist weiters ein nicht weiter dargestelltes internes Abgassystem auf, welches durch eine variable Ventilbetätigungseinrichtung gebildet sein kann. Die variable Ventilbetätigungseinrichtung kann beispielsweise auf der Einlass- und/oder Auslassnockenwelle angeordnete Phasenschieber aufweisen, welche die Steuerzeiten der Ein- und Auslassventile verstellen. Alternativ oder zusätzlich kann auch eine änderung des Ventilhubprofils, beispielsweise durch eine mehrstufige, kontinuierliche, elektromechanische oder elektrohydrau- lische Ventilhubverstelleinrichtung erfolgen.

In Rg. 21 ist die Last L' über der Drehzahl n aufgetragen. Im unteren und mittleren Betriebsbereich A wird interne Abgasrückführung durchgeführt. Im mittleren und oberen Betriebsbereich B wird sowohl interne als auch externe Abgasrückführung durchgeführt, um hohe Abgasrückführmengen zu ermöglichen. Das Bezugszeichen C bezeichnet einen Volllastbereich mit externer Abgasrückführung.

Mittels des als Niederdrucksystem ausgebildeten externen Abgasrückführsystems 107 kann auch im oberen Lastbereich B und C externe Abgasrückführung durchgeführt werden. Dabei wird das Abgas nach der Turbine 105 und nach einer beispielsweise durch einen Katalysator oder einem Partikelfilter gebildeten Abgasnachbehandlungseinrichtung 109 entnommen, gekühlt und vor dem Verdichter 106 dem Einlassstrang 102 zugeführt. Durch die externe Abgasrückführung kann die Abgasrückführmenge zusätzlich zur internen Abgasrückführrate um bis zu 15% erhöht werden. Das Gemisch aus Abgas und Frischluft wird zusätzlich über den Ladeluftkühler 113 geführt.

Da nun aber ein großes Volumen mit Luft/Abgas-Gemisch gefüllt ist, ist das Transientverhalten der Brennkraftmaschine 101 insbesondere bei schnellem Absenken der Last L auf fast Nulllast sehr schlecht. Die Brennkraftmaschine 101 toleriert bei kleinen Lasten L nur wenig rückgeführtes Abgas, bekommt aber aufgrund des großen mit Luft/Abgas-Gemisch gefüllten Volumens im Einlassstrang 102 noch einige Arbeitszyklen lang relativ viel Abgas zugeführt.

Eine Steuerungsstrategie für Brennkraftmaschinen 101 mit Abgasturbolader 104 ist beispielsweise in Fig. 22 dargestellt, wobei Last L ¹ , Sollwert für externe Abgas-

rückführung AGR _ext ,s, der Istwert für externe Abgasrückführmenge AGR _ext ,i und die interne Abgasrückführmenge AGR _int über der Zeit t aufgetragen sind.

Bei negativem Lastsprung von Hochiast auf sehr niedrige Last L wird die für einige Zyklen zu hohe externe Abgasrückführrate AGR _ext ,i durch Verstellung der Steuerzeiten in Richtung niedrigerer interner Abgasrückführrate AGR _int ausgeglichen. Dazu kann beispielsweise für einige Zyklen von großer Ventilüberschneidung auf kleine Ventilüberschneidung gewechselt werden. Wenn das Volumen, das mit Abgas/Luft-Gemisch gefüllt ist, aufgebraucht ist, wird wieder interne Abgasrückführung durchgeführt. Durch ändern der internen Abgasrückführmengen AGRj _nt kann somit eine Kompensation des Füll- und Entleerverhaltens des externen Abgasrückführsystems 107 erreicht werden.

Die Regelung der internen und externen Abgasrückführung erfolgt über ein nicht weiter dargestelltes Motorsteuergerät derart, dass die gesamte Abgasrückführrate in der Brennkraftmaschine 101, welche sich aus interner Abgasrückführrate, Leersaugen eines mit Abgas/Luft-Gemisch gefüllten Volumens und externer Abgasrückführrate zusammensetzt, unabhängig vom Betriebszustand dem in einem Kennfeld abgelegten oder von einem Modell berechneten Wert entspricht, bzw. den zur Erzielung des Bestverbrauches bzw. der Bestemissionen entsprechenden Abgasrückführmengen entspricht.

Im Motorsteuergerät sind dazu die optimalen Abgasrückführraten für jeden Betriebspunkt abgelegt. Mit geeigneten Sensoren wird die Abgasrückführmenge ständig überwacht. Im Falle eines plötzlichen negativen Lastsprunges ist der Istwert der externen rückgeführten Abgasmenge AGR _ext ,i zu groß. Um diesen über- schuss im Dynamikfall zu kompensieren, wird die interne Abgasmenge AGR _int vermindert, bis der Istwert der externen Abgasmenge AGR _ext ,i dem Sollwert AGR _ex t,s entspricht, wie in Fig. 20 dargestellt ist.

Brennkraftmaschinen mit Abgasturbolader 104 weisen häufig variable Ventilbetätigungseinrichtungen auf, um den Restgasgehalt im Zylinder regeln zu können.

Die Kompensation des Füll- und Entleerverhaltens des Ladeluftkühlers und der Rohre des Einlassstranges 102 durch Verstellen der Steuerzeiten hin zu niedrigerer interner Abgasrückführrate kann durch folgende Maßnahmen erreicht werden:

- Verdrehen des einlassseitigen Phasenschiebers Richtung spät;

- Verdrehen des auslassseitigen Phasenschieber Richtung früh;

- Verdrehen beider Phasenschieber so, dass kleinere überschneidungen entstehen.

Weiters kann die Kompensation des Füll- und Entleerverhaltens durch solche änderungen des Ventilhubprofils erreicht werden, dass kleinere interne Abgasrück- führraten entstehen. Dies kann geschehen durch :

- zwei oder mehrstufige Ventilhubumschaltung;

- kontinuierliche Ventilhubverstellung;

- elektromechanische Ventilhubsteuerung;

- elektrohydraulische Ventilhubverstellung.

Eine Erhöhung der externen oder internen Abgasrückführrate kann durch zusätzliches Androsseln der Ansaugluft oder des Abgases durch Drosselorgane 114, 115 erfolgen.

Die Steuerung der externen Abgasrückführrate erfolgt durch das Abgasrückführ- ventil 111 und/oder durch Androsseln auf der Saug- bzw. Abgasseite.

Eine weitere Kompensation des Füll- und Entleerverhaltens des externen gekühlten Abgasrückführsystems 107 kann mittels einer Umgehungsleitung 116 für den Verdichter 106 erfolgen, wie in Fig. 17 gezeigt ist. An der Teillast (nach einem negativen Lastsprung) bzw. unterhalb jener Schwelle, bei der externe Abgasrückführung betrieben wird, wird die Umgehungsleitung 116 über ein erstes Absperrorgan 117 geöffnet. Dadurch wird das große, mit Luft/Abgas-Gemisch gefüllte Volumen des Verdichters 106 und des Ladeluftkühlers 113 umgangen.

Das nach einem negativen Lastsprung durchzusaugende Volumen mit Luft/Abgas-Gemisch wird dadurch drastisch reduziert. Für die nächste Hochlastphase steht bereits wieder Luft/Abgas-Gemisch zur Verfügung.

Gegebenenfalls kann im Einlassstrang 102 stromabwärts des Ladeluftkühlers 113 ein zweites Absperrorgan 118 angeordnet sein. Die Absperrorgane 117, 118 können druck- oder unterdruckgesteuert sein oder elektrisch betätigt werden.

Eine weitere Möglichkeit zur Verbesserung des Transientverhaltens (insbesondere bei positiven Lastwechsel aus niedriger Last) ist in Fig. 18 dargestellt. Insbesondere bei Abgasrückführraten deutlich über 10% kann es hilfreich sein, den Ladeluftkühler 113 und den Hauptströmungsweg 102a zwischen dem Verdichter 106 und dem Ladeluftkühler 113 mit Frischluft zu spülen. Dazu ist eine Spülleitung 119 zwischen Einlassstrang 102 und Abgasstrang 103 vorgesehen, welche

stromabwärts des Ladeluftkühlers 113 und stromaufwärts des Absperrorgans 118 vom Einlassstrang 102 abzweigt und stromabwärts der Turbine 105 und stromaufwärts der Abgasnachbehandlungseinrichtung 109 in den Abgasstrang 103 ^■ einmündet. In der Spülleitung 119 ist ein weiteres Absperrorgan 120 vorgesehen.

Die Brennkraftmaschine 101 saugt Frischluft über die Umgehungsleitung 116 des Verdichters 106. Der Ladeluftkühler 113 und der Hauptströmungsweg 102a werden in dieser Zeit gespült. Das Luft/Abgas-Gemisch wird an der Brennkraftmaschine 101 vorbei vor die Abgasnachbehandlungseinrichtung 109 geführt.

Fig. 19 und Fig. 20 zeigen Ausführungen, insbesondere für Dieselbrennkraftmaschinen, bei denen nur der Ladeluftkühler 113 mit der Umgehungsleitung 116 umgangen wird. Mit Bezugszeichen 116a und 116b sind Schaltorgane an der Abzweigung und Einmündung der Umgehungsleitung 116 bezeichnet, welche den Ladeluftstrom entsprechend aufteilen. Der Verdichter 106 unterstützt dabei den Ausspülvorgang des Abgas/Luft-Gemisches aus dem Ladeluftkühler 113.

In Fig. 20 ist weiters ein Hochdruck-Abgasrückführsystem 107a mit einer Hoch- druck-Abgasrückführleitung 108a und einem Abgasrückführventil lila vorgesehen, um im Warmlauf für eine kurze Zeit Abgas vom Auslasssammler 103a direkt in den Einlasssammler 102b rückzuführen.

Fig. 23 zeigt einen Zylinderkopf 201 in einer brennraumseitigen Ansicht auf den Zylinderkopfboden 202 eines Zylinders 203. Pro Zylinder 203 münden in den Brennraum 210 zwei Einlassöffnungen 204, 205 und zwei Auslassöffnungen 206, 207 ein. über die Einlassöffnungen 204, 205 ist der Brennraum mit Einlasskanälen 204b, 205b und über die Auslassöffnungen 206, 207 mit Auslasskanälen 206b, 207b verbunden. Die Einlassöffnungen 204, 205 bzw. die Auslassöffnungen 206, 207 werden jeweils durch ein Einlassventil 204a, 205a bzw. Auslassventil 206a, 207a gesteuert. Der Brennraum 210 wird durch die dachförmige Brennraumdeckfläche 211 und den Kolben 212, sowie den Zylinder 203 begrenzt.

Insbesondere bei Teillastbetrieb der Brennkraftmaschine kann zur Verbesserung des Verbrauches eine interne Abgasrückführung durchgeführt werden. Diese interne Abgasrückführung wird realisiert, indem anschließend an den Auslasstakt im Bereich des oberen Totpunktes OTW des Ladungswechsels Abgas aus den Auslasskanälen 206b, 207b in den Brennraum 210 zurückgesaugt wird. Zur Verbesserung der Brennbedingungen und der Emissionen ist dabei eine hohe Tumbleströmung im Brennraum 210 wünschenswert. Diese Tumbleströmung S _A wird durch gleiche Schließzeitpunkte der beiden Auslassventile 206a, 207a er-

zieit. Eine wesentliche Erhöhung der Tumbleströmung kann durch eine Maskierung 208 um die beiden Auslassöffnungen 206, 207, und zwar auf der den Einlassöffnungen 204, 205 zugewandten Seite, erreicht werden. Die Maskierungen 208 weisen jeweils einen Umschlingungswinkel α von etwa 120° bis 180° um den Mittelpunkt 206', 207' der jeweiligen Auslassöffnung 206, 207 auf. Die Höhe der Maskierung 208 beträgt etwa 1 mm bis 4 mm - gemessen bis zur halben Höhe h des Ventiltellerrandes 206b. Der Abstand a zwischen Maskierung 208 und Ventiltellerrand 206b beträgt etwa 0,3 mm bis 0,7 mm.

Wesentlich ist, dass die Tumbleströmung S _A zufolge des rückgeführten Abgases die gleiche Orientierung aufweist, wie die Tumbleströmung S _E der in den Brennraum 210 durch die Einlassöffnungen 204, 205 einströmende Luft bzw. das einströmenden Luft-Kraftstoff-Gemisch. Die Maskierung 208 kann durch einen Vorsprung V (Fig. 24) oder eine Vertiefung T der Brennraumdeckfläche 211 (Fig. 25, 26) gebildet sein. Die Vertiefung T ist dabei jeweils konzentrisch zur Einlassöffnung 204, 205 ausgebildet.

Fig. 25 zeigt eine Vertiefung T mit konstanter Tiefe HM, Fig. 26 eine Vertiefung T, welche gegenüber der Maskierung 208 in die Brennraumdeckfläche 211 ausläuft und deren tiefste Stelle im Bereich der Maskierung 208' ausgeprägt ist.

Fig. 28 zeigt ein Ventilhub H-Kurbelwinkel KW-Diagramm, wobei die Ventilhubkurve der Einlassventile 204a, 205a mit E bezeichnet ist. Mit A ist die Ventilerhebungskurven der Auslassventile 206, 207 bezeichnet.

Dadurch, dass die Maskierung 208 auf der den Einlassventilen 204, 205 zu gewandten Seite vorgesehen ist, entsteht - bei gleicher Steuerzeit der Auslassventile 206, 207 - ein Tumble E _A durch die rückströmenden Abgase, der gleichsinnig mit dem später folgenden Einlass-Tumble (bei symmetrisch ausgeführten Einlasskanälen 204b, 205b) dreht.

Um höhere rückgeführte Abgasmengen zu erreichen, werden im Teillastbereich die Schließzeitpunkte A _s der beiden Auslassventile 206, 207 und die öffnungszeitpunkte Eö so weit nach spät verschoben, dass durch die Auslassöffnungen 206a, 207a zuerst angesaugt wird.

Bei den beschriebenen Ausführungen werden bei Teillast die aus den für Ladungsverdünnung und Entdrosselung vorteilhaften Steuerzeiten erhaltenen Gas- Einströmphasen konsequent zur Erhöhung der Ladungsbewegung genutzt, speziell auch das der Frischladung zeitlich vorgelagerte Einströmen des Abgases aus dem Auslasskanal 206b, 207b. Dies wird durch die teilweise Maskierung 208 der Auslassventile 206a, 207a an Teilen der den Einlassventilen 204a, 205a zugewandten Umfangen erreicht, wodurch die von den Auslasskanälen 206b, 207b

her einströmenden Abgasmassen eine eindeutige Strömungsrichtung S _A; welche der Grundströmungsrichtung S _E der Ladungsbewegung folgt, erteilt bekommt. Da das Rückeinströmen von Abgas nur im Bereich niedriger Ventilhübe H erfolgt, wie aus den Ventilsteuerzeiten (Fig. 28) ersichtlich, kann eine Einschränkung der Höhe HM der Maskierung 208 erfolgen, um die Durchflusskapazität des Auslasskanals 206b, 207b bei Volllastbetrieb nicht einzuschränken.

Da der Anteil des Abgases an der Gesamtladung ohne weiteres mehr als die Hälfte betragen kann, ergibt sich aus der Nutzung dieses Teilstromes S _A ein deutlicher zusätzlicher Impuls für die Ladungsbewegung S _E . Dieser Unterschied bewirkt, dass auf Schaltorgane zur Beeinflussung der Ladungsbewegung des Einlasskanals 204b, 205b verzichtet werden kann.

Weiters wird der Ladungswechsel zudem auch bei Volllast vorteilhaft beeinflusst, speziell bei Saug- und Auflademotoren mit verstellbaren Aus- und/oder Einlassnockenwellen. Durch einstellbare große Ventilüberschneidungen wird eine möglichst weitgehende Ausspülung des Brennraumes 210 von Restgas erreicht. Dabei sollte der zur Spülung erforderliche Luftaufwand nicht zu groß werden, um ein übermäßiges Sauerstoffangebot bzw. Abkühlung des Abgases beim Turbomotor zu vermeiden. Bei konventionellen Brennkraftmaschinen kommt es aufgrund der typischen Gestaltung des Brennraumes 210 beim Spülen zu einem relativ großen Kurzschlussanteil an Spülluft oder, bei Motoren mit Saugrohreinspritzung, an Gemisch, welcher direkt in den Auslasstrakt gelangt, ohne die Spülung qualitativ zu beeinflussen. Bei der erfindungsgemäßen Brennkraftmaschine reduziert die gezielte Maskierung 208 der Auslassventile 206a, 207a dagegen den Kurzschlussanteil beim Spülen und der Spülwirkungsgrad wird verbessert, siehe Fig. 29 und Fig. 30.

Die Gestaltung der Maskierung 208 kann bei unveränderter Anordnung der Ventile durch Auftrag auf eine vorhandene Brennraumkontur (Fig. 24) oder durch Rücksetzen der Auslassventile 206a, 207a und einer strömungsmäßigen Freistellung der Ventilteller an ihrer den Einlassventilen 204a, 205a abgewandte Seite mittels örtlich modifizierter Brennraumkontur (Fig. 25) erfolgen, als auch bei zum Beispiel durch Verschwenkung veränderter Anordnung der Auslassventile 206a, 207a, wodurch ein entsprechender Rückstand an der den Einlassventilen zugewandten Seite erreicht wird (Fig. 26).

Ein Zylinderkopf 301 weist zumindest einen Einlasskanal 302 auf, welcher über eine Einlassöffnung 303 in einem Brennraumdach 304 mündet. Um eine einzige Zylinderkopfform sowohl für Saug- als auch für aufgeladene Brennkraftmaschinen einsetzen zu können, wird ein Rohkanal 305 mit minimalem Querschnitt mit dem Zylinderkopf 301 mitgegossen. Der der Zylinderkopfdichtebene 306 nächst-

gelegene, durch den Bodenbereich 305a des Rohkanals 305 gebildete erste Wandbereich A' ist so gestaltet, dass er den geometrischen Anforderungen eines Füllungskanals 307 entspricht. Der zweite Wandbereich B', welcher durch den bezüglich der Zylinderkopfdichtebene 306 entfernt liegenden Deckenbereich 305b, sowie durch die Seitenwände des Rohkanals 305 gebildet ist, ist dagegen so gestaltet, dass er den Anforderungen eines Hochtumble-Kanals 308 genügt.

Je nachdem, ob der Zylinderkopf 301 für eine Saug-Brennkraftmaschine oder für eine aufgeladene Brennkraftmaschine gedacht ist, wird der erste Wandbereich A' oder der zweite Wandbereich B' des Rohkanals 305, beispielsweise durch CNC- Bearbeitung, abgetragen, entsprechend den strichlierten, bzw. strichpunktierten Linien 308a, 307a in Fig. 31. Fig. 32 zeigt dazu die nach Materialabtrag des ersten Wandbereiches 305a erhaltene Form eines tumbleerzeugenden Einlasskanals 308. Fig. 33 dagegen zeigt einen Zylinderkopf 301 mit einem Füllungskanal 307, dessen Kontur durch materialabtragende Bearbeitung des zweiten Wandbereiches B' des Rohkanals 305 erhalten wurde.

Mit Bezugszeichen 308b und 307b sind Kontrollschnitt für einen tumbleerzeugenden Kanal 308, bzw. einen Füllungskanal 307 bezeichnet.